張錫成 胡成明 韓乙楠

摘 要：為了準確描述半剛性榫卯柱架在水平荷載下的抗側(cè)行為，提出能夠綜合考慮榫卯節(jié)點半剛性和柱體搖擺效應的彈性桿彈簧單元的簡化分析模型。分別采用直接剛度法和靜力凝聚法計算得到柱架的整體剛度矩陣和抗側(cè)剛度表達式，通過計算值和擬靜力試驗結(jié)果的對比，驗證了模型的有效性。選取木材彈性模量、榫卯剛度、柱高及豎向荷載為研究對象進行拓展參數(shù)分析，結(jié)果表明：考慮柱體搖擺的柱架抗側(cè)剛度明顯大于不考慮時的剛度;彈性模量對抗側(cè)剛度的影響很小;柱體搖擺對柱架抗側(cè)剛度的影響程度隨節(jié)點剛度的增大而逐漸降低;柱高越大，柱架的抗側(cè)剛度越小;豎向荷載對柱架的抗側(cè)性能有明顯的提升作用。根據(jù)參數(shù)分析結(jié)果，進一步提出基于剛性桿彈簧單元的實用計算方法，計算誤差穩(wěn)定在10%左右，可以滿足工程精度要求。

關(guān)鍵詞：木結(jié)構(gòu)古建筑;榫卯節(jié)點;柱體搖擺;抗側(cè)剛度;恢復力模型

中圖分類號：TU366.2 文獻標志碼：A 文章編號：2096-6717（2022）02-0072-11

基金項目：國家自然科學基金（51508454）;陜西省自然科學基礎(chǔ)研究基金（2019JM-078）

作者簡介：張錫成（1984- ），男，博士，副教授，主要從事古建筑木結(jié)構(gòu)抗震及加固保護研究，E-mail： xicheng-zhang@163.com。

Abstract： In order to accurately describe the lateral behavior of semi-rigid mortise-tenon frame under horizontal load， a simplified analysis model with elastic rod-spring element is proposed， which can comprehensively consider the semi-rigid effect of mortise-tenon joint and rocking column effect. The global stiffness matrix and lateral stiffness expression of the frame are obtained by direct stiffness method and static condensation method respectively. The proposed model is verified by comparing the calculated values with the low cyclic loading test results. The wood elastic modulus， mortise-tenon stiffness， column height and vertical load were selected as analytical parameters. The parameter results show that the lateral stiffness of the frame with consideration of rocking column is significantly greater than that without consideration. The influence of elastic modulus on the lateral stiffness is very small; The influence of rocking column on the lateral stiffness is gradually reduced with the increase of joint stiffness; The higher the column height， the smaller the column lateral stiffness. The vertical load can significantly improve the lateral performance of the frame. According to the results of parameter analysis， a practical calculation method based on rigid rod-spring element is further proposed. The calculation error is stable at about 10%， which can meet the requirements of engineering accuracy.

Keywords：ancient timber building; mortise-tenon joint; rocking column; lateral stiffness; restoring force model

中國傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)建筑風格鮮明，結(jié)構(gòu)形制獨特，具有極其重要的歷史、藝術(shù)及科學研究價值，其最為鮮明的結(jié)構(gòu)特點是梁柱之間采用榫卯連接。據(jù)歷史資料記載，木結(jié)構(gòu)古建筑在遭遇強烈地震時的震害往往是“墻倒而屋不塌”[1]，榫卯連接而成的柱架完好無損或柱腳略微滑移，表現(xiàn)出了優(yōu)良的抗震性能。因此，研究榫卯節(jié)點在反復荷載作用下的力學性能具有重要的科學價值和現(xiàn)實意義。

目前，關(guān)于木結(jié)構(gòu)古建筑中柱架力學性能的研究主要集中在榫卯連接受力機理以及柱腳連接受力性能等方面。在榫卯連接研究方面，方東平等[2]對西安北門箭樓進行了現(xiàn)場以及縮尺模型的激振試驗，證實了榫卯節(jié)點具有半剛性的結(jié)構(gòu)屬性，且節(jié)點的剛度對結(jié)構(gòu)整體剛度影響很大;姚侃等[3]、謝啟芳等[4]、張錫成等[5]通過典型榫卯連接的試驗研究和理論分析系統(tǒng)研究了節(jié)點的半剛性連接特性，提出了不同榫卯節(jié)點形式的恢復力模型及簡化分析力學模型;潘毅等[6]、周乾等[7]、高永林等[8]根據(jù)對透榫及燕尾榫節(jié)點試驗結(jié)果的分析，建立了以彈性點、屈服點與極限點為特征點的三折線多參數(shù)M-θ力學模型;淳慶等[9]、陳慶軍[10]分別對江浙地區(qū)、廣州地區(qū)榫卯榫節(jié)點進行了低周反復荷載試驗，研究了其抗震性能。Li等[11]采用基于等效框架的虛擬荷載法和基于等效框架的D值法對雙跨傳統(tǒng)木構(gòu)架進行了研究;Chang等[12]研究了帶有縫隙的臺灣傳統(tǒng)木構(gòu)建筑榫卯節(jié)點，基于Hankinson公式推導了該類節(jié)點的剛度計算式。

在柱腳連接方面，姚侃等[13]基于古建筑柱礎(chǔ)與柱架的特性分析，建立了柱與柱礎(chǔ)的摩擦滑移隔震體系模型，并給出柱腳摩擦滑移判定條件;賀俊筱等[14]、王娟等[15]發(fā)現(xiàn)木柱搖擺會產(chǎn)生較大的恢復力，柱腳在搖擺狀態(tài)下的受力性能對整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和整體性有著重要的影響;高潮等[16]通過理論分析研究了受水平地震作用的古建筑木結(jié)構(gòu)柱非線性響應，發(fā)現(xiàn)柱頂荷載對木柱抵抗傾覆有明顯效果。Lee等[17]通過柱腳局部受壓試驗得到了木柱轉(zhuǎn)角與水平力之間的關(guān)系;Maeno等[18]通過柱架的擬靜力試驗得出了整個構(gòu)架的恢復力模型和榫卯節(jié)點的恢復力模型，計算得到了基于搖擺現(xiàn)象的木柱恢復力模型。

上述研究均未涉及半剛性榫卯柱架抗側(cè)剛度的計算分析問題，且未考慮柱體搖擺效應的影響。為此，筆者對半剛性榫卯柱架抗側(cè)剛度簡化計算方法進行研究，并考慮柱體搖擺效應的貢獻，提出考慮柱體搖擺效應的榫卯柱架簡化力學模型及抗側(cè)剛度簡化計算公式，并基于試驗研究驗證了該模型和公式的有效性。

1 柱體的搖擺效應

1.1 木結(jié)構(gòu)古建筑中柱體的搖擺效應

木結(jié)構(gòu)古建筑中柱腳采用平擺浮擱式做法（圖1），直接將柱體平置于柱底的礎(chǔ)石之上，屬于典型的天然斷離式連接。在遭遇地震作用及橫風荷載等水平反復荷載作用下，柱體會由于柱腳的反復抬升和復位產(chǎn)生“搖擺效應”。一方面降低了強烈地震作用下柱架本身的延性需求，另一方面減小了礎(chǔ)石在傾覆力矩作用下的抗拉需求，減小了地震破壞，起到了減震效果[19]。文獻[20]通過單層單開間空間柱架結(jié)構(gòu)的振動臺試驗研究發(fā)現(xiàn)：結(jié)構(gòu)水平地震作用下的變形主要集中在柱架層，柱架層的變形以側(cè)向變形為主，柱體產(chǎn)生明顯的搖擺效應。且由于柱架層和斗栱層剛度的較大差異，斗栱層側(cè)向變形很小，可以忽略不計，柱體的搖擺會導致上部荷載作用點的偏移，由上柱截面形心位置移動到最外側(cè)邊緣，如圖2所示。這種現(xiàn)象僅在單層帶斗栱建筑中被發(fā)現(xiàn)，多層木結(jié)構(gòu)古建筑中是否存在此現(xiàn)象尚缺乏深入研究。

若將柱體視為剛體（圖3），水平荷載P和豎向荷載N共同作用下產(chǎn)生側(cè)向位移δ，由靜力平衡條件可推導出三者的關(guān)系式為

式中：P為由于柱體搖擺產(chǎn)生的傾斜恢復力，N;N為豎向荷載，N;dc、lc分別為木柱的直徑和高度，mm;δ為木柱側(cè)移變形。

根據(jù)上述剛體理論計算的柱體搖擺產(chǎn)生的P-δ曲線為一條傾斜的直線，如圖4所示，圖中的P0可看作將木柱視為剛體時由于豎向荷載引起的柱體搖擺恢復力。然而，由于木材的彈塑性性質(zhì)，柱腳和柱頭的邊緣會由于壓力作用產(chǎn)生順紋方向的塑性變形，進而影響受力分析時合力作用點位置的確定。因此，考慮實際變形后柱體搖擺的P-δ曲線與剛體曲線相差較大，根據(jù)已有試驗研究結(jié)果[18]可知，試驗得到的P-δ曲線為一條曲線（圖4）。值得注意的是，P0是剛體柱在轉(zhuǎn)動過程中的最大恢復力。而實際上，考慮變形體變形后其柱腳轉(zhuǎn)動的最大恢復力Pmax應該小于P0，根據(jù)試驗擬合到二者的關(guān)系為[21]

1.2 考慮搖擺效應的柱體簡化模型

為便于建立簡化模型，忽略柱體的彎曲變形和剪切變形，并通過在柱腳引入一個轉(zhuǎn)動剛度為kf的旋轉(zhuǎn)彈簧（圖5）?？紤]柱體在搖擺過程中產(chǎn)生的恢復力，根據(jù)靜力等效原則，建立二者的關(guān)系為

1.3 柱體搖擺的恢復力模型

日本學者通過大量試驗研究，提出了木結(jié)構(gòu)古建筑柱體搖擺狀態(tài)下的傾斜恢復力模型[22]，如圖6（a）所示。由圖6（a）可知，柱體的搖擺狀態(tài)可以分成3個階段（圖6（b）），狀態(tài)①：當δ≤0.1dc時，柱體側(cè)移較小，將產(chǎn)生抵抗側(cè)向變形的恢復力（正值）;狀態(tài)②：當0.1dc<δ≤dc時，柱體側(cè)移較大，但仍未超過柱徑，也將產(chǎn)生抵抗側(cè)向變形的恢復力（正值）;狀態(tài)③：當δ>dc時，柱體側(cè)移大于柱徑，將產(chǎn)生與側(cè)向變形方向一致的恢復力（負值），結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌。其中，狀態(tài)①可以作為計算柱架側(cè)向剛度的依據(jù)。

由圖6（a）中的恢復力模型以及公式（4）可以得出圖5中所采用柱腳旋轉(zhuǎn)彈簧的恢復力模型，如圖7所示。

值得注意的是，此模型僅適用于柱體搖擺導致上部荷載作用點偏移到柱體上表面最外側(cè)邊緣的情況。對于荷載作用點位置不變的情況，仍需進一步引入新的恢復力模型，但此模型與圖7相比，僅在柱腳轉(zhuǎn)動剛度kf取值上有所區(qū)別，不影響后續(xù)的研究過程和研究結(jié)論。

2 柱架抗側(cè)剛度的簡化計算

2.1 基于彈性桿彈簧單元的計算簡圖

研究表明，當古建筑木柱柱徑大于200 mm時，需要考慮由于柱架水平變形導致的柱體搖擺效應[22]，因此，以一榀單層單跨柱架為例（圖8（a）），計算大柱徑（柱徑大于200 mm，考慮搖擺柱效應）和小柱徑（柱徑不大于200 mm，不考慮搖擺柱效應）柱架抗側(cè)剛度時的彈性桿彈簧單元計算簡圖分別如圖8（b）、（c）所示。值得注意的是，當柱腳彈簧剛度為零時，圖8（b）所示的計算簡圖將與圖8（c）相同。

2.2 柱架剛度計算

采用直接剛度法[23]計算柱架的整體剛度矩陣，為了便于求解柱架的抗側(cè)剛度，利用先處理法對節(jié)點位移進行編號，如圖9所示。其中，編號1是

指柱架的側(cè)移（忽略額枋軸向變形），編號2～7是指對應節(jié)點的轉(zhuǎn)角位移。

采用直接剛度法，可以得到柱架的整體剛度矩陣，如式（5）所示。

由式（5）可知，考慮柱體搖擺效應的半剛性榫卯柱架與常規(guī)的框架結(jié)構(gòu)相比，其剛度矩陣的形式并不相同，主要表現(xiàn)在彈簧單元在相鄰結(jié)點的剛度系數(shù)影響上（剛度矩陣中的相關(guān)主系數(shù)和副系數(shù)）。將結(jié)點力與結(jié)點位移寫成分塊形式，則有

結(jié)合已有研究成果得出的榫卯剛度計算方法和柱體搖擺的恢復力模型，利用式（9）便可以計算柱架的抗側(cè)剛度。

3 計算公式試驗驗證

3.1 試驗簡介

文獻[24]按照《營造法式》設(shè)計制作了縮尺比為1∶3.52的透榫柱架，并進行了擬靜力試驗，參考此試驗結(jié)果作為理論分析的對照。模型采用俄羅斯紅松制作，試件尺寸如圖10所示，加載方式如圖11所示，實測得到木材的彈性模量為10 110 MPa。

3.2 理論計算與試驗結(jié)果對比分析

采用式（9）計算柱架計算剛度，首先要確定透榫節(jié)點的轉(zhuǎn)動剛度kj。為此，將同尺寸同工況（豎向荷載均為20 kN）下獲得的M-θ骨架曲線進行平均化處理，得到其平均骨架曲線[24]，以消除木材材性離散性造成的誤差，如圖12所示。再將平均骨架曲線進行多項式擬合，得到其擬合曲線，如圖13所示，從而可知透榫節(jié)點的轉(zhuǎn)動剛度kj=48.40 kN·m/rad。將計算參數(shù)進行歸納匯總，列于表1。

將表1所示參數(shù)代入式（9），通過Matlab進行矩陣計算，得到試驗透榫柱架的抗側(cè)剛度的計算值k=46.62 N/mm。

為了得到透榫柱架抗側(cè)剛度的試驗值，將測試得到的柱架P-Δ骨架曲線進行平均化處理，得到其平均骨架曲線，如圖14所示。再將平均骨架曲線進行多項式擬合，得到其擬合曲線，如圖15所示，從而可知透榫柱架的抗側(cè)剛度試驗值k=52.74 N/mm。

計算值與試驗值的誤差為（46.52-52.74）/52.74=-11.6%，表明二者的誤差較小，所提出的抗側(cè)剛度計算式（9）具有一定的精度，可以用于計算柱架的抗側(cè)剛度，進而為地震作用下結(jié)構(gòu)的抗側(cè)變形驗算提供理論依據(jù)。值得注意的是，所引證的文獻無法考慮柱腳轉(zhuǎn)動剛度的影響，該方法有待后續(xù)更多科研人員進行進一步的試驗驗證。

4 抗側(cè)剛度參數(shù)分析

為了進一步研究榫卯柱架各物理參數(shù)對其抗側(cè)剛度的影響規(guī)律，仍以圖10所示的柱架為原型，選取木材彈性模量E、榫卯剛度kj、柱高lc及豎向荷載N為研究對象，基于式（9），采用Matlab求解矩陣進行拓展參數(shù)分析。

4.1 彈性模量E的影響

設(shè)原型結(jié)構(gòu)中木材的彈性模量為E0，計算模型中的為E，調(diào)整二者之間的比值就可以模擬不同木材類型的影響。表2列出了彈性模量不同時計算得到的柱架抗側(cè)剛度值。表中E/E0=∞表示桿件為剛性桿件，柱腳旋轉(zhuǎn)彈簧的轉(zhuǎn)動剛度kf按圖7中所示公式計算：kf=8×20 000×1 500=2.4×108 N·mm/rad。

將表2數(shù)據(jù)繪于圖16中。由圖16可以看出，彈性模量相同時，考慮柱體搖擺時的柱架抗側(cè)剛度大于不考慮柱體搖擺時的剛度，說明柱體搖擺對柱架抗側(cè)剛度有較大的貢獻。隨著彈性模量的增大，柱架抗側(cè)剛度均呈現(xiàn)出先增加后趨于穩(wěn)定的變化規(guī)律，最終收斂于某一數(shù)值，即桿件為剛性桿時的抗側(cè)剛度值。總體而言，不考慮柱體搖擺（小柱徑結(jié)構(gòu)）時，抗側(cè)剛度計算值離散性較小，說明彈性模量E對抗側(cè)剛度的影響較小;考慮柱體搖擺（大柱徑結(jié)構(gòu)）時，抗側(cè)剛度計算值離散性略大，但分別對比E/E0=0.7和E/E0=∞時的計算值可知，二者的差距僅為（248.44-275.64）/275.64=-9.87%，說明彈性模量E對抗側(cè)剛度的影響也很小。因此，可以采用剛性桿彈簧單元模型代替彈性桿彈簧單元模型來計算柱架的抗側(cè)剛度，其誤差可控制在工程允許的范圍內(nèi)。

4.2 榫卯剛度kj的影響

設(shè)原始結(jié)構(gòu)中榫卯節(jié)點的初始剛度為kj0，計算模型中榫卯節(jié)點的剛度為kj，調(diào)整二者比值的大小可以模擬不同的榫卯連接方式。表3給出了不同榫卯連接剛度下計算模型的抗側(cè)剛度及其比值k/k′。表中kj/kj0=∞表示節(jié)點為剛性節(jié)點。

將表3數(shù)據(jù)繪于圖17中。由圖17（a）可以看出，榫卯剛度相同時，考慮柱體搖擺時的柱架抗側(cè)剛度要大于不考慮柱體搖擺時的剛度。隨著榫卯剛度的增大，柱架抗側(cè)剛度均呈現(xiàn)出先升高后趨于穩(wěn)定的變化規(guī)律，最終收斂于某一數(shù)值，即結(jié)點剛接時的抗側(cè)剛度值?？傮w而言，榫卯剛度對結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度影響較大，由于節(jié)點剛度偏小，導致整個柱架的抗側(cè)剛度也較小，接近于柔性框架。由圖17（b）可知，隨著節(jié)點剛度比kj/kj0的逐漸增大，兩種計算模型得到的抗側(cè)剛度比值k/k′越來越小，并收斂于1.3，說明柱體搖擺對柱架抗側(cè)剛度的影響程度隨節(jié)點剛度的增大而逐漸降低。對于榫卯節(jié)點而言，隨著木材的老化及干縮變形，其剛度明顯退化，實際剛度會略小于或者遠遠小于原始剛度，即kj/kj0<1，此范圍為柱架抗側(cè)剛度的敏感區(qū)間，抗側(cè)剛度基本與榫卯節(jié)點剛度同比例變化。因此，在計算實際結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度時，有必要考慮柱體搖擺的影響。

4.3 柱高lc的影響

設(shè)原始結(jié)構(gòu)中柱高為lc0，計算模型中柱高為lc，調(diào)整二者比值的大小可以模擬不同柱高的影響。表4給出了柱高不同時的抗側(cè)剛度計算值。

將表4數(shù)據(jù)繪于圖18中，由圖18可以看出，柱高相同時，考慮柱體搖擺時的柱架抗側(cè)剛度也大于不考慮柱體搖擺時的剛度。隨著柱高的增大，柱架抗側(cè)剛度均呈現(xiàn)出逐漸下降的趨勢，表明柱高越大，柱架的抗側(cè)剛度越小，柱高對柱架的抗側(cè)性能有不利影響。

4.4 豎向荷載N的影響

設(shè)原始結(jié)構(gòu)中豎向荷載為N0，計算模型中豎向荷載為N，調(diào)整二者比值的大小可以模擬不同豎向荷載（屋蓋重量）的影響。表5給出了豎向荷載不同時抗側(cè)剛度的計算值。

將表5數(shù)據(jù)繪于圖19中。由圖19可以看出，豎向荷載相同時，考慮柱體搖擺時的柱架抗側(cè)剛度也大于不考慮柱體搖擺時的剛度;不考慮柱體搖擺時，豎向荷載對柱架抗側(cè)剛度沒有影響;考慮柱體搖擺時，隨著豎向荷載的增大，柱架抗側(cè)剛度也逐漸增大，表明豎向荷載對柱架的抗側(cè)性能有明顯的提升作用，這也揭示了木結(jié)構(gòu)古建筑的大屋蓋存在的合理性，厚重的大屋蓋可以大幅度提高柱架的抗側(cè)性能，降低水平荷載作用下的側(cè)移變形。

5 基于剛性桿彈簧單元的實用計算方法

5.1 實用計算方法及公式

由前述分析可知，可采用剛性桿彈簧單元模型代替彈性桿彈簧單元模型來計算柱架的抗側(cè)剛度，以達到簡化計算的目的。剛性桿彈簧單元模型及其在水平荷載作用下的變形和受力分析如圖20所示。

由靜力平衡條件很容易推出水平力F與水平位移Δ之間滿足關(guān)系的表達式

將表1中的數(shù)據(jù)代入式（11）并與基于彈性桿彈簧單元導出的抗側(cè)剛度計算式（式（9））進行比較，二者的差值為（48.69-52.74）/52.74=-7.69%，說明二者誤差很小，滿足工程精度要求。因此，工程實踐中，可以采用基于剛性桿彈簧單元導出的簡化計算式（式（11））計算柱架的抗側(cè)剛度，以快速評估木結(jié)構(gòu)古建筑的抗側(cè)性能。

進一步地，對于多開間、等高柱架結(jié)構(gòu)，其抗側(cè)剛度簡化公式為

式中：n為開間數(shù)量，一般取1～11中的奇數(shù)。

5.2 實用計算方法誤差分析

為了進一步驗證式（11）的可靠性，選取榫卯節(jié)點剛度為基本變化參數(shù)，采用不同計算模型得到的柱架抗側(cè)剛度如表6所示，并將表6數(shù)據(jù)繪于圖21中。

從圖21可以看出，不考慮柱體搖擺效應時，基于剛性桿彈簧單元模型的抗側(cè)剛度簡化計算公式的計算結(jié)果與基于彈性桿彈簧單元模型的計算值隨著節(jié)點剛度的增加逐漸增大，節(jié)點剛度越小，二者結(jié)果越接近，誤差接近于零;當節(jié)點剛度增大到5倍時，誤差基本控制在25%以內(nèi)?？紤]柱體搖擺效應時，二者的計算誤差基本穩(wěn)定在10%左右。表明采用提出的簡化計算公式可以較好地計算榫卯柱架的抗側(cè)剛度。因此，該簡化計算公式可用于木結(jié)構(gòu)古建筑的受力分析和抗側(cè)性能評價。在評價具體工程問題時，可采用現(xiàn)場實測材性數(shù)據(jù)及相關(guān)文獻給出的計算公式[4-6]確定榫卯節(jié)點剛度的取值。

6 結(jié)論

1）在遭遇地震或橫風等水平作用時，木結(jié)構(gòu)古建筑中的柱體會由于柱腳的反復抬升和復位產(chǎn)生“搖擺效應”，進而產(chǎn)生較大的恢復力。考慮柱體搖擺的柱架抗側(cè)剛度明顯大于不考慮時的剛度，因此，在計算榫卯柱架的抗側(cè)剛度時，柱體的“搖擺效應”不可忽略。

2）基于彈性桿彈簧單元簡化模型，采用直接剛度法和靜力凝聚法得到了抗側(cè)剛度的計算值。

3）彈性模量對抗側(cè)剛度的影響很小;柱體搖擺對柱架抗側(cè)剛度的影響程度隨節(jié)點剛度的增大而逐漸降低;柱高越大，柱架的抗側(cè)剛度越小;豎向荷載對柱架的抗側(cè)性能有明顯的提升作用。

4）基于剛性桿彈簧單元的實用計算方法所得計算剛度值與彈性桿彈簧單元的計算結(jié)果相差較小，計算誤差基本穩(wěn)定在10%左右，且能夠?qū)崿F(xiàn)快速計算的目的，可用于木結(jié)構(gòu)古建筑的受力分析和抗側(cè)性能評價。

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（編輯 王秀玲）

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