木楔加固对松动透榫节点抗震性能的影响

2022-02-24贺俊筱王娟杨庆山韩淼刘永波

土木与环境工程学报 2022年2期

贺俊筱，王娟，杨庆山，韩淼，刘永波

(1.北京建筑大学北京未来城市设计高精尖创新中心，北京100044；2.北京交通大学 a.土木建筑工程学院;b.结构风工程与城市风环境北京市重点实验室，北京 100044;3.重庆大学土木工程学院，重庆 400044)

上述研究成果基本揭示了不同节点形式完好、残损和加固后的榫卯节点在外荷载作用下的受力性能和抗震特性等。透榫节点对古建筑木结构的抗震性能具有重要影响[15]。木楔加固虽是一种常见的透榫节点加固方式，但现有研究成果鲜有涉及中国古建筑木结构松动节点处存在木楔加固的问题。此外，节点的工作机理及节点加固措施等方面的研究成果几乎都是基于缩尺模型试验得到的，然而，木结构节点具有复杂的材料非线性特性，缩尺模型的试验结果并不能直接应用到实际结构中。为此，笔者以完好、松动和木楔加固足尺透榫节点为研究对象，通过足尺试验研究其变形特点和破坏特征，对比分析完好、松动和木楔加固节点的滞回性能、刚度特性和耗能能力等受力性能。

1 透榫节点试验概况

1.1 试验材料模型加工与制作

参照宋《营造法式》[16]中七等材构件的构造要求，制作了完好节点、松动节点和木楔加固节点的足尺透榫节点模型，如图1所示。以完好节点的尺寸为基准，通过减小枋端大头截面高度来模拟节点的松动状态，节点的细部尺寸见图1(d)和表1。模型所用木材为东北红松，通过材性试验获得东北红松的材性参数见表2。

图1 透榫节点

表1 构件尺寸Table 1 Dimensions of components

表2 木材材性参数Table 2 Material parameters of timber

1.2 试验方案

木柱和枋的安装方式如图2所示。根据木柱尺寸自主设计了类似于抱箍的固定支座，通过支座将水平放置的柱两端固定。将枋端榫头竖向放入木柱的卯口中，通过MTS液压伺服加载系统在枋端施加水平荷载。枋端的水平位移和水平力可直接由MTS作动器测得。试验过程中的位移计布置如图3所示，其中，D1、D2、D3和D4为水平位移计，R1为转角计。在转动过程中，节点变形主要集中在榫头和卯口处；为测得榫头的横纹受压变形，在榫头两侧布置应变片。为测得卯口的顺纹受压，在卯口两侧布置应变片。为了直观地观察榫头的横纹受压变形，在榫头各截面画1 cm×1 cm的网格。

图2 试验装置

根据试验标准ISO-16670[17]，试验采用如图3所示的位移控制加载，第1级加载位移为10 mm，按照级差10 mm逐级递增依次进行循环加载，直到透榫节点破坏，结束加载。位移向右加载为正向，向左加载定为负向。

图3 加载制度

2 试验现象与讨论

1)完好节点：加载初期，榫头未出现明显转动。随后，榫端和卯口边缘逐渐挤紧。继续加载，榫头出现拔榫现象(图4)。加载末期，伴随着采集仪上监测的水平力出现明显跌落，榫头破坏。观察试验现象发现，榫头先经历少量滑移而后与卯口相互挤压，且横纹受压变形随位移的增加而增加。

图4 拔榫

2)松动节点：加载初期，榫头出现滑移现象。随位移增加，节点逐渐挤紧，榫头出现明显木材挤压变形、拔榫和榫头破坏现象。如图5所示，在整个加载过程中，榫头与卯口具有一侧相互挤压，另一侧二者分离的现象。

图5 松动节点榫头与卯口分离Fig.5 Separate of mortise and tenon of loose

3)木楔加固节点：加载初期，木楔无明显受压变形。随转角增加，木楔与卯口逐渐挤紧，木楔出现横纹受压变形。正向加载时，卯口一侧木柱横纹受压痕迹明显，榫头也出现明显受压变形，另一侧木楔被挤扁(图6)，木楔最终发生挤压破坏。此外，加载末期，榫头出现延伸到榫头根部的顺纹撕裂破坏。

图6 木楔加固节点试验现象Fig.6 Test phenomenon of the joint with

加载结束后，榫头的木材挤压变形如图7所示，3个节点模型均在榫头变截面处出现延伸到榫头根部的木纤维顺纹撕裂破坏(图8)。

图7 榫头横纹受压Fig.7 Compression deformation of

图8 木纤维顺纹撕裂破坏Fig.8 Wood fiber torn along the

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线

完好节点、松动节点和木楔加固节点的滞回曲线如图9所示，弯矩由水平力与加载点到榫头的距离乘积得到，转角由转角计测得。为满足节点安装的要求，完好节点具有初始缝隙，因此，其具有较短的滑移段，如图9(a)所示。松动节点的滑移段较长，正反向的初始挤压转角均大于完好节点，如图9(b)所示。木楔加固节点无明显滑移段，初始挤压转角较松动节点提前，如图9(c)所示。初始加载时，节点木材变形较小，节点耗能较少。随着加载位移的增加，榫端与卯侧的相互作用增加，榫头的摩擦滑移量变大。此时曲线包络面积增加，表明节点耗能增加。在反向加载到0.050 rad时，3组节点弯矩出现迅速下降，榫头均发生破坏。

图9 滞回曲线

图10为3组节点的滞回曲线对比图，节点的滞回曲线均呈“反Z形”。其中，完好节点的滞回曲线最饱满。松动节点具有明显滑移段和捏拢效应，木楔加固后，节点的滑移现象减弱，滞回环比松动节点的更饱满，表明木楔提高了松动节点的耗能能力，且节点提供的恢复弯矩明显增加，虽然仍小于完好节点的恢复弯矩，滞回曲线的饱和程度也略低于完好节点，但木楔能有效改善松动节点的耗能能力和抵抗外荷载的能力。

图10 完好、松动和木楔加固节点的滞回曲线Fig.10 Hysteretic curves of SJ, LJ and

3.2 骨架曲线

图11 骨架曲线

如图11所示，完好节点滑移段较短，节点的转动弯矩最大。松动节点滑移段较长，其转动弯矩最小。木楔加固节点通过木楔与卯口的反复挤压使节点恢复弯矩明显提高，有效减小了榫卯节点的滑移段；如图11所示，木楔对正向加载段弯矩的提高程度高于反向加载段，这是因为正向加载时，木楔与卯口挤压程度增加(图6(a))。在加载后期，木楔加固节点的弯矩与完好节点几乎接近，较松动节点的弯矩提高约30%。正向加载到0.050 rad时，由于木楔发生挤压破坏，刚度曲线出现明显下降段，表明榫卯节点主要依靠木材的挤压力抵抗外荷载。

3.3 刚度退化曲线

根据每级控制转角下刚度的计算方法[15]，得到图12所示的刚度退化曲线。由图12可知，榫头先滑移，刚度较小。榫端与卯侧相互挤压时，节点抗弯刚度逐渐增加。当榫头木材屈服后，刚度降低，曲线下降。当超过0.050 rad后，榫头出现材料破坏，刚度迅速下降；木楔加固节点和完好节点的正向加载段刚度变化基本一致，表现为初始加载段刚度较低，随后榫头与卯口的挤压变形和木楔与卯口的挤压变形使二者的刚度增加。继续加载，二者刚度降低。另一侧加载时，由于木楔加固节点的滑移量相对较大，其刚度较小，随后榫端与卯侧互相挤压，刚度增加。到0.037 5 rad时，木楔加固节点的刚度与完好节点接近；到0.050 rad时，木楔发生挤压破坏，刚度下降。由图12可知，在转动过程中，榫卯节点一般会首先滑移，具有接触非线性特征，表现为初始

图12 刚度退化曲线Fig.12 The degradation curves of

刚度较小而滑移较大；随变形的发展，榫头与卯口相互接触挤紧，节点刚度逐渐增大并出现弹性、弹塑性变形，且正反向刚度表现出差异性。

3.4 耗能

透榫节点的耗能能力来源于节点的摩擦、木材的塑性变形耗能以及节点破坏时的材料断裂耗能，用等效粘滞阻尼系数he来衡量[6]。

3组节点的he-θ曲线如图13所示，初始加载时节点的等效黏滞阻尼系数较大，表明透榫节点主要依靠摩擦耗能，此时木材挤压变形消耗的能量较少。当榫头与卯口互相接触后，he随转角增加而逐渐减小，随后经历一段平稳段后又有所回升。这是因为在滑移段时，节点摩擦耗能增加，随着节点弹性变形的出现，节点耗能减小；当节点破坏时，3个节点榫头变截面处木纤维撕裂破坏以及木楔挤压破坏，消耗能量较大，节点耗能能力增加。

图13 等效黏滞阻尼系数与转角曲线Fig.13 Curves of equivalent viscous damping coefficient and rotational

3.5 应力状态

为研究木楔加固后榫卯的应力状态，直观地明晰节点区域内部应力、应变等微观受力性能的变化，建立了ABAQUS有限元模型(图14)。材料本构关系选用双线性简化模型，材性参数见表2；模型网格单元选用C3D8R实体单元。FEM的边界条件与试验一致。榫头与卯口之间的法向作用选用“硬接触”，切向作用采用静动摩擦来处理。

图14 节点有限元模型Fig.14 Finite element models of

图15为完好节点、松动节点和木楔加固节点在加载中间状态(对应转角为0.028 rad)时的变形和应力云图。当转角为0.028 rad时，完好节点榫头右侧挤压处最大应力为1.802 MPa，松动节点榫头右侧挤压处的最大应力为1.42 MPa，木楔加固节点榫头右侧挤压处最大应力为0.83 MPa，木楔的最大应力为1.8 MPa。根据榫头的应力变化可知，木楔加固后，由于木楔直接与卯口接触，榫头的变形量进一步减小，应力也随之减小，而木楔的变形和应力增加。因此，木楔能显著减小榫头的变形和应力，使榫头不易出现横纹压缩破坏。