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《重慶建筑雜志》2014年第八期

1ANSYS有限元模型

本文運用通用有限元軟件ANSYS，采用APDL語言編寫命令流文件建立掛鉤件連接節點的三維有限元模型。

1.1模型幾何尺寸的確定輕型木結構中，主次梁最常使用的是規格材，該模型選用SPF（云杉—冷杉—松）。根據實際工程的常用尺寸，主梁的截面尺寸為76mmx235mm，次梁的截面尺寸為38mmx235mm。結合UBC大學提出的長度確定經驗公式[6]、ASTMD7147-11的要求以及北美掛鉤件生產商的建議，最后確定模型的主梁長度為600mm，次梁長度為610mm。該模型中釘節點在橫紋垂直于主軸、順紋沿主軸和橫紋沿釘桿三個方向的單軸拉伸試驗數據，均來源于直徑為3.3mm、釘桿長度為63.5mm的釘節點試驗[7]。掛鉤件的厚度按照美國板料厚度級數標準，常用的有三種：18Ga（1.2mm）、16Ga（1.5mm）和14Ga（1.9mm），該模型選用1.9mm厚的鋼板。掛鉤件一般由正面翼、側面翼和底板構成，如圖1所示，掛鉤件尺寸參數如表1所示。

1.2單元類型和材料屬性的選擇主梁、次梁和掛鉤件采用三維實體單元SOLID45模擬，其中，木材假定為正交各向異性的彈性材料；鋼材假定為各項同性的理想彈塑性材料，采用雙線性隨動強化模型BKIN，雙線性隨動強化模型采用Mises屈服準則和隨動強化準則。木材與鋼材的材性如表2所示。釘和釘周木材之間的相互作用采用彈簧單元COMBIN39模擬。將釘子簡化到鋼板和木材的接觸面上，并將釘入木材的釘桿長度方向上的節點進行耦合。每個釘的力學性能由X、Y、Z三個方向的力—位移曲線來定義，所以需要三個軸向彈簧單元才能完整模擬一個釘。三個彈簧單元的布置以及承受軸力的方向如圖2所示。COMBIN39單元實常數三個方向上的力—變形曲線的數據來源于釘節點試驗，三個方向的彈簧單元剛度參數見圖3。掛鉤件底板內表面和次梁底面在節點承受外荷載作用時存在接觸行為。該模型在該位置上設置接觸時，使用CON-TA173模擬作為接觸面的次梁部分底面，使用TARGE170模擬作為目標面的掛鉤件底板內表面。

1.3約束和荷載的確定模型參考ASTMD7147-11規定的掛鉤件連接節點建立，利用對稱性取1/2節點進行模擬分析，如圖4所示。并在主梁的兩個端頭截面約束豎向和側向位移，在主梁下表面約束豎向位移，在次梁端頭約束豎向和軸向位移。荷載施加在次梁的跨中，根據經驗公式和ASTMD7147-11的規定，最后確定加載范圍長度為210mm。在1/2模型中，取為105mm。

1.4合理性分析為正確預測掛鉤件連接節點的力學性能，需驗證這種建模的合理性。用同樣的建模方式對Berkoh的掛鉤件連接節點建立有限元分析模型，并和其試驗結果進行對比[8]。有限元分析模型得到的荷載—位移曲線與試驗結果對比如圖5。由圖5中可以看出，兩者的分布是較為接近的。有限元得到的極限荷載為23.67kN，10組試驗結果得到的平均值為25.36kN,誤差為6.7%。說明這種建模方式是可以較合理地模擬掛鉤件連接節點的承載力和剛度。

2影響因素和破壞模式分析

在前述模型的基礎上使用相同的建模方法，改變可能影響掛鉤件連接節點承載力的因素，分析它們對節點力學性能的影響。本文研究的影響因素分為三類：（1）主次梁使用的樹種類型、掛鉤件鋼板厚度和次梁厚度；（2）和主梁釘有關的因素，即主梁釘橫紋間距、順紋間距、單列釘個數等；（3）和次梁釘有關的因素，即次梁釘橫紋間距、順紋間距、單列釘個數等。將前述模型命名為H1，建立H2-H16共15個對照組，各組參數如表3所示。各組荷載位移曲線如圖6所示。有限元分析結果顯示：（1）使用高性能的樹種能提高節點的剛度；（2）主次梁釘的個數和彈簧單元剛度參數（釘的直徑和長度）是影響節點承載力的主要因素；（3）其它因素對節點的承載力和剛度并沒有顯著影響。其中，H8、H9和H10研究主梁上釘的單列個數、列數以及彈簧單元剛度的影響；H14、H15和H16研究次梁上釘的單列個數、列數以及彈簧單元剛度的影響。另外，為便于對比分析研究，對各個釘進行編號，編號原則如下：先主梁后次梁，按列從上到下進行編號。分析對照H1、H8、H9和H10主梁釘的彈簧力，可以得到節點的一種破壞模式。以H1為例，次梁釘節點受到的豎向剪力和水平方向的力均較低，沒有發生剪切破壞；靠近主梁上部的釘在外荷載較低時就發生了拔出破壞（如圖7所示）；隨著外荷載進一步加大，掛鉤件底板發生了較大的應變，部分區域和次梁底部木材脫開，直到外荷載達到最大值時，主梁釘受剪破壞（如圖8所示），這時掛鉤件連接節點也達到了極限承載力狀態。節點的最終破壞是由主梁釘節點區域的受剪破壞控制。而分析對照H1、H14、H15和H16的有限元結果發現，減小次梁釘的個數和降低模擬次梁的彈簧單元剛度參數后，主梁釘節點和次梁釘節點均沒有發生豎向的受剪破壞，節點的另一種破壞模式表現為掛鉤件鋼板的底板和側面翼下部靠近底板區域的破壞。根據前述有限元分析結果和其他學者的試驗結果可知，掛鉤件連接節點主要的破壞模式為：（1）主梁釘節點區域的受剪破壞；（2）掛鉤件底板及附近側面翼區域的大變形破壞；（3）次梁釘節點區域的受剪破壞。目前獲得掛鉤件節點的承載力值的方法主要是試驗和計算兩種：北美地區生產商對各種型號的掛鉤件進行節點試驗；歐洲則是通過計算來獲得。基于我國木結構工業現狀，若對種掛鉤件進行節點試驗會耗費大量的資金和時間，通過借鑒歐洲方法[9]計算獲得節點承載力較為合理。然而基于有限元分析結果發現，歐洲方法中存在一個問題：可能會無法正確判斷發生破壞的位置而獲得錯誤的承載力值。而引發這一問題的根源在于：歐洲方法認為次梁上的剪力全部由釘節點傳遞，不考慮掛鉤件底板附近區域與次梁的擠壓作用。由有限元分析結果可知，底板區域破壞可能會控制整個節點的破壞，這個擠壓作用是不應該忽略的。如果要借鑒歐洲方法，則需要解決這個問題。

3結論及展望

本文利用ANSYS軟件對輕型木結構中的掛鉤件連接節點進行了靜力有限元分析。通過對計算結果的分析，可以得到以下結論。（1）主次梁釘的個數、直徑和長度是影響掛鉤件連接節點承載力的主要因素，主次梁的木材種類是影響節點剛度的主要因素。（2）掛鉤件連接節點主要的破壞模式為：主梁釘節點受剪破壞，次梁釘節點受剪破壞，掛鉤件底板及附近側面翼區域的大變形破壞。根據有限元分析的結果，節點的破壞模式與主次梁釘節點的承載力相對比值有一定關系。下一步的工作可以考慮提出一個參數來量化這個相對比值，作為判斷節點破壞模式的依據。并通過進行一定數量的節點試驗或有限元分析，使用統計方法校正不同破壞模式下參數的取值范圍。

作者：趙珂何敏娟單位：同濟大學建筑工程系