江浙地区抬梁和穿斗木构体系典型榫卯节点受力性能

淳 庆 吕 伟 王建国 潘建伍

(1东南大学建筑学院, 南京 210096)(2东南大学城市与建筑遗产保护教育部重点实验室, 南京 210096)(3南京航空航天大学土木工程系, 南京 210016)

江浙地区抬梁和穿斗木构体系典型榫卯节点受力性能

淳 庆1,2吕 伟1,2王建国1,2潘建伍3

(1东南大学建筑学院, 南京 210096)(2东南大学城市与建筑遗产保护教育部重点实验室, 南京 210096)(3南京航空航天大学土木工程系, 南京 210016)

针对江浙地区抬梁和穿斗木构体系中馒头榫、透榫、半榫及瓜柱柱脚直榫4种典型榫卯节点,通过试验研究其在低周反复荷载作用下的破坏模式、滞回曲线、骨架曲线、转角刚度、延性系数及耗能能力.结果表明:馒头榫、透榫、半榫节点的滞回曲线均呈Z形,具有明显的捏拢特性,而瓜柱柱脚直榫节点的滞回曲线呈反S形,较不饱满;这4种榫卯试件均经历了弹性阶段、屈服阶段和破坏阶段,耗能能力随着节点转角的增加而减小;在节点耗能能力上,按从优到劣排序分别为半榫、馒头榫、透榫、瓜柱柱脚直榫.研究结果可为抬梁和穿斗木构建筑的计算分析及保护修缮提供理论基础.

传统木构建筑;抬梁体系;穿斗体系;榫卯节点;受力性能

中国古建筑是以木结构为主体的建筑,是世界三大古建筑体系之一,在世界建筑之林独树一帜,具有鲜明的中华民族特色.中国传统木构建筑的结构体系主要有抬梁式和穿斗式2种.这些木构建筑保存至今,均存在不同程度的损伤或安全隐患,如腐朽、开裂、变形、虫蛀及老化等各种问题.对这些传统木构建筑的受力性能进行科学研究,为计算分析和保护修缮提供科学依据,已是当务之急.

方东平等[1]引入反映榫卯节点特性的半刚性节点单元,建立了有限元模型并进行了受力性能分析.姚侃等[2]依据宋《营造法式》的构造方法对直榫和燕尾榫节点的力学机理进行了研究.谢启芳[3]分析了古建筑木构架在水平荷载作用下的受力性能.周乾等[4-5]研究了故宫太和殿的抗震性能.李鹏[6]考察了藏式木构建筑的抗震性能.肖旻等[7]对广府祠堂木构建筑的典型榫卯节点和木构架的受力性能进行了研究.Chun等[8]探讨了中国南方传统木构建筑典型榫卯节点的抗震性能.Villar等[9]指出木构件接触面间的摩擦作用对抗震很重要,构件间的角度对接触面上的应力分布有影响.D’Ayala等[10]对中国台湾叠斗木构架的抗震性能进行了研究.Hanazato等[11]以日本法隆寺五重佛塔为例,分析其在地震和风荷载作用下结构的力学性能.Parisi等[12]以木构遗产建筑屋顶上的常用节点为对象,研究节点的力学行为.Chang等[13-14]通过对中国台湾穿斗式梁柱节点的模拟试验,探讨了榫卯节点的破坏模式.综上所述,国内研究主要针对中国北方传统木构建筑而言,榫卯节点主要选用燕尾榫和直榫2种,较为单一.国外研究主要针对当地传统的木构节点,与中国传统木构榫卯做法差别较大.江浙地区现存众多的明清民居木构建筑,无论在建筑形制方面,还是榫卯构造做法方面,均明显不同于北方现存较多的官式木构建筑.本文选取江浙地区抬梁和穿斗木构体系典型榫卯节点进行受力性能的试验研究.

1 试验设计

江浙地区传统木构建筑的结构体系主要有抬梁式和穿斗式2种.抬梁式木构架的特点为:柱上搁置梁头,梁头上搁置檩条,梁上再用矮柱支起较短的梁,如此层叠而上,梁的总数可达3～5根(见图1(a)).穿斗式木构架的特点为:用穿枋把柱子串联起来,檩条直接搁置在柱头上;沿檩条方向,再用斗枋把柱子串联起来,由此形成一个整体框架(见图1(b)).针对江浙地区传统木构建筑的调研显示,抬梁木构架单榀框架的榫卯节点主要为馒头榫和瓜柱柱脚直榫(见图2(a));穿斗木构架单榀框架的榫卯节点主要为透榫、半榫和瓜柱柱脚直榫(见图2(b)).

(a) 抬梁木构体系

(b) 穿斗木构体系

(a) 抬梁木构体系

(b) 穿斗木构体系

为了解江浙地区抬梁木构体系和穿斗木构体系的受力性能,通过低周反复试验对2种体系下典型榫卯节点的受力性能进行研究.本试验参考江浙地区实际案例的构造做法,按1∶1.76的缩尺比例设计了4种榫卯节点:馒头榫节点、透榫节点、半榫节点和瓜柱柱脚直榫节点.其中,柱径为170 mm,梁尺寸为100 mm×150 mm,试件材料为杉木.这4种榫卯节点试件尺寸见表1.

表1 2种体系下典型榫卯节点试件尺寸表 mm

本试验用材选用同一批次杉木,通过材性试验得到力学参数:顺纹抗拉强度为91.4 MPa,顺纹抗压强度为30.0 MPa,抗弯强度为50.0 MPa,顺纹抗剪强度为3.6 MPa,抗弯弹性模量为10.238 GPa.试验方法如下:利用机械螺旋加载器低周反复加载;柱顶竖向力采用千斤顶施加,施加竖向荷载10 kN并稳定不变.加载采用位移控制的方法,第1级加载位移为10 mm,以后每级加载位移依次增加10 mm.加载速度为2 mm/min,当节点模型完全破坏时判断为试验结束.在梁端两侧各对称布置4个应变片,用来验证平截面假定和计算应力.在节点区布置了2组共4个位移传感器,用来测量节点的转角变形.试验的加载装置如图3所示.

2 试验现象

2.1 馒头榫

馒头榫试件共计2个,从加载到破坏的过程大体为:随着荷载的不断加大,榫头与卯口不断挤压,梁端开裂且截面出现变形;当荷载继续增大,榫卯节点转角为0.124～0.148 rad时,卯口失去对榫头的约束,载荷迅速下降,节点破坏.馒头榫节点的最终破坏形态为卯口破坏(见图4).

2.2 透榫

透榫试件共计3个,包括2个抱肩式和1个回肩式,抱肩式又分为榫宽不同的2个试件.从加载至破坏其过程大致为:当榫卯节点转角为0.033～0.050 rad时,榫头内部挤紧并发出吱吱声;随后,吱吱声的响度逐渐变大,频率提高,后期声音变成了木材的劈裂声;当榫卯节点转角为0.113～0.138 rad时,榫头根部断裂破坏.透榫节点的最终破坏形态为榫头根部折断(见图5).

(a) 馒头榫、透榫及半榫

(b) 瓜柱柱脚直榫(单位:mm)

(a) 试件M1

(b) 试件M2

2.3 半榫

(a) 试件T1

(b) 试件T2

(c) 试件T3

半榫试件共计3个,包括2个抱肩式和1个回肩式,其中抱肩式根据咬合形式又分为直面式和斜面式.从加载到破坏的过程大致为:当榫卯节点转角为0.050～0.067 rad时,试件开始发出清脆的吱吱声;随后,榫头上出现裂缝,且榫头开始拔出,位移越大,拔出越多;当榫卯节点转角为0.162～0.199 rad时,榫头完全拔出,最终破坏.半榫节点的最终破坏形态为榫头拔出(见图6).

2.4 瓜柱柱脚直榫

瓜柱柱脚直榫试件共计3个,区别在于榫头的宽度和深度不同.从加载至破坏的大致过程为:当榫卯节点转角为0.050～0.083 rad时,榫头内部发出吱吱声响,随着位移的增大,榫头开始逐渐拔出;在位移加载后期,卯口附近的木材出现开裂、翘起等现象;当榫卯节点转角为0.217～0.266 rad时,最终的破坏形式为榫头拔出破坏.图7为瓜柱柱脚直榫节点的最终破坏形态.

(a) 试件B1

(b) 试件B2

(c) 试件B3

(a) 试件G1

(b) 试件G2

(c) 试件G3

3 试验结果

3.1 滞回曲线及骨架曲线

通过对荷载-位移滞回曲线和位移计所测得的转角信息进行处理,得出这4种榫卯节点的弯矩-转角(M-θ)滞回曲线及骨架曲线.

由图8可知,馒头榫、透榫、半榫节点的M-θ滞回曲线均呈Z形,在受力平衡位置处捏拢效应明显,榫卯的滑移量随着转角的增加而不断增加.而瓜柱柱脚直榫节点的M-θ滞回曲线基本呈反S形,曲线不饱满.在弹性阶段,这4种榫卯节点的刚度值基本保持不变;随着转角的增加,试件受力进入塑性阶段,滞回曲线出现捏拢滑移现象,开始出现残余变形,节点刚度也不断退化;当转角继续加大时,滞回曲线的捏拢滑移现象愈发突出;随后,节点的承载力开始下降,变形量继续增长,直至最终破坏.整个受力过程表现出不同程度的延性.

(a) 试件M1

(b) 试件M2

(c) 试件T1

(d) 试件T2

(e) 试件B1

(f) 试件B2

(g) 试件G1

(h) 试件G2

(a) 馒头榫节点

(b) 透榫节点

(c) 半榫节点

(d) 瓜柱柱脚直榫节点

由图9可知,试件均经历了弹性阶段、屈服阶段和破坏阶段.对于馒头榫,当转角为极限转角的0～10%时,试件处于弹性阶段;当转角为极限转角的10%～67%时,试件处于屈服阶段;当转角为极限转角的67%～100%时,试件处于破坏阶段.对于透榫,当转角为极限转角的0～37%时,试件处于弹性阶段;当转角为极限转角的37%～73%时;试件处于屈服阶段;当转角为极限转角的73%～100%时,试件处于破坏阶段.对于半榫,当转角为极限转角的0～24%时,试件处于弹性阶段;当转角为极限转角的24%～70%时;试件处于屈服阶段;当转角为极限转角的70%～100%时,试件处于破坏阶段.对于瓜柱柱脚直榫,当转角为极限转角的0～8%时,试件处于弹性阶段;当转角为极限转角的8%～70%时,试件处于屈服阶段;当转角为极限转角的70%～100%时,试件处于破坏阶段.

3.2M-θ骨架曲线特征值

图10 榫卯节点三折线模型

表2 4种榫卯节点三折线模型特征值计算结果

对4种榫卯节点的M-θ骨架曲线进行分析,可将其近似简化为如图10所示的三折线模型.图中,K1,K2,K3分别为弹性阶段、屈服阶段和破坏阶段的刚度.弹性阶段、屈服阶段和破坏阶段的特征值见表2.由表可知,对于馒头榫节点而言,榫头小的试件的极限转角大于榫头大的试件,但其弹性刚度更小.对于透榫节点而言,相同榫卯尺寸下,抱肩式试件的极限转角和弹性刚度均大于回肩式试件;榫宽大的抱肩式试件的极限转角和弹性刚度均大于榫宽小的抱肩式试件.对于半榫节点而言,相同榫卯尺寸下,抱肩式试件的极限转角小于回肩式试件,但其弹性刚度更大;斜面榫头的抱肩式试件的极限转角大于直面榫头的抱肩式试件,但其弹性刚度更小.对于瓜柱柱脚直榫节点而言,榫卯尺寸大的试件的极限转角小于榫卯尺寸小的试件,但其弹性刚度更大.

这4种榫卯节点的半刚性计算模型可记为

(4)

3.3 节点耗能能力

榫卯节点的耗能能力是结构抗震性能的重要指标,较强的耗能能力可以确保结构在地震作用下振幅迅速衰减.本文采用等效黏滞阻尼系数he来衡量节点的耗能能力[15],该值的大小由荷载-位移滞回曲线的包络线来确定(见图11).图中,P为荷载,Δ为位移.计算公式如下:

(5)

式中,SABC为滞回环ABC的面积;SCDA为滞回环CDA的面积;SOBE为三角形OBE的面积;SODF为三角形ODF的面积.

图11 等效黏滞阻尼系数计算简图

节点的等效黏滞阻尼系数he越高,节点的耗能能力越强.表3为4种榫卯节点的等效黏滞阻尼系数计算结果.表中数据表明:这4种榫卯节点的耗能能力随着节点转角的增大而减小,瓜柱柱脚直榫的等效黏滞阻尼系数最小,均小于0.1;而馒头榫、透榫和半榫的等效黏滞阻尼系数基本在0.1～0.2之间.总体而言,对于江浙地区抬梁和穿斗木构建筑,在节点耗能能力上,按从优到劣排序分别为:半榫、馒头榫、透榫、瓜柱柱脚直榫.

表3 4种榫卯节点等效黏滞阻尼系数的计算结果

4 结语

1) 江浙地区抬梁和穿斗木构体系中，在水平荷载作用下，馒头榫的最终破坏形态为卯口破坏,极限转角为0.124～0.148 rad;透榫的最终破坏形态为榫头根部断裂破坏,极限转角为0.113～0.138 rad;半榫的最终破坏形态均为榫头拔出破坏,极限转角为0.162～0.199 rad;瓜柱柱脚直榫的最终破坏形态均为榫头拔出破坏,极限转角为0.217～0.266 rad.

2) 馒头榫、透榫、半榫节点的M-θ滞回曲线呈Z形,在受力平衡位置处捏拢效应明显,榫卯的滑移量随转角的增加而增加.而瓜柱柱脚直榫节点的M-θ滞回曲线呈反S形,曲线不饱满.4种榫卯试件均经历了弹性阶段、屈服阶段和破坏阶段.

3) 4种榫卯节点的耗能能力随着节点转角的增大而减小,瓜柱柱脚直榫的等效黏滞阻尼系数最小,均小于0.1;而馒头榫、透榫和半榫的等效黏滞阻尼系数为0.1～0.2.总体而言,在节点耗能能力上,按从优到劣排序分别为:半榫、馒头榫、透榫、瓜柱柱脚直榫.

4) 将4种榫卯节点的M-θ骨架曲线简化为三折线模型,并计算延性系数和各阶段的特征刚度.试验结果可供分析江浙地区抬梁和穿斗木构建筑的受力性能参考使用,但还需通过更多的试验研究来验证和完善.

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Mechanical properties of typical mortise-tenon joints of post and lintel construction and column and tie construction of timber buildings in Jiangsu Province and Zhejiang Province

Chun Qing1,2Lü Wei1,2Wang Jianguo1,2Pan Jianwu3

(1School of Architecture, Southeast University, Nanjing 210096, China) (2Key Laboratory of Urban and Architectural Heritage Conservation of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China) (3Department of Civil Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China)

Four kinds of the typical mortise-tenon joints, the Mantou mortise-tenon joint, the Tou mortise-tenon joint, the Ban mortise-tenon joint and the Guazhu straight mortise-tenon joint, of the post and lintel construction and the column and tie construction of timber buildings in Jiangsu Province and Zhejiang Province are investigated. Their corresponding failure modes, hysteretic curves, skeleton curves, rotation rigidities, ductility factors and energy dissipation capacities under the low cyclic loading are experimentally studied. The results show that the hysteretic curves of the Mantou mortise-tenon joint, the Tou mortise-tenon joint and the Ban mortise-tenon joint are Z-shaped and exhibit obvious pinch effects, while those of the Guazhu straight mortise-tenon joint are S-shaped and not plump. During the process of the tests, these four kinds of mortise-tenon joints orderly pass through the elastic stage, the yield stage and the failure stage. The energy dissipation capacities of these mortise-tenon joints decrease with the increase in the joint rotation. The sequence of the energy dissipation capacity in descending order is: the Ban mortise-tenon joint, the Mantou mortise-tenon joint, the Tou mortise-tenon joint, the Guazhu straight mortise-tenon joint. The results can provide the theoretical base for computing analysis and repair design of these two constructions of traditional timber buildings.

traditional timber building; post and lintel construction; column and tie construction; mortise-tenon joint; mechanical property

2014-07-19. 作者简介: 淳庆(1979—)，男，博士，副教授，cqnj1979@163.com.

国家自然科学基金资助项目(51138002)、中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2242013R30001).

淳庆,吕伟,王建国,等.江浙地区抬梁和穿斗木构体系典型榫卯节点受力性能[J].东南大学学报:自然科学版,2015,45(1):151-158.

10.3969/j.issn.1001-0505.2015.01.027

TU366.2

A

1001-0505(2015)01-0151-08