廣府木祠堂箍頭榫節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能試驗(yàn)研究*

陳慶軍 邱凱祥 湯序霖? 袁國(guó)財(cái) 肖旻 楊春

(1.華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院, 廣東 廣州 510640; 2.華南理工大學(xué) 亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 廣東 廣州510640； 3.華南理工大學(xué) 建筑設(shè)計(jì)研究院, 廣東 廣州 510640; 4.華南理工大學(xué) 建筑學(xué)院, 廣東 廣州 510640)

廣府木祠堂箍頭榫節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能試驗(yàn)研究*

陳慶軍1,2邱凱祥1湯序霖1?袁國(guó)財(cái)3肖旻2,4楊春1,2

(1.華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院, 廣東 廣州 510640; 2.華南理工大學(xué) 亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 廣東 廣州510640； 3.華南理工大學(xué) 建筑設(shè)計(jì)研究院, 廣東 廣州 510640; 4.華南理工大學(xué) 建筑學(xué)院, 廣東 廣州 510640)

以嶺南地區(qū)具有代表性的廣府木祠堂建筑為研究對(duì)象，分別進(jìn)行了1榀菠蘿格木構(gòu)架縮尺模型的豎向加載與1榀木構(gòu)架縮尺模型的水平低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究廣府木祠堂箍頭榫節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能.通過(guò)木構(gòu)架的豎向荷載試驗(yàn)，獲取箍頭榫節(jié)點(diǎn)在豎向荷載作用下的破壞形式、受力特點(diǎn)和剛度特性；從木構(gòu)架的水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)中，得到箍頭榫節(jié)點(diǎn)在水平荷載作用下的破壞形式、滯回曲線、骨架曲線、延性、剛度退化及能量耗散能力等性能.試驗(yàn)結(jié)果表明，木構(gòu)架在梁跨中豎向荷載作用下為梁底部木纖維突然拉斷而破壞；而木構(gòu)架在水平低周反復(fù)荷載作用下為節(jié)點(diǎn)梁端外側(cè)被擠壓劈裂破壞，箍頭榫節(jié)點(diǎn)呈現(xiàn)出典型的半剛性，其滯回曲線較為飽滿，割線剛度曲線呈下凹型且趨于收斂，等效粘滯阻尼系數(shù)較大，試件表現(xiàn)出較好的抗震性能.

廣府木祠堂；箍頭榫；節(jié)點(diǎn)；靜力試驗(yàn)；低周反復(fù)荷載試驗(yàn)；抗震性能

古木建筑是我國(guó)燦爛歷史文化的重要組成部分，具有很高的科學(xué)及文化研究?jī)r(jià)值.中國(guó)古木建筑的主要特點(diǎn)之一是構(gòu)件間采用榫卯方式連接.榫卯連接方式通過(guò)榫卯交界面的摩擦、擠壓抵抗外力與耗散能量，其受力機(jī)理較為復(fù)雜[1].

由于木結(jié)構(gòu)榫卯節(jié)點(diǎn)受力的重要性與復(fù)雜性，國(guó)內(nèi)外學(xué)者陸續(xù)開始對(duì)傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)榫卯節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行研究.方東平等[2- 3]對(duì)西安北門箭樓進(jìn)行脈動(dòng)和激振試驗(yàn)，證實(shí)古木結(jié)構(gòu)的榫卯節(jié)點(diǎn)為半剛性，節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)結(jié)構(gòu)整體剛度有很大影響；高大峰等[4]進(jìn)行了3榀木構(gòu)架的擬靜力試驗(yàn)，確定了榫卯節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，提出了該類木構(gòu)架在水平地震作用下的計(jì)算模型；徐明剛等[5]對(duì)不同方法加固的木構(gòu)架進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，得到了其破壞形式、滯回曲線、變形及剛度退化等性能；周乾等[6]對(duì)加固后的燕尾榫木框架進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，根據(jù)節(jié)點(diǎn)的動(dòng)力響應(yīng)得出了不同加固方法的減震效果；謝啟芳等[7]對(duì)燕尾榫節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理進(jìn)行理論分析，推導(dǎo)出了燕尾榫節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角計(jì)算公式；陳春超等[8]進(jìn)行了不同榫卯連接方式節(jié)點(diǎn)的單調(diào)加載試驗(yàn)，研究了節(jié)點(diǎn)正反向受彎的性能差異；肖旻等[9]對(duì)廣府木祠堂典型榫卯節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元建模，分析得到了節(jié)點(diǎn)剛度和構(gòu)件劣化對(duì)結(jié)構(gòu)安全性能的影響；淳慶等[10]對(duì)饅頭榫節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究和有限元分析，得到了饅頭榫節(jié)點(diǎn)的平面內(nèi)轉(zhuǎn)角剛度、平面外轉(zhuǎn)角剛度和扭轉(zhuǎn)剛度之間的關(guān)系；Seo等[11]針對(duì)韓國(guó)傳統(tǒng)榫接木結(jié)構(gòu)進(jìn)行低周反復(fù)加載，試驗(yàn)結(jié)果表明節(jié)點(diǎn)在柱榫位置出現(xiàn)彎曲破壞或剪切破壞；D’Ayala等[12]對(duì)臺(tái)灣疊斗節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明豎向荷載的大小對(duì)節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度有較大影響，但對(duì)其側(cè)移剛度沒有影響；Jonathan等[13]對(duì)掛榫接頭節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)與數(shù)值分析，并對(duì)其剛度和強(qiáng)度進(jìn)行了探討.

廣府木祠堂結(jié)構(gòu)是一種介于高級(jí)殿堂及普通民宅之間的建筑體系，是廣府地區(qū)古木建筑重要的代表.該類建筑大都建造于明清時(shí)代，由于長(zhǎng)時(shí)間受到外部環(huán)境的侵蝕，迫切需要對(duì)其進(jìn)行保護(hù)和修繕.由于廣府木祠堂中常采用箍頭榫節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連接，其尺寸與細(xì)部構(gòu)造具有明顯的地域性；同時(shí)廣府木祠堂多采用性能較好且價(jià)格昂貴的菠蘿格木材建造，而現(xiàn)有文獻(xiàn)中對(duì)采用菠蘿格木材制作的箍頭榫節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究的極少.上述原因使得廣府木祠堂的保護(hù)和修繕工作存在一定困難.文中以廣府地區(qū)典型的木祠堂為研究對(duì)象，對(duì)菠蘿格木構(gòu)架縮尺模型分別進(jìn)行豎向荷載試驗(yàn)與水平低周反復(fù)加載試驗(yàn)，探究廣府木祠堂結(jié)構(gòu)箍頭榫節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能.

1 試驗(yàn)概述

1.1 木構(gòu)架的設(shè)計(jì)與制作

華南理工大學(xué)建筑學(xué)院建筑歷史學(xué)科教學(xué)研究隊(duì)伍近10年來(lái)對(duì)31個(gè)廣府地區(qū)明清木祠堂實(shí)例進(jìn)行了測(cè)繪，統(tǒng)計(jì)出典型木祠堂的具體尺寸[14].廣府木祠堂中內(nèi)柱與中梁的連接多采用箍頭榫形式，因而設(shè)計(jì)2榀尺寸相同的箍頭榫木構(gòu)架，其中1榀木構(gòu)架進(jìn)行豎向加載，另1榀木構(gòu)架進(jìn)行水平低周反復(fù)加載.綜合考慮實(shí)驗(yàn)室加載條件及其他因素，本次試驗(yàn)制作的試件縮比為1∶2.7.試件大樣見圖1.

1.2 材料性能

廣府地區(qū)木祠堂結(jié)構(gòu)用料多為力學(xué)性能較好的菠蘿格木材.文中對(duì)試驗(yàn)采用的菠蘿格木材進(jìn)行材性試驗(yàn)，典型試件材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示，受拉時(shí)為木材發(fā)生脆斷，而受壓時(shí)體現(xiàn)出一定的塑性；通過(guò)統(tǒng)計(jì)分析，得到木材的質(zhì)量密度為0.88 g/cm3，含水率為15.7%，材料的強(qiáng)度和彈性模量見表1.

圖1 試件尺寸圖及照片(單位：mm)

圖2 木材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

參數(shù)試件個(gè)數(shù)平均值/MPafLt16144．8fLc1259．8fRc1232．4fLm6119．9ELt1614275ELc1220974ERc12588ELm612767

1)f代表強(qiáng)度，E代表彈性模量；下標(biāo)L(縱向)、R(徑向)、T(切向)代表方向；下標(biāo)t(受拉)、c(受壓)、m(受彎)代表受力性質(zhì).

1.3 加載方案

廣府木祠堂建筑中柱子一般置于柱石上，試驗(yàn)中真實(shí)地模擬其邊界條件較為困難.已有研究表明古木建筑木柱與基礎(chǔ)的力學(xué)特征接近于鉸接[15]，通常采用將試件木柱柱腳套入特制的鋼柱帽中并與地槽鉸接的連接方式[5,16- 17].文中也采用該連接方式，具體裝置見圖3.

圖3 試驗(yàn)加載裝置(單位：mm)

豎向荷載試驗(yàn)加載裝置示意圖如圖3(a)所示.具體加載制度為：先在兩柱頭分別施加恒定軸壓力20 kN;后在梁跨中豎向進(jìn)行兩次加卸載，第一次先加載至30 kN，考察彈性范圍內(nèi)的結(jié)構(gòu)性能,隨后卸載到0 kN，并再次加載直至結(jié)構(gòu)破壞，考察結(jié)構(gòu)的極限承載力.

水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)加載裝置示意圖如圖3(b)所示.具體加載制度為：豎向千斤頂通過(guò)分配梁向試件梁跨中施加20 kN豎向恒定荷載，之后水平千斤頂在左右兩端施加反復(fù)荷載.加載全過(guò)程以位移控制，10～30 mm時(shí)以10 mm為級(jí)差，30～130 mm時(shí)以20 mm為級(jí)差，130～250 mm時(shí)以30 mm為級(jí)差，每級(jí)位移循環(huán)3次.

1.4 測(cè)量布置

為了解豎向、水平荷載作用下木構(gòu)架的受力機(jī)理，在試件的各關(guān)鍵位置布置電阻應(yīng)變片，如圖4(a)所示.試件梁柱端布置傾角儀以測(cè)量榫節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)角，水平低周反復(fù)試驗(yàn)中梁端增設(shè)大量程位移計(jì)，具體測(cè)量方案如圖4(b)所示.

2 豎向荷載試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

豎向荷載試驗(yàn)中，木構(gòu)架表現(xiàn)出梁底部木纖維突然拉斷的破壞形式(見圖5(a)).試件破壞形態(tài)和節(jié)點(diǎn)局部壓縮變形如圖5所示.

圖4 測(cè)量方案(單位：mm)

試件從加載到破壞過(guò)程為：加載初期，柱子上原有的干縮裂紋(見圖5(b))進(jìn)一步延長(zhǎng)發(fā)展，木材發(fā)出清脆的開裂聲；節(jié)點(diǎn)區(qū)梁柱擠壓摩擦產(chǎn)生“吱吱”響聲；加載至30 kN時(shí)，柱子出現(xiàn)輕微的平面內(nèi)彎曲；卸載至0 kN并再次加載至40 kN時(shí)，柱卯口位置出現(xiàn)少量裂縫(見圖5(c))并在之后一直發(fā)展，梁出現(xiàn)明顯的彎曲；加載至112 kN時(shí)，梁底部木纖維突然拉斷(見圖5(a))，發(fā)出巨響，荷載下降至96 kN；卸載至0 kN，由于梁被拉斷且節(jié)點(diǎn)擠壓產(chǎn)生塑性變形(見圖5(d))，結(jié)構(gòu)沒有恢復(fù)到初始狀態(tài).

2.2 梁跨中荷載-撓度曲線

由試驗(yàn)記錄的梁跨中豎向位移減去兩側(cè)柱頂端豎向位移的平均值得到梁的撓度，由此得到梁的荷載(P)-撓度(Δ)曲線，如圖6所示.由圖可知，第一次加載時(shí)，隨著荷載的增大梁的彎曲剛度略有下降；第一次加載后卸載，結(jié)構(gòu)位移并沒有完全回復(fù)到初始狀態(tài)；再次加載時(shí)，曲線開始階段與上一級(jí)卸載曲線基本重合；到達(dá)第一次卸載時(shí)的荷載后，梁的位移與第一次加載時(shí)基本一致，穩(wěn)定上升至試件破壞.上述表明，試件在較小荷載下表現(xiàn)出非線性特性；試件的破壞曲線與木材受彎材性試驗(yàn)相似，屬于典型的木梁彎曲受拉脆性破壞曲線.

圖6 梁跨中豎向荷載-位移曲線

2.3 節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

由于整榀木構(gòu)架試件為超靜定結(jié)構(gòu)，因此節(jié)點(diǎn)彎矩(M)的計(jì)算存在困難.文獻(xiàn)[18]采用了應(yīng)變片數(shù)據(jù)推算彎矩的方法來(lái)確定節(jié)點(diǎn)彎矩.文中借鑒其方法進(jìn)行計(jì)算，即由試驗(yàn)采集的梁端和柱端的應(yīng)變值推算其彎矩值，并取其中較大值作為節(jié)點(diǎn)彎矩值.節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角(θ)由試驗(yàn)獲取的梁、柱轉(zhuǎn)角計(jì)算所得.由此得到節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖7所示，圖中Joint1和Joint2分別代表木構(gòu)架左、右兩個(gè)節(jié)點(diǎn).由圖7可見，箍頭榫節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角隨著彎矩的增大而增大；節(jié)點(diǎn)彎矩大于1.5 kN·m后，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度略有減小；當(dāng)節(jié)點(diǎn)彎矩達(dá)到6.5 kN·m左右時(shí)，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度反而略有增大，這是由于試件在加載后期，梁柱間榫卯節(jié)點(diǎn)各接觸面已經(jīng)壓實(shí)頂緊，相互咬合作用增強(qiáng).

圖7 節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

3 水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)中，結(jié)構(gòu)的變形見圖8(a)，構(gòu)架最終表現(xiàn)出梁端外側(cè)擠壓劈裂(見圖8)的破壞形式.

試件從加載到破壞的過(guò)程為：加載初期，節(jié)點(diǎn)區(qū)梁柱慢慢接觸緊密并相互擠壓和摩擦，發(fā)出“吱吱”的響聲；控制位移加至50 mm后，梁榫底部與柱卯口開始發(fā)生少量脫離(見圖8(b))；此后隨著控制位移增大，梁內(nèi)外兩側(cè)卯口邊緣纖維撕裂(見圖8(c))，榫卯之間的擠壓變形加劇(見圖8(d)、8(e))；當(dāng)控制位移增大到250 mm時(shí)，整體結(jié)構(gòu)變形非常明顯；最后試件梁端外側(cè)被擠壓產(chǎn)生劈裂破壞(見圖8(f))，節(jié)點(diǎn)破壞，但榫頭沒有從卯口中拔出.

3.2 水平荷載-位移滯回曲線

試件的水平荷載-位移滯回曲線如圖9所示.由圖可見，控制位移為10、20 mm時(shí)，滯回曲線呈梭形，節(jié)點(diǎn)基本處于彈性階段.控制位移在30～90 mm范圍內(nèi)，滯回曲線呈弓形，出現(xiàn)“捏縮”現(xiàn)象，榫卯之間在此過(guò)程中發(fā)生了擠壓變形和摩擦滑移；滯回環(huán)面積逐漸增大，節(jié)點(diǎn)耗散的能量越來(lái)越多；滯回曲線的斜率逐漸減小，節(jié)點(diǎn)的剛度慢慢退化，這是由于榫卯之間的擠壓加劇產(chǎn)生了塑性變形.控制位移為110、130 mm時(shí)，滯回曲線呈反S形，隨著轉(zhuǎn)角的增大，榫卯之間的滑移進(jìn)一步增大，超過(guò)上一級(jí)控制位移時(shí)，由于榫卯之間的咬合程度增大，滯回曲線斜率有所增大.控制位移在160～220 mm范圍內(nèi)，滯回曲線呈Z型，“捏縮”現(xiàn)象越來(lái)越明顯；此時(shí)滯回曲線的滑移段很長(zhǎng)且?guī)缀跖c坐標(biāo)軸橫軸平行.控制位移為250 mm時(shí)，滯回曲線呈Z型，滯回曲線荷載峰值有所下降.

圖9 荷載-位移滯回曲線

3.3 骨架曲線及節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

試件的水平荷載-位移骨架曲線如圖10所示.根據(jù)試驗(yàn)記錄的梁端和柱端的應(yīng)變值，由材料力學(xué)可以算得梁端和柱端的彎矩值，取其中較大值作為節(jié)點(diǎn)彎矩值；再聯(lián)合試驗(yàn)測(cè)量到的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角，匯總得到節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線，如圖11所示.由于在豎向荷載作用后應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行了重新平衡，然后才進(jìn)行水平荷載加載試驗(yàn)，此處的彎矩?cái)?shù)值對(duì)應(yīng)的是去除了初始豎向荷載影響的水平荷載作用下的節(jié)點(diǎn)彎矩.由圖10和11可見，試件加載過(guò)程經(jīng)歷了彈性階段、屈服階段和強(qiáng)化階段.加載初期，骨架曲線基本為直線，其斜率較大，試件處于彈性階段且節(jié)點(diǎn)初始剛度較大；當(dāng)位移約為50 mm(節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角約為0.015 rad)時(shí)，骨架曲線斜率明顯減小，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)進(jìn)入屈服階段，此時(shí)試驗(yàn)中觀測(cè)到節(jié)點(diǎn)榫頭和卯口之間產(chǎn)生了相對(duì)滑移；當(dāng)位移約為110 mm(節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角約為0.045 rad)時(shí)，骨架曲線斜率增大，試件處于強(qiáng)化階段；當(dāng)位移約為250 mm(節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角約為0.080 rad)時(shí)，試件達(dá)到極限狀態(tài).

圖10 荷載-位移骨架曲線

圖11 彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線

3.4 剛度退化

割線剛度Ki可衡量結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在相同的位移幅值下不同的加載循環(huán)產(chǎn)生的剛度退化[19].

圖12為試件在第一、第二和第三周循環(huán)荷載作用下的割線剛度曲線.由圖可見，試件的割線剛度隨著位移幅值的增大而降低，當(dāng)位移達(dá)到90 mm時(shí)，其割線剛度降至較低水平且趨于收斂；同一級(jí)位移幅值在不同循環(huán)下試件的割線剛度曲線基本重合.這是由于增大位移幅值的第一循環(huán)加載時(shí)，榫卯之間擠壓變形加劇，梁榫切口位置出現(xiàn)裂縫并不斷發(fā)展，試件損傷較大導(dǎo)致其剛度下降；而同一位移幅值的后續(xù)循環(huán)加載中，損傷部位只是原有裂縫的張開和閉合，試件并沒有出現(xiàn)新的較大損傷，故其剛度變化不大.

圖12 割線剛度曲線

3.5 能量耗散能力

結(jié)構(gòu)的耗能能力是衡量結(jié)構(gòu)抗震性能的又一重要指標(biāo)，采用等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq來(lái)分析試件的能量耗散能力[19].

試件的等效粘滯阻尼系數(shù)計(jì)算結(jié)果如圖13所示.由圖可見：加載初期到中期(控制位移為10～90 mm)，試件的等效粘滯阻尼系數(shù)大體上隨著位移的增大而增大，這是由于加載前、中期榫卯之間的擠壓變形隨著控制位移的增大而不斷增大，而榫卯之間的擠壓變形和摩擦是箍頭榫節(jié)點(diǎn)的主要耗能方式；加載后期(控制位移110～220 mm)，試件的等效粘滯阻尼系數(shù)有所下降，這是由于隨著控制位移進(jìn)一步加大，節(jié)點(diǎn)進(jìn)入強(qiáng)化階段，榫卯之間的擠壓變形耗能減小，且由于榫卯交界面在不斷的磨合后變得光滑，節(jié)點(diǎn)的摩擦耗能能力也有所減弱；試件加載全過(guò)程，等效粘滯阻尼系數(shù)均較大(0.22～0.30)，表明典型廣府木祠堂結(jié)構(gòu)具有較好的耗能能力.

圖13 試件等效粘滯阻尼系數(shù)

3.6 延性

延性是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo).由于木材材料本身并沒有明確的屈服概念，因此采用加載結(jié)束時(shí)的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角來(lái)反映節(jié)點(diǎn)的變形能力[19].本次試驗(yàn)中，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角達(dá)到0.09 rad時(shí)，試件仍可維持穩(wěn)定狀態(tài)，說(shuō)明廣府木結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)具有較好的延性.

4 節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理初探

由前文試驗(yàn)現(xiàn)象及數(shù)據(jù)分析可知，在荷載作用下，榫頭與卯口之間通過(guò)摩擦、擠壓進(jìn)行力的傳遞，并可耗散一定的能量.隨著荷載的增大，節(jié)點(diǎn)榫卯間縫隙的發(fā)展、榫卯交界面不斷磨合變得光滑、木材擠壓產(chǎn)生塑性，均導(dǎo)致了榫卯節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)半剛性特點(diǎn).本次試驗(yàn)中，豎向加載試件為梁底部拉裂而破壞，節(jié)點(diǎn)性能仍基本處于彈性階段，節(jié)點(diǎn)雖然呈現(xiàn)出一定的半剛性特征，但其非線性尚未能完全體現(xiàn)，節(jié)點(diǎn)剛度相對(duì)較大；而水平加載試件的節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線出現(xiàn)彈性階段、屈服階段和強(qiáng)化階段，節(jié)點(diǎn)呈現(xiàn)出較為顯著的半剛性特征.

以箍頭榫節(jié)點(diǎn)中梁為分離體進(jìn)行受力分析；在豎向荷載及水平荷載作用下，木梁受到柱的作用力包括擠壓力與摩擦力兩部分，如圖14所示(圖中沒有表示節(jié)點(diǎn)區(qū)梁柱側(cè)面的摩擦力).由圖14(a)可見，在豎向荷載作用下，柱卯口底部對(duì)梁榫產(chǎn)生向上的壓應(yīng)力；由于梁柱之間的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，榫卯之間相互擠壓并在梁榫口位置產(chǎn)生了一對(duì)不均勻的壓應(yīng)力，同時(shí)各交界面位置也產(chǎn)生一定的摩擦力；此時(shí)左右節(jié)點(diǎn)的變形趨勢(shì)均為使得內(nèi)側(cè)梁柱夾角小于90°的閉合彎矩形式.水平荷載作用下，箍頭榫節(jié)點(diǎn)受力如圖14(b)所示；梁榫受到柱卯口的壓應(yīng)力和摩擦力作用；其左右節(jié)點(diǎn)存在不同的變形趨勢(shì)，其中左側(cè)節(jié)點(diǎn)為開口彎矩形式而右側(cè)為閉合彎矩形式.

對(duì)于本次豎向荷載試驗(yàn)，其左右節(jié)點(diǎn)的變形趨勢(shì)與圖14(a)一致，均為閉合彎矩形式，故其左右節(jié)點(diǎn)受力狀態(tài)和剛度較為接近.而對(duì)于水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，由于試件受到豎向荷載與水平荷載共同作用，其節(jié)點(diǎn)區(qū)的應(yīng)力狀態(tài)為圖14中兩種應(yīng)力情況的疊加；由于圖14(a)與14(b)中左節(jié)點(diǎn)變形趨勢(shì)相反而右節(jié)點(diǎn)變形趨勢(shì)相同，疊加后將使得左右兩側(cè)節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)和剛度存在著較大的不同，也即同一節(jié)點(diǎn)在正向加載(水平荷載向右)和反向加載(水平荷載向左)時(shí)的應(yīng)力狀態(tài)和剛度存在不同；若木構(gòu)架受到的豎向荷載值發(fā)生改變，將對(duì)試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生進(jìn)一步影響.已有文獻(xiàn)表明，木結(jié)構(gòu)榫卯節(jié)點(diǎn)中正反向受彎存在不同的受力性能[8]；文中的研究則進(jìn)一步表明，梁上作用豎向荷載也將對(duì)節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能產(chǎn)生影響.

圖14 節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理示意圖

Fig.14 Schematic diagram of mechanical mechanism of the joint

限于試件數(shù)量較少，本試驗(yàn)尚未能給出該類節(jié)點(diǎn)的剛度量化指標(biāo)，后續(xù)將進(jìn)一步通過(guò)試驗(yàn)研究及仿真分析探索此類型節(jié)點(diǎn)中梁上荷載及開閉口彎矩對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度的影響.

5 結(jié)論

文中通過(guò)兩榀大尺寸的典型廣府木結(jié)構(gòu)試件的豎向加載與水平低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究廣府結(jié)構(gòu)箍頭榫節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，得出以下主要結(jié)論：

(1)試件在梁跨中豎向荷載作用下，其破壞形式為梁下部木纖維突然拉斷；而在水平低周反復(fù)荷載作用下，試件的破壞形式為節(jié)點(diǎn)附近梁端外側(cè)被擠壓而產(chǎn)生劈裂破壞.

(2)試件在水平低周反復(fù)荷載作用下，其滯回曲線較為飽滿，延性較好，割線剛度曲線呈下凹型且趨于收斂，等效粘滯阻尼系數(shù)較大，表明典型廣府木結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能.

(3)箍頭榫節(jié)點(diǎn)加載過(guò)程中，節(jié)點(diǎn)榫卯間縫隙的發(fā)展、榫卯交界面不斷磨合變得光滑、木材擠壓產(chǎn)生塑性，均導(dǎo)致了榫卯節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)半剛性特點(diǎn).

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Experimental Investigation into Mechanical Behaviors of Hoop Head Tenon Joint of Timber Ancestral Hall in Canton

CHENQing-jun1,2QIUKai-xiang1TANGXu-lin1YUANGuo-cai3XIAOMin2,4YANGChun1,2

(1.School of Civil Engineering and Transportation,South China University of Technology,Guangzhou 510640,Guangdong, China;2.State Key Laboratory of Subtropical Building Science,Guangzhou 510640,Guangdong,China;3.Architectural Design Research Institute,South China University of Technology,Guangzhou 510640,Guangdong,China;4.School of Architecture,South China University of Technology,Guangzhou 510640,Guangdong,China)

The typical timber ancestral halls in Canton in Lingnan area were investigated in this paper.In order to explore the mechanical properties of the hoop head tenon joints of the timber ancestral hall,one scaled model of Merbau timber frame was tested under the vertical static load while one scaled model of timber frame was tested under the low-cycle reversed loading.By the former test,the behaviors of the hoop head tenon joints,such as the failure mode,the mechanical characteristics and the stiffness characteristic,were obtained.By the latter test,the behaviors of the hoop head tenon joints,such as the failure mode,the hysteretic curves,the skeleton curves,the ductility,the stiffness degradation and the energy dissipation,were gained.Experimental results show that the specimen under the vertical static load fails because the bottom wood fiber of the beam breaks,while the specimen under the low low-cycleic reversed loading fails because of the splitting failure of the lateral of the beam end.In addition,under the low low-cycleic reversed loading,the hoop head tenon joints show a semi-rigid characteristic with a plump hysteretic curve,a concave and convergent stiffness curve,and a large equivalent viscous damping coefficient,which means that the specimen has a good seismic behavior.

timber ancestral hall in Canton;hoop head tenon;joint;static test;low-cycle reversed loading experiment;seismic behavior

2015- 12- 31

國(guó)家自然科學(xué)基金青年基金資助項(xiàng)目(51308218)；華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主研究課題(2015ZC18)；華南理工大學(xué)中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2015ZM040)；貴州省科技合作計(jì)劃項(xiàng)目(黔科合LH(字)[2015]7213) Foundation items: Supported by the Youth Foundation of the National Natural Science Foundation of China(51308218) and the Science and Technology Cooperation Project of Guizhou Province(LH[2015]7213)

陳慶軍(1975-)，男，博士，副教授，主要從事結(jié)構(gòu)理論、結(jié)構(gòu)仿真分析等研究.E-mail:qjchen@scut.edu.cn

? 通信作者: 湯序霖(1986-)，男，博士后，主要從事結(jié)構(gòu)工程等研究.E-mail:ctxulintang@scut.edu.cn

1000- 565X(2016)10- 0096- 08

TU 366

10.3969/j.issn.1000-565X.2016.10.014