木结构挂钩件连接节点力学性能范文

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《重庆建筑杂志》2014年第八期

1ANSYS有限元模型

本文运用通用有限元软件ANSYS，采用APDL语言编写命令流文件建立挂钩件连接节点的三维有限元模型。

1.1模型几何尺寸的确定轻型木结构中，主次梁最常使用的是规格材，该模型选用SPF（云杉—冷杉—松）。根据实际工程的常用尺寸，主梁的截面尺寸为76mmx235mm，次梁的截面尺寸为38mmx235mm。结合UBC大学提出的长度确定经验公式[6]、ASTMD7147-11的要求以及北美挂钩件生产商的建议，最后确定模型的主梁长度为600mm，次梁长度为610mm。该模型中钉节点在横纹垂直于主轴、顺纹沿主轴和横纹沿钉杆三个方向的单轴拉伸试验数据，均来源于直径为3.3mm、钉杆长度为63.5mm的钉节点试验[7]。挂钩件的厚度按照美国板料厚度级数标准，常用的有三种：18Ga（1.2mm）、16Ga（1.5mm）和14Ga（1.9mm），该模型选用1.9mm厚的钢板。挂钩件一般由正面翼、侧面翼和底板构成，如图1所示，挂钩件尺寸参数如表1所示。

1.2单元类型和材料属性的选择主梁、次梁和挂钩件采用三维实体单元SOLID45模拟，其中，木材假定为正交各向异性的弹性材料；钢材假定为各项同性的理想弹塑性材料，采用双线性随动强化模型BKIN，双线性随动强化模型采用Mises屈服准则和随动强化准则。木材与钢材的材性如表2所示。钉和钉周木材之间的相互作用采用弹簧单元COMBIN39模拟。将钉子简化到钢板和木材的接触面上，并将钉入木材的钉杆长度方向上的节点进行耦合。每个钉的力学性能由X、Y、Z三个方向的力—位移曲线来定义，所以需要三个轴向弹簧单元才能完整模拟一个钉。三个弹簧单元的布置以及承受轴力的方向如图2所示。COMBIN39单元实常数三个方向上的力—变形曲线的数据来源于钉节点试验，三个方向的弹簧单元刚度参数见图3。挂钩件底板内表面和次梁底面在节点承受外荷载作用时存在接触行为。该模型在该位置上设置接触时，使用CON-TA173模拟作为接触面的次梁部分底面，使用TARGE170模拟作为目标面的挂钩件底板内表面。

1.3约束和荷载的确定模型参考ASTMD7147-11规定的挂钩件连接节点建立，利用对称性取1/2节点进行模拟分析，如图4所示。并在主梁的两个端头截面约束竖向和侧向位移，在主梁下表面约束竖向位移，在次梁端头约束竖向和轴向位移。荷载施加在次梁的跨中，根据经验公式和ASTMD7147-11的规定，最后确定加载范围长度为210mm。在1/2模型中，取为105mm。

1.4合理性分析为正确预测挂钩件连接节点的力学性能，需验证这种建模的合理性。用同样的建模方式对Berkoh的挂钩件连接节点建立有限元分析模型，并和其试验结果进行对比[8]。有限元分析模型得到的荷载—位移曲线与试验结果对比如图5。由图5中可以看出，两者的分布是较为接近的。有限元得到的极限荷载为23.67kN，10组试验结果得到的平均值为25.36kN,误差为6.7%。说明这种建模方式是可以较合理地模拟挂钩件连接节点的承载力和刚度。

2影响因素和破坏模式分析

在前述模型的基础上使用相同的建模方法，改变可能影响挂钩件连接节点承载力的因素，分析它们对节点力学性能的影响。本文研究的影响因素分为三类：（1）主次梁使用的树种类型、挂钩件钢板厚度和次梁厚度；（2）和主梁钉有关的因素，即主梁钉横纹间距、顺纹间距、单列钉个数等；（3）和次梁钉有关的因素，即次梁钉横纹间距、顺纹间距、单列钉个数等。将前述模型命名为H1，建立H2-H16共15个对照组，各组参数如表3所示。各组荷载位移曲线如图6所示。有限元分析结果显示：（1）使用高性能的树种能提高节点的刚度；（2）主次梁钉的个数和弹簧单元刚度参数（钉的直径和长度）是影响节点承载力的主要因素；（3）其它因素对节点的承载力和刚度并没有显著影响。其中，H8、H9和H10研究主梁上钉的单列个数、列数以及弹簧单元刚度的影响；H14、H15和H16研究次梁上钉的单列个数、列数以及弹簧单元刚度的影响。另外，为便于对比分析研究，对各个钉进行编号，编号原则如下：先主梁后次梁，按列从上到下进行编号。分析对照H1、H8、H9和H10主梁钉的弹簧力，可以得到节点的一种破坏模式。以H1为例，次梁钉节点受到的竖向剪力和水平方向的力均较低，没有发生剪切破坏；靠近主梁上部的钉在外荷载较低时就发生了拔出破坏（如图7所示）；随着外荷载进一步加大，挂钩件底板发生了较大的应变，部分区域和次梁底部木材脱开，直到外荷载达到最大值时，主梁钉受剪破坏（如图8所示），这时挂钩件连接节点也达到了极限承载力状态。节点的最终破坏是由主梁钉节点区域的受剪破坏控制。而分析对照H1、H14、H15和H16的有限元结果发现，减小次梁钉的个数和降低模拟次梁的弹簧单元刚度参数后，主梁钉节点和次梁钉节点均没有发生竖向的受剪破坏，节点的另一种破坏模式表现为挂钩件钢板的底板和侧面翼下部靠近底板区域的破坏。根据前述有限元分析结果和其他学者的试验结果可知，挂钩件连接节点主要的破坏模式为：（1）主梁钉节点区域的受剪破坏；（2）挂钩件底板及附近侧面翼区域的大变形破坏；（3）次梁钉节点区域的受剪破坏。目前获得挂钩件节点的承载力值的方法主要是试验和计算两种：北美地区生产商对各种型号的挂钩件进行节点试验；欧洲则是通过计算来获得。基于我国木结构工业现状，若对种挂钩件进行节点试验会耗费大量的资金和时间，通过借鉴欧洲方法[9]计算获得节点承载力较为合理。然而基于有限元分析结果发现，欧洲方法中存在一个问题：可能会无法正确判断发生破坏的位置而获得错误的承载力值。而引发这一问题的根源在于：欧洲方法认为次梁上的剪力全部由钉节点传递，不考虑挂钩件底板附近区域与次梁的挤压作用。由有限元分析结果可知，底板区域破坏可能会控制整个节点的破坏，这个挤压作用是不应该忽略的。如果要借鉴欧洲方法，则需要解决这个问题。

3结论及展望

本文利用ANSYS软件对轻型木结构中的挂钩件连接节点进行了静力有限元分析。通过对计算结果的分析，可以得到以下结论。（1）主次梁钉的个数、直径和长度是影响挂钩件连接节点承载力的主要因素，主次梁的木材种类是影响节点刚度的主要因素。（2）挂钩件连接节点主要的破坏模式为：主梁钉节点受剪破坏，次梁钉节点受剪破坏，挂钩件底板及附近侧面翼区域的大变形破坏。根据有限元分析的结果，节点的破坏模式与主次梁钉节点的承载力相对比值有一定关系。下一步的工作可以考虑提出一个参数来量化这个相对比值，作为判断节点破坏模式的依据。并通过进行一定数量的节点试验或有限元分析，使用统计方法校正不同破坏模式下参数的取值范围。

作者：赵珂何敏娟单位：同济大学建筑工程系