陸偉東，吳偉強，施程凱，劉杏杏

(南京工業(yè)大學 土木工程學院，南京 211816)

近年來，傳統(tǒng)樣式木結(jié)構(gòu)建筑在歷史文化街區(qū)和民俗風貌區(qū)中被廣泛應(yīng)用，且多用于商業(yè)、展覽和餐飲等公共建筑中。這類新建的傳統(tǒng)樣式木結(jié)構(gòu)建筑需要滿足現(xiàn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計理念及結(jié)構(gòu)規(guī)范的要求，對傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)建筑的結(jié)構(gòu)性能也提出了更高的要求[1]。榫卯節(jié)點的力學性能作為影響傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)建筑結(jié)構(gòu)性能的關(guān)鍵因素，為了滿足更高的結(jié)構(gòu)性能需求，需要對其開展抗震性能增強的相關(guān)研究。

學者們對榫卯節(jié)點的受力性能及增強措施已經(jīng)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(gòu)架進行了水平反復(fù)荷載作用下的實驗研究，發(fā)現(xiàn)扁鋼適用于加固強度或剛度明顯不足且較隱蔽的榫卯節(jié)點；碳纖維布對榫卯節(jié)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(jié)點。薛建陽等[3-4]對殘損的榫卯節(jié)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(jié)構(gòu)殘損節(jié)點的抗彎承載力計算公式，發(fā)現(xiàn)碳纖維布加固的榫卯節(jié)點具有良好的耗能減震能力。閆維明等[5-6]發(fā)現(xiàn)馬口鐵和CFRP均可提高構(gòu)架的剛度和承載力，且加固后的構(gòu)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(jié)點的效果優(yōu)于馬口鐵，而馬口鐵對榫卯節(jié)點的約束作用在一定程度上減小了節(jié)點拔榫量。潘毅等[7]分別采用扁鋼和阻尼器對榫卯節(jié)點進行加固，發(fā)現(xiàn)2種加固方法均可提高榫卯節(jié)點結(jié)構(gòu)的抗震性能，但扁鋼加固加大了節(jié)點的剛度和部分相鄰構(gòu)件間的內(nèi)力，容易導(dǎo)致相鄰節(jié)點間的拔榫破壞；而阻尼器加固可在不增大節(jié)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(cè)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(fā)現(xiàn)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(jié)構(gòu)榫卯節(jié)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(chǔ)上，提出一種適用于新建傳統(tǒng)樣式木結(jié)構(gòu)建筑榫卯節(jié)點抗震性能增強的內(nèi)嵌式卯口耗能器增強技術(shù)。

1 內(nèi)嵌卯口耗能器低周反復(fù)荷載試驗

1.1 內(nèi)嵌卯口耗能器設(shè)計及制作

對于榫卯節(jié)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(zhuǎn)角處形成應(yīng)力集中，不利于節(jié)點耗能，如圖1(a)所示；然后在此基礎(chǔ)上提出了弧形耗能器[11]加固方法，問題在于其在受壓狀態(tài)時耗能，且耗能點單一，如圖1(b)所示?；谝陨涎芯?，提出了卯口耗能器的榫卯節(jié)點抗震性能增強方式。

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

內(nèi)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(gòu)件自身的承載力沒有造成影響；對于柱上的槽口，可經(jīng)裝飾處理后復(fù)原木柱原貌。

圖2 內(nèi)嵌卯口耗能器

圖3 耗能器構(gòu)件內(nèi)部詳圖Fig.3 Internal components of the embedded

1.2 榫卯節(jié)點模型設(shè)計

參照劉開封[12]的相關(guān)研究，按1∶2的縮尺比例制作節(jié)點模型，模型中的節(jié)點均為直榫節(jié)點中的單向直榫節(jié)點，節(jié)點形式及尺寸見圖4、表1。由于模型尺寸一致，且試件參數(shù)相同，因此，采用的縮尺比例可用于木結(jié)構(gòu)榫卯節(jié)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(shù)，如表2所示。

圖4 榫卯節(jié)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(jié)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(nèi)嵌卯口耗能器增強技術(shù)是要進行榫卯節(jié)點剛度和耗能能力的均衡增強，通過課題組前期的研究結(jié)果，為保證節(jié)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(shè)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(jié)點上下兩側(cè)進行開槽處理，T0B0兩側(cè)不開口，形制如傳統(tǒng)榫卯節(jié)點；T5B40單側(cè)開口高5.8 cm、寬5 cm、深4.5 cm；T4B40、T4/2B40雙側(cè)開口高5.8 cm、寬5 cm、深4.5 cm；T5/2B40雙側(cè)開口高6 cm、寬5 cm、深4.5 cm，各試件耗能器參數(shù)如表3所示。安裝內(nèi)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(cè)開口時使用8個自攻螺釘，雙側(cè)開口時使用16個自攻螺釘。

表3 各試件卯口耗能器參數(shù)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(jié)點低周反復(fù)荷載試驗獲取該類型節(jié)點的變形特征、剛度變化、滯回曲線、破壞形態(tài)和耗能能力。試驗選用南京工業(yè)大學結(jié)構(gòu)實驗室50 t油壓伺服作動器對梁端進行加載來模擬節(jié)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(yīng)對榫卯節(jié)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(chǎn)生0.2 rad轉(zhuǎn)角時所對應(yīng)位移120 mm。當水平荷載下降到極限荷載的85%以下或構(gòu)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(nèi)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(tài)。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(jié)點的拔榫情況，并通過拔榫量的相對值來計算節(jié)點轉(zhuǎn)角，圖7為位移計的布置示意圖。位移數(shù)據(jù)通過TST3828E動靜態(tài)信號測試分析系統(tǒng)進行采集。

圖7 位移計布置圖Fig.7 Layout of displacement

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

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(xiàn)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(dǎo)致榫頭與卯口之間的空隙增大，并伴有木屑掉出的現(xiàn)象。試驗結(jié)束時，節(jié)點存在明顯的轉(zhuǎn)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(xiàn)象Fig.8 Test phenomenons of specimen

試件T5B40試驗過程中的現(xiàn)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(fā)生擠壓變形。結(jié)束時，未安裝耗能器一側(cè)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(cè)拔出量大。原因是由于耗能器的存在，嵌壓支點向外轉(zhuǎn)移，抑制了榫卯節(jié)點轉(zhuǎn)動中榫頭的拔出現(xiàn)象，且隨著耗能器的屈服承載力越大，拔榫量隨轉(zhuǎn)角上升越少，梁柱結(jié)合越緊密，如圖9(a)、(b)所示。

圖9 耗能卯口試驗現(xiàn)象Fig.9 Test phenomenons of embedded

試件T4/2B40 和T5/2B40的耗能器在受拉時內(nèi)外層協(xié)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(xiàn)象。梁端與柱身擠壓處因低周反復(fù)過程中梁柱嵌壓，導(dǎo)致榫頭與柱子卯口兩側(cè)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(xiàn)象，如圖9(d)、(e)、(f)所示。兩側(cè)內(nèi)嵌卯口耗能器一側(cè)受壓，另一側(cè)受拉，兩側(cè)變形及受力相反，在低周反復(fù)下，每一個循環(huán)結(jié)束后都可回復(fù)到初始狀態(tài)，其對于榫卯節(jié)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(jié)點雖然都表現(xiàn)出了不同程度的拔榫現(xiàn)象，但內(nèi)嵌卯口耗能器對拔榫現(xiàn)象具有一定的抑制作用。試驗結(jié)束后，普遍出現(xiàn)了榫頭受壓變形、榫頭壓屈和木材橫紋劈裂破壞等現(xiàn)象，個別試件出現(xiàn)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(jié)點滯回曲線的對比分析，對榫卯節(jié)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(xiàn)象和滑移現(xiàn)象，整體呈現(xiàn)為“Z”形。表明在加載初期構(gòu)件間接觸不緊密，滑移幅度較大。正反向加載均在轉(zhuǎn)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(jié)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(xiàn)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(jié)點的滯回性能影響較大，提高了節(jié)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(jié)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(jié)論：

1)無論哪種尺寸的耗能器，均能提高榫卯節(jié)點抗震性能，使得榫卯節(jié)點在地震作用下表現(xiàn)出更加出色的性能。在大位移情況下，含耗能器的榫卯節(jié)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(huán)最飽滿，耗能能力最強。對于單層耗能器，T5B40的滯回環(huán)要比T4B40飽滿，而雙層耗能器中，T5/2B40的滯回環(huán)要比T4/2B40飽滿。

3)未增強榫卯節(jié)點的強度和剛度退化趨勢明顯，通過內(nèi)嵌卯口耗能器增強后，榫卯節(jié)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(jié)點的轉(zhuǎn)動剛度有顯著的影響，極大地提高了榫卯節(jié)點的初始剛度，對于不同厚度耗能器加固的榫卯節(jié)點，鋼板厚度越大，對榫卯節(jié)點的初始剛度提升越大，榫卯節(jié)點進入屈服段的位移也相應(yīng)增大。對于雙層耗能器，增加外層耗能器可以有效提升構(gòu)件的初始剛度，但對榫卯節(jié)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(dǎo)致耗能器剛度過大而無法變形，從而影響榫卯節(jié)點的耗能特性。

對于試件T0B0，參照歐洲規(guī)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(jié)點間間隙的存在，節(jié)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(xiàn)劈裂裂縫和受壓屈服等現(xiàn)象，木材節(jié)點剛度開始逐漸退化。而對于耗能器增強的試件，節(jié)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(fā)現(xiàn)，相較于耗能器的鋼板層數(shù)而言，鋼板厚度對于榫卯節(jié)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(dǎo)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(xiàn)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(fā)現(xiàn)T5/2B40對節(jié)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(jié)點的加固作用更加明顯。

圖11 含不同參數(shù)耗能器榫卯節(jié)點與傳統(tǒng)榫卯節(jié)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(jié)點骨架曲線分析結(jié)果

對于含耗能器的榫卯節(jié)點，耗能器受壓側(cè)與受拉側(cè)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(jié)點的初始剛度提升貢獻更大。當節(jié)點轉(zhuǎn)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(jié)點轉(zhuǎn)角大于0.01 rad時，各骨架曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，彎矩呈現(xiàn)增長緩慢的趨勢，轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)會產(chǎn)生塑性變形，此時可用耗能能力來衡量結(jié)構(gòu)對地震能量的吸收能力，結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)抗震性能的依據(jù)。借助Jacobson[14]提出的等效粘滯阻尼系數(shù)he來實現(xiàn)對耗能能力的定量研究，該系數(shù)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(shù)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(yōu)于未增強節(jié)點。T4B40與T4/2B40和T5B40與T5/2B40的阻尼系數(shù)曲線分別較為接近，表明耗能器的鋼板層數(shù)對構(gòu)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(guān)鍵因素：厚度和層數(shù)中，耗能器的厚度對于榫卯節(jié)點耗能能力的影響更大。

圖12 不同參數(shù)影響下等效阻尼系數(shù)隨節(jié)點轉(zhuǎn)角變化的規(guī)律Fig.12 The variation of equivalent damping coefficient with node angle under different

3 結(jié)論

基于不同參數(shù)內(nèi)嵌卯口耗能器在低周反復(fù)荷載作用下對榫卯節(jié)點抗震性能影響的試驗，得出以下結(jié)論：

1)內(nèi)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(jié)點的具有“捏縮”效應(yīng)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(jié)點強度和剛度退化趨勢有減緩作用。

2)耗能器增強節(jié)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(jié)點的耗能能力隨著耗能器鋼板厚度和層數(shù)的增大而不斷提升，并且在鋼板厚度、層數(shù)這兩個參數(shù)中，厚度對耗能器加固榫卯節(jié)點的力學性能影響更大。