內置加勁環K 型管節點抗沖擊性能研究

王慶凡，曲 慧，李 偉，高 康,2，趙光明

(1. 煙臺大學土木工程學院，山東，煙臺 264005；2. 深圳市歐博工程設計顧問有限公司，廣州，深圳 518000)

鋼管結構因具有承載能力高、質量輕、造型美觀等優點被廣泛用于大型公共建筑，例如體育場、機場航站樓、海洋鉆井平臺。服役中的鋼管結構可能會遭到各種極端荷載作用，如爆炸、地震、臺風、車船引起的撞擊等，結構受撞后會產生顯著的動力響應和非線性大變形[1]。節點作為鋼管結構中連接鋼管的關鍵部位，當遭受撞擊時，其傳力途徑和受力性能都將發生變化[2-3]，傳力路徑變化可能會引起周邊構件的破壞，進而導致結構整體或局部的倒塌，這與靜力荷載作用下的結構反應有著顯著的差異。因此，管節點在沖擊作用下的破壞機理及其損傷控制成為全球的研究熱點。

鋼管節點的抗沖擊承載力是評價管結構抗沖擊性能的一個重要指標。近年來，國內外研究者對管節點的動態力學性能展開了研究。Yu 等[4]對火災下T 型圓管節點進行了抗沖擊性能試驗研究。Qu 等[5-7]完成主管在不同軸壓比下的T 型圓管節點落錘沖擊試驗和有限元數值研究。李濤等[8]對T 型圓管節點采用內置豎向插板方式進行加強研究其承載能力。張寶峰[9]、Qu 等[10-11])、王文杰等[12]、蔡艷青等[13]、崔安穩等[14]分別采用環口板或主管局部增厚等方式對T 型管節點區局部加強進行承載力研究，得出采用有效的加強措施可以提高節點主管的徑向剛度，提高管節點的抗沖擊承載力，減少節點變形。張愛林等[15]采用試驗與有限元結合的方法得到設置加勁肋的空間DKT 形相貫節點的承載力設計值和極限承載力公式。Qu 等[16-17]分別通過試驗和有限元方法對高強度鋼管K 型接頭極限強度進行研究。Dodaran 等[18]利用有限元分析了火災誘導高溫對K 型管極限強度和初始剛度的影響。王學蕾等[19]對K 型加強與未加強節點進行了撞擊作用下的數值模擬，對比研究發現采用加強筋措施效果較好。Qu 等[20]采用內置加勁環對K 型管節點局部加強，結果表明在沖擊荷載作用下，管節點變形主要表現在局部凹陷且內置加勁環明顯提高了節點的抗沖擊性能、Lu 等[21]也采用試驗與有限元相結合的方法對K 型管節點的沖擊性能進行了研究。

從工程實踐角度來看，工程設計和加固人員更關心如何評價管桁架抗沖擊性能。文獻[22]對管桁架結構的局部與整體損傷變形相互關系進行了分析，但未給出具體的量化評判標準。Yousuf等[23]對節點的抗沖擊承載力進行研究時，以沖擊力峰值的加權平均值計算得到節點的最終抗沖擊極限承載力。我國《鋼結構設計標準(GB 50017-2017)》[24]中管節點在靜力荷載作用下的極限變形狀態是依據Lu 等[25]所提出的鋼管變形不得超過直徑(D)的3%判定的，但從文獻[7]的動力試驗結果可以看出，當局部凹陷達到主管直徑的3%時，管節點的承載力基本沒有達到承載力極限狀態，因此如果采用Lu 等[25]提出的變形極限值來評價沖擊荷載作用下結構的極限變形狀態顯得過于苛刻。張榮[26]在研究圓鋼管構件側向沖擊響應及失效機理時，提出了圓鋼管在側向沖擊荷載作用下的失效準則和變形預測計算公式。王瀟宇等[27]通過引入動力放大系數R和能量吸收比k，提出了鋼管混凝土結構柱抗沖擊承載力計算方法。

目前對加強后K 型鋼管節點在沖擊作用下的承載力確定鮮有報道，故本文以內置加勁環K 型鋼管節點為研究對象，采用高性能落錘沖擊試驗機進行了4 個內置加勁環和1 個未加強K 型管節點的抗沖擊性能試驗研究，以期通過分析節點的破壞模態和沖擊力時程曲線，揭示沖擊荷載作用下節點沖擊力發展規律。在此基礎上，采用軟件ABAQUS 建立K 型管節點有限元數值分析模型，基于對加勁環幾何參數的分析，提出沖擊荷載作用下內置加勁環K 型管節點的抗沖擊承載力計算公式。

1 試驗概況

1.1 試件設計

根據《鋼結構設計標準》(GB 50017-2017)[24]與石油與天然氣工業-固定式海上鋼結構建筑[28]中對K 型鋼管節點的參數規定，結合落錘試驗機的試驗能力，設計并制作了1 個未加強與4 個內置加勁環的K 型管節點試件，節點構造詳圖如圖1所示。K 型管節點具體的幾何參數見表1，每個試件的主管兩端采用尺寸為420 mm×420 mm，厚度為25 mm 的正方形鋼板作為端板，支管末端采用尺寸為100 mm×100 mm，厚度為30 mm 的正方形鋼板作為端板，加勁環尺寸根據Lee 和Llewelyn[29]對加勁環參數研究結果進行設置，加勁環的厚度Rw分別取4.5 mm 和5.5 mm，寬度Rr取30 mm和50 mm。

表1 試件信息表Table 1 Specimen details and test conditions

圖1 節點構造詳圖 /mmFig. 1 Geometry of joint

1.2 材料特性

試驗中用作主管與支管的熱軋無縫鋼管均為20 號鋼，內置加勁環與主支管兩端的端板均采用Q235 鋼。通過材性試驗得到8 mm 厚主管與5 mm厚支管的屈服強度分別為260.2 MPa 和264 MPa；厚度為4.5 mm、5.5 mm 加勁環屈服強度分別為342.2 MPa 和321.1 MPa。

1.3 試驗裝置

試驗采用湖南大學的高性能豎向落錘沖擊試驗機完成，主要由控制系統、機架、導軌、提升系統和錘體五部分組成，試驗裝置如圖2 所示，具體介紹見文獻[30]。試驗前將試件放置于支座上，調整試件位置，使試件主管跨中正對錘頭，用激光測距儀確定落錘的準確高度后，將試驗所需加載質量的落錘提升至相應位置，松開控制夾頭，錘頭自由下落，對試件進行沖擊。

圖2 試驗裝置圖Fig. 2 Test setup diagram

1.4 荷載施加

本次試驗的外加荷載主要包括：K 型節點主管跨中的沖擊荷載、左支管端部的軸壓力、右支管端部的軸拉力、主管右端的軸壓力。支管和主管端部的軸力均由千斤頂壓縮蝶形彈簧施加、支管端部的軸拉力由擰動螺栓施加。試件邊界條件為主管一端完全固接，另一端可產生水平滑動，支管均為鉸接。試件具體的荷載施加和邊界約束如圖3 所示。

圖3 K 型節點受力簡圖Fig. 3 Diagram of K-joint

1.5 數據測量

試驗中，通過在錘頭內置設置壓電傳感器，得到錘頭的應變，進而得到沖擊力。分別通過設置在主管跨中管底的拉桿式電阻位移計D1、跨中管側測量豎向位移和鼓曲位移的的拉桿式電阻位移計D2 和D3 來衡量節點的整體位移和側向鼓曲變形。

2 試驗結果

2.1 破壞模式

圖4 給出了左、右支管分別施加軸壓力和軸拉力的未加強和內置加勁環K 型管節點的沖擊破壞模式圖。圖中在支管軸向方向標注輔助線以觀察支管的軸向變形程度。從圖中可以看出：節點主要以撞擊區域的局部凹陷和主管側面鼓曲變形為主，支管彎曲變形相對不明顯，這主要是因為支管的軸向剛度較大，在撞擊時支管起到支撐主管的作用，控制了主管整體彎曲變形，因此節點整體彎曲變形程度并不明顯。

從圖4 可看出：相對于加強節點，未加強K 型節點K0-0 破壞模式主要以主管跨中上表面凹陷為主，而且凹陷程度很大。因為加勁環提高了節點的抗彎剛度和承載力，所以加強節點的凹陷程度明顯減輕。由此可見，加勁環對提高K 型管節點抗沖擊性能效果明顯。另外，從圖4 還可看出內置加勁環K 型節點主要以中部加勁環對應的主管上部局部凹陷為主，且凹陷程度隨著加勁環厚度和寬度的變化而變化。比較加勁環厚度不同的圖4(b)和圖4(d)與加勁環寬度不同的圖4(d)與圖4(e)可以看出：節點RK4.5-30 和RK5.5-30 加勁環厚度每增大1 mm，相對未加強節點K0-0 凹陷變形約減少5%；節點RK5.5-30 和RK5.5-50 加勁環寬度每增大1 mm 相對未加強節點K0-0 凹陷變形約減少1%，因此加勁環厚度相比較于寬度對節點凹陷變形的影響更大。另外，加勁環的使用增大了支管端部轉動約束，因此支管產生了彎曲變形；且隨著加勁環增強，支管端部的轉動約束隨之加強，支管彎曲變形也就越明顯。

圖4 K 型節點破壞模態圖Fig. 4 Failure mode of K-joint

2.2 試驗結果及分析

圖5、圖6 分別為5 個試件的沖擊力、位移時程曲線和沖擊力-主管跨中豎向變形曲線。根據沖擊力的變化，沖擊力時程曲線及荷載-位移曲線均可分為四個階段(為了更好顯示沖擊力時程曲線各階段的分界，用A、B、C、D、E 分別代表試件K0-0、RK4.5-30、RK4.5-50、RK5.5-30、RK5.5-50，字母后面的羅馬數字表示各個階段的分界點)。第Ⅰ階段，沖擊力彈性增長階段。沖擊錘與主管表面接觸的瞬間，沖擊力與時間為線性增長關系，直到沖擊力達到第一次峰值，位移滯后沖擊力變化。第Ⅱ階段，沖擊力震蕩階段。沖擊錘與主管表面的接觸時間持續增長，由于沖擊錘和主管的剛度和強度都比較大，所以沖擊錘的反彈、慣性效應、應力波的來回彈射造成了第Ⅱ階段的震蕩現象[31]。在此階段主要是塑性發展階段，支管限制主管的豎向位移，主管管壁發生局部凹陷失穩，管節點處的剛度隨著主管橫截面面積的減小，鋼管的塑性變形深入發展，局部凹陷處產生薄膜效應，因此沖擊力會先下降后上升到最大峰值，位移逐漸增大但未達到最大值。第Ⅲ階段，沖擊力平臺值階段。此階段由于落錘的持續作用，主管的局部變形不斷擴大，并且在應變率效應和膜拉力的共同作用下，沖擊力趨于不變，位移逐漸達到最大值。第Ⅳ階段，沖擊力卸載階段。沖擊錘開始離開主管表面，主管彈性變形開始恢復，因此沖擊力開始快速卸載，節點產生彈性恢復使變形穩定形成。從沖擊力及位移時程曲線可看出，未加強和內置加勁環K 型管節點的沖擊力時程曲線發展趨勢和階段基本相同。

圖5 沖擊力、位移時程曲線Fig. 5 Displacement and Impact Force Versus Time History Curves

圖6 沖擊力-主管跨中豎向變形曲線Fig. 6 Load-vertical deformation in the mid-span curves

在震蕩階段，節點RK4.5-50 和RK5.5-50 沖擊力出現短暫的減小然后開始增大的現象，這是由于第Ⅰ階段的彈性變形結束后，中間加勁環首先開始屈服導致沖擊力短暫下降；中間加勁環完全塑性屈服后，左右兩側的加勁環開始發揮作用，節點開始進入強化階段，沖擊力在平臺值階段達到最大值。

從圖5、圖6 可看出，設置加勁環增大了節點的剛度和強度；沖擊過程中沖擊力峰值和平臺值隨節點剛度增大而增大，沖擊時間隨剛度增大而減小。加勁環厚度和寬度的不同對沖擊力的增長幅度也不同，比較加強試件RK4.5-30 和RK5.5-30，加勁環厚度每增大1 mm 節點在沖擊力平臺階段產生的增大幅值約為12%，殘余變形減少幅值約為2.5%；試件RK5.5-30 和RK5.5-50，加勁環寬度每增大1 mm 節點在沖擊力平臺階段產生的增大幅值約為1%，殘余變形減少幅值約為2%；因此增加加勁環厚度對提高沖擊力明顯。

3 K 型管節點數值模擬與參數分析

3.1 有限元模型的建立

3.1.1 典型模型的選取

為揭示K 型管節點抗沖擊工作機理，采用ABAQUS 軟件中的顯式動力學模塊Explicit 對K 型管節點建立如圖7 所示的有限元分析模型，有限元模型采用三維實體八節點減縮積分單元(C3D8R)。建模參數如表1 所示，錘頭采用楔形體(橫截面是上底長110 mm，下底長50 mm，高100 mm 為梯形，長度為200 mm)。

圖7 K 型節點有限元模型Fig. 7 FEA model of K-joint

3.1.2 材料特性

模型中鋼材材料模型為附加Cowper-Symonds應變率模型的理想彈塑性本構關系，具體計算公式如式(1)所示：

式中：σy為鋼材靜態屈服強度，取值材性試驗所測得的數據；σdy為鋼材的動態屈服強度，為材料的塑性應變率；D′、n為Cowper-Symonds 應變率參數，依據文獻[30]分別取D′=40 s-1，n=5。鋼材密度設置為7800 kg/m3，泊松比取0.3，彈性模量為207 GPa。

3.1.3 邊界條件、界面處理、施加荷載、網格劃分

如圖7 所示，K 型節點主管左端固接是通過建立參考點，把主管端面和參考點進行耦合，通過約束參考點的六個自由度模擬固定支座，右端放開Z方向水平約束以施加軸力。左右支管沿支管軸線在端部建立局部坐標系，通過約束支管端板中線的自由度來模擬鉸接邊界條件，并且放開沿著支管軸線方向的自由度U3，在支管端部設置彈簧單元，通過改變彈簧位移以施加軸力和拉力。

在模擬過程中，端板與支管和主管、加勁環和主管表面都采用綁定(tie)連接。沖擊錘與主管采用通用接觸，接觸面設置法向和切向兩個接觸方向，法向接觸設置為硬接觸，以防止沖擊錘進入主管內部；切向方向設置庫倫摩擦系數，取為0.42。支管與主管之間的焊接在模擬過程中采用合并處理(merge)。模型中共施加了四種荷載，分別為模型自身的重力、錘頭施加的沖擊力(初速度為9.5 m/s)、主管右端施加的水平軸壓力，以及分別在左支管和右支管端部施加的軸壓力和軸拉力。

網格在主支管厚度方向布置兩層，焊縫種子密度5 mm/個，主支管加密區和加勁環種子密度10 mm/個，主支管非加密區種子密度30 mm/個。

3.2 有限元模型的驗證

3.2.1 破壞模態的驗證

圖8 給出了節點破壞模態的試驗結果與有限元結果的對比。從圖中可以看出各節點主管頂部受撞擊區域均發生明顯的局部凹陷變形，且模擬結果與試驗結果吻合較好。受壓支管與主管下表面相貫處的凹陷變形差距較大，這主要是由試驗和模擬過程中支管的邊界條件的差異引起的。試驗過程中支管的軸力方向與設置在支管端部的蝶形彈簧的壓縮方向一致，而模擬中的支管軸力方向與支管軸線方向相同。在試驗過程中，沖擊后隨著節點上表面凹陷變形發生，支管端部蝶形彈簧的壓縮方向與支管的軸線方向會出現些許偏差，進而引起彎矩，使得節點除了支管與主管下表面相貫處通過凹陷變形消耗能量外，還會支管通過彎曲變形消耗部分能量；而模擬中支管端部不會偏離軸向移動，只通過受壓支管與主管下表面相貫處局部凹陷耗散能量，因此模擬的主管下表面凹陷要大于試驗實測的凹陷值。

圖8 節點破壞模態的驗證Fig. 8 Verification of joints failure modes

3.2.2 沖擊力時程曲線

圖9 給出了K 型管節點沖擊力試驗結果與數值模擬的比較。從圖9 可看出模擬結果與試驗結果整體吻合較好，其中沖擊力的彈性增長段試驗與模擬基本重合，持續時間也吻合的很好，只有加強節點的模擬值在卸載階段有較小的回彈，這是由于數值模擬中支管的邊界條件為理想的約束狀態，導致主管對錘面的反向作用力增加引起兩次峰值。但總體上，模擬結果與試驗結果整體吻合較好，說明本文所建的有限元模型是可靠的。

圖9 試驗與模擬沖擊力時程曲線對比圖Fig. 9 Measured and simulated time history curves of impact loading

3.3 抗沖擊機理分析

圖10 給出了主管和加勁環耗能時程曲線。從圖中看出：相對于未加強節點，加強后節點主管的消耗能量減少，可見在沖擊能量不變的條件下，加勁環的使用提高了K 型管節點的抗彎剛度和抗沖擊承載力，增大了節點的耗能能力。并且加勁環寬度和厚度越大，節點的耗能量越大而主管的耗能量越小，這意味著節點尚有較強的抵抗變形和荷載的能力。

圖10 結合圖11 試件RK5.5-30 在沖擊力時程曲線四個階段分界點時刻的應力云圖還可以得出，沖擊開始后，加勁環優先耗能，且中間加勁環耗能要高于兩側，隨著加勁環耗能能力達到峰值即加勁環發生屈曲，主管開始逐步耗能，成為主要耗能構件。在沖擊的結束時，受壓支管應力有增大的趨勢即耗能有所增加，這是由于在回彈卸載階段，加勁環回彈變形給受壓支管壓縮變形。另外，從圖12 主管跨中位移時程曲線也可看出，內置加勁環K 型管節點的凹陷變形比普通節點小得多，這也說明加勁環對抵抗節點的變形起到很好的效果。

圖10 K 型節點主管和中部加勁肋能量時程曲線Fig. 10 Chord and middle stiffening ring of K-joint time history curves of energy

圖11 RK5.5-30 不同沖擊時刻應力云圖Fig. 11 Stress distribution of RK5.5-30 at different moments

圖12 主管跨中位移時程曲線Fig. 12 Time history curves of displacement at mid-span

3.4 加勁環幾何參數分析

為進一步研究K 形管節點的抗沖擊性能，對加勁環寬度和厚度進行參數分析。圖13(a)、圖13(b)分別給出了加勁環寬度與主管直徑比Rr/D分別取0.1、0.15、0.18、0.2 時，K 型節點的沖擊力時程曲線與加勁環能量吸收曲線；圖13(c)、圖13(d)分別給出了加勁環厚度與主管直徑比Rw/T分別取0.5、0.56、0.68、1 時，K 型節點的沖擊力時程曲線與加勁環能量吸收曲線。如圖13 所示，在主管直徑、沖擊能相同下，隨著加勁環寬度與主管直徑比Rr/D、加勁環厚度與主管壁厚比Rw/T的增大，K 型節點沖擊力時程曲線峰值、平臺值和加勁環吸收的能量均逐漸上升。從圖13(a)和圖13(b)中曲線Rr/D=0.1 和Rr/D=0.2 可以看出，比值提高0.1 其沖擊力平臺值提高了19%，加勁環耗能提高了17%。從圖13(c)和圖13(d)中曲線Rw/T=0.5 和Rw/T=1.0 可以看出，比值提高0.5 其沖擊力平臺值提高了47%，加勁環耗能提高了27%，由此可得知，加勁環寬度和厚度的增加對節點的抗沖擊性能和耗能能力均有所提高。

圖13 加勁環對K 型節點的影響Fig. 13 Effect of stiffening ring on K-joint

4 承載力簡化計算方法

本文以王瀟宇等[27]以靜態承載力為基礎，通過引入動態放大系數來計算沖擊作用下的動態承載能力的計算方法為思路，提出了K 型鋼管節點在動力荷載作用下的承載力計算方法，并以文中的模型為例進行數值模擬分析，得出帶有加勁環的動力放大系數R，建立起沖擊力和靜力承載力的關系。

4.1 等效沖擊承載力Feq

因為沖擊K 型鋼管節點是一個動態變化過程，無法將某個時刻的沖擊力作為K 型節點的抗沖擊承載力，因此為了將動態過程簡單化，需要定義“等效沖擊承載能力Feq”[27]，其計算方法為取K 型鋼管節點在受到撞擊主管吸收的能量與主管最終凹陷變形的比值，其計算公式如式(2)所示：

式中：Ea為整個沖擊過程主管吸收的能量；δ 為主管的殘余凹陷變形。

4.2 K 型鋼管節點在靜力荷載作用下的承載力計算

根據《鋼結構設計標準》(GB 50017-2017)[24]采用式(3)對K 型鋼管節點在靜力荷載作用下的承載力進行計算，其公式形式如下所示：

式中：Fu為靜態承載力；θc為受壓支管軸線與主管軸線之間的夾角；ψn、ψd、ψa為參數；t為主管的壁厚；D為主管的直徑；f為主管抗拉、抗彎和抗壓強度設計值。

4.3 動力放大系數

在對構件進行抗沖擊性能的計算時，先對構件的靜態承載力Fu進行計算，再通過引入放大系數R建立“等效沖擊承載力”Feq與靜態承載力Fu之間的關系，即Feq=R·Fu，因此動力放大系數可以定義為R=Feq/Fu。由于加勁環厚度和寬度對等效沖擊承載力產生不同的影響，因此將動力放大系數R分為R1和R2兩部分，分別考慮加勁環厚度和寬度下的動力放大系數。

為了研究不同的加勁環厚度對等效沖擊承載力的影響，建立有限元模型進行分析，并求出其對應的動力放大系數如表2 所示。

表2 加勁環厚度與主管壁厚比對承載力的影響Table 2 Influence of stiffening ring thickness to chord thickness ratio on bearing capacity

圖14 給出了不同加勁環厚度與主管壁厚比與動力放大系數的關系曲線，從圖14 和表2 可以看出：隨著加勁環厚度與主管壁厚比值的增大即加勁環厚度的增大，動力放大系數逐漸上升。

圖14 加勁環厚度與主管壁厚比與動力放大系數關系曲線Fig. 14 Dynamic amplification factor versus Stiffening ring thickness to chord thickness ratio diagram

根據圖14 曲線的發展規律，擬合出不同加勁環厚度與主管壁厚比Rw/T與動力放大系數R1，公式形式如式(4)所示。

式中，0.1 ≤Rw/T≤1.0。

為了研究不同的加勁環寬度對等效沖擊承載力的影響，建立表3 所示有限元模型進行分析，并求出其對應的動力放大系數。

表3 加勁環寬度與主管直徑比對承載力的影響Table 3 Influence of stiffening ring width to chord diameter on bearing capacity

圖15 給出了不同加勁環寬度與主管直徑比與動力放大系數的關系曲線，從圖15 和表3 可以看出：隨著加勁環寬度與主管直徑比值的增大即加勁環寬度的增大，動力放大系數逐漸上升。

根據圖15 曲線的發展規律擬合出不同加勁環寬度與主管直徑比Rr/D與動力放大系數R2，公式形式如式(5)所示。

圖15 加勁環寬度與主管直徑比與動力放大系數關系曲線Fig. 15 Dynamic amplification factor versus stiffening ring width to chord diameter diagram

4.4 內置加勁環K 型鋼管節點在動力荷載作用下的承載力

將加勁環寬度與厚度的加強效果式(4)～式(5)進行合并，推導出內置加勁環K 型管節點的抗沖擊承載力公式，公式如式(7)所示：

式中：0.1 ≤Rw/T≤1.0；0.1 ≤Rr/D≤0.4；θc≥30°；D/t≤60。

4.5 抗沖擊承載力計算公式驗證

為了驗證式(7)的可靠性和穩定性，需要結合本文的試驗數據對公式進行驗證。根據Yousuf等[23]取沖擊力時程曲線中震蕩階段與平臺值階段的沖擊力峰值的加權平均值作為極限承載力。根據圖16 沖擊力時程曲線中對沖擊力震蕩階段與平臺值階段的取值標注，可得到K 型節點在試驗中極限承載力的取值公式，其公式形式如(8)所示：

圖16 沖擊力時程曲線Fig. 16 Time history curves of impact loading

式中：Fave為極限承載力；Fn為第n個沖擊力峰值；tn表示第n個沖擊力峰值對應時刻。

基于數值模擬和試驗數據得到的Fave與式(7)比較，其驗證結果如圖17 所示。

從圖17 可看出數值模擬和試驗數據的抗沖擊承載能力數值與承載能力曲線吻合良好，差值范圍不超過5%從而驗證了式(7)具有可靠性和適用性。

圖17 加勁環參數與主管參數比值乘積與承載力關系曲線Fig. 17 Bearing capacity versus product of stiffening ring parameter and chord parameter diagram

5 結論

本文通過試驗和有限元模擬對未加強和內置加勁環K 形管節點進行研究分析，最后提出K 型鋼管節點在動力荷載作用下的承載力計算方法，結合試驗與模擬可以得到以下結論：

(1)沖擊過程中絕大部分能量由主管耗散，沖擊后半部分加勁環參與耗能，隨著加勁環寬度和厚度的增加主管最終的耗能逐漸減小，最后支管為了消耗掉主管傳遞的沖擊能量產生了彎曲變形。

(2)當內置加勁環寬度與主管直徑比值Rr/D與內置加勁環厚度與主管壁厚比值Rw/T提高同一量級時，Rr/D使沖擊力平臺值提高了約2%，而Rw/T使沖擊力平臺值提高了約5%，說明加勁環寬度和厚度的增加對節點的抗沖擊性能有所提高，但加勁環厚度效果更明顯。

(3)當沖擊荷載一定時，加勁環寬度和厚度越大，節點的耗能量越大而主管的耗能量越小，就意味著節點尚有較強的抵抗變形和荷載作用的能力。(4)基于K 型節點在靜力荷載作用下的承載力計算公式，引入動力放大系數，提出內置加勁環K 型管節點抗沖擊承載力計算公式，驗證結果表明該公式具有適用性和可靠性。