贯通内隔板对矩形和圆形钢管剪力键节域受力特性影响的对比分析

2022-01-07刘卓群

结构工程师 2021年5期

赵勇陈靖孙昕刘卓群

（1.贵阳学院城乡规划与建筑工程学院，贵阳 550003；2.贵州大学空间结构研究中心，贵阳 550000；3.东南大学土木工程学院，南京 210000）

0 引言

近年来，随着我国建筑结构用钢材产量的显著增加以及型钢规格的不断丰富，钢结构建筑以其施工周期短、装配化程度高、材料环保等优点得到了广泛的应用。钢空腹夹层板［1］（楼/屋盖）结构是将钢筋混凝土空腹夹层板结构理论合理运用到大跨度多高层钢结构工程领域的新型装配式空间网格结构。为进一步提高钢空腹夹层板的装配率，在实际工程中将钢空腹夹层板结构划分成不同大小的基本拼装单元进行安装［2］。钢空腹夹层板结构主要由型钢上下肋（T 型钢或H 型钢）、钢管（圆、方钢管）剪力键以及节点板（根据实际受力情况进行设置）所组成的基本受力单元按一定的规律排布而成。常见的网格形式有正交正放和正交斜放两种形式。到目前为止，该结构已经在多个大跨度和多高层建筑结构中得到了应用，主要包括大跨度多层轻工业厂房、多层体育馆和无柱大开间多高层办公建筑。该结构的应用也有助于的提升土地的利用率，降低用地成本。图1（a）是典型的混凝土空腹夹层板结构工程实例。根据空腹夹层板结构的受力特征可知，该结构剪力键节点数量较多，且位置分布不同，因此受力也各不相相同。节点构造是否经济合理是决定空腹夹层板结构能否得到更广泛推广应用的关键。在工程实践中，为降低结构局部弯曲变形对结构整体刚度的影响保证剪力键节点的刚域特性，网格尺寸一般取为2.5 m左右（实际尺寸可根据建筑布局灵活调整），其中剪力键节点域单向尺寸约占网格尺寸的1/8～1/10。根据文献［3］分析可知，空腹夹层板剪力键节点主要承受剪力键两侧钢肋所受水平力差值产生的剪力作用，且剪力值随着剪力键位置的变化而不同。随着人类生产、生活对大跨度建筑的需求逐渐增加，钢空腹夹层板结构为此类建筑提供了合理的解决方案。图1（b）为某大跨度多层体育馆结构，结构跨度为40 m，建筑下层为游泳馆，上层为篮球馆。二层楼盖采用正交斜放钢空腹夹层板结构，这使得该结构在满足建筑使用功能要求的同时具有了独特韵律美感。为保证体育馆楼盖结构强度、刚度以及穿越管线的需要，钢空腹夹层板结构高度可达1 m 以上。显然，如果仅采取增大钢管规格的方式来保证剪力键节点的强度和刚度，会造成节点尺寸巨大和结构自重的显著增加。因此在工程实践中常采用设置加劲板的措施来对剪力键节点域进行增强，具体构造如图1（c）所示。除了在新建建筑中的应用，在既有建筑加固改造方面的应用，空腹夹层板结构也体现出了独特的优势。

图1 空腹夹层板楼盖工程实践Fig.1 Engineering practice of steel open-web sandwich plate

不同于新建项目，夹层改造项目受限于原有建筑高度、水暖等设备管线对结构高度的影响对结构及管线高度的控制要求较高。文献［4］最早结合某夹层项目，首次将钢空腹夹层板结构应用于此类夹层改造工程中，并将设备管线内置到结构网格的空腹部分，取得了良好的使用效果。一般而言，空腹夹层板结构主要作为楼、屋盖（考虑上人活荷载）使用，使用荷载较大。为保证该类结构有足够的竖向刚度，常采用增大剪力键节点域高宽比的措施来保证节点刚度。这也是空腹夹层板区别于空腹网架结构最显著的特征之一［5］。

根据上述分析可知，对该结构的关键节点的构造进行深入研究是推动此类结构在工程实践中应用的关键。基于试验研究是掌握此类新型结构力学性能的有效方法。文献［6］对某车间采用圆钢管剪力键的钢空腹板装配单元进行静力加载试验，验证了该拼装单元的承载力和刚度均能很好地满足结构正常使用需求。贵州某轻工业厂房建筑平面长宽比L/B>2，采用两层双跨正交斜放钢空腹夹层板结构（保证了长宽比大于2 时结构的空间作用效果）。为进一步验证该结构是否满足使用需求，文献［7］对该结构进行了整体静、动力特性现场试验研究和局部节点域（采用矩形钢管剪力键）的受力特性分析，验证了正交斜放形式的钢空腹夹层板楼盖能够有效适用于L/B>2 的多层大跨度轻型厂房结构。

钢空腹板结构的整体静、动力特性主要采用现场试验、有限元分析以及理论研究相结合的方法。其中，试验研究具有周期长和成本高、对结构细部的研究不够细致且不便于多次重复调整研究参数的缺点。因此针对结构的整体受力特性，多数学者采用杆系有限元法进行研究。该方法通用性强，大部分设计分析软件都能胜任，且效率高，能在一定程度上克服试验研究的不足，但无法模拟实际构造对剪力键节点域应力分布规律的影响。因此，文献［8］基于通用有限元软件建立钢空腹夹层板结构板壳-实体单元精细化模型，并对结构关键部位受力特性进行了分析，但未对节点域的构造合理性进行对比分析。文献［9］基于板壳理论对钢空腹夹层板结构的等效剪切刚度进行了研究，但研究成果仅适用于少数边界条件规则的结构。文献［10］基于节点域板壳有限元模型研究了加劲板对方钢管剪力键节点域刚度和受力特征的影响规律，并建议了节点域加劲板的合理宽度取值。文献［11］进行了多个方钢管剪力键节点域足尺试件的试验研究。综合考虑了上、下肋形式（采用H 和T 型钢），是否设置加劲板等因素的影响。文献［12］对该结构剪力键节点域的滞回性能进行了分析，得出了节点域抗侧刚度的特征。

根据上述分析可知，剪力键节点域钢管与钢肋连接部位主要承受钢肋传来的拉压荷载，这会导致钢管侧壁产生较大的面外变形。节点域刚度不足会引起节点发生过大变形，以致引起局部破坏。为保证剪力键节点区域具有足够的强度和刚度，可采用设置加劲板、贯通内隔板的方式增加节点刚度优化节点传力线路。一般而言，设置加劲板和贯通隔板在取得更好的节点性能［13-15］的同时也会引入更多的焊接缺陷（焊接变形和残余应力），增大加工制造成本。因此，合理地区分上述多种构造措施的效果及其适用范围是本文的研究重点。目前，尚未见有文献针对贯通隔板对方钢管（RHS）或圆钢管（CHS）剪力键节点域的应力分布规律、刚度特性进行对比研究。因此，基于钢空腹夹层板结构的相关研究成果和工程实践需求，对采用不同构造特征的方形钢管（RHS）、圆形钢管（CHS）剪力键节点进行对比研究。

1 剪力键节点域构造特点

1.1 构造特点

图2 是典型的剪力键节点构造示意图（以矩形钢管节点为例）。剪力键是连接钢空腹夹层板结构上、下钢肋的关键节点，主要由竖向钢管（CHS 或RHS），水平T 型（H 型）钢肋、竖向加劲板、钢管两端隔板和贯通内隔板）组成。其中端隔板与T 型钢上、下肋翼缘平齐，以便顺畅传递上、下肋翼缘部分的水平荷载。方管外侧对称设置的加劲板与钢管及上、下钢肋均采用焊接连接。为保证节点焊接质量并提高该结构的装配率，上述节点焊接连接均在加工厂完成。由文献［2］可知，设置加劲板的节点受力更合理。为全面研究贯通内隔板对节点的力学性能的影响，节点模型综合考虑了加劲板宽度、钢管壁厚的影响。节点域构造参数如表1所示。

图2 典型剪力键节点域构成示意图（单位：mm）Fig.2 Construction diagram of the joint（Unit：mm）

1.2 剪力键节点域数值模型

剪力键节点与T 型钢肋是钢空腹夹层板结构的基本组成元素，将其沿结构跨度方向拼装就形成了具有空间协同作用的空腹夹层板结构。为降低局部弯矩对上、下钢肋受力的不利影响，网格大小常取为2.5 m 左右。根据文献［10］研究结果可知，随着加劲板宽度的增加，导致节点域剪力在钢管侧壁和加劲板内的分布不均匀。当加劲板宽度大于150 mm 时，对矩形钢管节点的作用最大，但加劲板宽度过小又会导致T型钢肋对钢管侧壁产生明显拉压变形，不利于保证节点域刚度。因此，在部分工程实践中也常采用将钢管内增加贯通隔板的方法提升节点域钢管侧壁的变形能力。其中，贯通隔板的位置如图2 所示。其作用一是在增加矩管截面尺寸时不必增加其壁厚；二是在减小加劲板宽度时，降低T 型钢肋对钢管部分的拉压作用，优化水平荷载的传递路线。

为保证节点具有足够的刚度，在工程实践中需根据节点域钢管规格和受力大小确定是否设置外加劲板以及外加劲板的宽度。为此，选取高度为800 mm节点域作为数值模拟计算模型，并将加劲板的宽度尺寸作为研究的参数之一。节点域基本构造尺寸如表1 所示。节点域计算模型边界约束采用下肋端部设置约束，上肋两端分别试件不等水平拉力，通过拉力差值来模拟水平荷载作用的边界情况进行模拟如图3所示。

表1 数值模型参数Table 1 Parameters of numerical model mm

图3 有限元模型边界条件示意图Fig.3 Schematic diagram of boundary conditions

1.3 数值模型单元、材性参数选择

基于通用有限元分析软件ABAQUS 对节点域进行参数化分析。工程实践中T 型钢肋、方钢管和加劲板平面尺寸是其厚度的10～20 倍，属于典型的薄壁构件范畴。因此为提高计算分析效率，数值模型中钢构件均采用线性、支持大扭转、大应变效应的三维四节点S4R 壳单元进行模拟。钢材选用Q345，弹性模量Es=206 GPa，泊松比ν=0.3，屈服强度设计值fy=310 N/mm2。采用理想弹塑性模型和Von-Mises 屈服准则来模拟钢材的弹塑性性能。文献［8］所采用的数值模拟方法和试验结果进行对比具有很好的精度，因此采用上述数值模拟方法模拟结构受力特征具有较高的精度，能够满足研究需要。

2 有限元分析结果与讨论

2.1 节点域应力状态

图4 是在相同荷载作用下，四个剪力键节点的等效应力（Mises）云图。其中，模型钢管壁厚t0=10 mm、加劲板宽度bs=100 mm。节点域高应力区应力幅值如图标所示。根据分析可知，四个节点模型中钢管与T型钢肋连接位置的应力表现出不同的分布特征。这表明节点域钢管的几何形式以及是否设置贯通隔板对应力分布和应力峰值均有很大影响。其中，钢管应力峰值主要发生在与上、下钢肋连接位置。

图4 钢管侧壁Mises应力云图Fig.4 Mises stress diagram of the steel tube

未设置贯通隔板的节点高应力区分布范围较设置贯通隔板的节点高应力区分布范围更大，但应力峰值则更小。这主要是由于设置贯通隔板的节点在T 型钢肋腹板端部与贯通隔板相连，此处刚度较大会产生明显的应力集中，而未设置贯通隔板的节点由于没有设置贯通隔板，会导致整个钢管侧壁受力。其中未设置贯通隔板的两个试件应力峰值接近，但CHS 的应力分布范围较CHS 更广泛，这主要与钢管的几何特征有关。其中，圆管节点的受力部分是具有一定的曲率的曲面，而RHS 的受力部分为平面。对于设置贯通隔板的两个试件，CHS 的应力峰值较RHS 低28.7%，且应力分布范围也更均匀。根据上述分析结果可知，在钢肋传递的荷载作用下，由于RHS 与钢肋连接侧壁具有一定的倾角，因此具有良好的几何稳定性能够合理地传递荷载。RHS与钢肋连接的是平面，因此在荷载作用下，其侧壁的受力不如CHS合理。

2.2 贯通隔板对节点域受力特性影响分析

2.2.1 节点域钢管Mises应力分布

为研究贯通隔板对两种类型剪力键节点域应力分布规律的影响规律，综合考虑了钢管厚度t0、加劲板宽度bs以及是否设置贯通隔板等因素进行详细的参数化分析。节点Mises 应力沿节点高度的分布曲线如图5 所示。各节点应力分布特征相似，均表现为与钢肋连接位置受力最大，但应力峰值和分布范围差异较大。未设置加劲板的节点分析结果如图5（a）—（c）所示，节点CHS-0 与RHS-0（未设置贯通隔板模型）应力峰值几乎一致。而节点CHS-0-P 和RHS-0-P（设置贯通隔板）钢管侧壁的应力峰值差异可达159.5%～200.5%。其中，贯通隔板对于CHS 节点应力峰值的影响程度小于对RHS的影响，随着钢管壁厚t0的逐渐增加，各模型钢管应力峰值也逐渐减小，当t0从8 mm 增加到14 mm 时，未设置贯通隔板节点的应力峰值下降63.5%。而设置贯通隔板的节点应力峰值分别下降75%和109%。这主要是由于CHS 的侧壁具有一定的弧度，在T 型钢肋轴力作用下应力集中程度较RHS 低。对于未设置加劲板的节点，设置贯通隔板的节点钢管侧壁的应力分布范围较未设置贯通隔板的节点小，这主要是由于钢肋腹板位置的荷载直接通过贯通隔板传递，从而降低了钢管侧壁局部受力的负担。显然，对于未设置贯通隔板的节点而言，CHS 节点与RHS 节点受力情况比较接近，但圆形钢管侧壁应力分布较矩形钢管侧壁均匀。根据上述分析可知，设置贯通隔板的节点，贯通隔板对CHS 的应力峰值影响程度大于对RHS 的影响。因此，钢管的几何形态和是否设置贯通隔板对节点域局部应力分布特征的影响较大。

对于设置加劲板的节点，其计算结果如图5（d）—（k）可知，随着加劲板宽度bs的增加，各节点应力峰值有显著降低。这主要是由于bs的增加提高了节点的刚度，并承担了较大水平力，使得钢管侧壁受力更为平均。当加劲板宽度bs=50 mm、钢管壁厚t0=8 mm时［图5（d）］，RHS-50-8较CHS-50-8的应力峰值高87.5%，这与未设置加劲板的节点应力分布具有明显的区别。而且，对于bs=50 mm的节点计算结果可知，贯通隔板对CHS 和RHS 的应力峰值的影响均在10%以内，这一差异随着t0的增加而逐渐增大。当t0=12 mm 时，CHS-50-12与RHS-80-12-P 的应力峰值几乎一致，这表明不同的钢管类型所导致的应力峰值差异可以通过合理设置贯通内隔板、加劲板以及提高钢管壁厚的方式来弥补。当钢管壁厚ts从8 mm增加到12 mm时，各节点钢管侧壁的应力峰值均有明显下降。当加劲板宽度bs=100 mm 和150 mm 时（图5（g）—（k）），相应节点具有相似的分布规律。未设置贯通隔板的CHS 和RHS 的应力分布较为一致，且未设置贯通隔板节点钢管侧壁的应力峰值显著低于设置贯通隔板的节点，当t0=8 mm 时差异最大。随着t0和bs增加，未设置贯通隔板节点钢管侧壁的应力分布更加均匀，而设置贯通隔板的节点钢管侧壁在于钢肋腹板连接位置发生明显的应力集中。显然，合理地选择加劲板尺寸和钢管壁厚均能够有效降低钢管侧壁的应力峰值。对比bs=50 mm 和100 mm 两组节点可知，采用增大bs降低钢管应力峰值较采用增加t0的方式更有效。根据上述分析可知，随着bs发生变化，贯通隔板对CHS和RHS 节点的受力状态影响也不相同。当加劲板宽度=50 mm 时，贯通隔板的对节点的应力峰值影响很小，当加劲板宽度bs≥100 mm 时，设置贯通隔板的节点模型应力峰值反而较未设置贯通隔板节点的应力峰值更大，这主要是由于局部应力集中的原因。

图5 钢管Mises应力分布Fig.5 Mises stress diagram of the steel tube

随着t0的变化，钢管侧壁应力峰值逐渐降低。这一变化对未设置加劲板的节点最为有效，但对于设置加劲板的节点而言，其影响程度有限。其中试件CHS-100-8 的应力峰值较和CHS-50-12 的应力峰值降低48.6%；RHS-100-8的应力峰值较和RHS-50-12的应力峰值降低118.3%。可见，相对于采用增加钢管壁厚和设置贯通隔板的方式，采用增大bs的方式降低节点域钢管应力水平更为有效。

2.2.2 钢管变形计算结果与分析

图6 为钢管沿节点高度的面外变形分布图。其中图6（a）—（c）是未设置加劲板的节点。未设置贯通隔板且RHS-0-8 的面外变形最大，其次是CHS-0-8。前者较后者高91.8%。相应的设置贯通隔板的节点面外变形峰值均远小于未设置贯通隔板的节点。当钢管壁厚t0从8 mm增大到12 mm时，未设置贯通隔板的RHS 面外变形值分别降低了70.9%和52.7%，未设置贯通隔板的CHS 面外变形值分别降低了48.4%和37.5%。而对于设置贯通隔板的节点，各节点钢管面外变形几乎没有降低。对于设置加劲板的节点如图6（d）—（k）所示，bs从50 mm 增加到150 mm 时，钢管侧壁应力峰值显著降低。当bs=150 mm 时，未设置贯通隔板节点最大变形值已经和设置贯通隔板节点较为接近。可见设置贯通隔板可以有效降低钢管的面外变形值，增加钢管面外刚度。其中，试件RHS-100-8 的最大变形值较RHS-0-12 的最大变形值小55.5%；较RHS-50-12 的最大变形值小42.8%。同样，CHS节点的最大变形值也有相似的变化规律，但变化幅度较RHS 小。显然，贯通隔板能够有效降低钢管侧壁的变形值，但当加劲板宽度bs和钢管壁厚t0达到一定规格时，也能保证节点的刚度与不设置贯通隔板的节点刚度接近。因此，对于不设置加劲板的节点，建议增设贯通隔板以增强节点钢管侧壁的面外刚度，对于设置加劲板且加劲板规格达到150 mm 以上时不建议增设贯通隔板，以避免多次焊引入残余应力，使得节点域钢管应力状态更为复杂。

图6 钢管侧壁面外变形值分布图Fig.6 Horizontal deformation of the steel tube

钢管壁厚t0、加劲板宽度bs以及贯通隔板对两种形式剪力键节点钢管的应力分布特征以及面外变形都有不同程度的影响。其中，对于未设置加劲板的节点建议增设贯通隔板并增大钢管壁厚，以便降低管壁的应力集中程度和变形值。对于设置加劲板的节点，则应尽量保证加劲板宽度达到100～150 mm，这样便可有效降低应力水平和面外变形值，其效果与增设贯通隔板以及增大管壁等同。产生上述现象的主要原因是由于加劲板宽度bs的增加，使得钢管部分的受力更为均匀，降低了钢管与T型钢肋连接处的应力集中程度。

3 节点荷载-位移曲线

根据上述分析，在保证加劲板宽度bs=0 和bs=100 mm 以及钢管壁厚ts=10 mm 的情况下，对是否设置贯通隔板的CHS 和RHS 两种类型节点在水平荷载作用下的荷载-位移关系进行研究。计算结果如图7所示。

图7 荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curve

结果表明：设置贯通隔板对两种类型剪力键在水平荷载作用下的侧向刚度影响程度并不一致。RHS-10-100-P节点的侧向刚度最大，较RHS-10-100 侧向刚度提高6.6%。CHS-10-100-P 最大侧向承载力较CHS-10-100 提升4.5%。对于未设置加劲板的节点，RHS-10-0-P 的侧向刚度和承载力最大，RHS-10-0 最小，且二者侧向荷载相差79.3%。CHS-10-0-P 与CHS-10-0 的侧向承载力比较接近，相差仅7.45%，但侧向承载力均显著低于RHS-10-0-P。产生上述现象的主要原因是RHS侧向抗弯刚度较CHS大（b0相同的情况下），因此，针对所研究的节点参数范围可得RHS 节点的侧向刚度和承载力均大于CHS 节点。但由于方钢管侧壁是平面，因此其面外受力性能较差，而贯通隔板的设置正好弥补了RHS 局部受力性能的不足。对于CHS 节点，由于其侧壁具有一定曲率，所以其面外受力性能更好。加劲板对接点也有很大影响，随着加劲板宽度bs的增加，贯通隔板对节点的侧向刚度的影响会逐渐降低。因此根据上述分析结果可知，贯通隔板对RHS 的侧向受力性能影响要大于CHS，且影响程度随着加劲板宽度bs的增加而减小。