陆伟东，吴伟强，施程凯，刘杏杏

(南京工业大学 土木工程学院，南京 211816)

近年来，传统样式木结构建筑在历史文化街区和民俗风貌区中被广泛应用，且多用于商业、展览和餐饮等公共建筑中。这类新建的传统样式木结构建筑需要满足现行结构设计理念及结构规范的要求，对传统木结构建筑的结构性能也提出了更高的要求[1]。榫卯节点的力学性能作为影响传统木结构建筑结构性能的关键因素，为了满足更高的结构性能需求，需要对其开展抗震性能增强的相关研究。

学者们对榫卯节点的受力性能及增强措施已经进行了大量研究，谢启芳等[2]分别对用碳纤维布(CFRP)和扁钢加固后的平面木构架进行了水平反复荷载作用下的实验研究，发现扁钢适用于加固强度或刚度明显不足且较隐蔽的榫卯节点；碳纤维布对榫卯节点强度和刚度的性能提高作用不明显，适用于加固破损程度较小的榫卯节点。薛建阳等[3-4]对残损的榫卯节点分别采用角钢和碳纤维布进行加固试验，提出了扁钢加固古建筑木结构残损节点的抗弯承载力计算公式，发现碳纤维布加固的榫卯节点具有良好的耗能减震能力。闫维明等[5-6]发现马口铁和CFRP均可提高构架的刚度和承载力，且加固后的构架仍有很好的变形性能，但耗能能力不如加固前；CFRP加固榫卯节点的效果优于马口铁，而马口铁对榫卯节点的约束作用在一定程度上减小了节点拔榫量。潘毅等[7]分别采用扁钢和阻尼器对榫卯节点进行加固，发现2种加固方法均可提高榫卯节点结构的抗震性能，但扁钢加固加大了节点的刚度和部分相邻构件间的内力，容易导致相邻节点间的拔榫破坏；而阻尼器加固可在不增大节点刚度的条件下起到耗能和防止拔榫的作用。Plevris等[8]首次对木梁和柱张拉侧粘贴了碳纤维布，通过试验研究了它们在加固前后抗弯性能的变化程度。Triantafillou等[9]对用U型碳纤维布加固的木梁进行了试验，发现加固后木梁的抗弯性能、刚度和强度有较大提升。

学者们对木结构榫卯节点的加固及其抗震性能展开了大量研究，笔者在已有研究的基础上，提出一种适用于新建传统样式木结构建筑榫卯节点抗震性能增强的内嵌式卯口耗能器增强技术。

1 内嵌卯口耗能器低周反复荷载试验

1.1 内嵌卯口耗能器设计及制作

对于榫卯节点抗震性能加固，笔者团队前期开展了多种加固方法的研究。例如，研究了角钢[10]加固的方法，但由于变形能力不足，易在角钢转角处形成应力集中，不利于节点耗能，如图1(a)所示；然后在此基础上提出了弧形耗能器[11]加固方法，问题在于其在受压状态时耗能，且耗能点单一，如图1(b)所示。基于以上研究，提出了卯口耗能器的榫卯节点抗震性能增强方式。

图1 榫卯节点不同加固方法示意图Fig.1 Sketch of different reinforcement methods for the

内嵌卯口耗能器形状及尺寸如图2、图3所示。耗能器由Q235B钢制成，屈服强度为402 MPa，抗拉强度为583 MPa，弹性模量为206.0 GPa。耗能器在柱上的开槽尺寸为深45 mm、宽50 mm、高60 mm左右；开槽部位采用钢材进行替代，对柱构件自身的承载力没有造成影响；对于柱上的槽口，可经装饰处理后复原木柱原貌。

图2 内嵌卯口耗能器

图3 耗能器构件内部详图Fig.3 Internal components of the embedded

1.2 榫卯节点模型设计

参照刘开封[12]的相关研究，按1∶2的缩尺比例制作节点模型，模型中的节点均为直榫节点中的单向直榫节点，节点形式及尺寸见图4、表1。由于模型尺寸一致，且试件参数相同，因此，采用的缩尺比例可用于木结构榫卯节点加固或性能提升试验。模型所用木材为杉木，通过材性试验获得了杉木的材性平均参数，如表2所示。

图4 榫卯节点缩尺模型示意图(单位：mm)Fig.4 Sketch of the mortise-tenon reduced-scale model(unit: mm)

表1 节点缩尺模型尺寸Table 1 Standard size and reduced-scale model size

表2 木材力学性能

内嵌卯口耗能器增强技术是要进行榫卯节点刚度和耗能能力的均衡增强，通过课题组前期的研究结果，为保证节点具有较好的耗能能力和适宜的刚度，耗能器钢板的厚度不能过大，因此，设定的钢板厚度取值为4～7 mm。因施加卯口耗能器需对榫卯节点上下两侧进行开槽处理，T0B0两侧不开口，形制如传统榫卯节点；T5B40单侧开口高5.8 cm、宽5 cm、深4.5 cm；T4B40、T4/2B40双侧开口高5.8 cm、宽5 cm、深4.5 cm；T5/2B40双侧开口高6 cm、宽5 cm、深4.5 cm，各试件耗能器参数如表3所示。安装内嵌卯口耗能器时采用长70 mm、直径6 mm、8.8级沉头的自攻螺钉，单侧开口时使用8个自攻螺钉，双侧开口时使用16个自攻螺钉。

表3 各试件卯口耗能器参数Table 3 Parameters of each test piece embedded dampers

1.3 试验方案

1.3.1 加载方案 通过榫卯节点低周反复荷载试验获取该类型节点的变形特征、刚度变化、滞回曲线、破坏形态和耗能能力。试验选用南京工业大学结构实验室50 t油压伺服作动器对梁端进行加载来模拟节点在地震中的受力过程，梁端与伺服作动器相连接。为消除P-Δ效应对榫卯节点受力性能的影响以及方便加载，试验过程中需将柱水平放置，以满足柱上下两端均为不动铰支座的边界条件。图5为试验装置示意图。

图5 试验装置示意图Fig.5 Schematic diagram of the experiment

试验采用图6所示的位移控制加载方式，位移向右加载为正向。最大位移幅值取梁端产生0.2 rad转角时所对应位移120 mm。当水平荷载下降到极限荷载的85%以下或构件丧失承载力时，则加载暂停。

图6 位移控制加载制度Fig.6 Loading system of displacement

1.3.2 测量内容及测点布置 通过拉压传感器来实时测量柱端轴向荷载，使之保持恒定的受压状态。分别在距离梁柱交点10 mm处各安装一个拉线位移计，用来记录节点的拔榫情况，并通过拔榫量的相对值来计算节点转角，图7为位移计的布置示意图。位移数据通过TST3828E动静态信号测试分析系统进行采集。

图7 位移计布置图Fig.7 Layout of displacement

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及破坏形态

由于卯口与榫头之间存在初始缝隙，试件T0B0在加载初期并无明显变化。40 mm位移等级时，榫头开始出现拔出迹象，榫头根部受压变形。80 mm位移等级时，榫头与卯口间木材的摩擦声开始变得明显，并伴有“咔咔”声。随着试验的进行，榫头与卯口处的木材不断挤压变形，导致榫头与卯口之间的空隙增大，并伴有木屑掉出的现象。试验结束时，节点存在明显的转动残余变形且榫头能够轻松拔出，如图8所示。

图8 试件T0B0试验现象Fig.8 Test phenomenons of specimen

试件T5B40试验过程中的现象与T0B0相似，加载初期并无明显变化，随着试验的进行，榫头发生挤压变形。结束时，未安装耗能器一侧处卯口变形严重，承载力下降且榫头拔出量比安装耗能器一侧拔出量大。原因是由于耗能器的存在，嵌压支点向外转移，抑制了榫卯节点转动中榫头的拔出现象，且随着耗能器的屈服承载力越大，拔榫量随转角上升越少，梁柱结合越紧密，如图9(a)、(b)所示。

图9 耗能卯口试验现象Fig.9 Test phenomenons of embedded

试件T4/2B40 和T5/2B40的耗能器在受拉时内外层协同工作，可直接观察到枋端受到约束，均匀嵌入柱边，有效约束了拔榫现象。梁端与柱身挤压处因低周反复过程中梁柱嵌压，导致榫头与柱子卯口两侧有较深的嵌压痕迹、木材横劈裂破坏和两端有木屑挤压脱落等现象，如图9(d)、(e)、(f)所示。两侧内嵌卯口耗能器一侧受压，另一侧受拉，两侧变形及受力相反，在低周反复下，每一个循环结束后都可回复到初始状态，其对于榫卯节点的抗震性能提升更加明显。

试验中，增强与未增强的榫卯节点虽然都表现出了不同程度的拔榫现象，但内嵌卯口耗能器对拔榫现象具有一定的抑制作用。试验结束后，普遍出现了榫头受压变形、榫头压屈和木材横纹劈裂破坏等现象，个别试件出现了耗能器断裂破坏，原因为焊缝工艺不足。

2.2 滞回曲线

通过对增强前后榫卯节点滞回曲线的对比分析，对榫卯节点耗能器的抗震性能进行研究，如图10所示。

图10 滞回曲线图对比图Fig.10 Comparison of hysteresis loops between

试件T0B0的滞回曲线具有明显的“捏缩”现象和滑移现象，整体呈现为“Z”形。表明在加载初期构件间接触不紧密，滑移幅度较大。正反向加载均在转角约为0.2 rad时达到极限弯矩，但正向加载下的极限弯矩要小于反向加载。在相同位移等级下，后一级位移加载的承载力和刚度低于前一级，表明节点的强度和刚度有显著的退化趋势。

带耗能器各试件的滞回曲线均呈现为近似平行四边形，曲线饱满且对称，这表明耗能器对榫卯节点的滞回性能影响较大，提高了节点的耗能能力。在相同位移等级下，后一级位移加载的承载力和刚度与前一级相近，表明节点的强度和刚度退化趋势不明显。由图10中滞回曲线的对比，可以得出以下结论：

1)无论哪种尺寸的耗能器，均能提高榫卯节点抗震性能，使得榫卯节点在地震作用下表现出更加出色的性能。在大位移情况下，含耗能器的榫卯节点的承载能力、耗能随着位移的增加而不断增加。

2)对于不同尺寸的耗能器，能够明显观察到T5/2B40的滞回环最饱满，耗能能力最强。对于单层耗能器，T5B40的滞回环要比T4B40饱满，而双层耗能器中，T5/2B40的滞回环要比T4/2B40饱满。

3)未增强榫卯节点的强度和刚度退化趋势明显，通过内嵌卯口耗能器增强后，榫卯节点强度和刚度退化趋势有效减缓。

2.3 M-θ骨架曲线

耗能器对于榫卯节点的转动刚度有显著的影响，极大地提高了榫卯节点的初始刚度，对于不同厚度耗能器加固的榫卯节点，钢板厚度越大，对榫卯节点的初始刚度提升越大，榫卯节点进入屈服段的位移也相应增大。对于双层耗能器，增加外层耗能器可以有效提升构件的初始刚度，但对榫卯节点的屈服位移影响相对较弱，在较小的位移下耗能更加充分。当钢板过厚时，则会导致耗能器刚度过大而无法变形，从而影响榫卯节点的耗能特性。

对于试件T0B0，参照欧洲规范EN12512[13]给出的1/6斜率法来确定其初始刚度与屈服弯矩，如表4所示。由图11可得，由于榫卯节点间间隙的存在，节点初始刚度较低，随着荷载的增大，刚度逐渐增大，最终由于出现劈裂裂缝和受压屈服等现象，木材节点刚度开始逐渐退化。而对于耗能器增强的试件，节点间接触紧密，初始刚度大，其中，试件T5/2B40的初始刚度最大，提升了近90倍。通过对比T4B40、T5B40和T4/2B40的初始刚度，可以发现，相较于耗能器的钢板层数而言，钢板厚度对于榫卯节点的加固作用更加明显。带有双层钢板的耗能器虽然钢板总厚度更大，但由于钢板之间存在缝隙等原因，导致加固效果并不理想。T5/2B40的初始刚度虽然最大，但之后出现下降趋势，并一度小于T5B40,可以得出，当耗能器钢板过厚或钢板间有间隙时，耗能器的耗能特征受到影响。对比T5/2B40与T5B40的初始刚度差值和T4/2B40与T4B40的初始刚度差值，也可以发现T5/2B40对节点的加固作用稍有减弱。综上可知，相较于双层耗能器钢板总厚度的增加，单层耗能器钢板厚度对于榫卯节点的加固作用更加明显。

图11 含不同参数耗能器榫卯节点与传统榫卯节点骨架曲线对比Fig.11 Comparison of skeleton curves of mortise-tenon joints with different parameter dampers and traditional

表4 榫卯节点骨架曲线分析结果

对于含耗能器的榫卯节点，耗能器受压侧与受拉侧刚度有轻微的不对称，耗能器受压时会较早地进入屈服阶段，对榫卯节点的初始刚度提升贡献更大。当节点转角达到0.01 rad左右时，各带耗能器试件的骨架曲线基本为线弹性，可称之为基本线弹性阶段；当节点转角大于0.01 rad时，各骨架曲线出现转折，弯矩呈现增长缓慢的趋势，转角刚度呈退化趋势，将其称为缓慢退化阶段。

2.4 耗能能力

受到地震作用后，建筑结构会产生塑性变形，此时可用耗能能力来衡量结构对地震能量的吸收能力，结构耗散地震能量越多，承受的破坏就越少，所以，抗震性能指标将其作为评价结构抗震性能的依据。借助Jacobson[14]提出的等效粘滞阻尼系数he来实现对耗能能力的定量研究，该系数的计算式为

(1)

从图12的曲线对比中可以看出，耗能器增强的各试件阻尼系数he大于未增强试件，其中，T4B40最小增大了1.10倍，T5/2B40最大增大了1.32倍，表明耗能器增强榫卯的耗能能力优于未增强节点。T4B40与T4/2B40和T5B40与T5/2B40的阻尼系数曲线分别较为接近，表明耗能器的钢板层数对构件耗能能力的影响居次要地位。在耗能器影响耗能能力的两个关键因素：厚度和层数中，耗能器的厚度对于榫卯节点耗能能力的影响更大。

图12 不同参数影响下等效阻尼系数随节点转角变化的规律Fig.12 The variation of equivalent damping coefficient with node angle under different

3 结论

基于不同参数内嵌卯口耗能器在低周反复荷载作用下对榫卯节点抗震性能影响的试验，得出以下结论：

1)内嵌卯口耗能器的滞回曲线较为饱满，接近于钢连接件的滞回曲线特征，相比于未增强榫卯节点的具有“捏缩”效应的滞回曲线，耗能能力有明显提升，且耗能器的增强对于榫卯节点强度和刚度退化趋势有减缓作用。

2)耗能器增强节点的承载力有小幅度提升，耗能能力提升了2倍左右，而初始刚度有大幅提升，T5/2B40最大提升可达到90倍左右。耗能器增强效果明显。

3)榫卯节点的耗能能力随着耗能器钢板厚度和层数的增大而不断提升，并且在钢板厚度、层数这两个参数中，厚度对耗能器加固榫卯节点的力学性能影响更大。