殘損古建筑木結構燕尾榫節點抗震性能試驗研究

第一作者 謝啟芳 男，博士，副教授，1978年生

殘損古建筑木結構燕尾榫節點抗震性能試驗研究

謝啟芳1,2，杜彬1，李雙1，向偉1，鄭培君1

(1.西安建筑科技大學 土木工程學院，西安710055；2.華南理工大學 亞熱帶建筑科學國家重點實驗室，廣州510640)

摘要：殘損是現存古建筑木結構的普遍狀況，顯著地降低了結構的抗震性能。為研究殘損對燕尾榫節點抗震性能的影響，參照宋《營造法式》殿堂三等材的尺寸要求，制作了3個比例為1∶3.2的燕尾榫節點模型，包括1個完好節點、1個模擬榫頭真菌腐朽的殘損節點和1個模擬榫頭蟲蛀的殘損節點。榫頭真菌腐朽和榫頭蟲蛀分別采用在榫頭表面鉆一定深度的孔和在榫頭鉆通孔的方法來模擬。通過低周反復加載試驗對殘損節點的破壞特征、彎矩-轉角滯回曲線、骨架曲線和耗能性能進行了研究，分析了殘損燕尾榫節點抗震性能的退化規律。結果表明：殘損燕尾榫節點的破壞形態與完好節點的破壞形態類似，主要表現為榫頭和卯口有明顯的擠壓變形、榫頭沿枋縱向部分拔出，枋柱整體完好，但殘損節點的榫頭拔出更早、拔出量更大，模擬蟲蛀節點有榫角被擠碎；殘損燕尾榫節點的滯回曲線也有明顯的“捏縮”效應，但滯回環飽滿度較差；殘損節點的轉動彎矩、轉動剛度均明顯低于完好節點，但耗能能力基本不變化；當兩種不同殘損類型的殘損程度相近時，人工模擬真菌腐朽節點的轉動彎矩更高、轉動剛度更大。

關鍵詞：古建筑木結構；燕尾榫節點；殘損；人工模擬；低周反復荷載試驗；抗震性能

基金項目：國家自然科學

收稿日期：2013-12-30修改稿收到日期：2014-04-10

中圖分類號:TU366.2文獻標志碼： A

Tests for aseismic behaviors of damaged dovetail mortise-tenon joints of ancient timber buildings

XIEQi-fang1,2,DUBin1,LIShuang1,XIANGWei1,ZHENGPei-jun1(1. School of Civil Engineering,Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, China；2. State Key Laboratory of Subtropical Building Science, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China)

Abstract:Damage is a common state for existing ancient wood structures, it reduces their aseismic performance dramatically. In order to investigate the influence of damage on the aseismic performance of dovetail mortise-tenon joints, 3 mortise-tenon joints with a 1∶3.2 scale including 1 intact joint, 1 joint artificially degraded by fungi and 1 joint artificially degraded by termites were made according to the fabrication methods of Song dynasty. Several holes with a certain depth were drilled uniformly on the entire surface of the tenon to simulate fungi damage, while several holes were drilled through cross section on the entire tenon to simulate the damage by termites. The aseismic behaviors, such as, failure characteristics, hysteretic curve, skeleton curve, degeneration of stiffness and energy dissipation, were studied comparatively with low-cyclic reversal loading tests. The results showed that the failure patterns of damaged joints are similar to those of the intact joint, they are mainly squeeze deformation of mortise and tenon, and partial evulsion of the tenon, the beams and columns are intact; moreover, for the damaged joints, the evulsion of the tenon is earlier and bigger, and some tenons of the man-made termites damage joint are crushed partly in the corner; the hysteretic curves of damaged joints have obvious “gathering effect”, but the curves are not very full; the bending-bearing capacity, and stiffness of damaged joints are significantly less than those of the intact one，while their energy dissipation ability has no change basically; when damage levels are similar, the final bending-bearing capacity and stiffness of the man-made fungi damage joint are bigger than those of the man-made termites damage joints, but their energy dissipation capacity is almost the same.

Key words: ancient timber structure; dovetail mortise-tenon joint; damage; artificial simulation; low-cyclic reversal loading test; aseismic behavior

我國古建筑以木結構為主，現存代表性的有木結構古建筑群-故宮、高層木結構塔式建筑-佛宮寺釋迦塔(應縣木塔)、寧波保國寺大殿、薊縣獨樂寺觀音閣等。

我國古建筑木結構的構件間通常采用榫卯連接，無需一釘一鐵，這是我國古建筑木結構的主要特色之一[1]。古建筑木結構榫卯節點的類型很豐富，有燕尾榫、直榫、饅頭榫、管腳榫等，但以燕尾榫居多，也最具代表性。榫卯節點剛柔相濟，可以承受一定的荷載，具有良好的彈性和較好的抵消水平推力的作用[2]。此外，榫卯節點還允許產生一定的變形，吸收部分地震能量，減少結構的地震響應，是確保古建筑木結構具有良好抗震性能的關鍵構造，但同時也是導致結構失效的主要部位。因此，掌握榫卯節點的抗震性能對古建筑木結構的抗震評估和保護具有重要作用。

近年來國內外一些學者已對古建筑木結構榫卯節點的抗震性能進行了部分研究。俞茂宏[3]在西安箭樓木結構建筑的抗震性能計算分析中，首次將古建筑木結構榫卯連接簡化為三維變剛性節點單元，對節點的力學性能進行了研究。高大峰等[4]通過木構架模型的擬靜力試驗研究，分析探討了榫卯節點工作機理，確定了榫卯節點的轉動剛度，提出了該類型結構在水平地震作用下的計算模型。姚侃等[5]通過對燕尾榫連接木構架模型的低周反復荷載試驗，研究了燕尾榫節點的半剛性連接特性，并擬合出了燕尾榫節點的恢復力模型。淳慶等[6]對中國南方傳統木構建筑典型榫卯節點(燕尾榫、饅頭榫等)的抗震性能進行了低周反復荷載試驗研究，得到了各類榫卯節點在水平荷載作用下的破壞模式、滯回曲線及轉角剛度等性能。Bulleit等[7]對各種設有暗銷的榫卯節點進行細致研究的基礎上，提出了節點和這類木結構的計算模型。Seo等[8]對一組韓國木結構榫卯連接木構架進行了靜力和反復加載試驗，研究了其在水平荷載作用下的非線性和塑性變形特征。Chang[9]對臺灣傳統穿斗式連接節點的轉動性能進行了研究，得到了穿斗式連接節點轉動剛度與轉角的關系。

可以看出，上述研究大部分以完好的節點或結構為研究對象，然而古建筑木結構歷經幾百年甚至上千年后，由于所受環境因素、物理作用和化學反應等外部因素的影響，很容易發生老化(如腐朽、蟲蛀、開裂等)，從而引起木材材性的劣化，導致其抗震性能有不同程度的降低，因而對殘損狀況下的節點或結構的性能進行研究更符合實際情況。King等[10]通過人工模擬透榫榫卯節點常見的3種殘損狀態，對比分析了殘損和完好透榫節點的抗震性能退化規律, 結果表明半剛性榫卯節點經人工老化處理后，其抗彎剛度有明顯下降。

但是上述人工模擬殘損榫卯節點的研究僅限于透榫節點，并沒有對古建筑木結構中更具代表性的燕尾榫節點展開研究。基于此，為研究殘損對燕尾榫節點的抗震性能的影響，參照宋《營造法式》[11]殿堂三等材的尺寸要求，人工模擬了古建筑木結構中最常見的兩種殘損類型：真菌腐朽和蟲蛀，通過低周反復加載試驗對殘損節點的破壞特征、彎矩-轉角滯回曲線、骨架曲線和耗能性能進行了研究，并分析了殘損燕尾榫節點抗震性能的退化規律，以期為殘損古建筑木結構的抗震性能評估提供參考。

1試件設計與制作

參照宋《營造法式》殿堂三等材的尺度要求(由于《營造法式》沒有對饅頭榫的尺寸做具體規定，其尺寸參照清工部《工程做法則例》[12]的相關規定來選取)，制作了3個比例為1∶3.2(考慮到三等材原型的1份等于1.6 cm，采用該比例可使大部分尺寸為整數且模型大小適中)的獨立燕尾榫節點模型，包括1個完好節點(DS-J1)、1個模擬榫頭真菌腐朽的殘損節點(DS-J2)、1個模擬榫頭蟲蛀的殘損節點(DS-J3)，各試件均有柱端局部普柏枋和模擬櫨斗構造(局部普柏枋是為了施加豎向荷載而設置的，以免剛性千斤頂直接加在柱頂)，并將櫨斗造型予以簡化，僅考慮其傳力作用。試件原型尺寸和模型尺寸見表1，試件詳細尺寸見圖1，組裝后的整體節點模型見圖2。各試件模型均由古建師傅手工制作而成。

表1　 試件原始尺寸與模型尺寸

注：①宋三等材1份等于16 mm。

②柱長和枋長根據加載方便來確定，未按照法式尺寸選取。

③饅頭榫長和榫根邊長取柱徑的3/10，榫端邊長取柱徑的1/5。

圖1　試件詳細尺寸 Fig.1 Sketch of the model

圖2　組裝后的整體 節點模型示意圖 Fig.2 Sketch of complete joint after assembly

榫頭真菌腐朽和榫頭蟲蛀分別采用在榫頭表面鉆一定深度孔和在榫頭鉆通孔的方法來模擬。① 通過在榫頭均勻鉆取直徑為3 mm，深為5 mm的小洞來模擬榫頭的腐朽。② 通過在榫頭上鉆取直徑為5 mm的貫穿小洞來模擬榫頭蟲蛀。試驗以小洞的體積占原榫頭體積的比例來衡量殘損的程度。試件殘損狀況見表2，殘損模型示意圖(見圖3)。

表2　試件殘損狀況

圖3　殘損模型示意圖 Fig.3 Sketch of damaged model

本次試驗所用木材為落葉松，天然干燥期半年。試驗時測得含水率為14.3%，所測力學性能見表3。

表3　木材力學性能

2加載方案及量測方案

2.1加載設備

(1) 為了消除P-Δ效應對節點受力性能試驗結果的影響，試驗時將柱水平放置，采用枋端加載的方式來模擬受力過程(見圖4)。

(2) 將柱兩端固定并用鋼梁壓住，通過水平千斤頂在柱端模擬施加恒定豎向荷載，水平低周反復荷載由MTS電液伺服系統施加。

圖4　試驗加載裝置示意圖 Fig.4 Loading scheme

2.2加載制度

(1) 將燕尾榫節點模型就位并固定后，對柱端施加豎向荷載至預定值，各個試件需施加的豎向荷載大小為13.5 kN。(豎向荷載根據單個柱所承受的質量來確定。)

(2) 保持豎向荷載不變，對枋端逐級施加水平荷載。根據試驗標準ISO-16670[13]，水平荷載采用變幅值位移控制的方式加載，加載曲線的控制位移為單向加載試驗所確定的極限位移(荷載下降至極限荷載的80%或者試件出現嚴重破壞時的位移，本次取極限位移為50 mm)，先采用峰值位移為控制位移的1.25%、2.5%、5%、10%三角形波依次進行一次循環，再采用峰值位移為控制位移的20%、40%、60%、80%、100%、120%三角形波依次進行三個循環后終止試驗(見圖5)。

圖5　加載制度 Fig.5 Loading program

2.3量測方案

試件的豎向荷載通過水平千斤頂施加，所有數據均通過數據采集儀自動采集。為測得榫頭拔出量，在枋靠近節點處左右兩側共布置2個±5 cm量程的位移計。為測得枋柱節點的水平相對位移，在枋上端距節點根部500 mm處布置1個±15 cm量程位移計。具體布置情況見圖4。

文中敘述時按圖4所示向右推時為正向，即榫頭根部右側與柱邊緣擠壓時為正向、榫頭根部左側與普拍枋擠壓時為反向。

3試驗過程及現象描述

通過3個燕尾榫節點的低周反復荷載試驗，可發現節點在加載過程中具有如下特點：

(1) 殘損節點DS-J2、DS-J3的破壞形態與完好節點DS-J1的破壞形態類似，具體過程表現為：在加載初期，由于控制位移較小，節點區域變化不明顯。隨著控制位移的增大和荷載循環數的增加，節點逐漸發出富有節奏的“吱吱”聲，榫頭和卯口開始出現少許的擠壓變形，榫頭沿枋縱向部分逐漸拔出(見圖6(a))。由于燕尾榫節點的特殊構造，其可以承受拉壓兩個方向的力。正向受推時，卯口根部逐漸被擠緊，柱端榫頭逐漸被拔出，拔出量隨著轉角的增大而增加；反向受拉時，榫頭拔出方向相反。隨著榫卯節點擠壓變形加劇，榫卯間的咬合愈來愈松動，榫卯節點呈拔出和局部閉合交叉循環的態勢。在加載后期，當恢復到平衡位置時，枋整體會突然下落，發出“砰”聲，這是卯口在不斷的摩擦和擠壓作用下逐漸擴大的結果。當節點轉角達0.12 rad時，轉角已遠超過限值，停止加載。

加載結束后，節點破壞均發生在榫卯連接區，主要表現為榫頭繞卯口轉動且不斷被拔出，榫頭和卯口有明顯擠壓變形，枋和柱均沒出現明顯破壞。

(2) 殘損節點DS-J2在加載過程中，除了有榫卯擠壓發出的“吱吱”聲外，節點處還不時有木材纖維斷裂聲傳出，同時還有少量碎木屑從榫卯間縫隙擠出(見圖6(b))。此外，相對于完好節點，其榫頭拔出較早，拔出量也較大，且榫頭的擠壓變形也更明顯。加載結束時，DS-J2的最大拔榫量為14.7 mm，而完好節點的榫頭最大拔出量為12.3 mm見圖6(c)。

(3) 相對于試件DS-J1、DS-J2，殘損節點DS-J3榫頭拔出更早、拔出量更大，且從節點處發出的木材纖維斷裂聲更頻繁、更響亮。此外，從卯口擠出的碎木屑更多，一方面是因為貫穿孔洞內的木屑滯留量相對DS-J2更多，另一方面是因為貫穿孔洞間被分割的木頭有可能被擠出。加載結束后，將榫卯節點的枋和柱分離后可以發現，榫頭擠壓變形更顯著，部分榫角被擠碎，在普柏枋與模擬櫨斗接觸面也有明顯的擠壓變形(見圖6(d)、圖6(e)、圖6(f))。

圖6　部分試件破壞情況 Fig.6 Failure patterns of specimens

4試驗結果及分析

4.1滯回曲線

滯回曲線是結構或構件在反復荷載作用下力與非彈性變形間的關系曲線，是抗震性能的一個綜合體現。一般來說，滯回環面積越大，抗震性能越好。本試驗得到了各燕尾榫節點的彎矩-轉角滯回曲線(彎矩由水平荷載與其至柱上表面距離相乘得到，轉角由枋水平位移與距柱上表面距離相除得到)(見圖7)，可看出如下特點：

(1) 曲線均有明顯的“捏縮”效應，總體呈反“Z”型，這表明榫卯節點在受力過程中發生一定的滑移，且滑移量隨轉角的增加而增大。

(2) 加載初期，滯回曲線基本重合，滯回環較小，說明節點基本處在彈性階段，殘余變形較小。從滯回環面積上看，隨著轉角的增大及荷載循環次數的增多，滯回環面積不斷增大，說明其耗能越來越多；從曲線斜率來看，在豎向荷載的擠壓作用下，榫卯節點擠壓緊密，曲線在開始階段就有一定的斜率，反映了榫卯節點具有一定的初始剛度，一開始就可以承擔荷載。隨著轉角的增大，曲線變陡，斜率增大，說明榫卯之間咬合程度越來越大。卸載后，節點基本可以自行恢復到平衡位置，表現出一定的彈性特征。反向受拉時，曲線斜率先增大，當達到控制位移附近時，曲線逐漸變緩并趨于水平，表明試件在轉角增大過程中出現的拔榫和擠壓變形使節點剛度出現明顯的退化現象。此外，當幅值位移增加一級時，滯回曲線第一循環的上升段將沿前一幅值位移的后兩個循環曲線的上升段發展，這是由于控制位移變化時，其擠壓變形前后一致。

(3) 與完好節點DS-J1相比，殘損節點DS-J2的滯回曲線更不規則，正反兩個方向差異較大，且節點的滑移量更大，這主要因為榫頭表面的小孔使其擠壓變形相對增大，從而導致榫卯節點擠緊的過程變長。正向受推時，滯回環發展緩慢，飽滿度較差，節點耗能較少；反向受拉時，滯回環面積擴展較快，飽滿度好，塑性變形很大，節點耗能較多。導致正反向差異的主要原因可能是在榫頭人工開孔的方式及孔的不均勻分布會導致節點的受力性能發生一定的改變。

(4) 與殘損節點DS-J2相比，殘損節點DS-J3的滯回環飽滿度更差，在同一控制位移作用下，滯回環包括的面積更小，說明其耗能較少。正向受推時，滯回環呈狹長平行四邊形狀，曲線斜率變化不大，表現出一定的彈性特征；反向受拉時，隨著控制位移的不斷增大，曲線斜率逐漸減小，且滯回環由于不斷收縮而變得狹長，峰值點下降顯著，說明在榫頭鉆通孔對節點受力性能的削弱程度更大。

圖7　節點彎矩-轉角滯回曲線 Fig.7 Moment-rotation hysteretic curves of specimens

4.2骨架曲線

骨架曲線能夠反映節點的極限承載力和變形能力，各試件的骨架曲線(見圖8)：

(1) 由于燕尾榫節點的特殊構造，骨架曲線正反方向明顯不對稱，存在顯著差異。

(2) 在加載初期，試件正向受推時，曲線即有一定的斜率，說明節點在豎向荷載的作用下擠壓緊密，一開始就可以承擔荷載；隨著轉角的增大，節點的轉動彎矩不斷增大，當轉角達到0.1rad附近時，曲線出現明顯的下降段，表明節點經過擠壓變形和拔榫后達到極限狀態，轉動彎矩開始降低。反向受拉時，曲線的變化趨勢與正向相似，但曲線下降段出現的更早，加載結束后荷載降低的更多，這是由于反向轉動彎矩低于正向，節點在相同的控制位移作用下破壞的更早。

(3) 比較完好節點與殘損節點的骨架曲線后可以發現，完好節點的轉動彎矩不僅高于殘損節點，而且增長得更快。正向受推時，試件DS-J1的轉動彎矩增長均勻，而試件DS-J2和試件DS-J3曲線均有一定的波動，但轉動彎矩仍不斷提高，這說明雖然人工鉆孔對榫頭的內部造成一定損傷，但整體性良好。相對于完好節點DS-J1，DS-J2的正向轉動彎矩下降了13.3%，試件DS-J3的正向轉動彎矩降低了15.6%。反向受拉時，試件DS-J2的最大轉動彎矩與完好節點相當，而試件DS-J3的轉動彎矩相對與試件DS-J1降低了6.5%，這主要與榫頭被局部擠碎而喪失整體性有關。對比殘損節點DS-J2、DS-J3的轉動彎矩可以看出，試件DS-J3的轉動彎矩下降的更多，這說明當殘損程度相近時，貫通鉆孔對節點轉動彎矩的影響更大，即人工模擬蟲蛀對節點的損傷更嚴重。

4.3剛度退化

在水平荷載作用下，剛度隨循環周數和控制位移的增大而減小的現象稱為剛度退化。節點的正反向剛度(圖7中滯回曲線的峰值點對坐標原點的斜率)退化曲線(見圖9)，從圖9可知：

(1) 各節點的轉動剛度均隨轉角的增大而減小，正反向均有明顯的剛度退化現象。節點初始轉動剛度較大，當轉角小于0.01 rad時，曲線下降較快，隨后曲線逐漸變緩并趨于水平。

(2) 對比分析各節點的轉動剛度退化曲線后可以發現，殘損燕尾榫節點的正反向轉動剛度均小于完好節點，且殘損節點的轉動剛度退化速度更快，退化幅度也更大。通過計算對比分析，試件DS-J2正反向平均轉動剛度比完好節點下降了22%，試件DS-J3比完好節點降低了27%。相對于人工模擬真菌腐朽的殘損節點，人工模擬蟲蛀節點的轉動剛度更小，退化幅度更大，這同樣是由于蟲蛀節點損傷的更嚴重，這也可以從殘損節點的轉動彎矩下降規律得到佐證。

4.4耗能能力

構件的耗能能力通常用等效黏滯阻尼系數he來衡量，he越大，耗能能力越強。圖10為各節點不同控制位移下第一循環的he，可以看出：

(1) 節點的耗能能力有隨著轉角的增大而不斷增大的趨勢，這是因為節點的擠壓摩擦作用隨轉角的增大而不斷增強，而榫卯節點間的擠壓摩擦是其耗能的主要方式。

圖8 節點彎矩-轉角骨架曲線Fig.8Moment-rotationskeletoncurvesofspecimens圖9 節點剛度-轉角關系Fig.9Rigidity-rotationrelationshipsofspecimens圖10 試件等效粘滯阻尼系數-轉角關系Fig.10Viscousdampingratio-rotationrelationships

(2) 殘損節點的整體耗能能力明顯低于完好節點。殘損節點DS-J2與殘損節點DS-J3的耗能能力沒有明確的大小關系，通過計算后可得試件DS-J2的平均he為0.098，試件DS-J3的平均he為0.090，說明人工模擬真菌腐朽節點的耗能能力與人工模擬蟲蛀節點相差不大。

4.5變形能力

延性是指結構或構件在破壞以前承受后期非彈性變形的能力，是評價結構抗震性能的重要指標之一。由于木結構沒有明顯的屈服概念，試驗過程中也沒測到節點的極限承載力，所以本文用骨架曲線定性地描述殘損燕尾榫節點的變形能力。雖然殘損試件達到最大轉角0.12 rad時，節點處沒出現較明顯的破壞，整體性能良好，但從圖8可知，其骨架曲線波動較大，達到最大承載力之前沒有明顯的平緩段，且曲線下降突然，這都說明殘損燕尾榫節點的變形能力一般。

5結論

通過對1個完好和2個人工模擬殘損燕尾榫節點的低周反復荷載試驗及結果分析，可以得到以下結論：

(1) 殘損燕尾榫節點的破壞形態同完好節點相似，主要表現為榫頭和卯口有明顯的擠壓變形，榫頭沿枋縱向部分拔出，枋柱整體完好；殘損節點在加載過程中還不時有木材纖維斷裂聲傳出，其榫頭拔出更早、拔出量也更大，而且模擬蟲蛀節點還有部分榫角被擠碎的現象發生。

(2) 殘損節點與完好節點的滯回曲線均有明顯的“捏縮”效應，整體呈反“Z”型，但殘損節點的滯回環飽滿度更差。

(3) 殘損節點的轉動彎矩、轉動剛度明顯低于完好節點，當殘損程度約為17%時，正向轉動彎矩降低約13%，反向轉動彎矩變化不明顯。殘損節點正反向平均轉動剛度約降低20%。

(4) 隨著轉角增大，燕尾榫節點耗能能力逐漸增強，且殘損節點的耗能能力明顯低于完好節點。當殘損程度相近時，人工模擬真菌腐朽節點比人工模擬蟲蛀節點的轉動剛度和轉動彎矩更大。殘損燕尾榫節點的變形能力一般。

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