不同初始安装银锭抱肩榫卯节点低周反复加载试验研究*

2022-04-18戴金沙陶忠高永林张联霞

工业安全与环保 2022年4期

戴金沙陶忠高永林张联霞

(1.昆明理工大学建筑工程学院昆明 650500； 2.云南省抗震工程技术研究中心昆明 650500； 3.昆明理工大学建筑与城市规划学院昆明 650500)

0 引言

榫卯节点是西南地区古木建筑木结构的主要特点，这种连接方式使得各个节点刚柔并济，能够发挥良好的抗震性能。在地震荷载和风荷载的作用下，木构架主要通过榫头和卯口的相互作用耗散能量，对上部结构起到保护作用。

前期，国内学者和专家对古木结构进行了一系列相应的研究，周乾等[1]制作1∶8的四梁四柱模型并进行拟静力试验，研究古建筑节点的抗震性能。潘毅等[2]对西南地区穿斗式古建筑木结构常见的直榫节点进行在低周反复加载，研究其受力机理。潘毅等[3]用透榫节点的试验数据分析了节点缝隙、木材横纹弹性模量和榫头长度对透榫节点受弯承载力的影响。郇君虹等[4]制作了3组试验模型,反复加载过的半榫、透榫和燕尾榫节点各4个，通过静力推复试验,对比分析榫卯节点加固前后的破坏状态、荷载-位移滞回曲线、骨架曲线、刚度退化和耗能能力等抗震性能参数。张锡成等[5]研究带空隙的透榫节点的弯矩-转角关系,推导了节点的弯矩-转角理论计算公式。

榫卯节点因对构件尺寸要求精度高，设计加工过度依赖经验而受到制约，其制作安装初始误差会影响到整个结构的抗震性能。基于此，按照云南“一颗印”传统穿斗木构架的典型构造做法，以古建筑木结构银锭抱肩榫卯节点为对象，研究不同木材、不同挤压程度下节点的抗震性能区别。

1 试验概况

1.1 木材性能测定

按照规范[6-11]，分别制作12个标准试样进行试验(松木、杉木各6个)，标准试样尺寸为长、宽、高均为20 mm的正方体，按规范要求测出其中物理力学指标，其中L为木材顺纹，T为径向，R为横纹，结果取其平均值，如表1。

表1 物理力学性能指标

1.2 试验设计与加载方案

参照云南“一颗印”传统穿斗木构架的典型做法，共制作了6个银锭抱肩榫卯节点模型试件，6个模型的卯口尺寸完全相同，通过改变榫头的宽度来改变榫卯节点两侧的挤压程度。银锭抱肩榫卯节点的卯口宽度均为48 mm，榫截面高为175 mm，榫长85 mm，袖肩长宽分别为20 mm、6 mm，各个节点具体尺寸如表2，节点模型图如图1。

表2 模型试件尺寸 mm

图1 节点构造(单位：mm)

施加恒载P=10 kN，并且通过加工了2个内径和木柱直径均为100 mm筒深的钢制圆形套筒，分别安装在柱头和柱脚上固定柱脚、柱顶，由此来模拟铰接，加载装置如图2。通过位移计采集数据得到变形量。

图2 模型加载装置(单位：mm)

按位移控制方法进行加载，初始值为±10 mm，以10 mm作为增量逐级增加，每级位移循环3次，共循环12级，峰值位移达到±120 mm后停止试验。

2 试验现象

对于试件YDS-1、YDS-2，加载初期，由于初始裂缝的存在，节点未能挤紧，导致榫头与卯口没有充分接触，相互作用力小，拔榫现象不明显。随着控制位移的逐级增加，榫头与卯口之间开始逐渐发生微小的挤压变形，出现“一侧挤紧一侧拔出”的拔榫现象，并伴随着“吱吱”的声音。当控制位移的继续增加，挤压显著，卯口下侧出现微小挤压破坏，木纤维断裂声变得也愈来愈清晰且洪亮。试验结束时YDS-1试件的残余拔榫量约为14 mm，YDS-2试件的残余拔榫量约为20 mm。

对于试件YDS-3、YDS-4，加载初期试验现象与YDS-1、YDS-2类似，但又有不同之处。当控制位移增加，除了出现木纤维的劈裂声还伴随着沉闷的木材紧密声。12级加载完毕，YDS-3的残余拔榫量约17 mm，试件YDS-4的残余拔榫量约18 mm。

对于试件YDS-5，加载初期由于卯口与榫头接触紧密，咬合能力强、初始摩擦力大，因此比YDS-1、YDS-2、YDS-3、YDS-4更早发出明显的“吱吱”声，继续加载，榫头拔出较长，随着转角的增加，卯口下边缘处木纤维翘起严重，沉闷的紧密声也愈发明显。试验结束时YDS-5的残余拔榫量约为17 mm。试件YDS-6因本身具有较大初始缺陷，榫头上有较多的木节存在，前期加载现象与试件YDS-5类似，但当控制位移加载到90 mm时，试件的拔榫量猛增至30 mm，最终试件YDS-6的残余拔榫量约为58 mm。

试验结束后，拆开试件观察，银锭抱肩榫卯节点主要破坏发现在卯口上下边缘和榫头处如图3，尤其卯口的下边缘出现木纤维脱落，榫颈和榫额处出现横纹压屈，榫头两侧由于紧密使得摩擦系数变小从而变得光滑，YDS-5、YDS-6内部有较多的木屑，这是由于榫头在拔榫过程中与卯口不断摩擦导致。卯口内壁有网格状的塑性压痕卯口出现轻微紧密变形，主要构件梁、柱基本无变形。

(a)光滑的榫头 (b) 卯口内部有少许木屑

3 结果分析

3.1 M-θ滞回曲线

图4为弯矩-转角滞回曲线,总体上呈反“z”型，捏拢效应明显，具有滑移性质，表明榫卯节点在加载过程中存在大量滑移。对于宽松试件YDS-1、YDS-2，由于加载初期卯口与榫头初始缝隙的存在，所以其初期滑移量较大。YDS-6试件到加载后期，滞回曲线出现了大量滑移，出现大量拔榫现象，弯矩降低，并榫头出现拔榫之后的自复位能力不强，很难恢复原状。

(a)YDS-1试件 (b)YDS-2试件 (c)YDS-3试件

(d)YDS-4试件 (e)YDS-5试件 (f)YDS-6试件

反向加载较正向加载的滞回环面积更加饱满，在同一级位移加载下，相同紧密程度下滞回环面积：S松木>S杉木，因此松木试件的承载能力和耗能能力更好。

根据公式计算试件的极限弯矩改变率:

式中，m表示极限弯矩改变率，M1表示宽松试件极限弯矩，M3表示紧密试件极限弯矩，M2表示适中试件极限弯矩。

通过极限弯矩改变率表3可知，随着制作安装工艺精细程度的提高，榫卯节点接触程度的增加，其极限弯矩的改变率整体上增加。

表3 极限弯矩值改变率 kN·m

3.2 M-θ骨架曲线

图5为骨架曲线，呈现出不对称性，这是由银锭抱肩榫构造的不对称性决定的。由图可看出模型经历了弹性、屈服两阶段，3种不同挤压程度的试件节点，弹性阶段的斜率K和弯矩极限承载力Mmax的关系式：紧密>宽松、适中，这表明同种材料下挤压更紧密，其承载能力和刚度更高。骨架曲线上负向承载力比正向承载力更大，是因为银锭抱肩榫榫头下半部分头大颈小，试验过程中卯口之间产生较大的挤压力，拔榫难度增加。相同挤压程度下的松木和杉木试件，松木试件的承载力、刚度都更高，这是由于松木试件横纹抗压弹性模量比杉木的大。

图5 M-θ骨架曲线对比

同理，由公式计算节点初始刚度的改变率如表4。

表4 初始刚度反向加载时的改变率

不论松木还是杉木，正向加载时，由于榫卯间的初始缝隙存在，当榫卯节点挤压程度增加时，初始刚度的变化规律并不明显。相反，反向加载时，榫卯节点紧密程度增加时其初始刚度都显著增加。接触紧密节点在适中节点的基础上初始刚度提高70%以上。

3.3 刚度退化

图6为正反向刚度退化曲线，表现出明显的不对称性，节点加载初期的刚度：紧密试件>>适中试件、宽松试件的刚度，随着位移加载的继续，试件YDS-1、YDS-2刚度退化速度较快，表明榫卯节点的摩擦力不同，银锭抱肩榫卯节点受到的刚度变化影响很大。

松木宽松模型(YDS-1)和适中模型(YDS-3)反向加载时的初始转动刚度较小，随着转角的增大，榫头卯口挤压程度增加，刚度逐渐提高。随着位移的继续加载，刚度出现明显的退化现象，随着转角的继续增大，榫头出现拔榫，卯口与榫头的相互作用，使得榫卯节点更为紧密，刚度再次增大，当转角超过0.15rad时，节点的刚度出现下降趋势。

图6 刚度退化曲线

从刚度总体变化趋势来看，对于相同接触程度下的松木和杉木试件，两者基本一致；从退化程度上看，正向加载时的初始刚度：松木试件>杉木试件，随着位移的增大，松木试件刚度退化速度更快，当最终刚度趋于平缓时，松木试件刚度稍大。

3.4 耗能分析

引入等效黏滞阻尼系数he来衡量不同形式的榫卯节点在低周反复加载荷载作用下的耗能能力，he与耗能能力呈正相关。

图7为等效黏滞阻尼系数与转角的关系,从图7可以看出，6个节点模型等效黏滞阻尼系数随转角增大呈先减小后趋于平缓。3个杉木试件的等效黏滞阻尼系数he为0.1～0.38，3个松木试件的等效黏滞阻尼系数he为0.06～0.25。相同的挤压程度下的耗能能力关系式：杉木>松木。

图7 等效黏滞阻尼系数与转角的关系

同理，由公式算出等效黏滞阻尼系数的改变率如表5。

随着控制位移的增加，榫卯转角大于0.05rad后，当制作安装水平提高时，相同木材的不同挤压程度下节点的耗能能力：紧密>适中>宽松，表明卯口与榫头的挤压程度越紧密，其试件的耗能能力更强。紧密节点相对适中试件的等效黏滞阻尼系数提高超过10%。

表5 等效黏滞阻尼系数改变率

3.5 拔榫量分析

拔榫量与转角关系曲线见图8，由图8可知，当转角为0～0.01rad时，YDS-6的拔榫量与转角呈正相关；继续循环加载，拔榫量大幅度增加，YDS-6试件的最终拔榫量为58 mm。在加载过程中，其余5个试件的拔榫量与转角基本上呈正相关，相同木材的拔榫量随着节点紧密程度的增加而增加，且5个试件的拔榫量均小于20 mm。相同紧密程度下的试件，杉木试件的拔榫量：h杉木>h松木,松木的抗震性能强于杉木。