穿斗式木結構中節(jié)點的抗彎性能試驗研究

郭婷，楊娜，周海賓，王雙永

(1. 北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044；2. 中國林業(yè)科學研究院 木材工業(yè)研究所，北京 100091)

穿斗式木結構是中國傳統(tǒng)建筑木結構的重要結構形式之一，廣泛分布于中國西南地區(qū)。穿斗式木結構在橫向用一根穿枋貫通多根立柱形成一榀排架，在縱向用斗枋連接橫向排架形成空間框架結構。其梁柱一般采用榫卯進行連接，橫向梁柱節(jié)點多為直榫連接，縱向梁柱節(jié)點則形式多樣，有透榫連接、燕尾榫連接、榫卯搭接等。

上述研究大多針對木結構直榫和透榫邊節(jié)點展開，關于直榫中間節(jié)點的研究很少，目前尚無關于穿斗式木結構縱向中節(jié)點的研究報道。筆者基于貴州黔東南地區(qū)穿斗式木結構的構造形式，設計制作了4個中間節(jié)點足尺模型試件，包括2個橫向中節(jié)點試件和2個縱向中節(jié)點試件，研究了兩類節(jié)點的破壞形態(tài)、彎矩承載力、抗彎剛度、延性和耗能能力等，可為全面掌握穿斗式木結構的力學性能提供參考依據。

1 試驗概況

1.1 模型設計與制作

穿斗式木結構橫向中節(jié)點和縱向中節(jié)點的構造形式如圖1所示，橫向中節(jié)點為直榫節(jié)點，由一截面不變的穿枋(梁)貫穿柱上卯口，并輔以木銷定位；縱向中節(jié)點為榫卯搭接節(jié)點，兩側斗枋的榫頭分別穿透柱上卯口，并輔以木銷定位。試驗試件的具體構造及尺寸如圖2所示，分別對兩類節(jié)點試件進行單調加載試驗和往復加載試驗，試件名稱和加載方式見表1。

圖1 穿斗式木結構中節(jié)點構造形式Fig.1 Construction of interior joints of Chuan-Dou

圖2 試件尺寸

表1 試驗工況Table 1 Test conditions

試件由貴州當地杉木制作而成，根據《木材物理力學性質試驗方法》[10]進行材性試驗，得到杉木的物理力學性能參數，如表2所示。

表2 杉木物理力學性能參數Table 2 Mechanical properties of fir MPa

因加工制造誤差及木材干縮導致節(jié)點試件榫卯之間存在初始縫隙，縫隙位置及具體數值如圖3和表3所示。

圖3 節(jié)點縫隙位置及編號Fig.3 Gap positions and numbers of

表3 試件初始縫隙Table 3 Initial gaps of mortise-tenon specimens

1.2 試驗方案

1.2.1 加載方案 為實現中節(jié)點左右兩側位移的協(xié)同加載，設計了如圖4所示的杠桿臂加載裝置：柱頂擱置柱帽，柱帽頂部與3塊鋼板組成方形槽孔，方鋼管貫通此槽孔，一根螺桿穿過兩塊豎向鋼板和方鋼管中間螺孔，方鋼管兩側分別通過螺桿與左側豎向鋼桿頂部的U型頭及右側豎向鋼桿頂部的方形槽孔鉸接，豎向鋼桿底部的U型頭通過螺桿與穿枋或斗枋鉸接，豎向鋼桿和方鋼管、枋之間預留足夠空隙，以保證方鋼管和枋在試驗過程中的自由轉動。

圖4 加載裝置和測點布置Fig.4 Loading setup and layout of measuring

單調加載時，加載系統(tǒng)由千斤頂、油泵控制臺和反力架組成，反力架上安裝兩個千斤頂，千斤頂1施加10 kN柱頂豎向荷載以模擬實際結構中柱頂的受力情況，千斤頂2施加梁上豎向荷載為節(jié)點提供彎矩；為保證柱在加載過程中不發(fā)生平面內轉動，柱根部通過夾板以及螺桿與地梁固定剛接。往復加載測試中則將千斤頂2更換為豎向作動器，以施加豎向位移，其他設備與單調加載裝置相同(圖4(a))。

單調加載試驗采用力控制，每步增加0.4 kN，當出現以下任一情況時，停止加載：1)荷載或位移達到加載設備量程；2)繼續(xù)加載荷載值不變；3)荷載掉落至最大荷載的80%或節(jié)點發(fā)生破壞。低周往復加載試驗參考歐洲規(guī)范EN12512-2001[11]中的規(guī)定，采用變幅轉角控制的加載方式，加載位移為0.25θy和0.5θy時，各加載1個循環(huán)；加載位移為0.75θy、1.0θy、2.0θy和4.0θy時，各加載3個循環(huán)，直至節(jié)點發(fā)生破壞或達到加載設備量程，θy為節(jié)點屈服轉角，由單調加載試驗結果得到。縱向中節(jié)點的單調加載試驗結果表明此類節(jié)點接近脆性破壞，因此，根據最大彎矩對應的轉角θmax確定節(jié)點往復加載的幅值，分別取0.1θmax、0.2θmax、0.4θmax、0.6θmax、0.8θmax、θmax作為加載幅值，其中，前兩個幅值加載1個循環(huán)，其他幅值均加載3個循環(huán)。

1.2.2 量測內容 試驗中所施加的荷載由千斤頂或作動器的測力元件測得。測點布置如圖4所示。1)在節(jié)點中心、距柱邊緣左右兩端約100 mm的穿枋(斗枋)上各布置一個傾角計(G1、G2和G3)，用于測量各構件的轉角；2)在枋上施加荷載位置處布置1個位移計D1，用于測量加載點的豎向位移，可計算得到枋的轉角，并和傾角計計算得到的結果進行對比驗證。試驗中的位移和傾角通過DHDAS動態(tài)信號采集分析系統(tǒng)自動采集。

節(jié)點彎矩由式(1)計算得到，其中F為千斤頂或作動器施加的荷載，L為加載點至節(jié)點轉動中心的距離，試驗中為500 mm；節(jié)點轉角由式(2)或式(3)計算得到。其中，θL為左側枋轉角；θR為右側枋轉角。

M=F×L

(1)

θL=G3-G1;θR=G2-G1

(2)

(3)

2 試驗現象和破壞模式

2.1 橫向中節(jié)點

橫向中節(jié)點試件T1的卯口和榫頭頂面之間存在2～6 mm的初始縫隙。在單調加載初期，隨著彎矩增加，榫頭發(fā)生轉動，構件之間因相互摩擦擠壓發(fā)出輕微“嗝嗝”聲；當榫頭表面與卯口接觸后，榫頭發(fā)生橫紋擠壓變形，且隨著轉角增大，變形加劇，嵌壓區(qū)域附近木纖維因彎曲效應被不斷拉斷，節(jié)點的“嘎嘣”聲愈加頻繁，但節(jié)點能繼續(xù)承載，直至節(jié)點轉角達到18.64°(1/3.08)時，千斤頂達到量程，加載結束。此時節(jié)點轉角已遠遠超過《古建筑木結構維護與加固技術規(guī)范》(GB 50165—92)中的古建筑木結構彈塑性層間位移角限值1/30(0.03 rad)，且試件T1尚有繼續(xù)承載的潛能。拆卸試件后可以看到，榫頭在榫卯擠壓區(qū)域發(fā)生嚴重塑性變形(圖5(a))；木銷因局部受荷發(fā)生了彎剪變形(圖5(b))。

圖5 試件T1破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of specimen

橫向中節(jié)點試件T2在低周往復荷載作用下，也于榫卯接觸位置發(fā)生嵌壓變形，嵌壓區(qū)域附近木纖維因受彎被拉斷，如圖6所示。拆卸試件后發(fā)現木銷無明顯變形。

圖6 試件T2破壞形態(tài)Fig.6 Failure mode of specimen

2.2 縱向中節(jié)點

縱向中節(jié)點試件L1存在1～5 mm的初始縫隙。在單調加載初期，節(jié)點因構件之間相互摩擦擠壓發(fā)出輕微“嗝嗝”聲；隨著轉角增大，榫卯接觸發(fā)生擠壓變形；當梁柱間相對轉角達到5.8°時，節(jié)點發(fā)出較大嘎嘣聲，右側斗枋枋端下部嵌壓進柱中；繼續(xù)加載過程中，嘎嘣聲愈加頻繁，隨著一聲很大的“嘎嘣”聲，荷載掉落，卸載超過最大荷載的20%，認為節(jié)點發(fā)生破壞，停止加載。拆卸試件后，觀察到節(jié)點除了在榫卯接觸處發(fā)生嵌壓塑性變形外，榫頭銷孔附近木材發(fā)生開裂(圖7(a)、(b))，木銷發(fā)生彎剪變形(圖7(c))。

圖7 試件L1破壞形態(tài)Fig.7 Failure mode of specimen

縱向中節(jié)點試件L2在往復加載初期，節(jié)點無明顯現象，當榫卯接觸處擠緊后，榫頭發(fā)生輕微嵌壓；當試件向上加載至轉角位移2.3°的第3個循環(huán)時，左側斗枋榫頭上部壓屈劈裂；繼續(xù)加載，卯口處構件的壓屈變形愈加嚴重，節(jié)點因木纖維斷裂發(fā)出“嘎嘣”聲；當試件向上加載至轉角位移3.5°的第1個循環(huán)時，左側斗枋榫頭底部壓屈斷裂；繼續(xù)加載過程中，節(jié)點因木纖維開裂不斷發(fā)出的“噼啪”聲越來越大且愈加頻繁；當試件向上加載至轉角位移4.6°的第1個循環(huán)過程中，木纖維進一步斷裂，掉荷嚴重，表明節(jié)點失效。試件拆卸后，觀察到節(jié)點在榫頸位置發(fā)生折斷，銷孔附近發(fā)生斜紋開裂，木銷發(fā)生彎剪變形(圖8(a)～(c))。

圖8 試件L2破壞形態(tài)Fig.8 Failure mode of specimen

3 單調加載試驗結果

圖9 單調加載作用下的彎矩轉角曲線Fig.9 Moment-rotation curves under monotonic

表4 節(jié)點力學性能參數Table 4 Mechanical properties of joints

4 低周往復加載試驗結果

4.1 滯回曲線

圖10 彎矩轉角滯回曲線Fig.10 Moment-rotation hysteretic

4.2 骨架曲線

圖11 彎矩轉角骨架曲線Fig.11 Moment-rotation skeleton

4.3 剛度退化

在加載過程中，節(jié)點剛度發(fā)生退化，采用割線剛度表征節(jié)點的剛度退化特征，由式(4)計算得到。

(4)

式中：±Mi為第i級位移循環(huán)正、負向加載的峰值彎矩，±θi為±Mi對應的轉角。

按式(4)計算得到試件T2和L2的剛度退化曲線如圖12所示，從中可以看出，試件T2的初始剛度在加載前期隨轉角的增加而減小，這是由于試件榫卯處初始縫隙較大，在加載前期主要依靠摩擦力抵抗彎矩，隨著轉動次數增加，節(jié)點表面粗糙度降低，摩擦力減小，節(jié)點剛度隨之減小，當轉角達到3.32°后，節(jié)點之間的榫卯接觸擠緊，剛度突然增加，之后榫卯之間產生累積嵌壓塑性變形，剛度隨轉角的增加而減小；由于初始縫隙較小，在加載初期，試件L2節(jié)點的榫卯處接觸擠緊，節(jié)點剛度隨轉角增大而增加，當榫卯接觸處發(fā)生塑性變形后，節(jié)點剛度則降低；對比試件T2和L2的剛度退化曲線可見，T2的初始剛度較L2大。

圖12 剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation

4.4 耗能能力

圖13 耗能能力計算示意圖Fig.13 Schematic diagram of energy dissipation

試件T2和L2的累積耗能如圖14所示，可以看出：當轉角小于2.5°時，兩個試件的耗能能力接近，節(jié)點在此階段主要由構件之間的摩擦耗能；當轉角約為3.5°時，試件L2的累計耗能值較大，這是由于試件L2在此階段因榫頸折斷發(fā)生破壞，消耗了更多能量，之后試件失效；試件T2的累積耗能隨轉角增大而不斷增加。

圖14 耗能

4.5 變形能力

變形能力是衡量結構或構件抗震性能的一個重要指標[9]。在低周往復荷載作用下，試件T2的轉動變形很大，達到了13°(0.23 rad)，遠遠超過《古建筑木結構維護與加固技術規(guī)范》(GB 50165—92)中的古建筑木結構彈塑性層間位移角限值1/30(0.03 rad)，說明穿斗式橫向中節(jié)點具有良好的變形能力；試件L2在轉角達到4.6°(0.08 rad)時發(fā)生破壞(圖15)，也超過規(guī)范中的限值，說明穿斗式縱向中節(jié)點也具有良好的變形能力。

圖15 試件L2變形圖Fig.15 Deformation of specimen

5 結論

基于傳統(tǒng)西南民居穿斗式木結構橫向中節(jié)點和縱向中節(jié)點的單調加載和往復加載試驗，得到以下結論：

1)橫向中節(jié)點主要在榫卯擠壓區(qū)域發(fā)生嵌壓塑性變形以及在木銷受荷區(qū)域發(fā)生彎剪變形，縱向中節(jié)點易在榫頸位置發(fā)生折斷破壞。

2)橫向中節(jié)點的初始剛度和抗彎承載力均較縱向中節(jié)點高，橫向中節(jié)點的抗彎承載力為縱向中節(jié)點的2倍。

3)橫向中節(jié)點和縱向中節(jié)點的滯回曲線均表現出明顯的捏攏和滑移現象，且滑移量隨轉角的增大而增大，橫向中節(jié)點的耗能能力較縱向中節(jié)點強。

4)橫向中節(jié)點和縱向中節(jié)點都具有良好的變形能力，橫向中節(jié)點表現出較好的延性，但縱向中節(jié)點的延性很低。

縱向中節(jié)點是穿斗式木結構中的薄弱節(jié)點，需要在穿斗式木結構的安全維護中重點關注。