木結構榫卯節點抗震性能及加固對比試驗研究

金昱成，蘇何先，潘文，何穎成，杜杰偉，付高攀

(昆明理工大學 a.建筑工程學院；b.云南省抗震工程技術研究中心；c.公共安全與應急管理學院，昆明 650500)

木結構榫卯節點具有半剛性特點，能在地震作用時產生較大滑動位移而減輕結構的地震損傷，但若沒有良好的拉結措施，榫卯節點可能脫開而導致節點失穩、房屋倒塌，所以，榫卯節點是木結構抗震設防的關注重點[1]。中國西南地區由于受地區經濟、自然條件、傳統民族文化等因素影響，木結構仍是該地區村鎮民居建筑的一種主要結構形式。雖然木結構整體抗震性能較好[2-3]，但村鎮木結構往往沒有經過嚴謹的抗震設計，大部分房屋由施工者按照經驗進行施工，且多數使用年限較長，年久失修，一旦發生地震，未進行加固的木結構房屋榫卯節點極易出現斷裂、拔榫等破壞，造成嚴重的經濟損失和人員傷亡[4-6]。因此，針對村鎮木結構的抗震加固研究逐漸受到關注。

周乾等[7]開展的木結構縮尺模型振動臺試驗結果表明，采用鋼構件加固節點的效果優于CFRP布和馬口鐵。熊海貝等[8]通過開展單層單跨梁柱式足尺木框架擬靜力試驗，驗證了節點采用碳纖維布和自攻螺絲加固均能有效抑制裂縫開展，并能夠恢復結構強度、剛度等力學性能，節點加固并增設隅撐可顯著提高結構抗側移性能。姚侃等[9]對采用Q235鋼加固榫卯連接節點的縮尺木結構模型進行了振動臺試驗，結果表明，加固木結構的強度、剛度和整體性獲得提升，Q235扁鋼加固榫卯連接節點有效地阻止了結構節點的破壞。郇君虹等[10]對采用不同形式扁鋼加固的有損節點進行了靜力推復試驗，結果表明，帶螺釘加固裝置的加固效果最為明顯，加固件與構件之間的有效連接可以提高榫卯節點的抗震性能。Kramár等[11]對采用不同類型碳纖維布加固的木梁開展了試驗，結果表明，有紋路的CFRP布具有更好的加固性能。聶雅雯等[12]對不同緊密程度的附加黏彈性阻尼器燕尾榫節點開展了擬靜力試驗，結果表明：緊密節點耗能較強；安裝阻尼器后，節點剛度、強度和耗能均得到提高，且負向加載時提高較顯著。高永林等[13-14]對榫卯節點附加黏彈性阻尼器的兩層足尺穿斗式木結構房屋模型進行了振動臺試驗，結果表明：榫卯節點附加黏彈性阻尼器后節點剛度增大，變形恢復能力顯著提高，結構未出現明顯傾斜破壞；結構模型具有明顯扭轉效應，未發生塑性破壞，底層層間耗能最高，屋脊最低。Xue等[15-16]對采用形狀記憶合金鋼絲和SMA阻尼器加固的榫卯節點進行了擬靜力試驗，結果表明：采用形狀記憶合金鋼絲加固節點能降低其拔榫量，提升極限承載力和初始剛度；增加SMA阻尼器中形狀記憶合金鋼絲的預應力可以有效降低拔榫量，提高節點極限承載力、耗能能力和恢復能力。

盡管學者們針對木結構榫卯節點提出了采用鋼(鐵)件加固、碳纖維增強復合材料(CFRP)加固以及附加阻尼器等一系列技術措施并驗證了其有效性，但針對村鎮木結構，特別是在役木結構房屋節點的加固方式需優先考慮其經濟性、可操作性和實施便利性。為此，需要在已有研究基礎上進一步開展榫卯節點加固研究，特選取西南地區典型透榫、半榫和燕尾榫榫卯節點為原型，制作15件榫卯節點試件，并對其中12件試件分別采用扒釘、鋼板和木條進行加固，開展擬靜力試驗，對比研究加固與非加固節點試件的抗震性能，為村鎮傳統木結構節點加固提供建議與指導方法。

1 試驗概況

1.1 試件設計

選取中國西南地區常見鐵杉設計制作了透榫、半榫和燕尾榫3類節點試件，每種類型的節點試件包括未加固、扒釘加固、鋼板加固、木條φ10螺栓加固和木條φ12螺栓加固節點試件共5件[17]。試件均參照西南地區村鎮木結構典型榫卯節點樣式進行設計，由昆明理工大學抗震研究所的專業技術工人制作，具體流程為卯口、榫頭制作和組裝以及蓋木、墊木安裝，節點示意圖如圖1所示。試件模型尺寸見表1。試件編號JD-1a～JD-5a為透榫節點，JD-1b～JD-5b為半榫節點，JD-1c～JD-5c為燕尾榫節點。節點編號如表2所示。

表1 試件尺寸Table 1 Sizes of specimens

表2 節點編號Table 2 Numbers of joints

榫卯節點試件加固共使用了4種方案。方案一:利用4根直徑10 mm、長度150 mm、釘長50 mm扒釘進行雙側加固，扒釘與梁呈30°夾角；方案二:采用兩條寬40 mm、長425 mm、厚2 mm鋼板進行雙側加固，鋼板與梁平行，連接方式采用φ12螺栓錨固；方案三:通過兩條寬60 mm、長600 mm、厚60 mm木條進行雙側加固，木條與梁呈45°夾角，連接方式采用φ10螺栓錨固；方案四與方案三的差異是將連接螺栓改為φ12螺栓。加固方案中的扒釘、鋼板均采用Q235鋼進行制作，螺栓選用普通螺栓，加固節點試件示意圖如圖2所示，節點加固材料尺寸參數見表3。

圖2 加固節點試件示意圖Fig.2 Diagram of specimens of reinforcement

表3 加固材料尺寸Table 3 Sizes of reinforcement materials

1.2 材料性能

按照木材物理性能與力學性能測定標準，選取12個試樣進行木材密度、含水率、順紋抗壓強度、順紋抗壓彈性模量、橫紋抗壓強度、橫紋抗壓彈性模量和抗彎強度等指標的測量，取平均值作為測試結果，如表4、表5所示。

表4 木材物理性能指標Table 4 Physical properties of wood

表5 木材力學性能指標Table 5 Mechanical properties of wood

1.3 加載與測試

1.3.1 試驗加載設備與措施 為防止節點試件在加載過程中側移失穩，試件柱頂與柱底采用鋼管套筒進行固定。利用液壓千斤頂向柱頂施加10 kN的豎向恒荷載，采用電液伺服作動器在懸挑梁端施加循環荷載，作動器加載點距柱邊緣500 mm，加載示意如圖3所示。

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Experimental loading

1.3.2 加載制度 根據木結構榫卯節點特點，參照《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ/T 101—2015)中的5.3.4條[18]，梁端荷載采用位移控制分級加載，第1級控制位移幅值為10 mm，每級位移增幅10 mm，循環3次，直至試件破壞或控制位移達到試驗設備最大行程±125 mm時試驗結束，加載制度如圖4所示。

圖4 加載制度

1.3.3 測量內容與測點位置 節點試驗的主要測量項目是力和位移，柱頂恒載由油壓表測讀，梁端荷載由電液伺服作動器配置的力傳感器測量，位移測量重點關注梁端加載位移和節點的拔榫量，共布置3只位移傳感器，在節點上方、下方各布置1只位移計測量節點拔榫量，為避免加載裝置連接間隙的影響，在距柱內側500 mm處安裝位移計測量梁端位移，測點布置如圖3所示。

2 試驗現象及結果分析

2.1 試驗現象

2.1.1 未加固試件 在10 mm位移工況下，透榫節點JD-1a榫卯間出現擠壓聲響，榫頭被輕微拔出；至加載中期，卯口出現縫隙，拔榫量明顯增大；加載至90 mm，拔榫更顯著，荷載開始下降，試驗結束。半榫節點JD-1b試驗現象與透榫節點JD-1a類似，加載至110 mm時拔榫嚴重，為避免榫頭掉落，停止加載。燕尾榫節點JD-1c試驗現象與透榫節點JD-1a類似，加載至作動器最大行程，試驗結束。試件破壞狀態如圖5所示。

圖5 未加固試件破壞狀態Fig.5 Failure patterns of specimens before

2.1.2 扒釘加固試件 透榫節點JD-2a在加載前期就出現榫卯間的連續擠壓聲，上側扒釘孔擴展；后續加載過程中，扒釘孔持續擴展；至加載后期，榫頭開始拔出，荷載降低，出現榫頭斷裂聲，試驗結束。半榫節點JD-2b試驗現象與透榫節點JD-2a類似，加載過程中伴有木材斷裂聲；加載至100 mm時，扒釘斷裂，退出工作，試驗結束。燕尾榫節點JD-2c試驗現象與半榫節點JD-2b類似，但未出現明顯裂縫且后期荷載趨于平穩，加載至作動器最大行程，試驗結束。節點試件破壞狀態如圖6所示。

圖6 扒釘加固試件破壞狀態Fig.6 Failure patterns of specimens after reinforcement

2.1.3 鋼板加固試件 透榫節點JD-3a在試驗加載前期有輕微間斷響聲，卯口變大；至加載中期，榫頭斷裂，鋼板出現彎曲扭轉；加載至作動器最大行程，試驗結束。半榫節點JD-3b試驗現象與透榫節點JD-3a類似，加載后期梁底部墊木脫落，加載至作動器最大行程，試驗結束。燕尾榫節點JD-3c試驗現象與透榫節點JD-3a類似，往復荷載作用下，鋼板產生顯著塑性變形，加載至作動器最大行程，試驗結束。試件破壞狀態如圖7所示。

圖7 鋼板加固試件破壞狀態Fig.7 Failure patterns of specimens after reinforcement

2.1.4 木條加固試件 在試驗加載前期,透榫節點JD-4a、JD-5a木條、梁柱之間均出現擠壓聲，但未產生明顯裂紋；至加載中期，出現大量裂縫；加載至100 mm時，荷載明顯下降，試驗結束。半榫節點JD-4b、JD-5b在10 mm位移工況下出現輕微聲響；加載后期，試驗現象與透榫節點JD-4a、JD-5a類似，為防止榫頭脫落，停止加載。燕尾榫節點JD-4c、JD-5c試驗現象與半榫節點JD-4b、JD-5b類似，加載至作動器最大行程，試驗結束。破壞狀態如圖8所示，采用不同直徑螺栓進行加固的節點試件破壞形態類似。

圖8 木條加固試件破壞狀態Fig.8 Failure patterns of specimens after reinforcement

2.2 結果分析

2.2.1 滯回曲線 15件榫卯節點試件在反復荷載下的滯回曲線如圖9～圖13所示。節點試件的滯回曲線形狀整體均呈反“Z”型，捏縮效應明顯，說明加載過程中榫卯間存在大量滑移。在每一級加載位移工況下，第1循環圈的滯回曲線面積均大于第2、第3圈，說明榫卯節點在循環荷載作用下產生了不可逆的變形，出現了強度退化。除加固件破壞的節點外，其余節點試件的滯回曲線面積與加載控制位移呈正相關。

由圖9可見，未加固節點試件滯回曲線均呈反“Z”型。圖9(a)中透榫節點JD-1a的滯回曲線較為平滑，滑移較大，在加載控制位移轉角達到0.260 rad時，彎矩達到4.46 kN·m，且仍呈增長趨勢。圖9(b)中半榫節點JD-1b和圖9(c)中燕尾榫節點JD-1c拔榫滑移均低于透榫節點JD-1a。

圖9 未加固節點滯回曲線Fig.9 Hysteresis curves of joints before

由圖10可見，扒釘加固節點試件滯回曲線在前3級加載位移工況下均呈反“S”型，與未加固節點試件相比，滑移量降低，在相同加載控制位移工況下，其節點承載力得到提高。所有節點在位移控制加載前期承載力增長較快，加載后期，由于加固件破壞或試件破損，節點承載力增長變緩后開始降低，但試驗全程節點未出現顯著破壞。

圖10 扒釘加固節點滯回曲線Fig.10 Hysteresis curves of joints after reinforcement with iron

由圖11可見，鋼板加固節點試件的滯回曲線前期呈反“S”型，形狀較為飽滿，榫卯間的滑移較小，說明加固節點的鋼板參與耗能效果較好。圖11(a)中透榫節點JD-3a在轉角位移加至-0.112 rad時榫頭斷裂，但節點承載力未出現明顯下降。在試驗加載全程，半榫節點JD-3b與燕尾榫節點JD-3c彎矩值均逐漸增長而未出現下降。

圖11 鋼板加固節點滯回曲線Fig.11 Hysteresis curves of joints after reinforcement with steel

由圖12、圖13可見，木條加固節點試件的滯回曲線呈非對稱的反“Z”型，轉角位移負值方向滯回曲線面積較大且飽滿，這與加固木條僅在梁柱下側布置直接相關。與未加固節點對比，采用木條加固后榫卯間的滑移降低。試驗加載前期節點試件承載力增長較快，隨著加載控制位移的增大，節點承載力增長變緩，位移控制加載后期節點承載力陡降是木條斷裂所致。

圖12 木條φ10螺栓加固節點滯回曲線Fig.12 Hysteresis curves of joints after reinforcement with φ10 bolt wood

圖13 木條φ12螺栓加固節點滯回曲線Fig.13 Hysteresis curves of joints after reinforcement with φ12 bolt wood

圖14 骨架曲線

2.2.3 節點拔榫 節點拔榫量為枋邊中心線與柱邊的相對位移[19]，計算公式見式(1)。

(1)

式中：δ1、δ2為梁端位移計所測位移量，拉伸為正，壓縮為負。

試驗節點試件的拔榫情況如圖15所示。由圖15可見，所有加固方式都能有效降低節點拔榫，拔榫量與加載控制位移呈正比關系。與未加固節點相比，扒釘、鋼板、木條φ10螺栓和木條φ12螺栓加固透榫節點JD-2a、JD-3a、JD-4a和JD-5a在90 mm位移工況下節點拔榫量分別降低了3.43、5.04、6.04、6.31 mm，榫卯節點抗拔性能得到明顯提升。在110 mm控制位移下，未加固節點試件透榫、半榫和燕尾榫節點JD-1a、JD-2a和JD-3a拔榫量分別為28.33、34.52、23.32 mm，說明燕尾榫節點抗拔性能較好。圖15(a)、(c)中木條加固透榫JD-4a和燕尾榫節點JD-4c拔榫量出現突變，原因是加固木條斷裂，造成螺栓脫離。木條加固節點試件中，采用不同直徑的螺栓對拔榫量無顯著影響。

圖15 節點拔榫量Fig.15 Pullout amount of mortise-tenon

2.2.4 剛度退化曲線 剛度與加載控制位移、位移循環圈數成反比的現象稱為剛度退化，節點剛度可用割線剛度K值表示，計算公式見式(2)、式(3)。

(2)

(3)

計算得出節點試件的剛度退化曲線如圖16所示。加固節點試件的初始剛度與加載結束時的剛度總體均有提高，節點負向剛度從大到小依次為：木條φ12螺栓加固節點(JD-5a、JD-5b、JD-5c)>木條φ10螺栓加固節點(JD-4a、JD-4b、JD-4c)>扒釘加固節點(JD-2a、JD-2b、JD-2c)>鋼板加固節點(JD-3a、JD-3b、JD-3c)>未加固節點(JD-1a、JD-1b、JD-1c)。剛度退化曲線總體呈下降趨勢，其中，木條加固節點試件初始剛度提高較為顯著，節點負向初始剛度提升超過4.9倍。在加載前期，木條加固節點試件剛度退化斜率最大，退化較快。木條加固件的非對稱布置導致節點正、負向加載受力不一致，負向加載剛度明顯高于正向加載剛度。扒釘、鋼板加固節點試件的剛度退化相對較平緩。圖16(a)中扒釘、鋼板加固透榫節點JD-2a、JD-3a在負向加載時發生剛度退化突變，原因是上側扒釘和單側鋼板發生破壞，退出工作。

圖16 剛度退化曲線Fig.16 Rigidity degradation

表6 耗能能力Table 6 Energy consumption capacity

3 結論

通過對未加固與采用扒釘、鋼板和木條加固的透榫、半榫以及燕尾榫節點試件進行擬靜力試驗，得出以下主要結論：

1)榫卯節點試件采用相應加固措施后仍具有“半剛性”特點，其試驗滯回曲線呈反“Z”型。

2)未加固榫卯節點的主要破壞形式是榫頭卯口擠壓開裂、榫頭拔出、墊木蓋木脫落，加固后榫卯節點以加固件破壞形態而破壞，主要表現為扒釘斷裂、鋼板彎扭屈服和木條斷裂。

3)各節點試件的拔榫量與加載控制位移呈正比關系，所有加固措施均能有效降低節點的拔榫量，其中木條加固措施對降低節點拔榫效果最為顯著。

4)所有加固措施均能有效提高節點的承載力、剛度和耗能能力，采用木條加固提升效果最佳，加固后的半榫和燕尾榫節點負向加載時承載力提升超過10倍，剛度提升超過8倍，加固后的半榫節點耗能能力提升超過2.6倍。

5)實測木條加固榫卯節點采用非對稱形式時受力性能明顯不對稱，實際應用中宜考慮通過調整木條安裝角度和連接螺栓數量等以實現對稱加固。