不同初始安裝銀錠抱肩榫卯節(jié)點低周反復(fù)加載試驗研究*

戴金沙 陶忠 高永林 張聯(lián)霞

(1.昆明理工大學(xué)建筑工程學(xué)院 昆明 650500； 2.云南省抗震工程技術(shù)研究中心 昆明 650500； 3.昆明理工大學(xué)建筑與城市規(guī)劃學(xué)院 昆明 650500)

0 引言

榫卯節(jié)點是西南地區(qū)古木建筑木結(jié)構(gòu)的主要特點，這種連接方式使得各個節(jié)點剛?cè)岵?，能夠發(fā)揮良好的抗震性能。在地震荷載和風(fēng)荷載的作用下，木構(gòu)架主要通過榫頭和卯口的相互作用耗散能量，對上部結(jié)構(gòu)起到保護作用。

前期，國內(nèi)學(xué)者和專家對古木結(jié)構(gòu)進行了一系列相應(yīng)的研究，周乾等[1]制作1∶8的四梁四柱模型并進行擬靜力試驗，研究古建筑節(jié)點的抗震性能。潘毅等[2]對西南地區(qū)穿斗式古建筑木結(jié)構(gòu)常見的直榫節(jié)點進行在低周反復(fù)加載，研究其受力機理。潘毅等[3]用透榫節(jié)點的試驗數(shù)據(jù)分析了節(jié)點縫隙、木材橫紋彈性模量和榫頭長度對透榫節(jié)點受彎承載力的影響。郇君虹等[4]制作了3組試驗?zāi)Ｐ?反復(fù)加載過的半榫、透榫和燕尾榫節(jié)點各4個，通過靜力推復(fù)試驗,對比分析榫卯節(jié)點加固前后的破壞狀態(tài)、荷載-位移滯回曲線、骨架曲線、剛度退化和耗能能力等抗震性能參數(shù)。張錫成等[5]研究帶空隙的透榫節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系,推導(dǎo)了節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角理論計算公式。

榫卯節(jié)點因?qū)?gòu)件尺寸要求精度高，設(shè)計加工過度依賴經(jīng)驗而受到制約，其制作安裝初始誤差會影響到整個結(jié)構(gòu)的抗震性能?；诖?，按照云南“一顆印”傳統(tǒng)穿斗木構(gòu)架的典型構(gòu)造做法，以古建筑木結(jié)構(gòu)銀錠抱肩榫卯節(jié)點為對象，研究不同木材、不同擠壓程度下節(jié)點的抗震性能區(qū)別。

1 試驗概況

1.1 木材性能測定

按照規(guī)范[6-11]，分別制作12個標準試樣進行試驗(松木、杉木各6個)，標準試樣尺寸為長、寬、高均為20 mm的正方體，按規(guī)范要求測出其中物理力學(xué)指標，其中L為木材順紋，T為徑向，R為橫紋，結(jié)果取其平均值，如表1。

表1 物理力學(xué)性能指標

1.2 試驗設(shè)計與加載方案

參照云南“一顆印”傳統(tǒng)穿斗木構(gòu)架的典型做法，共制作了6個銀錠抱肩榫卯節(jié)點模型試件，6個模型的卯口尺寸完全相同，通過改變榫頭的寬度來改變榫卯節(jié)點兩側(cè)的擠壓程度。銀錠抱肩榫卯節(jié)點的卯口寬度均為48 mm，榫截面高為175 mm，榫長85 mm，袖肩長寬分別為20 mm、6 mm，各個節(jié)點具體尺寸如表2，節(jié)點模型圖如圖1。

表2 模型試件尺寸 mm

圖1 節(jié)點構(gòu)造(單位：mm)

施加恒載P=10 kN，并且通過加工了2個內(nèi)徑和木柱直徑均為100 mm筒深的鋼制圓形套筒，分別安裝在柱頭和柱腳上固定柱腳、柱頂，由此來模擬鉸接，加載裝置如圖2。通過位移計采集數(shù)據(jù)得到變形量。

圖2 模型加載裝置(單位：mm)

按位移控制方法進行加載，初始值為±10 mm，以10 mm作為增量逐級增加，每級位移循環(huán)3次，共循環(huán)12級，峰值位移達到±120 mm后停止試驗。

2 試驗現(xiàn)象

對于試件YDS-1、YDS-2，加載初期，由于初始裂縫的存在，節(jié)點未能擠緊，導(dǎo)致榫頭與卯口沒有充分接觸，相互作用力小，拔榫現(xiàn)象不明顯。隨著控制位移的逐級增加，榫頭與卯口之間開始逐漸發(fā)生微小的擠壓變形，出現(xiàn)“一側(cè)擠緊一側(cè)拔出”的拔榫現(xiàn)象，并伴隨著“吱吱”的聲音。當控制位移的繼續(xù)增加，擠壓顯著，卯口下側(cè)出現(xiàn)微小擠壓破壞，木纖維斷裂聲變得也愈來愈清晰且洪亮。試驗結(jié)束時YDS-1試件的殘余拔榫量約為14 mm，YDS-2試件的殘余拔榫量約為20 mm。

對于試件YDS-3、YDS-4，加載初期試驗現(xiàn)象與YDS-1、YDS-2類似，但又有不同之處。當控制位移增加，除了出現(xiàn)木纖維的劈裂聲還伴隨著沉悶的木材緊密聲。12級加載完畢，YDS-3的殘余拔榫量約17 mm，試件YDS-4的殘余拔榫量約18 mm。

對于試件YDS-5，加載初期由于卯口與榫頭接觸緊密，咬合能力強、初始摩擦力大，因此比YDS-1、YDS-2、YDS-3、YDS-4更早發(fā)出明顯的“吱吱”聲，繼續(xù)加載，榫頭拔出較長，隨著轉(zhuǎn)角的增加，卯口下邊緣處木纖維翹起嚴重，沉悶的緊密聲也愈發(fā)明顯。試驗結(jié)束時YDS-5的殘余拔榫量約為17 mm。試件YDS-6因本身具有較大初始缺陷，榫頭上有較多的木節(jié)存在，前期加載現(xiàn)象與試件YDS-5類似，但當控制位移加載到90 mm時，試件的拔榫量猛增至30 mm，最終試件YDS-6的殘余拔榫量約為58 mm。

試驗結(jié)束后，拆開試件觀察，銀錠抱肩榫卯節(jié)點主要破壞發(fā)現(xiàn)在卯口上下邊緣和榫頭處如圖3，尤其卯口的下邊緣出現(xiàn)木纖維脫落，榫頸和榫額處出現(xiàn)橫紋壓屈，榫頭兩側(cè)由于緊密使得摩擦系數(shù)變小從而變得光滑，YDS-5、YDS-6內(nèi)部有較多的木屑，這是由于榫頭在拔榫過程中與卯口不斷摩擦導(dǎo)致。卯口內(nèi)壁有網(wǎng)格狀的塑性壓痕卯口出現(xiàn)輕微緊密變形，主要構(gòu)件梁、柱基本無變形。

(a)光滑的榫頭 (b) 卯口內(nèi)部有少許木屑

(c) 網(wǎng)格狀的塑性壓痕 (d) 卯口下邊緣順紋壓縮

3 結(jié)果分析

3.1 M-θ滯回曲線

圖4為彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線,總體上呈反“z”型，捏攏效應(yīng)明顯，具有滑移性質(zhì)，表明榫卯節(jié)點在加載過程中存在大量滑移。對于寬松試件YDS-1、YDS-2，由于加載初期卯口與榫頭初始縫隙的存在，所以其初期滑移量較大。YDS-6試件到加載后期，滯回曲線出現(xiàn)了大量滑移，出現(xiàn)大量拔榫現(xiàn)象，彎矩降低，并榫頭出現(xiàn)拔榫之后的自復(fù)位能力不強，很難恢復(fù)原狀。

(a)YDS-1試件 (b)YDS-2試件 (c)YDS-3試件

(d)YDS-4試件 (e)YDS-5試件 (f)YDS-6試件

反向加載較正向加載的滯回環(huán)面積更加飽滿，在同一級位移加載下，相同緊密程度下滯回環(huán)面積：S松木>S杉木，因此松木試件的承載能力和耗能能力更好。

根據(jù)公式計算試件的極限彎矩改變率:

式中，m表示極限彎矩改變率，M1表示寬松試件極限彎矩，M3表示緊密試件極限彎矩，M2表示適中試件極限彎矩。

通過極限彎矩改變率表3可知，隨著制作安裝工藝精細程度的提高，榫卯節(jié)點接觸程度的增加，其極限彎矩的改變率整體上增加。

表3 極限彎矩值改變率 kN·m

3.2 M-θ骨架曲線

圖5為骨架曲線，呈現(xiàn)出不對稱性，這是由銀錠抱肩榫構(gòu)造的不對稱性決定的。由圖可看出模型經(jīng)歷了彈性、屈服兩階段，3種不同擠壓程度的試件節(jié)點，彈性階段的斜率K和彎矩極限承載力Mmax的關(guān)系式：緊密>寬松、適中，這表明同種材料下擠壓更緊密，其承載能力和剛度更高。骨架曲線上負向承載力比正向承載力更大，是因為銀錠抱肩榫榫頭下半部分頭大頸小，試驗過程中卯口之間產(chǎn)生較大的擠壓力，拔榫難度增加。相同擠壓程度下的松木和杉木試件，松木試件的承載力、剛度都更高，這是由于松木試件橫紋抗壓彈性模量比杉木的大。

圖5 M-θ骨架曲線對比

同理，由公式計算節(jié)點初始剛度的改變率如表4。

表4 初始剛度反向加載時的改變率

不論松木還是杉木，正向加載時，由于榫卯間的初始縫隙存在，當榫卯節(jié)點擠壓程度增加時，初始剛度的變化規(guī)律并不明顯。相反，反向加載時，榫卯節(jié)點緊密程度增加時其初始剛度都顯著增加。接觸緊密節(jié)點在適中節(jié)點的基礎(chǔ)上初始剛度提高70%以上。

3.3 剛度退化

圖6為正反向剛度退化曲線，表現(xiàn)出明顯的不對稱性，節(jié)點加載初期的剛度：緊密試件>>適中試件、寬松試件的剛度，隨著位移加載的繼續(xù)，試件YDS-1、YDS-2剛度退化速度較快，表明榫卯節(jié)點的摩擦力不同，銀錠抱肩榫卯節(jié)點受到的剛度變化影響很大。

松木寬松模型(YDS-1)和適中模型(YDS-3)反向加載時的初始轉(zhuǎn)動剛度較小，隨著轉(zhuǎn)角的增大，榫頭卯口擠壓程度增加，剛度逐漸提高。隨著位移的繼續(xù)加載，剛度出現(xiàn)明顯的退化現(xiàn)象，隨著轉(zhuǎn)角的繼續(xù)增大，榫頭出現(xiàn)拔榫，卯口與榫頭的相互作用，使得榫卯節(jié)點更為緊密，剛度再次增大，當轉(zhuǎn)角超過0.15rad時，節(jié)點的剛度出現(xiàn)下降趨勢。

圖6 剛度退化曲線

從剛度總體變化趨勢來看，對于相同接觸程度下的松木和杉木試件，兩者基本一致；從退化程度上看，正向加載時的初始剛度：松木試件>杉木試件，隨著位移的增大，松木試件剛度退化速度更快，當最終剛度趨于平緩時，松木試件剛度稍大。

3.4 耗能分析

引入等效黏滯阻尼系數(shù)he來衡量不同形式的榫卯節(jié)點在低周反復(fù)加載荷載作用下的耗能能力，he與耗能能力呈正相關(guān)。

圖7為等效黏滯阻尼系數(shù)與轉(zhuǎn)角的關(guān)系,從圖7可以看出，6個節(jié)點模型等效黏滯阻尼系數(shù)隨轉(zhuǎn)角增大呈先減小后趨于平緩。3個杉木試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he為0.1～0.38，3個松木試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he為0.06～0.25。相同的擠壓程度下的耗能能力關(guān)系式：杉木>松木。

圖7 等效黏滯阻尼系數(shù)與轉(zhuǎn)角的關(guān)系

同理，由公式算出等效黏滯阻尼系數(shù)的改變率如表5。

隨著控制位移的增加，榫卯轉(zhuǎn)角大于0.05rad后，當制作安裝水平提高時，相同木材的不同擠壓程度下節(jié)點的耗能能力：緊密>適中>寬松，表明卯口與榫頭的擠壓程度越緊密，其試件的耗能能力更強。緊密節(jié)點相對適中試件的等效黏滯阻尼系數(shù)提高超過10%。

表5 等效黏滯阻尼系數(shù)改變率

3.5 拔榫量分析

拔榫量與轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線見圖8，由圖8可知，當轉(zhuǎn)角為0～0.01rad時，YDS-6的拔榫量與轉(zhuǎn)角呈正相關(guān)；繼續(xù)循環(huán)加載，拔榫量大幅度增加，YDS-6試件的最終拔榫量為58 mm。在加載過程中，其余5個試件的拔榫量與轉(zhuǎn)角基本上呈正相關(guān)，相同木材的拔榫量隨著節(jié)點緊密程度的增加而增加，且5個試件的拔榫量均小于20 mm。相同緊密程度下的試件，杉木試件的拔榫量：h杉木>h松木,松木的抗震性能強于杉木。

圖8 拔榫量與轉(zhuǎn)角關(guān)系

4 結(jié)論

(1)6個試件的滯回曲線均呈反“z”形，加載過程中產(chǎn)生相應(yīng)滑移，在相同加載位移控制下，滯回環(huán)的面積：S松木>S杉木。YDS-6試件,到加載后期，滯回曲線出現(xiàn)了大量滑移，YDS-6試件在加載后期出現(xiàn)了大量拔榫的現(xiàn)象，彎矩下降，且榫頭拔榫之后自復(fù)位能力很小。

(2)隨制作安裝工藝水平的提高，極限彎矩的改變率整體上增加。

(3)所有試件的轉(zhuǎn)動剛度基本上隨轉(zhuǎn)角的增大而減小，正向加載時，節(jié)點轉(zhuǎn)角在0.05rad之前，剛度退化較快，隨著位移的繼續(xù)加載剛度退化曲線趨于水平。

(4)相同木材的不同擠壓程度下節(jié)點的耗能能力：緊密>適中>寬松。在相同的擠壓程度下，耗能能力：杉木>松木。

(5)YDS-1、YDS-2、YDS-3、YDS-4、YDS-5，該5個試件的拔榫量與轉(zhuǎn)角基本上呈正相關(guān)，同種木材的拔榫量隨著節(jié)點擠壓程度增加而增加，且殘余拔榫量均小于20 mm，銀錠抱肩榫卯節(jié)點表現(xiàn)出良好的抗震性能。

(6)榫卯制作安裝水平對木結(jié)構(gòu)抗震性能影響頗大，為今后的制作安裝工藝提供參考。