清式木建筑透榫節(jié)點加固方法的試驗研究

許清風，張富文，陳 溪，陳玲珠，貢春成

(上海市建筑科學研究院 上海市工程結構安全重點實驗室，上海 200032)

0 引 言

我國傳統(tǒng)木結構建筑的各構件間主要采用榫卯連接，這種節(jié)點形式在較大水平地震作用下容易出現(xiàn)局部拔榫、節(jié)點松脫現(xiàn)象[1]，不利于結構的穩(wěn)定和承載。近年來，針對榫卯節(jié)點的抗震性能及加固已開展了相應的試驗研究，主要包括振動臺試驗、木構架擬靜力試驗和榫卯節(jié)點擬靜力試驗三類。

在振動臺試驗方面，薛建陽等[2]、隋等[3]先后針對殿堂式古建筑木結構開展了1∶3.52的模型試驗，最終破壞均表現(xiàn)為額枋的榫頭隨著輸入臺面加速度的增大逐漸從柱的卯口中拔出，并導致木構架整體倒塌；姚侃等[4]、薛建陽等[5]分別采用扁鋼、碳纖維(Carbon Fiber Reinforced Polymer，簡稱CFRP)布對已破壞的木構架燕尾榫節(jié)點進行加固，振動臺試驗結果表明殘損木構架采用扁鋼或CFRP布加固后均具有良好的抗震能力和耗能性能。在木構架擬靜力試驗方面，周乾等[6]參考故宮太和殿實際尺寸設計了縮尺比為1∶8的4梁4柱木構架模型，低周反復荷載試驗結果表明，燕尾榫卯節(jié)點具有一定的耗能能力和較好的變形能力，但承載力較低，剛度退化較嚴重；謝啟芳等[7]開展了CFRP布和扁鋼加固榫卯節(jié)點的木構架擬靜力試驗研究，試驗結果表明CFRP布和扁鋼加固后木構架強度和剛度增加，耗能能力有所降低；徐明剛等[8]針對2榀膠入鋼筋和3榀CFRP布加固榫卯節(jié)點的木構架模型開展了試驗研究，結果表明各試件均發(fā)生了榫卯節(jié)點的脫榫破壞，膠入鋼筋加固和CFRP加固構架強度、剛度明顯增加，但加載后期加固效果逐漸減小。在榫卯節(jié)點擬靜力試驗方面，謝啟芳等[9]通過7個縮尺比例為1∶4.8的單向直榫榫卯節(jié)點模型試驗，研究了真菌腐朽和蟲蛀對節(jié)點抗震性能的影響；淳慶等[10]針對江浙地區(qū)抬梁和穿斗木構體系中的饅頭榫、透榫、半榫及瓜柱柱腳直榫進行了低周反復荷載試驗，研究了上述四種節(jié)點的破壞形式和抗震性能；陸偉東等[11]分別采用扒釘、CFRP、鋼銷、U型鐵箍、角鋼和弧形鋼板對6個榫卯節(jié)點進行加固，擬靜力試驗結果表明加固后的震損節(jié)點可以達到破壞前的抗震性能，并給出了基于轉角的震損榫卯節(jié)點加固設計方法。

比較上述三種試驗方法，振動臺試驗和木構架擬靜力試驗主要關注整體結構的抗震性能和破壞模式，而節(jié)點擬靜力試驗則是研究榫卯節(jié)點受力性能最為直觀和簡便的手段。目前通常采用球鉸連接件連接作動器和木梁端部進行節(jié)點加載，然而球鉸連接件雖然能夠允許梁發(fā)生轉動，但當榫頭不斷拔出、梁不斷外移時，球鉸連接件將限制榫頭拔出并提供反向作用力，這種情況下不僅彎矩-轉角滯回曲線會有明顯誤差，節(jié)點的破壞模式也可能發(fā)生變化。因此，對于榫頭拔出量較大的榫卯節(jié)點而言，這種加載方法有待改善。此外，上述研究中的試驗模型大多按照宋代《營造法式》進行設計，對現(xiàn)存數(shù)量較多的清式木結構建筑研究相對較少。

基于此，本研究在對榫卯節(jié)點擬靜力試驗裝置進行改進的基礎上，針對清式透榫足尺節(jié)點開展了低周反復荷載試驗，從破壞機理、承載力、剛度退化、耗能能力、榫頭拔出過程等方面對不同加固方法下的榫卯節(jié)點抗震性能進行分析，以期為清式木建筑透榫節(jié)點的抗震加固提供可靠的試驗依據(jù)。

1 試驗概況

1．1 試件設計

本試驗以清式建筑中常用的透榫節(jié)點為研究對象，選取最具代表性的檐柱和檐枋節(jié)點進行足尺透榫節(jié)點模型設計。

首先確定檐柱和檐枋尺寸。按照清工部《工程做法則例》[12]可將木構建筑分為大木大式建筑和大木小式建筑。清代建筑的模數(shù)，通常采用“斗口”和“檐柱徑”兩種，其中“斗口”適用于帶斗拱的大木大式建筑，而“檐柱徑”則適用于無斗拱的大木小式建筑。本試驗模型按照清代大木小式建筑進行設計，由《中國古建筑木作營造技術》[13]可知，檐柱徑為D時，其柱高為11D，面闊(開間)為13.5D，檐枋高度為D，寬度為0.8D。當選用最常規(guī)的3.6m面闊時，其檐柱徑應為260mm，檐枋高度和寬度分別為260mm和210mm?？紤]到本次試驗主要研究節(jié)點的受力性能及加固效果，試件中檐柱和檐枋的長度可在不小于節(jié)點影響區(qū)的前提下結合試驗裝置尺寸確定。

其次需要確定透榫的形狀及基本尺寸。透榫用于大木構件，常做成大進小出，所以又稱大進小出榫。按文獻[12]通常做法，當檐柱徑為260mm、檐枋高度和寬度分別為260mm和210mm時，對應于透榫大頭長度為130mm、榫高260mm、榫厚70mm，透榫小頭長度為260mm(其中柱外130mm)、榫高130mm、榫厚70mm。

依上述分析結果設計了4個足尺透榫節(jié)點模型，編號分別為CJ、JSB、JSS和JSF。其中CJ為未加固對比節(jié)點，設計圖見圖1(a)；其余試件則在對比試件基礎上進行了加固：JSB為竹支撐加固透榫節(jié)點，JSS為角鋼加固透榫節(jié)點，JSF為CFRP布加固透榫節(jié)點，如圖1(b)～1(d)所示。所有試件均由同一個木工加工制作以保證榫卯節(jié)點松緊度的一致性，榫頭與卯口的空隙控制在1mm以內(nèi)。

圖1 試件設計圖(單位：mm)Fig.1 Details of specimens

1．2 試驗材料

考慮到松木是清式木建筑常用的結構用材，本次試驗選用市場上常見的南方松制作木梁和木柱，按照《木材物理力學性質試驗方法》(GB 1927～1943—2009)進行材性測試，測試結果為：木梁順紋抗彎強度為85.0MPa，抗彎彈性模量為7640MPa，密度為596kg/m3，含水率為18.7%；木柱順紋抗彎強度為97.0MPa，抗彎彈性模量8670MPa，密度為641kg/m3，含水率為25.0%。

加固材料所選用竹材為60mm寬、20mm厚竹板，實測竹材彈性模量為9400MPa，軸心抗拉強度為100MPa。CFRP布選用FF-CR120型，由單向碳纖維編織而成，公稱厚度為0.167mm，材料試驗測得的抗拉強度為4400MPa，彈性模量為250GPa。結構膠選用DL-JGN-D型雙組份碳纖維粘合劑，抗壓強度大于70MPa。角鋼采用100×6號角鋼(Q235鋼)，兩翼緣長度100mm、厚度6mm；連接角鋼的對穿螺栓所用材料為Q235鋼，直徑為10mm，強度等級為4.8級。

1．3 加載方案

本次試驗的主要設備為100kN微機控制電子萬能試驗機?？紤]到木梁、木柱均需施加豎向荷載，因而在萬能試驗機的基座上安裝了鋼架，木柱放置于該鋼架內(nèi)，木梁則位于試驗機的加載端下方。柱頂采用千斤頂施加恒定的豎向荷載，經(jīng)計算單根木柱豎向荷載取為30kN。為防止木柱發(fā)生滑移，柱底設置了限位鋼筋。梁端利用萬能試驗機施加豎向力進行低周反復加載，試驗加載裝置如圖2所示(以試件JSB為例)。

由于木梁在加載過程中，榫頭將不斷拔出，極限拔出量為130mm。為保證木梁在如此大的水平位移下受到的荷載始終為豎直方向，本次試驗設計了如圖2中的開槽鋼環(huán)，經(jīng)計算確定開槽長度為250mm，在木梁發(fā)生正、負轉角和榫頭拔出過程中均可保證木梁受力點恒定且力始終為豎向。

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test setup

試驗開始前，首先在柱頂通過豎向千斤頂以0.5倍的預加豎向荷載加卸載一次，消除試驗裝置的初始缺陷，然后加載到恒定豎向荷載30kN。根據(jù)國際標準ISO-16670[14]，對木梁的低周反復加載采用位移控制。試驗前預估透榫節(jié)點的極限轉角為0.2rad(對應加載點處豎向位移為100mm)，以此作為節(jié)點控制轉角，加載速率為10mm/min。加載時先按照控制轉角的2.5%、5%、7.5%、10%進行單次循環(huán)加載，再按照控制轉角的12.5%、25%、37.5%、50%、62.5%、75%、87.5%、100%、112.5%……依次進行3次循環(huán)加載，直至試件發(fā)生破壞或荷載下降至峰值荷載的85%以下時，終止加載。

2 試驗過程與結果分析

2．1 試驗過程

對比試件CJ加載至節(jié)點轉角為0.05rad時(轉角以木梁向上為正、向下為負)，節(jié)點內(nèi)部擠緊并發(fā)出咯吱的摩擦聲；節(jié)點轉角為-0.075rad時，節(jié)點內(nèi)部發(fā)出木材劈裂的咔嚓聲；轉角為-0.2rad時，因榫頭折斷導致負向承載力下降至峰值荷載的30%以下，試驗結束。榫卯節(jié)點轉角為-0.2rad時，試件整體變形和榫頭上部拔出情況見圖3所示。

加固試件JSB加載至節(jié)點轉角為0.075rad時，節(jié)點內(nèi)部擠緊并發(fā)出咯吱的摩擦聲；節(jié)點轉角為-0.1rad時，榫頭內(nèi)部發(fā)出響亮的木材折斷的咔嚓聲；節(jié)點轉角為0.2rad時，梁內(nèi)對穿螺栓的螺帽崩開，螺桿彎曲斷裂；節(jié)點轉角為±0.25rad時，正、負向承載力均下降到峰值承載力85%以下，試驗結束。榫卯節(jié)點轉角為-0.25rad時，試件整體變形和榫頭上部拔出情況見圖4所示。

加固試件JSS加載至節(jié)點轉角為0.075rad時，伴隨著咯吱的摩擦聲， 節(jié)點內(nèi)部發(fā)出木材斷裂的咔嚓聲；節(jié)點轉角為0.1rad時，節(jié)點內(nèi)部再次發(fā)出咔嚓聲；節(jié)點轉角為-0.1rad時，角鋼與木柱的連接螺栓在螺帽處發(fā)生嚴重變形；節(jié)點轉角為0.175rad時，角鋼與木柱的連接螺栓剪斷(圖5(a))，角鋼完全失去作用。節(jié)點轉角為±0.25rad時，正、負向承載力均下降到峰值承載力85%以下，試驗結束。節(jié)點轉角為-0.25rad時的整體變形見圖5(b)所示。

圖3 試件CJ破壞形態(tài)Fig.3 Failure pattern of specimen CJ

圖4 試件JSB破壞形態(tài)Fig.4 Failure pattern of specimen JSB

圖5 試件JSS破壞形態(tài)Fig.5 Failure pattern of specimen JSS

試件JSF加載至節(jié)點轉角為±0.075rad時，下方水平CFRP布從梁柱交界面向梁端逐漸剝離，上方水平CFRP布在梁柱交界處拉斷；節(jié)點轉角為0.1rad時，下方水平CFRP布在木梁內(nèi)完全剝離，節(jié)點內(nèi)部發(fā)出響亮的咔嚓聲；節(jié)點轉角為0.125rad時，節(jié)點內(nèi)部再次發(fā)出咔嚓聲，豎向CFRP條帶發(fā)生剝離；節(jié)點轉角為±0.225rad時，正、負向承載力均下降到峰值承載力85%以下，試驗結束。節(jié)點轉角為-0.225rad時，試件整體變形見圖6(a)所示；此時榫頭上部幾乎完全拔出，詳見圖6(b)所示。

圖6 試件JSF破壞形態(tài)Fig.6 Failure pattern of specimen JSF

分析試件的受力過程和破壞形態(tài)可以看出各加固方法的加固機理有所差異，竹斜撐加固通過增設抗側力構件來減少榫頭與卯口受力，從而提高節(jié)點整體剛度和承載力；角鋼和CFRP布加固均通過增強節(jié)點抗彎剛度和減少榫頭拔出的方式提升節(jié)點的承載力，不同之處在于角鋼與構件存在初始縫隙，前期剛度提升小、后期壓實后剛度大幅提升，而CFRP布與構件緊密粘貼，前期剛度大，后期隨著CFRP的剝離和拉斷，節(jié)點剛度逐漸減小。試驗結束后將各試件的榫頭從木柱中拔出，其裂縫分布對比見圖7所示。試件CJ、JSB和JSF的主要裂縫包括大、小榫頭交界面的水平裂縫和榫頭下半部鋸齒狀的斜向裂縫，試件JSS則主要為前一種裂縫。

圖7 各試件榫頭的裂縫分布Fig.7 Crack distributions of all specimens

2．2 滯回曲線

各節(jié)點彎矩-轉角(M-θ)滯回曲線對比見圖8所示，其中彎矩M由施加在梁上的豎向荷載與其至柱內(nèi)表面距離相乘得到，轉角θ則由梁的豎向位移與距柱內(nèi)表面距離相除得到。

從圖8中可以看出：

1) 各試件的滯回曲線均有明顯的捏縮效應，呈現(xiàn)典型的“Z型”，表明透榫節(jié)點在受力過程中發(fā)生了較大的滑移，且滑移量隨位移幅值的增加而加大。這主要是由節(jié)點本身的構造決定的。隨著加載位移的增大，卯孔越來越大，榫卯連接松動，因每次加載要經(jīng)過一段滑移之后直到榫卯之間發(fā)生擠壓時，荷載才能有較大的增加，而卸載時則很快下降至零。

2) 從對比試件的滯回環(huán)看，加載初期曲線斜率較小，說明榫頭和卯口之間存在縫隙，直至節(jié)點逐步壓緊后曲線斜率才開始增大。加固試件JSS與對比試件相似，這是由于角鋼在節(jié)點轉角較小時難以發(fā)揮作用所致；加固試件JSB和JSF則并不存在明顯初始滑移階段，表明竹斜撐和CFRP布在受力初期即參與受力。

圖8 各試件彎矩-轉角滯回曲線Fig.8 Moment-rotation hysteresis loops of specimens

3) 各透榫節(jié)點在正、反兩個方向的滯回曲線對稱性差，且正向的承載力顯著高于反向承載力，其主要原因在于反向加載時隨著荷載增加，大、小榫頭交界面處由于木材橫紋受拉強度較小，將率先出現(xiàn)水平裂縫，導致透榫節(jié)點反向承載力峰值小于正向承載力。此外，在反向加載時，隨著大、小榫頭交界面水平裂縫的不斷延伸，小榫頭的有效長度在增加(大榫頭有效長度則相應減小)，小榫頭根部的彎矩也在不斷增加，當根部界面的彎矩大于根部截面抗彎承載力時，水平裂縫停止延伸，豎向彎曲裂縫開始不斷向下發(fā)展，并最終導致榫頭破壞。這也較好地解釋了圖7中各榫頭的裂縫開展狀態(tài)。

2．3 骨架曲線

各試件彎矩-轉角骨架曲線見圖9， 骨架曲線特征點見表1。其中，屈服點按照能量等值法確定，極限點取基底剪力下降至峰值荷載85%時對應的曲線點，延性系數(shù)為極限位移與屈服位移的比值。

圖9 各試件的彎矩-轉角骨架曲線Fig.9 The moment-rotation skeleton curves of specimens表1 各試件骨架曲線特征點Table 1 Feature points on skeleton curves of specimens

試件編號屈服點峰值點極限點延性系數(shù)μMy/kNθy/radMmax/kNθmax/radMu/kNθu/radCJ正向 7.60 0.090 9.52 0.200 9.52 0.2002.22反向-3.99-0.035-5.77-0.075-4.90-0.0822.34

(續(xù)表1)

由圖9和表1可以看出：

1) 由于受力模式不同，透榫節(jié)點正、反向承載力存在較大差異，以對比試件CJ為例，正向峰值彎矩比反向大65.0%，正向峰值轉角比反向大166.7%；

2) 采用竹斜撐加固后，試件JSB正、反向峰值承載力較對比試件CJ分別提高了92.4%和61.5%，延性系數(shù)分別提高了8.6%和15.0%；

3) 采用角鋼加固后，試件JSS正、反向峰值承載力較對比試件CJ分別提高了54.6%和75.7%，而延性系數(shù)則分別降低了23.4%和14.5%；

4) 采用CFRP加固后，試件JSF正、反向峰值承載力較對比試件CJ分別提高了63.0%和39.0%，正向延性系數(shù)降低了45.0%、反向則提高了11.5%。

綜合分析可知，竹斜撐加固試件JSB的承載力和延性均有較大提高；角鋼加固試件JSS的骨架曲線在受力初期與對比節(jié)點CJ基本重合，后期承載力有所提高，但延性有所降低；CFRP布加固試件JSF初期剛度較大，承載力有明顯提高，但也很快進入破壞，延性較差。在上述三種加固方法中，增設竹斜撐的抗震加固效果最好。

2．4 剛度退化

在位移幅值不變的條件下，結構剛度隨反復加載次數(shù)增加而降低的特性為剛度退化。本節(jié)采用割線剛度來評價構件的剛度退化，按(1)式計算：

(1)

式中，Ki為割線剛度；Mi為第i級荷載第1次循環(huán)的峰值彎矩；θi為Mi對應的轉角。

按上式計算得到的各試件剛度退化曲線如圖10所示。

由圖10可知：

1) 對比試件CJ在加載初期剛度有小幅增長，這是由于榫頭和卯口之間的縫隙不斷壓實所致， 隨后由于節(jié)點受損剛度不斷下降；

圖10 各試件剛度退化曲線Fig.10 Stiffness degradation curves of specimens

2) 加固試件JSS由于在加載初期角鋼基本不參與受力，因此初期剛度也有一定增加，隨著轉角增加角鋼逐漸參與工作，節(jié)點剛度大于對比試件且下降緩慢；

3) 加固試件JSB和JSF的初始剛度顯著大于對比試件，隨著轉角增加呈單調(diào)減少，不存在加載初期的剛度增加；

4) 在轉角為0.2rad時，加固試件的加固件均已失效，加固試件此時蛻化為與對比試件類似，因此所有試件的割線剛度基本相同。

2．5 耗能性能

榫卯節(jié)點的耗能能力是結構抗震性能的重要指標，較強的耗能能力可以保證結構在地震作用下振幅迅速衰減。本研究分別采用絕對耗能E和等效粘滯阻尼系數(shù)he來衡量透榫節(jié)點的耗能能力[15]。其中，絕對耗能E為某循環(huán)滯回環(huán)所包圍的面積(即圖11中陰影部分的面積)，等效粘滯阻尼系數(shù)he按照(2)式計算：

(2)

式中，E為絕對耗能，SΔABC、SΔCDA為圖11中對應的三角形面積。各試件在各級荷載下首個循環(huán)的絕對耗能和等效粘滯阻尼系數(shù)分別見圖12、圖13。

圖11 等效粘滯阻尼系數(shù)示意圖Fig.11 Schematic diagram of viscous damping ratio

圖12 各試件絕對耗能與轉角的關系Fig.12 Energy dissipation-rotation relationships of specimens

圖13 各試件等效粘滯阻尼系數(shù)與轉角的關系Fig.13 Viscous damping ratio-rotation relationships of specimens

從圖12和13可知，各加固試件的等效粘滯阻尼系數(shù)與對比試件沒有顯著差異，基本均在0.08～0.14之間；而加固試件在各級荷載下的絕對耗能均顯著大于對比試件，表明耗能能力有所增強。綜合來看，竹斜撐加固對于節(jié)點耗能能力的提升最為明顯。

2．6 榫頭拔出

隨著轉角的增大，對比及加固透榫節(jié)點的榫頭都將不斷拔出，本次試驗在榫頭上、下兩端安裝了位移計(圖2)。試驗記錄的各試件榫頭拔出全過程具有相同的特征：正向加載時，各試件下榫頭隨著轉角的增加拔出長度不斷增加，上榫頭先被壓縮后逐漸拔出；而反向加載時，各試件上榫頭隨著轉角的增加拔出長度不斷增加，下榫頭則先被壓縮后逐漸拔出。由于受力模型的差異，正、反向的榫頭拔出并不對稱，反向加載時上榫頭的拔出速度和長度明顯大于正向加載時下榫頭的拔出速度和長度。以試件JSF為例，其在不同轉角水平下的榫頭拔出長度L如圖14所示。

圖14 不同轉角水平下試件JSF榫頭拔出長度Fig.14 Extracting length of tenons of spemcimen JSF under different rotation levels

各試件上榫頭在第一次循環(huán)時不同轉角水平下的榫頭拔出長度L對比如圖15所示。

圖15 各試件上榫頭在第一次循環(huán)時不同轉角 水平下的榫頭拔出長度Fig.15 Extracting length of tenons of specimens in the first cyclic loading under different rotation levels

由圖15可知，竹斜撐加固試件JSB和角鋼加固試件JSS的榫頭拔出長度明顯小于相同轉角水平下對比試件CJ的榫頭拔出長度，表明竹斜撐和角鋼起到了延緩透榫節(jié)點榫頭拔出的作用；而CFRP布加固試件JSF與對比試件CJ總體差異不大，主要是由于CFRP布較早發(fā)生了剝離與斷裂造成的。

3 結 論

本研究制作了4個足尺清式透榫木節(jié)點試件，設計了竹斜撐、角鋼和CFRP布3種加固方法，在改進榫卯節(jié)點擬靜力試驗裝置的基礎上完成了低周反復荷載試驗，得到了如下結論：

1) 對比及加固透榫節(jié)點的滯回曲線均呈典型的“Z型”，且正、反向對稱性差，主要表現(xiàn)為正向承載力顯著高于反向承載力，其原因在于木材橫紋抗拉強度遠小于橫紋抗壓強度和順紋抗彎強度。

2) 與對比節(jié)點相比，竹斜撐加固節(jié)點的承載力和延性均有較大提高；角鋼加固節(jié)點的骨架曲線在受力初期與對比節(jié)點基本重合，后期承載力有所提高，但延性有所降低；CFRP布加固節(jié)點初期剛度較大，承載力有明顯提高，但很快破壞，延性較差。

3) 對于透榫節(jié)點而言，反向加載時上榫頭的拔出速度和長度明顯大于正向加載時下榫頭的拔出速度和長度；竹斜撐加固和角鋼加固節(jié)點的榫頭拔出長度明顯小于相同轉角水平下對比節(jié)點的榫頭拔出長度，表明竹斜撐和角鋼均起到了延緩榫頭拔出的作用。

4) 總體而言，竹斜撐加固方式簡單易行，對榫卯節(jié)點的承載力和耗能能力均有明顯提高，且具有施工簡便、材料可再生、具有與木材相似的外觀等優(yōu)點，但對建筑形貌有一定影響，可在一般建筑加固或官式建筑的臨時加固中選用；角鋼加固施工方便、對節(jié)點外觀影響較小，可有效阻止榫頭拔出、顯著提高節(jié)點承載力，但初始剛度無明顯提升，適用于木構件本身沒有較大損傷的木構架加固；CFRP布加固可顯著提高節(jié)點的初始剛度和承載力，但在木構件不做油飾時對節(jié)點外觀有一定影響，且加固后節(jié)點延性也明顯降低，因此建議在古建筑應急處理或臨時加固中采用。