典型藏式古建木構梁柱連接轉動性能試驗研究

楊 娜，閆會春，2

（1．北京交通大學 土木建筑工程學院，北京100044；2．北京金港機場建設有限責任公司，北京100071）

藏式古建筑的歷史意義、宗教意義、藝術價值一直是世人關注的熱點。不少藏式建筑建造年代久遠，其內部結構已經存在大量的殘損現象，進行結構性能的評估以采取合理保護措施顯得尤為重要。與漢式古建筑相比，藏式古建筑在結構構造上具有鮮明的特色，通過構件間的垂直疊壓實現節點連接功能，并輔以暗銷來定位，并不采用復雜的榫卯和斗拱。已有的漢式古建筑的研究成果不能直接應用于藏式古建筑，因此開展針對藏式古建木構的結構性能研究必要且急迫。

當前對于古建木結構的研究，主要著眼于漢式木結構整體及節點連接的靜動力性能［1－3］，簡化結構計算模型［3］。通過試驗研究［5－6］等對典型構件進行性能分析，特 別 地 對 榫 卯［7－8］、斗 拱［9－11］的 動 力 特 性及其耗能減震機理作了較為豐富且深入的研究。已有的研究成果對漢式古建木構節點連接的力學行為的解釋和描述，為古建筑的加固維修和保護提供了依據。與此同時，對于藏式古建筑的研究一直集中在建筑風格、裝飾藝術及宗教意義方面。拉薩古藝建筑美術研究所阿旺羅丹等［12］對藏式建筑的類型進行了概括，從結構組成、建筑材料、裝飾藝術及施工工藝等多個角度對藏式建筑的特點進行了詳細探討。陳耀東［13］從歷史、文化的角度詳細闡述了藏族建筑體系的形成和發展，全面討論了藏式建筑文化和建筑技術成就。以上研究對建筑材料、空間布局、類別及細部構造等進行了總結，少數從受力的角度對結構殘損狀況、破壞原因等進行了分析，但缺乏對梁、柱、連接等典型構件的結構靜、動力性能分析。

該文針對典型藏式古建木構梁柱連接進行結構靜力分析，通過靜力試驗提取了彎矩－轉角曲線模型，分析了相關因素對節點初始轉動剛度的影響規律，反復荷載作用下剛度退化規律，并對組成節點的各構件進行了宏觀受力狀態分析。

1 試驗概況

試驗選取在藏式古建筑中普遍應用的梁柱連接節點作為研究對象。該類節點從下往上依次由柱、斗、墊木、弓木、梁構成，各構件垂直疊壓，采用暗銷連接，梁端結合處采用燕尾榫增強聯系，構造見圖1所示。

圖1 節點構造

1．1 試件設計

對于藏式建筑而言，建筑模數沒有定式，節點各構件的截面和長度通常隨房間變化，但墊木的尺寸通常變化不大。試驗中僅考慮當梁的截面和跨度確定時，弓木長度、暗銷位置對于節點轉動剛度的影響，設計6個試件進行靜力試驗，試件編號及參數變化見表1。

表1 試件編號及參數變化

不考慮柱身的扭轉及彎曲，試件無柱，以SJ1為標準試件，其尺寸見表2，各試件暗銷布置見圖2。

圖2 各試件暗銷布置

表2 SJ1各構件尺寸

1．2 材性試驗

藏式古建筑木構體系用材主要是藏青楊，維修時替換木材主要為松木，試驗試件采用樟子松加工。試驗所用木材的材性試驗在中國林業科學研究院木工所力學實驗室進行，取樣數量和尺寸按中國標準《木材物理力學性能實驗方法》執行。

材性試驗主要進行了5個指標的測試，包括：含水率、氣干密度、順紋抗壓強度、順紋抗拉強度、抗彎彈性模量。其余材性指標參照文獻［14］規定進行推導獲得。

按照文獻［14］的推薦原則，對材性試驗結果進行處理，獲得試驗木材各項性能如表3所示。表3中X、Y、Z代表木材L（縱向）、R（徑向）、T（弦向）3個方向。將材性試驗的結果與文獻［14］的結果進行對比可知，試驗所用木材為典型樟子松。

1．3 試驗裝置及加載制度

藏式古建筑屬密梁平頂式結構，其構架示意圖如圖3所示。樓蓋系統由椽子、占棍及樓面組成，樓面采用傳統的阿嘎土夯制而成，密度較大，且椽子與梁連接緊密，因此樓蓋系統對梁的轉動有一定的約束作用。同時上下層柱對齊，傳遞豎向集中力，經過現場實測［12］某典型藏式古建筑中柱頂傳遞的集中力為60～100 k N。

表3 樟子松材性參數

圖3 藏式建筑構架組成

選取下層節點分析其荷載及約束情況：1）不考慮柱身的扭轉和彎曲變形，不設置柱子，同時不考慮結構平面外變形，則斗底為固定約束；2）梁在柱頂是不連續的，為分析一側梁與柱的相對轉動能力，固定非加載梁，并認為其在加載過程中轉動很小；3）分析及試驗中不設置樓蓋系統，即忽略了上層柱礎與梁間的柔性約束作用，故上層柱集中力取較小值60 k N。簡化過程見圖4。

圖4 試驗模型荷載及約束簡化過程

試驗中設置一鋼板壓在梁間榫卯相連處，用于模擬柱礎，同時也可體現樓蓋系統對梁轉動的約束作用，通過數值模擬計算知，當板長超過500 mm后，約束作用基本保持不變，故試驗中采用長約600 mm，厚度為20 mm，寬度為150 mm的板。實際結構中，2梁連接處豎向位移很小，故試驗中設置千斤頂既能模擬柱間傳遞的集中力，又能保證梁連接處的豎向位移。

按上述荷載及約束簡化，試驗裝置如圖5所示。加載裝置為一固定于實驗室反力架的手動液壓千斤頂（千斤頂1），其最大壓荷載為300 k N；非加載梁端部固定，斗底固定；梁間榫卯相連處采用千斤頂2壓一鋼板，試驗過程中先施加千斤頂2，出力大小固定在60 kN。

圖5 試驗裝置

試驗加載（千斤頂1出力）分為預加載和正式加載2個階段，加載制度見圖6。

其中Ti，1為第i次加載初始時刻，Ti，2為第i次加載結束時刻，T i，3為第i次卸載初始時刻，Ti，4為第i次卸載結束時刻，Ti，2與Ti，3間隔表示加載至破壞荷載后持續時間，試驗中為10 min；T i，4與T i＋1，1間隔表示第i次卸載完成后持時時間，試驗中為10 min。各試件加載制度如表4所示，表中i表示首次加載，j表示最后一次加載。

圖6 加載制度

試驗中屈服狀態和極限狀態的界定：由于節點并無明顯屈服點，隨相對轉角加大，其承受彎矩也逐漸增大，因此，定義在梁柱相對轉角明顯加大而彎矩增長較為平緩時為屈服狀態；節點的構造特點決定了梁梁榫卯間可發生滑移和轉動，直到脫卯才會導致破壞，此時為極限狀態。實際試驗中，由于上部鋼板約束作用，不可能發生脫卯，故極限狀態定義為梁端位移過大，持續卸載，無法繼續施加荷載，同時斗發生劈裂破壞。為考察試件在卸載之后的回彈能力，試驗中對部分試件進行了多次加卸載。

表4 各試件加載制度

圖7 梁端位移

1．4 測試內容及測點布置

為分析節點的轉動性能需要測量的物理量為：施加的荷載、加載點位移、梁端連接處的轉動情況、弓木及梁的受彎情況。應變片用于考察截面的應變發展情況，位移計、傾角計用于測量節點的位移。6個試件的測點布置完全相同，圖8為SJ1的測點布置示意圖，其中S表示應變片，括號內為前后對稱布置的應變片，共12個；G表示傾角計，共1個；D表示位移計，共1個。

圖8 SJ1測點布置

2 典型試驗過程及現象

加載制度如1．3節所述，Ti，1—Ti＋1，1為典型試驗過程。其余階段的過程、現象都與此相同。試驗過程及現象描述如表5所示。試驗現象見圖9。

表5 典型試驗過程與現象

圖9 試驗現象圖片

3 試驗結果及分析

3．1 節點彎矩－轉角曲線

試驗中試件的荷載及約束簡化示意圖如圖10所示。假定加載過程中梁、弓木及墊木的相對轉動一致，不考慮非加載梁的轉動，可用梁端部截面AB的轉角θ來代替梁柱相對轉角，對應的彎矩為M＝PL。根據試驗采集的數據，可獲得每個試件的節點彎矩－轉角曲線，如圖11所示。圖中Ki表示節點的初始轉動剛度（彈性階段剛度），Kp表示塑性剛度，θy表示節點達到屈服狀態（定義見1．3節）的轉角，θu表示節點達到極限狀態（定義見1．3節）的轉角。根據Origin曲線擬合可以得到以上4個參數的試驗結果，如表6、表7所示。其中，Ki求解一般舍棄前2個采集量，原因在于由木材干縮及試件加工造成榫卯連接非常緊，初始加載時主要克服各個連接件間的摩擦，在稍微松動后，采集到的轉角值才能反映出節點自身的轉動性能。

圖10 荷載及約束簡化

圖11 節點彎矩－轉角曲線

由試驗結果可知：各試件的彎矩－轉角曲線都表現出較強的雙線性曲線性質，節點的彎矩－轉角曲線模型可用雙線性模型表示（圖12），其表達式如下：

其中，Ki、Kp、θy、θu與弓木長度、暗銷位置等因素有關。

圖12 節點轉動模型

表6 試驗結果統計

表7 各試件剛度值

3．2 弓木長度的影響

SJ1、SJ2、SJ3的區別在于改變了弓木長度，弓木與梁長之比分別為0．7、0．8、0．9。根據試驗結果（表6、表7）可以得出弓木長度對于節點轉動性能的影響。

由表6、7可知，隨弓木長度加大，節點初始轉動剛度增大，極限承載力增大，位移角延性系數稍變小，在2．34～2．80之間，節點的塑性轉角θy、θu保持一致，塑性轉角可取為0．045 rad，極限轉角可取為0．118 rad（均值）。3個試件的初始轉動剛度關系如圖13所示，隨弓木長度的增大，節點初始轉動剛度幾乎呈線性增大趨勢，且塑性剛度均為初始剛度的1／3左右。綜上可知，弓木長度的增加能夠有效提高節點抗轉動的能力，提高節點轉動剛度，但對節點的延性幾乎無影響。

3．3 暗銷位置的影響

SJ4、SJ5、SJ6與SJ1相比改變了暗銷的位置，將它們的試驗結果進行比較，可得到暗銷位置對于節點轉動性能的影響。

圖13 弓木長度的影響

比較SJ1、SJ4、SJ5的試驗結果，可以得到弓木－梁暗銷位置內移對于節點轉動性能的影響。由圖14可知，弓木－梁間暗銷內移后，節點的初始轉動剛度下降，且內移距離越多下降越大。由表6可知，SJ4、SJ5的承載能力顯著下降，但延性系數提高，均為4．0。

比較SJ1、SJ6結果可知，墊木－弓木間暗銷內移后，節點的初始轉動剛度下降。結合SJ4結果，暗銷內移距離都是100 mm的情況下，墊木－弓木間暗銷引起的節點初始剛度下降更大。但SJ6的承載能力及塑性轉角等都有所增加。

圖14 暗銷位置的影響

3．4 剛度退化

考慮木結構的恢復能力，在試驗過程中，除SJ1之外，其余試件均采用多次加載，考察節點在反復荷載作用下的剛度退化規律，及殘余變形的累積過程。以SJ3為例進行分析，SJ3以梁端位移d（圖7所示）作為控制量，共進行了7次加卸載。試驗結果統計如表8所示。

表8 SJ3各次加卸載剛度值及殘余變位

結果表明梁端位移d對節點初始轉動剛度及殘余變位有很大影響，隨d加大，初始剛度退化（圖15）。d≤6 cm時，初始剛度值趨于穩定，可取為588．235 k N·m／rad（均值）；d≥10 cm后，初始剛度值趨于穩定，可取為478．806 k N·m／rad（均值），即d＝6 cm是初始轉動剛度發生明顯退化的轉折點。

圖15 初始轉動剛度退化

隨梁端位移加大，每次卸載后榫卯連接處的殘余轉角逐漸加大。d＜6 cm時，殘余轉角很小，整個結構表現出良好的變形能力及回彈能力，d≥6 cm后，殘余轉角明顯增大，整個結構塑性變形增大（圖16）。

圖16 殘余轉角累積

分析上述結果可知，在反復荷載作用下，隨塑性變形發展，節點初始轉動剛度退化，并有明顯的躍遷現象。當荷載值小于臨界荷載P1（如d＝6 cm）時，結構處在彈性變形階段，卸載后幾乎無塑性變形，節點的初始轉動剛度幾乎無退化；當荷載值大于臨界荷載P1（如d＝6 cm）時，結構塑性變形迅速增加，節點初始轉動剛度退化明顯；荷載繼續增加至臨界荷載P2（如d＝10 cm）后，塑性變形已充分發展，節點初始轉動剛度值退化不明顯，甚至有稍微反彈現象。

3．5 節點區各構件受力狀態

如前所述，在試驗過程中，梁、弓木、墊木表現出明顯的受彎形態，且均為上側受拉下側受壓。在加載過程中，墊木與斗接觸位置發生壓入現象，斗在接觸部位為橫紋承壓，這是整個節點區塑性變形的主要來源。通過對拆卸后構件觀察發現，暗銷存在較明顯的剪切變形，主要承受剪力作用。

總結節點區各個構件的受力狀態如表9所示。在試驗中，屈服狀態和極限狀態的界定以梁柱間轉角為依據（定義見1．3節），除斗發生了劈裂破壞外，其余試件基本都處在彈性受力階段。

表9 節點區各構件受力狀態

4 結論

選取典型藏式古建筑節點作為結構原型，改變弓木長度、暗銷位置進行了6個試件的靜力試驗研究，得到典型藏式古建筑梁柱節點的轉動性能相關結論如下：

1）節點的彎矩－轉角曲線可采用雙線性模型表示。

2）隨弓木長度加大，節點初始轉動剛度增大，極限承載力也變大。

3）暗銷內移會影響節點的轉動能力，弓木－梁間暗銷內移后，節點轉動剛度變小；墊木－弓木間暗銷內移后，節點轉動剛度變小；相同條件下，弓木－梁間暗銷內移對于節點轉動剛度的影響小于墊木－弓木間暗銷內移帶來的影響。

4）在反復荷載作用下，隨塑性變形發展，節點初始轉動剛度退化，并有明顯的躍遷現象。在臨界荷載P1之前，剛度退化不明顯，超過此荷載值，剛度有較大退化，達到臨界荷載P2后，剛度退化不明顯，甚至有稍微反彈現象。

5）組成節點的各構件受力狀態為：梁、弓木、墊木受彎，均為上側受拉下側受壓；斗為橫紋承壓構件，產生較大塑性變形；暗銷起抗剪作用。

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