趙 勇 陳 靖 孫 昕 劉卓群

（1.貴陽(yáng)學(xué)院城鄉(xiāng)規(guī)劃與建筑工程學(xué)院，貴陽(yáng) 550003；2.貴州大學(xué)空間結(jié)構(gòu)研究中心，貴陽(yáng) 550000；3.東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 210000）

0 引言

近年來(lái)，隨著我國(guó)建筑結(jié)構(gòu)用鋼材產(chǎn)量的顯著增加以及型鋼規(guī)格的不斷豐富，鋼結(jié)構(gòu)建筑以其施工周期短、裝配化程度高、材料環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)得到了廣泛的應(yīng)用。鋼空腹夾層板［1］（樓/屋蓋）結(jié)構(gòu)是將鋼筋混凝土空腹夾層板結(jié)構(gòu)理論合理運(yùn)用到大跨度多高層鋼結(jié)構(gòu)工程領(lǐng)域的新型裝配式空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)。為進(jìn)一步提高鋼空腹夾層板的裝配率，在實(shí)際工程中將鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)劃分成不同大小的基本拼裝單元進(jìn)行安裝［2］。鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)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(jié)點(diǎn)板（根據(jù)實(shí)際受力情況進(jìn)行設(shè)置）所組成的基本受力單元按一定的規(guī)律排布而成。常見的網(wǎng)格形式有正交正放和正交斜放兩種形式。到目前為止，該結(jié)構(gòu)已經(jīng)在多個(gè)大跨度和多高層建筑結(jié)構(gòu)中得到了應(yīng)用，主要包括大跨度多層輕工業(yè)廠房、多層體育館和無(wú)柱大開間多高層辦公建筑。該結(jié)構(gòu)的應(yīng)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(jié)構(gòu)工程實(shí)例。根據(jù)空腹夾層板結(jié)構(gòu)的受力特征可知，該結(jié)構(gòu)剪力鍵節(jié)點(diǎn)數(shù)量較多，且位置分布不同，因此受力也各不相相同。節(jié)點(diǎn)構(gòu)造是否經(jīng)濟(jì)合理是決定空腹夾層板結(jié)構(gòu)能否得到更廣泛推廣應(yīng)用的關(guān)鍵。在工程實(shí)踐中，為降低結(jié)構(gòu)局部彎曲變形對(duì)結(jié)構(gòu)整體剛度的影響保證剪力鍵節(jié)點(diǎn)的剛域特性，網(wǎng)格尺寸一般取為2.5 m左右（實(shí)際尺寸可根據(jù)建筑布局靈活調(diào)整），其中剪力鍵節(jié)點(diǎn)域單向尺寸約占網(wǎng)格尺寸的1/8～1/10。根據(jù)文獻(xiàn)［3］分析可知，空腹夾層板剪力鍵節(jié)點(diǎn)主要承受剪力鍵兩側(cè)鋼肋所受水平力差值產(chǎn)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(chǎn)、生活對(duì)大跨度建筑的需求逐漸增加，鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)，這使得該結(jié)構(gòu)在滿足建筑使用功能要求的同時(shí)具有了獨(dú)特韻律美感。為保證體育館樓蓋結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、剛度以及穿越管線的需要，鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)高度可達(dá)1 m 以上。顯然，如果僅采取增大鋼管規(guī)格的方式來(lái)保證剪力鍵節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和剛度，會(huì)造成節(jié)點(diǎn)尺寸巨大和結(jié)構(gòu)自重的顯著增加。因此在工程實(shí)踐中常采用設(shè)置加勁板的措施來(lái)對(duì)剪力鍵節(jié)點(diǎn)域進(jìn)行增強(qiáng)，具體構(gòu)造如圖1（c）所示。除了在新建建筑中的應(yīng)用，在既有建筑加固改造方面的應(yīng)用，空腹夾層板結(jié)構(gòu)也體現(xiàn)出了獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)。

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

不同于新建項(xiàng)目，夾層改造項(xiàng)目受限于原有建筑高度、水暖等設(shè)備管線對(duì)結(jié)構(gòu)高度的影響對(duì)結(jié)構(gòu)及管線高度的控制要求較高。文獻(xiàn)［4］最早結(jié)合某夾層項(xiàng)目，首次將鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)應(yīng)用于此類夾層改造工程中，并將設(shè)備管線內(nèi)置到結(jié)構(gòu)網(wǎng)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)有足夠的豎向剛度，常采用增大剪力鍵節(jié)點(diǎn)域高寬比的措施來(lái)保證節(jié)點(diǎn)剛度。這也是空腹夾層板區(qū)別于空腹網(wǎng)架結(jié)構(gòu)最顯著的特征之一［5］。

根據(jù)上述分析可知，對(duì)該結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造進(jìn)行深入研究是推動(dòng)此類結(jié)構(gòu)在工程實(shí)踐中應(yīng)用的關(guān)鍵?；谠囼?yàn)研究是掌握此類新型結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的有效方法。文獻(xiàn)［6］對(duì)某車間采用圓鋼管剪力鍵的鋼空腹板裝配單元進(jìn)行靜力加載試驗(yàn)，驗(yàn)證了該拼裝單元的承載力和剛度均能很好地滿足結(jié)構(gòu)正常使用需求。貴州某輕工業(yè)廠房建筑平面長(zhǎng)寬比L/B>2，采用兩層雙跨正交斜放鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)（保證了長(zhǎng)寬比大于2 時(shí)結(jié)構(gòu)的空間作用效果）。為進(jìn)一步驗(yàn)證該結(jié)構(gòu)是否滿足使用需求，文獻(xiàn)［7］對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行了整體靜、動(dòng)力特性現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究和局部節(jié)點(diǎn)域（采用矩形鋼管剪力鍵）的受力特性分析，驗(yàn)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(jié)構(gòu)。

鋼空腹板結(jié)構(gòu)的整體靜、動(dòng)力特性主要采用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、有限元分析以及理論研究相結(jié)合的方法。其中，試驗(yàn)研究具有周期長(zhǎng)和成本高、對(duì)結(jié)構(gòu)細(xì)部的研究不夠細(xì)致且不便于多次重復(fù)調(diào)整研究參數(shù)的缺點(diǎn)。因此針對(duì)結(jié)構(gòu)的整體受力特性，多數(shù)學(xué)者采用桿系有限元法進(jìn)行研究。該方法通用性強(qiáng)，大部分設(shè)計(jì)分析軟件都能勝任，且效率高，能在一定程度上克服試驗(yàn)研究的不足，但無(wú)法模擬實(shí)際構(gòu)造對(duì)剪力鍵節(jié)點(diǎn)域應(yīng)力分布規(guī)律的影響。因此，文獻(xiàn)［8］基于通用有限元軟件建立鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)板殼-實(shí)體單元精細(xì)化模型，并對(duì)結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位受力特性進(jìn)行了分析，但未對(duì)節(jié)點(diǎn)域的構(gòu)造合理性進(jìn)行對(duì)比分析。文獻(xiàn)［9］基于板殼理論對(duì)鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)的等效剪切剛度進(jìn)行了研究，但研究成果僅適用于少數(shù)邊界條件規(guī)則的結(jié)構(gòu)。文獻(xiàn)［10］基于節(jié)點(diǎn)域板殼有限元模型研究了加勁板對(duì)方鋼管剪力鍵節(jié)點(diǎn)域剛度和受力特征的影響規(guī)律，并建議了節(jié)點(diǎn)域加勁板的合理寬度取值。文獻(xiàn)［11］進(jìn)行了多個(gè)方鋼管剪力鍵節(jié)點(diǎn)域足尺試件的試驗(yàn)研究。綜合考慮了上、下肋形式（采用H 和T 型鋼），是否設(shè)置加勁板等因素的影響。文獻(xiàn)［12］對(duì)該結(jié)構(gòu)剪力鍵節(jié)點(diǎn)域的滯回性能進(jìn)行了分析，得出了節(jié)點(diǎn)域抗側(cè)剛度的特征。

根據(jù)上述分析可知，剪力鍵節(jié)點(diǎn)域鋼管與鋼肋連接部位主要承受鋼肋傳來(lái)的拉壓荷載，這會(huì)導(dǎo)致鋼管側(cè)壁產(chǎn)生較大的面外變形。節(jié)點(diǎn)域剛度不足會(huì)引起節(jié)點(diǎn)發(fā)生過大變形，以致引起局部破壞。為保證剪力鍵節(jié)點(diǎn)區(qū)域具有足夠的強(qiáng)度和剛度，可采用設(shè)置加勁板、貫通內(nèi)隔板的方式增加節(jié)點(diǎn)剛度優(yōu)化節(jié)點(diǎn)傳力線路。一般而言，設(shè)置加勁板和貫通隔板在取得更好的節(jié)點(diǎn)性能［13-15］的同時(shí)也會(huì)引入更多的焊接缺陷（焊接變形和殘余應(yīng)力），增大加工制造成本。因此，合理地區(qū)分上述多種構(gòu)造措施的效果及其適用范圍是本文的研究重點(diǎn)。目前，尚未見有文獻(xiàn)針對(duì)貫通隔板對(duì)方鋼管（RHS）或圓鋼管（CHS）剪力鍵節(jié)點(diǎn)域的應(yīng)力分布規(guī)律、剛度特性進(jìn)行對(duì)比研究。因此，基于鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究成果和工程實(shí)踐需求，對(duì)采用不同構(gòu)造特征的方形鋼管（RHS）、圓形鋼管（CHS）剪力鍵節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比研究。

1 剪力鍵節(jié)點(diǎn)域構(gòu)造特點(diǎn)

1.1 構(gòu)造特點(diǎn)

圖2 是典型的剪力鍵節(jié)點(diǎn)構(gòu)造示意圖（以矩形鋼管節(jié)點(diǎn)為例）。剪力鍵是連接鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)上、下鋼肋的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)，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(nèi)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(cè)對(duì)稱設(shè)置的加勁板與鋼管及上、下鋼肋均采用焊接連接。為保證節(jié)點(diǎn)焊接質(zhì)量并提高該結(jié)構(gòu)的裝配率，上述節(jié)點(diǎn)焊接連接均在加工廠完成。由文獻(xiàn)［2］可知，設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)受力更合理。為全面研究貫通內(nèi)隔板對(duì)節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能的影響，節(jié)點(diǎn)模型綜合考慮了加勁板寬度、鋼管壁厚的影響。節(jié)點(diǎn)域構(gòu)造參數(shù)如表1所示。

圖2 典型剪力鍵節(jié)點(diǎn)域構(gòu)成示意圖（單位：mm）Fig.2 Construction diagram of the joint（Unit：mm）

1.2 剪力鍵節(jié)點(diǎn)域數(shù)值模型

剪力鍵節(jié)點(diǎn)與T 型鋼肋是鋼空腹夾層板結(jié)構(gòu)的基本組成元素，將其沿結(jié)構(gòu)跨度方向拼裝就形成了具有空間協(xié)同作用的空腹夾層板結(jié)構(gòu)。為降低局部彎矩對(duì)上、下鋼肋受力的不利影響，網(wǎng)格大小常取為2.5 m 左右。根據(jù)文獻(xiàn)［10］研究結(jié)果可知，隨著加勁板寬度的增加，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)域剪力在鋼管側(cè)壁和加勁板內(nèi)的分布不均勻。當(dāng)加勁板寬度大于150 mm 時(shí)，對(duì)矩形鋼管節(jié)點(diǎn)的作用最大，但加勁板寬度過小又會(huì)導(dǎo)致T型鋼肋對(duì)鋼管側(cè)壁產(chǎn)生明顯拉壓變形，不利于保證節(jié)點(diǎn)域剛度。因此，在部分工程實(shí)踐中也常采用將鋼管內(nèi)增加貫通隔板的方法提升節(jié)點(diǎn)域鋼管側(cè)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(shí)不必增加其壁厚；二是在減小加勁板寬度時(shí)，降低T 型鋼肋對(duì)鋼管部分的拉壓作用，優(yōu)化水平荷載的傳遞路線。

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

表1 數(shù)值模型參數(shù)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(shù)值模型單元、材性參數(shù)選擇

基于通用有限元分析軟件ABAQUS 對(duì)節(jié)點(diǎn)域進(jìn)行參數(shù)化分析。工程實(shí)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(gòu)件范疇。因此為提高計(jì)算分析效率，數(shù)值模型中鋼構(gòu)件均采用線性、支持大扭轉(zhuǎn)、大應(yīng)變效應(yīng)的三維四節(jié)點(diǎn)S4R 殼單元進(jìn)行模擬。鋼材選用Q345，彈性模量Es=206 GPa，泊松比ν=0.3，屈服強(qiáng)度設(shè)計(jì)值fy=310 N/mm2。采用理想彈塑性模型和Von-Mises 屈服準(zhǔn)則來(lái)模擬鋼材的彈塑性性能。文獻(xiàn)［8］所采用的數(shù)值模擬方法和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比具有很好的精度，因此采用上述數(shù)值模擬方法模擬結(jié)構(gòu)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(jié)果與討論

2.1 節(jié)點(diǎn)域應(yīng)力狀態(tài)

圖4 是在相同荷載作用下，四個(gè)剪力鍵節(jié)點(diǎn)的等效應(yīng)力（Mises）云圖。其中，模型鋼管壁厚t0=10 mm、加勁板寬度bs=100 mm。節(jié)點(diǎn)域高應(yīng)力區(qū)應(yīng)力幅值如圖標(biāo)所示。根據(jù)分析可知，四個(gè)節(jié)點(diǎn)模型中鋼管與T型鋼肋連接位置的應(yīng)力表現(xiàn)出不同的分布特征。這表明節(jié)點(diǎn)域鋼管的幾何形式以及是否設(shè)置貫通隔板對(duì)應(yīng)力分布和應(yīng)力峰值均有很大影響。其中，鋼管應(yīng)力峰值主要發(fā)生在與上、下鋼肋連接位置。

圖4 鋼管側(cè)壁Mises應(yīng)力云圖Fig.4 Mises stress diagram of the steel tube

未設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)高應(yīng)力區(qū)分布范圍較設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)高應(yīng)力區(qū)分布范圍更大，但應(yīng)力峰值則更小。這主要是由于設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)在T 型鋼肋腹板端部與貫通隔板相連，此處剛度較大會(huì)產(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中，而未設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)由于沒有設(shè)置貫通隔板，會(huì)導(dǎo)致整個(gè)鋼管側(cè)壁受力。其中未設(shè)置貫通隔板的兩個(gè)試件應(yīng)力峰值接近，但CHS 的應(yīng)力分布范圍較CHS 更廣泛，這主要與鋼管的幾何特征有關(guān)。其中，圓管節(jié)點(diǎn)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(duì)于設(shè)置貫通隔板的兩個(gè)試件，CHS 的應(yīng)力峰值較RHS 低28.7%，且應(yīng)力分布范圍也更均勻。根據(jù)上述分析結(jié)果可知，在鋼肋傳遞的荷載作用下，由于RHS 與鋼肋連接側(cè)壁具有一定的傾角，因此具有良好的幾何穩(wěn)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(cè)壁的受力不如CHS合理。

2.2 貫通隔板對(duì)節(jié)點(diǎn)域受力特性影響分析

2.2.1 節(jié)點(diǎn)域鋼管Mises應(yīng)力分布

為研究貫通隔板對(duì)兩種類型剪力鍵節(jié)點(diǎn)域應(yīng)力分布規(guī)律的影響規(guī)律，綜合考慮了鋼管厚度t0、加勁板寬度bs以及是否設(shè)置貫通隔板等因素進(jìn)行詳細(xì)的參數(shù)化分析。節(jié)點(diǎn)Mises 應(yīng)力沿節(jié)點(diǎn)高度的分布曲線如圖5 所示。各節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布特征相似，均表現(xiàn)為與鋼肋連接位置受力最大，但應(yīng)力峰值和分布范圍差異較大。未設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)分析結(jié)果如圖5（a）—（c）所示，節(jié)點(diǎn)CHS-0 與RHS-0（未設(shè)置貫通隔板模型）應(yīng)力峰值幾乎一致。而節(jié)點(diǎn)CHS-0-P 和RHS-0-P（設(shè)置貫通隔板）鋼管側(cè)壁的應(yīng)力峰值差異可達(dá)159.5%～200.5%。其中，貫通隔板對(duì)于CHS 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力峰值的影響程度小于對(duì)RHS的影響，隨著鋼管壁厚t0的逐漸增加，各模型鋼管應(yīng)力峰值也逐漸減小，當(dāng)t0從8 mm 增加到14 mm 時(shí)，未設(shè)置貫通隔板節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力峰值下降63.5%。而設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力峰值分別下降75%和109%。這主要是由于CHS 的側(cè)壁具有一定的弧度，在T 型鋼肋軸力作用下應(yīng)力集中程度較RHS 低。對(duì)于未設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)，設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)鋼管側(cè)壁的應(yīng)力分布范圍較未設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)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(cè)壁局部受力的負(fù)擔(dān)。顯然，對(duì)于未設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)而言，CHS 節(jié)點(diǎn)與RHS 節(jié)點(diǎn)受力情況比較接近，但圓形鋼管側(cè)壁應(yīng)力分布較矩形鋼管側(cè)壁均勻。根據(jù)上述分析可知，設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)，貫通隔板對(duì)CHS 的應(yīng)力峰值影響程度大于對(duì)RHS 的影響。因此，鋼管的幾何形態(tài)和是否設(shè)置貫通隔板對(duì)節(jié)點(diǎn)域局部應(yīng)力分布特征的影響較大。

對(duì)于設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)，其計(jì)算結(jié)果如圖5（d）—（k）可知，隨著加勁板寬度bs的增加，各節(jié)點(diǎn)應(yīng)力峰值有顯著降低。這主要是由于bs的增加提高了節(jié)點(diǎn)的剛度，并承擔(dān)了較大水平力，使得鋼管側(cè)壁受力更為平均。當(dāng)加勁板寬度bs=50 mm、鋼管壁厚t0=8 mm時(shí)［圖5（d）］，RHS-50-8較CHS-50-8的應(yīng)力峰值高87.5%，這與未設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布具有明顯的區(qū)別。而且，對(duì)于bs=50 mm的節(jié)點(diǎn)計(jì)算結(jié)果可知，貫通隔板對(duì)CHS 和RHS 的應(yīng)力峰值的影響均在10%以內(nèi)，這一差異隨著t0的增加而逐漸增大。當(dāng)t0=12 mm 時(shí)，CHS-50-12與RHS-80-12-P 的應(yīng)力峰值幾乎一致，這表明不同的鋼管類型所導(dǎo)致的應(yīng)力峰值差異可以通過合理設(shè)置貫通內(nèi)隔板、加勁板以及提高鋼管壁厚的方式來(lái)彌補(bǔ)。當(dāng)鋼管壁厚ts從8 mm增加到12 mm時(shí)，各節(jié)點(diǎn)鋼管側(cè)壁的應(yīng)力峰值均有明顯下降。當(dāng)加勁板寬度bs=100 mm 和150 mm 時(shí)（圖5（g）—（k）），相應(yīng)節(jié)點(diǎn)具有相似的分布規(guī)律。未設(shè)置貫通隔板的CHS 和RHS 的應(yīng)力分布較為一致，且未設(shè)置貫通隔板節(jié)點(diǎn)鋼管側(cè)壁的應(yīng)力峰值顯著低于設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)，當(dāng)t0=8 mm 時(shí)差異最大。隨著t0和bs增加，未設(shè)置貫通隔板節(jié)點(diǎn)鋼管側(cè)壁的應(yīng)力分布更加均勻，而設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)鋼管側(cè)壁在于鋼肋腹板連接位置發(fā)生明顯的應(yīng)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(cè)壁的應(yīng)力峰值。對(duì)比bs=50 mm 和100 mm 兩組節(jié)點(diǎn)可知，采用增大bs降低鋼管應(yīng)力峰值較采用增加t0的方式更有效。根據(jù)上述分析可知，隨著bs發(fā)生變化，貫通隔板對(duì)CHS和RHS 節(jié)點(diǎn)的受力狀態(tài)影響也不相同。當(dāng)加勁板寬度=50 mm 時(shí)，貫通隔板的對(duì)節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力峰值影響很小，當(dāng)加勁板寬度bs≥100 mm 時(shí)，設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)模型應(yīng)力峰值反而較未設(shè)置貫通隔板節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力峰值更大，這主要是由于局部應(yīng)力集中的原因。

圖5 鋼管Mises應(yīng)力分布Fig.5 Mises stress diagram of the steel tube

隨著t0的變化，鋼管側(cè)壁應(yīng)力峰值逐漸降低。這一變化對(duì)未設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)最為有效，但對(duì)于設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)而言，其影響程度有限。其中試件CHS-100-8 的應(yīng)力峰值較和CHS-50-12 的應(yīng)力峰值降低48.6%；RHS-100-8的應(yīng)力峰值較和RHS-50-12的應(yīng)力峰值降低118.3%?？梢?，相對(duì)于采用增加鋼管壁厚和設(shè)置貫通隔板的方式，采用增大bs的方式降低節(jié)點(diǎn)域鋼管應(yīng)力水平更為有效。

2.2.2 鋼管變形計(jì)算結(jié)果與分析

圖6 為鋼管沿節(jié)點(diǎn)高度的面外變形分布圖。其中圖6（a）—（c）是未設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)。未設(shè)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(yīng)的設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)面外變形峰值均遠(yuǎn)小于未設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)。當(dāng)鋼管壁厚t0從8 mm增大到12 mm時(shí)，未設(shè)置貫通隔板的RHS 面外變形值分別降低了70.9%和52.7%，未設(shè)置貫通隔板的CHS 面外變形值分別降低了48.4%和37.5%。而對(duì)于設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)，各節(jié)點(diǎn)鋼管面外變形幾乎沒有降低。對(duì)于設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)如圖6（d）—（k）所示，bs從50 mm 增加到150 mm 時(shí)，鋼管側(cè)壁應(yīng)力峰值顯著降低。當(dāng)bs=150 mm 時(shí)，未設(shè)置貫通隔板節(jié)點(diǎn)最大變形值已經(jīng)和設(shè)置貫通隔板節(jié)點(diǎn)較為接近?？梢娫O(shè)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(jié)點(diǎn)的最大變形值也有相似的變化規(guī)律，但變化幅度較RHS 小。顯然，貫通隔板能夠有效降低鋼管側(cè)壁的變形值，但當(dāng)加勁板寬度bs和鋼管壁厚t0達(dá)到一定規(guī)格時(shí)，也能保證節(jié)點(diǎn)的剛度與不設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)剛度接近。因此，對(duì)于不設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)，建議增設(shè)貫通隔板以增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)鋼管側(cè)壁的面外剛度，對(duì)于設(shè)置加勁板且加勁板規(guī)格達(dá)到150 mm 以上時(shí)不建議增設(shè)貫通隔板，以避免多次焊引入殘余應(yīng)力，使得節(jié)點(diǎn)域鋼管應(yīng)力狀態(tài)更為復(fù)雜。

圖6 鋼管側(cè)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(duì)兩種形式剪力鍵節(jié)點(diǎn)鋼管的應(yīng)力分布特征以及面外變形都有不同程度的影響。其中，對(duì)于未設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)建議增設(shè)貫通隔板并增大鋼管壁厚，以便降低管壁的應(yīng)力集中程度和變形值。對(duì)于設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)，則應(yīng)盡量保證加勁板寬度達(dá)到100～150 mm，這樣便可有效降低應(yīng)力水平和面外變形值，其效果與增設(shè)貫通隔板以及增大管壁等同。產(chǎn)生上述現(xiàn)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(yīng)力集中程度。

3 節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線

根據(jù)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(duì)是否設(shè)置貫通隔板的CHS 和RHS 兩種類型節(jié)點(diǎn)在水平荷載作用下的荷載-位移關(guān)系進(jìn)行研究。計(jì)算結(jié)果如圖7所示。

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

結(jié)果表明：設(shè)置貫通隔板對(duì)兩種類型剪力鍵在水平荷載作用下的側(cè)向剛度影響程度并不一致。RHS-10-100-P節(jié)點(diǎn)的側(cè)向剛度最大，較RHS-10-100 側(cè)向剛度提高6.6%。CHS-10-100-P 最大側(cè)向承載力較CHS-10-100 提升4.5%。對(duì)于未設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)，RHS-10-0-P 的側(cè)向剛度和承載力最大，RHS-10-0 最小，且二者側(cè)向荷載相差79.3%。CHS-10-0-P 與CHS-10-0 的側(cè)向承載力比較接近，相差僅7.45%，但側(cè)向承載力均顯著低于RHS-10-0-P。產(chǎn)生上述現(xiàn)象的主要原因是RHS側(cè)向抗彎剛度較CHS大（b0相同的情況下），因此，針對(duì)所研究的節(jié)點(diǎn)參數(shù)范圍可得RHS 節(jié)點(diǎn)的側(cè)向剛度和承載力均大于CHS 節(jié)點(diǎn)。但由于方鋼管側(cè)壁是平面，因此其面外受力性能較差，而貫通隔板的設(shè)置正好彌補(bǔ)了RHS 局部受力性能的不足。對(duì)于CHS 節(jié)點(diǎn)，由于其側(cè)壁具有一定曲率，所以其面外受力性能更好。加勁板對(duì)接點(diǎn)也有很大影響，隨著加勁板寬度bs的增加，貫通隔板對(duì)節(jié)點(diǎn)的側(cè)向剛度的影響會(huì)逐漸降低。因此根據(jù)上述分析結(jié)果可知，貫通隔板對(duì)RHS 的側(cè)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(jié)論

基于上述分析可以得出如下結(jié)論：

（1）在剪力鍵節(jié)點(diǎn)域中設(shè)置貫通內(nèi)隔板能夠在不增加鋼管壁厚的情況下有效增加剪力鍵節(jié)點(diǎn)鋼管側(cè)壁的面外剛度，且這一措施對(duì)于RHS 節(jié)點(diǎn)的效果優(yōu)于CHS節(jié)點(diǎn)。

（2）對(duì)于設(shè)置加勁板的剪力鍵節(jié)點(diǎn)，貫通隔板對(duì)圓鋼管節(jié)點(diǎn)和方鋼管節(jié)點(diǎn)的受力狀態(tài)影響也不相同。當(dāng)bs=50 mm 時(shí)，貫通隔板的設(shè)置對(duì)節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力峰值影響很小，當(dāng)bs≥100 mm 時(shí)，設(shè)置貫通隔板會(huì)導(dǎo)致局部應(yīng)力集中，其局部應(yīng)力峰值超過未設(shè)置貫通隔板的節(jié)點(diǎn)。

（3）貫通隔板對(duì)剪力鍵節(jié)點(diǎn)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(duì)未設(shè)置加勁板的RHS 節(jié)點(diǎn)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(duì)設(shè)置加勁板的節(jié)點(diǎn)承載力影響較小。

（4）對(duì)未設(shè)置貫通隔板和加勁板的節(jié)點(diǎn)，增大鋼管壁厚t0能有效提升節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能。但對(duì)于設(shè)置貫通隔板和加勁板的節(jié)點(diǎn)，增大鋼管壁厚t0對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的提升效果有限。