貫通內隔板對矩形和圓形鋼管剪力鍵節域受力特性影響的對比分析

趙 勇 陳 靖 孫 昕 劉卓群

（1.貴陽學院城鄉規劃與建筑工程學院，貴陽 550003；2.貴州大學空間結構研究中心，貴陽 550000；3.東南大學土木工程學院，南京 210000）

0 引言

近年來，隨著我國建筑結構用鋼材產量的顯著增加以及型鋼規格的不斷豐富，鋼結構建筑以其施工周期短、裝配化程度高、材料環保等優點得到了廣泛的應用。鋼空腹夾層板［1］（樓/屋蓋）結構是將鋼筋混凝土空腹夾層板結構理論合理運用到大跨度多高層鋼結構工程領域的新型裝配式空間網格結構。為進一步提高鋼空腹夾層板的裝配率，在實際工程中將鋼空腹夾層板結構劃分成不同大小的基本拼裝單元進行安裝［2］。鋼空腹夾層板結構主要由型鋼上下肋（T 型鋼或H 型鋼）、鋼管（圓、方鋼管）剪力鍵以及節點板（根據實際受力情況進行設置）所組成的基本受力單元按一定的規律排布而成。常見的網格形式有正交正放和正交斜放兩種形式。到目前為止，該結構已經在多個大跨度和多高層建筑結構中得到了應用，主要包括大跨度多層輕工業廠房、多層體育館和無柱大開間多高層辦公建筑。該結構的應用也有助于的提升土地的利用率，降低用地成本。圖1（a）是典型的混凝土空腹夾層板結構工程實例。根據空腹夾層板結構的受力特征可知，該結構剪力鍵節點數量較多，且位置分布不同，因此受力也各不相相同。節點構造是否經濟合理是決定空腹夾層板結構能否得到更廣泛推廣應用的關鍵。在工程實踐中，為降低結構局部彎曲變形對結構整體剛度的影響保證剪力鍵節點的剛域特性，網格尺寸一般取為2.5 m左右（實際尺寸可根據建筑布局靈活調整），其中剪力鍵節點域單向尺寸約占網格尺寸的1/8～1/10。根據文獻［3］分析可知，空腹夾層板剪力鍵節點主要承受剪力鍵兩側鋼肋所受水平力差值產生的剪力作用，且剪力值隨著剪力鍵位置的變化而不同。隨著人類生產、生活對大跨度建筑的需求逐漸增加，鋼空腹夾層板結構為此類建筑提供了合理的解決方案。圖1（b）為某大跨度多層體育館結構，結構跨度為40 m，建筑下層為游泳館，上層為籃球館。二層樓蓋采用正交斜放鋼空腹夾層板結構，這使得該結構在滿足建筑使用功能要求的同時具有了獨特韻律美感。為保證體育館樓蓋結構強度、剛度以及穿越管線的需要，鋼空腹夾層板結構高度可達1 m 以上。顯然，如果僅采取增大鋼管規格的方式來保證剪力鍵節點的強度和剛度，會造成節點尺寸巨大和結構自重的顯著增加。因此在工程實踐中常采用設置加勁板的措施來對剪力鍵節點域進行增強，具體構造如圖1（c）所示。除了在新建建筑中的應用，在既有建筑加固改造方面的應用，空腹夾層板結構也體現出了獨特的優勢。

圖1 空腹夾層板樓蓋工程實踐Fig.1 Engineering practice of steel open-web sandwich plate

不同于新建項目，夾層改造項目受限于原有建筑高度、水暖等設備管線對結構高度的影響對結構及管線高度的控制要求較高。文獻［4］最早結合某夾層項目，首次將鋼空腹夾層板結構應用于此類夾層改造工程中，并將設備管線內置到結構網格的空腹部分，取得了良好的使用效果。一般而言，空腹夾層板結構主要作為樓、屋蓋（考慮上人活荷載）使用，使用荷載較大。為保證該類結構有足夠的豎向剛度，常采用增大剪力鍵節點域高寬比的措施來保證節點剛度。這也是空腹夾層板區別于空腹網架結構最顯著的特征之一［5］。

根據上述分析可知，對該結構的關鍵節點的構造進行深入研究是推動此類結構在工程實踐中應用的關鍵。基于試驗研究是掌握此類新型結構力學性能的有效方法。文獻［6］對某車間采用圓鋼管剪力鍵的鋼空腹板裝配單元進行靜力加載試驗，驗證了該拼裝單元的承載力和剛度均能很好地滿足結構正常使用需求。貴州某輕工業廠房建筑平面長寬比L/B>2，采用兩層雙跨正交斜放鋼空腹夾層板結構（保證了長寬比大于2 時結構的空間作用效果）。為進一步驗證該結構是否滿足使用需求，文獻［7］對該結構進行了整體靜、動力特性現場試驗研究和局部節點域（采用矩形鋼管剪力鍵）的受力特性分析，驗證了正交斜放形式的鋼空腹夾層板樓蓋能夠有效適用于L/B>2 的多層大跨度輕型廠房結構。

鋼空腹板結構的整體靜、動力特性主要采用現場試驗、有限元分析以及理論研究相結合的方法。其中，試驗研究具有周期長和成本高、對結構細部的研究不夠細致且不便于多次重復調整研究參數的缺點。因此針對結構的整體受力特性，多數學者采用桿系有限元法進行研究。該方法通用性強，大部分設計分析軟件都能勝任，且效率高，能在一定程度上克服試驗研究的不足，但無法模擬實際構造對剪力鍵節點域應力分布規律的影響。因此，文獻［8］基于通用有限元軟件建立鋼空腹夾層板結構板殼-實體單元精細化模型，并對結構關鍵部位受力特性進行了分析，但未對節點域的構造合理性進行對比分析。文獻［9］基于板殼理論對鋼空腹夾層板結構的等效剪切剛度進行了研究，但研究成果僅適用于少數邊界條件規則的結構。文獻［10］基于節點域板殼有限元模型研究了加勁板對方鋼管剪力鍵節點域剛度和受力特征的影響規律，并建議了節點域加勁板的合理寬度取值。文獻［11］進行了多個方鋼管剪力鍵節點域足尺試件的試驗研究。綜合考慮了上、下肋形式（采用H 和T 型鋼），是否設置加勁板等因素的影響。文獻［12］對該結構剪力鍵節點域的滯回性能進行了分析，得出了節點域抗側剛度的特征。

根據上述分析可知，剪力鍵節點域鋼管與鋼肋連接部位主要承受鋼肋傳來的拉壓荷載，這會導致鋼管側壁產生較大的面外變形。節點域剛度不足會引起節點發生過大變形，以致引起局部破壞。為保證剪力鍵節點區域具有足夠的強度和剛度，可采用設置加勁板、貫通內隔板的方式增加節點剛度優化節點傳力線路。一般而言，設置加勁板和貫通隔板在取得更好的節點性能［13-15］的同時也會引入更多的焊接缺陷（焊接變形和殘余應力），增大加工制造成本。因此，合理地區分上述多種構造措施的效果及其適用范圍是本文的研究重點。目前，尚未見有文獻針對貫通隔板對方鋼管（RHS）或圓鋼管（CHS）剪力鍵節點域的應力分布規律、剛度特性進行對比研究。因此，基于鋼空腹夾層板結構的相關研究成果和工程實踐需求，對采用不同構造特征的方形鋼管（RHS）、圓形鋼管（CHS）剪力鍵節點進行對比研究。

1 剪力鍵節點域構造特點

1.1 構造特點

圖2 是典型的剪力鍵節點構造示意圖（以矩形鋼管節點為例）。剪力鍵是連接鋼空腹夾層板結構上、下鋼肋的關鍵節點，主要由豎向鋼管（CHS 或RHS），水平T 型（H 型）鋼肋、豎向加勁板、鋼管兩端隔板和貫通內隔板）組成。其中端隔板與T 型鋼上、下肋翼緣平齊，以便順暢傳遞上、下肋翼緣部分的水平荷載。方管外側對稱設置的加勁板與鋼管及上、下鋼肋均采用焊接連接。為保證節點焊接質量并提高該結構的裝配率，上述節點焊接連接均在加工廠完成。由文獻［2］可知，設置加勁板的節點受力更合理。為全面研究貫通內隔板對節點的力學性能的影響，節點模型綜合考慮了加勁板寬度、鋼管壁厚的影響。節點域構造參數如表1所示。

圖2 典型剪力鍵節點域構成示意圖（單位：mm）Fig.2 Construction diagram of the joint（Unit：mm）

1.2 剪力鍵節點域數值模型

剪力鍵節點與T 型鋼肋是鋼空腹夾層板結構的基本組成元素，將其沿結構跨度方向拼裝就形成了具有空間協同作用的空腹夾層板結構。為降低局部彎矩對上、下鋼肋受力的不利影響，網格大小常取為2.5 m 左右。根據文獻［10］研究結果可知，隨著加勁板寬度的增加，導致節點域剪力在鋼管側壁和加勁板內的分布不均勻。當加勁板寬度大于150 mm 時，對矩形鋼管節點的作用最大，但加勁板寬度過小又會導致T型鋼肋對鋼管側壁產生明顯拉壓變形，不利于保證節點域剛度。因此，在部分工程實踐中也常采用將鋼管內增加貫通隔板的方法提升節點域鋼管側壁的變形能力。其中，貫通隔板的位置如圖2 所示。其作用一是在增加矩管截面尺寸時不必增加其壁厚；二是在減小加勁板寬度時，降低T 型鋼肋對鋼管部分的拉壓作用，優化水平荷載的傳遞路線。

為保證節點具有足夠的剛度，在工程實踐中需根據節點域鋼管規格和受力大小確定是否設置外加勁板以及外加勁板的寬度。為此，選取高度為800 mm節點域作為數值模擬計算模型，并將加勁板的寬度尺寸作為研究的參數之一。節點域基本構造尺寸如表1 所示。節點域計算模型邊界約束采用下肋端部設置約束，上肋兩端分別試件不等水平拉力，通過拉力差值來模擬水平荷載作用的邊界情況進行模擬如圖3所示。

表1 數值模型參數Table 1 Parameters of numerical model mm

圖3 有限元模型邊界條件示意圖Fig.3 Schematic diagram of boundary conditions

1.3 數值模型單元、材性參數選擇

基于通用有限元分析軟件ABAQUS 對節點域進行參數化分析。工程實踐中T 型鋼肋、方鋼管和加勁板平面尺寸是其厚度的10～20 倍，屬于典型的薄壁構件范疇。因此為提高計算分析效率，數值模型中鋼構件均采用線性、支持大扭轉、大應變效應的三維四節點S4R 殼單元進行模擬。鋼材選用Q345，彈性模量Es=206 GPa，泊松比ν=0.3，屈服強度設計值fy=310 N/mm2。采用理想彈塑性模型和Von-Mises 屈服準則來模擬鋼材的彈塑性性能。文獻［8］所采用的數值模擬方法和試驗結果進行對比具有很好的精度，因此采用上述數值模擬方法模擬結構受力特征具有較高的精度，能夠滿足研究需要。

2 有限元分析結果與討論

2.1 節點域應力狀態

圖4 是在相同荷載作用下，四個剪力鍵節點的等效應力（Mises）云圖。其中，模型鋼管壁厚t0=10 mm、加勁板寬度bs=100 mm。節點域高應力區應力幅值如圖標所示。根據分析可知，四個節點模型中鋼管與T型鋼肋連接位置的應力表現出不同的分布特征。這表明節點域鋼管的幾何形式以及是否設置貫通隔板對應力分布和應力峰值均有很大影響。其中，鋼管應力峰值主要發生在與上、下鋼肋連接位置。

圖4 鋼管側壁Mises應力云圖Fig.4 Mises stress diagram of the steel tube

未設置貫通隔板的節點高應力區分布范圍較設置貫通隔板的節點高應力區分布范圍更大，但應力峰值則更小。這主要是由于設置貫通隔板的節點在T 型鋼肋腹板端部與貫通隔板相連，此處剛度較大會產生明顯的應力集中，而未設置貫通隔板的節點由于沒有設置貫通隔板，會導致整個鋼管側壁受力。其中未設置貫通隔板的兩個試件應力峰值接近，但CHS 的應力分布范圍較CHS 更廣泛，這主要與鋼管的幾何特征有關。其中，圓管節點的受力部分是具有一定的曲率的曲面，而RHS 的受力部分為平面。對于設置貫通隔板的兩個試件，CHS 的應力峰值較RHS 低28.7%，且應力分布范圍也更均勻。根據上述分析結果可知，在鋼肋傳遞的荷載作用下，由于RHS 與鋼肋連接側壁具有一定的傾角，因此具有良好的幾何穩定性能夠合理地傳遞荷載。RHS與鋼肋連接的是平面，因此在荷載作用下，其側壁的受力不如CHS合理。

2.2 貫通隔板對節點域受力特性影響分析

2.2.1 節點域鋼管Mises應力分布

為研究貫通隔板對兩種類型剪力鍵節點域應力分布規律的影響規律，綜合考慮了鋼管厚度t0、加勁板寬度bs以及是否設置貫通隔板等因素進行詳細的參數化分析。節點Mises 應力沿節點高度的分布曲線如圖5 所示。各節點應力分布特征相似，均表現為與鋼肋連接位置受力最大，但應力峰值和分布范圍差異較大。未設置加勁板的節點分析結果如圖5（a）—（c）所示，節點CHS-0 與RHS-0（未設置貫通隔板模型）應力峰值幾乎一致。而節點CHS-0-P 和RHS-0-P（設置貫通隔板）鋼管側壁的應力峰值差異可達159.5%～200.5%。其中，貫通隔板對于CHS 節點應力峰值的影響程度小于對RHS的影響，隨著鋼管壁厚t0的逐漸增加，各模型鋼管應力峰值也逐漸減小，當t0從8 mm 增加到14 mm 時，未設置貫通隔板節點的應力峰值下降63.5%。而設置貫通隔板的節點應力峰值分別下降75%和109%。這主要是由于CHS 的側壁具有一定的弧度，在T 型鋼肋軸力作用下應力集中程度較RHS 低。對于未設置加勁板的節點，設置貫通隔板的節點鋼管側壁的應力分布范圍較未設置貫通隔板的節點小，這主要是由于鋼肋腹板位置的荷載直接通過貫通隔板傳遞，從而降低了鋼管側壁局部受力的負擔。顯然，對于未設置貫通隔板的節點而言，CHS 節點與RHS 節點受力情況比較接近，但圓形鋼管側壁應力分布較矩形鋼管側壁均勻。根據上述分析可知，設置貫通隔板的節點，貫通隔板對CHS 的應力峰值影響程度大于對RHS 的影響。因此，鋼管的幾何形態和是否設置貫通隔板對節點域局部應力分布特征的影響較大。

對于設置加勁板的節點，其計算結果如圖5（d）—（k）可知，隨著加勁板寬度bs的增加，各節點應力峰值有顯著降低。這主要是由于bs的增加提高了節點的剛度，并承擔了較大水平力，使得鋼管側壁受力更為平均。當加勁板寬度bs=50 mm、鋼管壁厚t0=8 mm時［圖5（d）］，RHS-50-8較CHS-50-8的應力峰值高87.5%，這與未設置加勁板的節點應力分布具有明顯的區別。而且，對于bs=50 mm的節點計算結果可知，貫通隔板對CHS 和RHS 的應力峰值的影響均在10%以內，這一差異隨著t0的增加而逐漸增大。當t0=12 mm 時，CHS-50-12與RHS-80-12-P 的應力峰值幾乎一致，這表明不同的鋼管類型所導致的應力峰值差異可以通過合理設置貫通內隔板、加勁板以及提高鋼管壁厚的方式來彌補。當鋼管壁厚ts從8 mm增加到12 mm時，各節點鋼管側壁的應力峰值均有明顯下降。當加勁板寬度bs=100 mm 和150 mm 時（圖5（g）—（k）），相應節點具有相似的分布規律。未設置貫通隔板的CHS 和RHS 的應力分布較為一致，且未設置貫通隔板節點鋼管側壁的應力峰值顯著低于設置貫通隔板的節點，當t0=8 mm 時差異最大。隨著t0和bs增加，未設置貫通隔板節點鋼管側壁的應力分布更加均勻，而設置貫通隔板的節點鋼管側壁在于鋼肋腹板連接位置發生明顯的應力集中。顯然，合理地選擇加勁板尺寸和鋼管壁厚均能夠有效降低鋼管側壁的應力峰值。對比bs=50 mm 和100 mm 兩組節點可知，采用增大bs降低鋼管應力峰值較采用增加t0的方式更有效。根據上述分析可知，隨著bs發生變化，貫通隔板對CHS和RHS 節點的受力狀態影響也不相同。當加勁板寬度=50 mm 時，貫通隔板的對節點的應力峰值影響很小，當加勁板寬度bs≥100 mm 時，設置貫通隔板的節點模型應力峰值反而較未設置貫通隔板節點的應力峰值更大，這主要是由于局部應力集中的原因。

圖5 鋼管Mises應力分布Fig.5 Mises stress diagram of the steel tube

隨著t0的變化，鋼管側壁應力峰值逐漸降低。這一變化對未設置加勁板的節點最為有效，但對于設置加勁板的節點而言，其影響程度有限。其中試件CHS-100-8 的應力峰值較和CHS-50-12 的應力峰值降低48.6%；RHS-100-8的應力峰值較和RHS-50-12的應力峰值降低118.3%。可見，相對于采用增加鋼管壁厚和設置貫通隔板的方式，采用增大bs的方式降低節點域鋼管應力水平更為有效。

2.2.2 鋼管變形計算結果與分析

圖6 為鋼管沿節點高度的面外變形分布圖。其中圖6（a）—（c）是未設置加勁板的節點。未設置貫通隔板且RHS-0-8 的面外變形最大，其次是CHS-0-8。前者較后者高91.8%。相應的設置貫通隔板的節點面外變形峰值均遠小于未設置貫通隔板的節點。當鋼管壁厚t0從8 mm增大到12 mm時，未設置貫通隔板的RHS 面外變形值分別降低了70.9%和52.7%，未設置貫通隔板的CHS 面外變形值分別降低了48.4%和37.5%。而對于設置貫通隔板的節點，各節點鋼管面外變形幾乎沒有降低。對于設置加勁板的節點如圖6（d）—（k）所示，bs從50 mm 增加到150 mm 時，鋼管側壁應力峰值顯著降低。當bs=150 mm 時，未設置貫通隔板節點最大變形值已經和設置貫通隔板節點較為接近。可見設置貫通隔板可以有效降低鋼管的面外變形值，增加鋼管面外剛度。其中，試件RHS-100-8 的最大變形值較RHS-0-12 的最大變形值小55.5%；較RHS-50-12 的最大變形值小42.8%。同樣，CHS節點的最大變形值也有相似的變化規律，但變化幅度較RHS 小。顯然，貫通隔板能夠有效降低鋼管側壁的變形值，但當加勁板寬度bs和鋼管壁厚t0達到一定規格時，也能保證節點的剛度與不設置貫通隔板的節點剛度接近。因此，對于不設置加勁板的節點，建議增設貫通隔板以增強節點鋼管側壁的面外剛度，對于設置加勁板且加勁板規格達到150 mm 以上時不建議增設貫通隔板，以避免多次焊引入殘余應力，使得節點域鋼管應力狀態更為復雜。

圖6 鋼管側壁面外變形值分布圖Fig.6 Horizontal deformation of the steel tube

鋼管壁厚t0、加勁板寬度bs以及貫通隔板對兩種形式剪力鍵節點鋼管的應力分布特征以及面外變形都有不同程度的影響。其中，對于未設置加勁板的節點建議增設貫通隔板并增大鋼管壁厚，以便降低管壁的應力集中程度和變形值。對于設置加勁板的節點，則應盡量保證加勁板寬度達到100～150 mm，這樣便可有效降低應力水平和面外變形值，其效果與增設貫通隔板以及增大管壁等同。產生上述現象的主要原因是由于加勁板寬度bs的增加，使得鋼管部分的受力更為均勻，降低了鋼管與T型鋼肋連接處的應力集中程度。

3 節點荷載-位移曲線

根據上述分析，在保證加勁板寬度bs=0 和bs=100 mm 以及鋼管壁厚ts=10 mm 的情況下，對是否設置貫通隔板的CHS 和RHS 兩種類型節點在水平荷載作用下的荷載-位移關系進行研究。計算結果如圖7所示。

圖7 荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curve

結果表明：設置貫通隔板對兩種類型剪力鍵在水平荷載作用下的側向剛度影響程度并不一致。RHS-10-100-P節點的側向剛度最大，較RHS-10-100 側向剛度提高6.6%。CHS-10-100-P 最大側向承載力較CHS-10-100 提升4.5%。對于未設置加勁板的節點，RHS-10-0-P 的側向剛度和承載力最大，RHS-10-0 最小，且二者側向荷載相差79.3%。CHS-10-0-P 與CHS-10-0 的側向承載力比較接近，相差僅7.45%，但側向承載力均顯著低于RHS-10-0-P。產生上述現象的主要原因是RHS側向抗彎剛度較CHS大（b0相同的情況下），因此，針對所研究的節點參數范圍可得RHS 節點的側向剛度和承載力均大于CHS 節點。但由于方鋼管側壁是平面，因此其面外受力性能較差，而貫通隔板的設置正好彌補了RHS 局部受力性能的不足。對于CHS 節點，由于其側壁具有一定曲率，所以其面外受力性能更好。加勁板對接點也有很大影響，隨著加勁板寬度bs的增加，貫通隔板對節點的側向剛度的影響會逐漸降低。因此根據上述分析結果可知，貫通隔板對RHS 的側向受力性能影響要大于CHS，且影響程度隨著加勁板寬度bs的增加而減小。

4 結論

基于上述分析可以得出如下結論：

（1）在剪力鍵節點域中設置貫通內隔板能夠在不增加鋼管壁厚的情況下有效增加剪力鍵節點鋼管側壁的面外剛度，且這一措施對于RHS 節點的效果優于CHS節點。

（2）對于設置加勁板的剪力鍵節點，貫通隔板對圓鋼管節點和方鋼管節點的受力狀態影響也不相同。當bs=50 mm 時，貫通隔板的設置對節點的應力峰值影響很小，當bs≥100 mm 時，設置貫通隔板會導致局部應力集中，其局部應力峰值超過未設置貫通隔板的節點。

（3）貫通隔板對剪力鍵節點抗彎剛度及水平荷載承載力有不同程度影響。其中，貫通隔板對未設置加勁板的RHS 節點影響最大，RHS-10-100-P 的承載力較RHS-10-100 承載力增加79.3%。貫通隔板對設置加勁板的節點承載力影響較小。

（4）對未設置貫通隔板和加勁板的節點，增大鋼管壁厚t0能有效提升節點力學性能。但對于設置貫通隔板和加勁板的節點，增大鋼管壁厚t0對節點受力性能的提升效果有限。