含內嵌卯口耗能器的榫卯節點抗震性能試驗研究

陸偉東，吳偉強，施程凱，劉杏杏

(南京工業大學 土木工程學院，南京 211816)

近年來，傳統樣式木結構建筑在歷史文化街區和民俗風貌區中被廣泛應用，且多用于商業、展覽和餐飲等公共建筑中。這類新建的傳統樣式木結構建筑需要滿足現行結構設計理念及結構規范的要求，對傳統木結構建筑的結構性能也提出了更高的要求[1]。榫卯節點的力學性能作為影響傳統木結構建筑結構性能的關鍵因素，為了滿足更高的結構性能需求，需要對其開展抗震性能增強的相關研究。

學者們對榫卯節點的受力性能及增強措施已經進行了大量研究，謝啟芳等[2]分別對用碳纖維布(CFRP)和扁鋼加固后的平面木構架進行了水平反復荷載作用下的實驗研究，發現扁鋼適用于加固強度或剛度明顯不足且較隱蔽的榫卯節點；碳纖維布對榫卯節點強度和剛度的性能提高作用不明顯，適用于加固破損程度較小的榫卯節點。薛建陽等[3-4]對殘損的榫卯節點分別采用角鋼和碳纖維布進行加固試驗，提出了扁鋼加固古建筑木結構殘損節點的抗彎承載力計算公式，發現碳纖維布加固的榫卯節點具有良好的耗能減震能力。閆維明等[5-6]發現馬口鐵和CFRP均可提高構架的剛度和承載力，且加固后的構架仍有很好的變形性能，但耗能能力不如加固前；CFRP加固榫卯節點的效果優于馬口鐵，而馬口鐵對榫卯節點的約束作用在一定程度上減小了節點拔榫量。潘毅等[7]分別采用扁鋼和阻尼器對榫卯節點進行加固，發現2種加固方法均可提高榫卯節點結構的抗震性能，但扁鋼加固加大了節點的剛度和部分相鄰構件間的內力，容易導致相鄰節點間的拔榫破壞；而阻尼器加固可在不增大節點剛度的條件下起到耗能和防止拔榫的作用。Plevris等[8]首次對木梁和柱張拉側粘貼了碳纖維布，通過試驗研究了它們在加固前后抗彎性能的變化程度。Triantafillou等[9]對用U型碳纖維布加固的木梁進行了試驗，發現加固后木梁的抗彎性能、剛度和強度有較大提升。

學者們對木結構榫卯節點的加固及其抗震性能展開了大量研究，筆者在已有研究的基礎上，提出一種適用于新建傳統樣式木結構建筑榫卯節點抗震性能增強的內嵌式卯口耗能器增強技術。

1 內嵌卯口耗能器低周反復荷載試驗

1.1 內嵌卯口耗能器設計及制作

對于榫卯節點抗震性能加固，筆者團隊前期開展了多種加固方法的研究。例如，研究了角鋼[10]加固的方法，但由于變形能力不足，易在角鋼轉角處形成應力集中，不利于節點耗能，如圖1(a)所示；然后在此基礎上提出了弧形耗能器[11]加固方法，問題在于其在受壓狀態時耗能，且耗能點單一，如圖1(b)所示。基于以上研究，提出了卯口耗能器的榫卯節點抗震性能增強方式。

圖1 榫卯節點不同加固方法示意圖Fig.1 Sketch of different reinforcement methods for the

內嵌卯口耗能器形狀及尺寸如圖2、圖3所示。耗能器由Q235B鋼制成，屈服強度為402 MPa，抗拉強度為583 MPa，彈性模量為206.0 GPa。耗能器在柱上的開槽尺寸為深45 mm、寬50 mm、高60 mm左右；開槽部位采用鋼材進行替代，對柱構件自身的承載力沒有造成影響；對于柱上的槽口，可經裝飾處理后復原木柱原貌。

圖2 內嵌卯口耗能器

圖3 耗能器構件內部詳圖Fig.3 Internal components of the embedded

1.2 榫卯節點模型設計

參照劉開封[12]的相關研究，按1∶2的縮尺比例制作節點模型，模型中的節點均為直榫節點中的單向直榫節點，節點形式及尺寸見圖4、表1。由于模型尺寸一致，且試件參數相同，因此，采用的縮尺比例可用于木結構榫卯節點加固或性能提升試驗。模型所用木材為杉木，通過材性試驗獲得了杉木的材性平均參數，如表2所示。

圖4 榫卯節點縮尺模型示意圖(單位：mm)Fig.4 Sketch of the mortise-tenon reduced-scale model(unit: mm)

表1 節點縮尺模型尺寸Table 1 Standard size and reduced-scale model size

表2 木材力學性能

內嵌卯口耗能器增強技術是要進行榫卯節點剛度和耗能能力的均衡增強，通過課題組前期的研究結果，為保證節點具有較好的耗能能力和適宜的剛度，耗能器鋼板的厚度不能過大，因此，設定的鋼板厚度取值為4～7 mm。因施加卯口耗能器需對榫卯節點上下兩側進行開槽處理，T0B0兩側不開口，形制如傳統榫卯節點；T5B40單側開口高5.8 cm、寬5 cm、深4.5 cm；T4B40、T4/2B40雙側開口高5.8 cm、寬5 cm、深4.5 cm；T5/2B40雙側開口高6 cm、寬5 cm、深4.5 cm，各試件耗能器參數如表3所示。安裝內嵌卯口耗能器時采用長70 mm、直徑6 mm、8.8級沉頭的自攻螺釘，單側開口時使用8個自攻螺釘，雙側開口時使用16個自攻螺釘。

表3 各試件卯口耗能器參數Table 3 Parameters of each test piece embedded dampers

1.3 試驗方案

1.3.1 加載方案 通過榫卯節點低周反復荷載試驗獲取該類型節點的變形特征、剛度變化、滯回曲線、破壞形態和耗能能力。試驗選用南京工業大學結構實驗室50 t油壓伺服作動器對梁端進行加載來模擬節點在地震中的受力過程，梁端與伺服作動器相連接。為消除P-Δ效應對榫卯節點受力性能的影響以及方便加載，試驗過程中需將柱水平放置，以滿足柱上下兩端均為不動鉸支座的邊界條件。圖5為試驗裝置示意圖。

圖5 試驗裝置示意圖Fig.5 Schematic diagram of the experiment

試驗采用圖6所示的位移控制加載方式，位移向右加載為正向。最大位移幅值取梁端產生0.2 rad轉角時所對應位移120 mm。當水平荷載下降到極限荷載的85%以下或構件喪失承載力時，則加載暫停。

圖6 位移控制加載制度Fig.6 Loading system of displacement

1.3.2 測量內容及測點布置 通過拉壓傳感器來實時測量柱端軸向荷載，使之保持恒定的受壓狀態。分別在距離梁柱交點10 mm處各安裝一個拉線位移計，用來記錄節點的拔榫情況，并通過拔榫量的相對值來計算節點轉角，圖7為位移計的布置示意圖。位移數據通過TST3828E動靜態信號測試分析系統進行采集。

圖7 位移計布置圖Fig.7 Layout of displacement

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現象及破壞形態

由于卯口與榫頭之間存在初始縫隙，試件T0B0在加載初期并無明顯變化。40 mm位移等級時，榫頭開始出現拔出跡象，榫頭根部受壓變形。80 mm位移等級時，榫頭與卯口間木材的摩擦聲開始變得明顯，并伴有“咔咔”聲。隨著試驗的進行，榫頭與卯口處的木材不斷擠壓變形，導致榫頭與卯口之間的空隙增大，并伴有木屑掉出的現象。試驗結束時，節點存在明顯的轉動殘余變形且榫頭能夠輕松拔出，如圖8所示。

圖8 試件T0B0試驗現象Fig.8 Test phenomenons of specimen

試件T5B40試驗過程中的現象與T0B0相似，加載初期并無明顯變化，隨著試驗的進行，榫頭發生擠壓變形。結束時，未安裝耗能器一側處卯口變形嚴重，承載力下降且榫頭拔出量比安裝耗能器一側拔出量大。原因是由于耗能器的存在，嵌壓支點向外轉移，抑制了榫卯節點轉動中榫頭的拔出現象，且隨著耗能器的屈服承載力越大，拔榫量隨轉角上升越少，梁柱結合越緊密，如圖9(a)、(b)所示。

圖9 耗能卯口試驗現象Fig.9 Test phenomenons of embedded

試件T4/2B40 和T5/2B40的耗能器在受拉時內外層協同工作，可直接觀察到枋端受到約束，均勻嵌入柱邊，有效約束了拔榫現象。梁端與柱身擠壓處因低周反復過程中梁柱嵌壓，導致榫頭與柱子卯口兩側有較深的嵌壓痕跡、木材橫劈裂破壞和兩端有木屑擠壓脫落等現象，如圖9(d)、(e)、(f)所示。兩側內嵌卯口耗能器一側受壓，另一側受拉，兩側變形及受力相反，在低周反復下，每一個循環結束后都可回復到初始狀態，其對于榫卯節點的抗震性能提升更加明顯。

試驗中，增強與未增強的榫卯節點雖然都表現出了不同程度的拔榫現象，但內嵌卯口耗能器對拔榫現象具有一定的抑制作用。試驗結束后，普遍出現了榫頭受壓變形、榫頭壓屈和木材橫紋劈裂破壞等現象，個別試件出現了耗能器斷裂破壞，原因為焊縫工藝不足。

2.2 滯回曲線

通過對增強前后榫卯節點滯回曲線的對比分析，對榫卯節點耗能器的抗震性能進行研究，如圖10所示。

圖10 滯回曲線圖對比圖Fig.10 Comparison of hysteresis loops between

試件T0B0的滯回曲線具有明顯的“捏縮”現象和滑移現象，整體呈現為“Z”形。表明在加載初期構件間接觸不緊密，滑移幅度較大。正反向加載均在轉角約為0.2 rad時達到極限彎矩，但正向加載下的極限彎矩要小于反向加載。在相同位移等級下，后一級位移加載的承載力和剛度低于前一級，表明節點的強度和剛度有顯著的退化趨勢。

帶耗能器各試件的滯回曲線均呈現為近似平行四邊形，曲線飽滿且對稱，這表明耗能器對榫卯節點的滯回性能影響較大，提高了節點的耗能能力。在相同位移等級下，后一級位移加載的承載力和剛度與前一級相近，表明節點的強度和剛度退化趨勢不明顯。由圖10中滯回曲線的對比，可以得出以下結論：

1)無論哪種尺寸的耗能器，均能提高榫卯節點抗震性能，使得榫卯節點在地震作用下表現出更加出色的性能。在大位移情況下，含耗能器的榫卯節點的承載能力、耗能隨著位移的增加而不斷增加。

2)對于不同尺寸的耗能器，能夠明顯觀察到T5/2B40的滯回環最飽滿，耗能能力最強。對于單層耗能器，T5B40的滯回環要比T4B40飽滿，而雙層耗能器中，T5/2B40的滯回環要比T4/2B40飽滿。

3)未增強榫卯節點的強度和剛度退化趨勢明顯，通過內嵌卯口耗能器增強后，榫卯節點強度和剛度退化趨勢有效減緩。

2.3 M-θ骨架曲線

耗能器對于榫卯節點的轉動剛度有顯著的影響，極大地提高了榫卯節點的初始剛度，對于不同厚度耗能器加固的榫卯節點，鋼板厚度越大，對榫卯節點的初始剛度提升越大，榫卯節點進入屈服段的位移也相應增大。對于雙層耗能器，增加外層耗能器可以有效提升構件的初始剛度，但對榫卯節點的屈服位移影響相對較弱，在較小的位移下耗能更加充分。當鋼板過厚時，則會導致耗能器剛度過大而無法變形，從而影響榫卯節點的耗能特性。

對于試件T0B0，參照歐洲規范EN12512[13]給出的1/6斜率法來確定其初始剛度與屈服彎矩，如表4所示。由圖11可得，由于榫卯節點間間隙的存在，節點初始剛度較低，隨著荷載的增大，剛度逐漸增大，最終由于出現劈裂裂縫和受壓屈服等現象，木材節點剛度開始逐漸退化。而對于耗能器增強的試件，節點間接觸緊密，初始剛度大，其中，試件T5/2B40的初始剛度最大，提升了近90倍。通過對比T4B40、T5B40和T4/2B40的初始剛度，可以發現，相較于耗能器的鋼板層數而言，鋼板厚度對于榫卯節點的加固作用更加明顯。帶有雙層鋼板的耗能器雖然鋼板總厚度更大，但由于鋼板之間存在縫隙等原因，導致加固效果并不理想。T5/2B40的初始剛度雖然最大，但之后出現下降趨勢，并一度小于T5B40,可以得出，當耗能器鋼板過厚或鋼板間有間隙時，耗能器的耗能特征受到影響。對比T5/2B40與T5B40的初始剛度差值和T4/2B40與T4B40的初始剛度差值，也可以發現T5/2B40對節點的加固作用稍有減弱。綜上可知，相較于雙層耗能器鋼板總厚度的增加，單層耗能器鋼板厚度對于榫卯節點的加固作用更加明顯。

圖11 含不同參數耗能器榫卯節點與傳統榫卯節點骨架曲線對比Fig.11 Comparison of skeleton curves of mortise-tenon joints with different parameter dampers and traditional

表4 榫卯節點骨架曲線分析結果

對于含耗能器的榫卯節點，耗能器受壓側與受拉側剛度有輕微的不對稱，耗能器受壓時會較早地進入屈服階段，對榫卯節點的初始剛度提升貢獻更大。當節點轉角達到0.01 rad左右時，各帶耗能器試件的骨架曲線基本為線彈性，可稱之為基本線彈性階段；當節點轉角大于0.01 rad時，各骨架曲線出現轉折，彎矩呈現增長緩慢的趨勢，轉角剛度呈退化趨勢，將其稱為緩慢退化階段。

2.4 耗能能力

受到地震作用后，建筑結構會產生塑性變形，此時可用耗能能力來衡量結構對地震能量的吸收能力，結構耗散地震能量越多，承受的破壞就越少，所以，抗震性能指標將其作為評價結構抗震性能的依據。借助Jacobson[14]提出的等效粘滯阻尼系數he來實現對耗能能力的定量研究，該系數的計算式為

(1)

從圖12的曲線對比中可以看出，耗能器增強的各試件阻尼系數he大于未增強試件，其中，T4B40最小增大了1.10倍，T5/2B40最大增大了1.32倍，表明耗能器增強榫卯的耗能能力優于未增強節點。T4B40與T4/2B40和T5B40與T5/2B40的阻尼系數曲線分別較為接近，表明耗能器的鋼板層數對構件耗能能力的影響居次要地位。在耗能器影響耗能能力的兩個關鍵因素：厚度和層數中，耗能器的厚度對于榫卯節點耗能能力的影響更大。

圖12 不同參數影響下等效阻尼系數隨節點轉角變化的規律Fig.12 The variation of equivalent damping coefficient with node angle under different

3 結論

基于不同參數內嵌卯口耗能器在低周反復荷載作用下對榫卯節點抗震性能影響的試驗，得出以下結論：

1)內嵌卯口耗能器的滯回曲線較為飽滿，接近于鋼連接件的滯回曲線特征，相比于未增強榫卯節點的具有“捏縮”效應的滯回曲線，耗能能力有明顯提升，且耗能器的增強對于榫卯節點強度和剛度退化趨勢有減緩作用。

2)耗能器增強節點的承載力有小幅度提升，耗能能力提升了2倍左右，而初始剛度有大幅提升，T5/2B40最大提升可達到90倍左右。耗能器增強效果明顯。

3)榫卯節點的耗能能力隨著耗能器鋼板厚度和層數的增大而不斷提升，并且在鋼板厚度、層數這兩個參數中，厚度對耗能器加固榫卯節點的力學性能影響更大。