玻璃幕墙的支承体系主要有如下几种形式:建筑主体支承、钢桁架支承、玻璃肋板支承、网架结构支承和预应力拉杆(拉索)结构支承等。其中，玻璃肋板支承形式有通透性好、构造简单和无锈蚀等优点，适用于大堂和共享空间部位。当层高较小时，可采用整块玻璃肋板的形式;当层高较高时，由于生产与运输的原因无法采用整片成品，需把多块玻璃肋拼接成一个整体，如图1所示工程实例^[1]。图2为某玻璃肋拼接节点形式(销栓+不锈钢夹板)示意图。

　　 由于规范并没有给出玻璃连接节点承载力的计算方法，因玻璃属于典型的脆性材料，连接节点破坏处是由第一主拉应力控制，而非压力控制，不能采用赫兹接触应力公式做理论计算。但工程设计中，采用工程试验来确定连接节点的承载力不太现实也不经济，由此对连接节点建立有限元模型进行分析得出承载力设计参考值是必要的。本文对某工程试件的连接节点建立有限元模型，对其受力机理和破坏形态做了分析探究，然后与试验结果进行对比分析，给出该节点的承载力设计值，最后给出提高此种节点承载力设计值的建议。

　　 玻璃试件的尺寸取300mm×300mm。共由3块12mm厚的钢化玻璃组成，玻璃之间通过1.5mm厚玻璃胶PVB连接。玻璃试件开孔直径42mm，孔内衬36纯铝套环(铝材牌号6063)与28不锈钢销轴(钢材牌号Q235B)，铝套环和直径42mm玻璃孔间采用3mm尼龙1010套环，如图3所示。

　　 图4和图5分别为玻璃肋单孔连接试验的夹具示意图和试验装置照片。试验上部夹具与玻璃肋之间通过销轴连接，液压机带动上部夹具往下移动，从而通过销轴使玻璃肋连接孔受压，以达到试验目的。

　　 本次试验共做了9个试件，试件的破坏荷载荷载从小到大分别为70,90,100,107,114,125,128,130,136kN。当达到玻璃肋单孔试件的破坏荷载时，玻璃孔单孔接触部位首先破坏，出现大量密集的放射性裂纹，裂纹从孔壁接触部位延伸到玻璃试件下边缘，试件其他部位出现不规则网格状裂纹。由于单孔玻璃试件的三片玻璃粘合误差，试验装置和安装过程中存在偏差，试件加载过程无法做到理想的对称加载，会出现单片破坏、双片破坏和三片全坏三种破坏形式，试件典型破坏形态如图6所示。9个试件的破坏照片见图7。

　　 利用通用有限元程序Strand7进行玻璃肋连接节点的接触分析。分析模型中，玻璃的尺寸取300mm×300mm，玻璃开圆孔直径42mm，铝套环上开圆孔直径28mm,3块12mm厚玻璃之间采用1.5mm厚的玻璃胶PVB粘结。建模时，考虑试件对称性，仅建立半边的对称分析模型，对各材料之间的接触面进行如下处理:金属铝套环与尼龙垫层可看成一个整体，而钢销轴与铝套环之间以及尼龙垫层与玻璃之间因在受力状态下不能共同变形，因此采用接触单元来模拟它们之间的连接关系。外荷载P为作用在钢销轴上的剪力。有限元模型及网格划分示意如图8所示。其中，玻璃肋采用壳单元模拟，PVB采用体单元模拟。模型边界条件:上下固定约束;左右两边约束面外平动，释放面内平动。

　　 在接触分析中，接触面的间隙宽度对实际受力情况有很大影响，实际加工中，玻璃肋节点构造各部件之间的间隙精度能控制到0.5mm以内。因此，本次有限元模拟中，拟采用0.03,0.1,0.3,0.5mm四种间隙宽度情况进行接触模拟分析。

　　 表1中各材料属性按《玻璃幕墙工程技术规范》(JGJ 102—2003)^[2]取值。PVB和尼龙的材料特性参数见表2。

　　 图9和图10分别给出了间隙为0.3mm、剪力P=30kN时，模型各部件的径向应力分布情况和玻璃径向应力沿接触面弧长方向上的应力分布情况。如图10所示，以A点(图9)为起始点沿接触面长度方向，玻璃径向应力分布基本满足二次抛物线，与文献[3,4]结论一致，与现实接触受力情况相符合。

　　 实际上，销轴的剪力是在玻璃两侧以外施加。由于销轴直径较小，抗弯刚度较弱，形成以外侧玻璃为主要支承点而中间玻璃为非支承点的撬杠受力形式。图11为间隙0.3mm,P=66kN时节点有限元第一主应力分析结果的局部显示，图中虚线框所示为受压接触面区域，此区域在厚度方向的受力分布呈外侧大、内侧小的趋势，与上面阐述的撬杠受力机理相符;Brick Stress为体单元应力。另外，由于中间的玻璃胶PVB为柔性材料，起到隔断作用，中间玻璃的受力要较两侧玻璃延迟，所以中间玻璃的受压应力与外侧玻璃不连续，出现受力断层。

　　 玻璃属于典型的脆性材料，通常在最大拉应力处发生破坏。图6(a)为实际试验试件破坏结果，连接节点处呈冲切破坏形态。图12为外侧玻璃第一主应力有限元分析结果的局部显示，可以看出最大主拉应力出现的部位与试件裂纹出现处相吻合。

　　 从《玻璃幕墙工程技术规范》(JGJ 102—2003)^[2]第5.2.1款条文说明可知，玻璃材料的安全系数K取2.5，玻璃幕墙一般是风荷载控制，风荷载分项系数为1.4，经换算得出玻璃材料分项系数K₂=1.785。故玻璃抗拉强度标准值为58.8×1.785≈105MPa。图13给出尼龙与玻璃间隙分别为0.03,0.1,0.3,0.5mm时，玻璃第一主拉应力达到或将近达到105MPa时对应的第一主应力有限元分析结果，图中P为各间隙下，玻璃第一主拉应力达到或将近达到抗拉强度标准值105MPa时的对应荷载。可知，在间隙为0.03,0.1,0.3,0.5mm的情况下，有限元分析所得的节点破坏荷载分别为178,154,128,118kN。

　　 对9个试件的破坏荷载值进行整理:除去最大值和最小值两个试验结果，剩余7个试件结果平均值为113.4kN，小于有限元分析结果。这是因为三块12mm厚玻璃间采用玻璃胶PVB连接，试验中，中间玻璃与外侧玻璃间产生相对蠕动，不能形成很好的整体;同时，试验中试件受力不能做到完全对称，上下边不能完全视作固定，加之夹具与玻璃之间的摩擦等多种原因，致使试验结果与有限元结果有一定差异。在实际结构中，由于玻璃肋成品整体性好，无粘合误差，加之实际受力中无试验的夹具摩擦等因素干扰，节点受力较试验均匀，节点的实际承载力应比试验值要有一定程度的提高。鉴于试验破坏荷载平均值较接近0.5mm间隙时的有限元结果，可认为采用此间隙下的有限元结果作为节点的破坏荷载即极限承载力是可以接受的。

　　 由于玻璃属于典型的脆性材料，宜采用Rankine准则(以第一主拉应力σ₁大于材料的设计强度f_t作为破坏准则，即σ₁>f_t)来判断玻璃的破坏状态^[5]。

　　 实际工程应用中，玻璃的连接节点在局部承载作用下，节点的设计强度不允许超过玻璃的侧面强度设计值(f_g=58.8MPa)。图14给出尼龙与玻璃间隙分别为0.03,0.1,0.3,0.5mm时，玻璃第一主拉应力达到或将近达到玻璃的侧面强度设计值58.8MPa时对应的第一主应力有限元分析结果。可知，在间隙为0.03,0.1,0.3,0.5mm的情况下，有限元分析所得的销孔承载力设计值分别为94,78,66,62kN。

　　 实际工程中，玻璃肋节点构造各部件之间的间隙精度能较好控制到0.5mm以内。在0.5mm间隙下，根据有限元分析结果，此种销孔形式能承受62kN的销轴剪力设计值，比试验值换算的设计值结果113.4/1.785≈63.5kN略小，误差在2.5%之内，即实际工程中，在无明确的加工精度数值时，0.5mm间隙的有限元分析结果可作为销孔承载力设计值的参考值。若控制好玻璃与内侧部件的间隙(缩小间隙)，能更好地提高销孔的承载能力。

　　 为考察铝套环与玻璃间的弹性材料的厚度对节点承载力设计值的影响，表3给出尼龙厚度分别为0,1.5,3mm时，有限元分析中玻璃强度达到或将达到玻璃的侧面强度设计值58.8MPa时对应的荷载值。

　　 由表3可见，当尼龙厚度增加时，各间隙情况下的销孔承载力设计值也相应增加。由于弹性材料在铝套环与玻璃间起到缓冲作用，使应力得到扩散，当在适当厚度范围内，弹性材料越厚，玻璃的接触力分布更均匀，应力扩散均匀性越好，销孔的承载力也随之能得到一定的提高。

　　 (1)玻璃肋销孔接触分析的有限元结果与试验的破坏形态表征吻合，采用有限元分析方法来确定玻璃销孔承载力是经济可行的方法。实际工程中，销轴节点承载力可采用0.5mm间隙下连接销孔的有限元结果作为参考。

　　 (2)对于3片12mm厚的夹胶玻璃，直径为42mm的玻璃孔，当弹性垫层尼龙厚度为3mm，玻璃肋与垫层的接触间隙为0.5mm时，根据有限元分析结果，此玻璃肋销孔的承载力设计值可取为62kN，比试验值换算的设计值结果63.5kN略小，误差在2.5%之内。

　　 (3)尽可能减小玻璃与弹性垫层的间隙能很好地提高销孔的承载能力。在适当厚度范围内，尽可能增加玻璃与铝套环之间的弹性材料厚度，能在一定程度上提高销孔的承载能力。