CFRP布加固古建筑木构架抗震试验

周乾，闫维明，张博

(1.北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室，北京 100124;2.故宫博物院，北京 100009)

我国古建筑以木结构为主，其主要特征之一为梁和柱采用榫卯节点形式连接，即梁端做成榫头形式，插入柱头预留的卯口中。地震作用下，一方面榫头与卯口之间的相对挤压和摩擦可耗散地震能量;另一方面卯口从榫头拔出，造成拔榫(图1a)。拔榫降低了构件之间的联系，对结构稳定具有不利影响，因此需要加固。很多学者对榫卯节点的力学性能及加固方法进行了研究，如文献[1－2]采用数值模拟方法，研究了榫卯节点的拔榫机理，讨论了刚接、铰接及半刚接(榫卯连接)节点对结构耗能的影响;文献[3－4]引入了反映榫卯节点刚度特性的半刚性节点单元来研究中国古建筑力学特性;文献[5－6]采用试验方法，研究了不同形式榫卯节点的破坏模式，总结出节点M—θ回归方程表达式，提出了榫卯节点安全评估方法和加固建议;文献[7]采用数值计算方法，分析了故宫太和殿三次间正身顺梁榫卯节点破坏的原因，提出了采取钢木组合结构加固榫卯节点的方案并获得了良好效果;文献[8]采用振动台试验方法，研究了扁钢加固榫卯节点的抗震效果并进行了全面评价。

图1 节点拔榫及传统加固方法照片

从工程应用现状来看，我国古建榫卯节点的传统加固方法以铁件拉接为主(图1b)。该法虽然能在一定程度上提高节点的抗震性能，但是存在铁件易锈蚀、破坏木构件，不可逆等问题[9]，因而具有一定的局限性。CFRP(carbon fibre reinforced plastic)布具有抗拉强度高、自重轻，耐腐蚀好，裁剪方便等优点，并在钢结构、钢筋混凝土结构等结构体系中得到了深入研究[10－11]。CFRP布同样也可用于古建筑木结构加固[12－13]。当利用它来加固榫卯节点时，将其包裹在榫卯节点区域，不仅可约束节点拔榫，而且增加了节点抗弯和抗剪承载力。文献[14－15]通过对1∶3.52比例的木结构平面框架模型进行低周反复加载试验，研究了CFRP布加固榫卯节点后的抗震性能，得出了CFRP布可在一定程度上提高榫卯节点刚度和承载力的结论。

研究表明[16]:木构古建梁、柱本身没有耗能能力，木构架耗能能力主要通过梁柱节点的转动产生。为此，本文基于上述成果，以故宫太和殿某开间为研究对象，制作1∶8缩尺比例的4梁4柱木结构空间框架模型，通过人工加载方式进行低周反复加载试验，从构架角度研究CFRP布加固榫卯节点的抗震性能。由于太和殿为我国建筑规模最大的殿堂式古建筑，其柱高达12.32m。若模型尺寸过大，将造成模型安装、加载、数据测量均不便。为减小试验误差，采取1∶8缩尺比例模型，可得模型的尺寸见图2所示。该模型尺寸约为普通木构古建筑木构架原型尺寸的1/3;此外，该模型尺寸与文献[14－15]中1∶3.52模型尺寸相近。因此，本文采取的缩尺比例可用于木构古建榫卯节点抗震性能及加固方法研究。

1 试验方案

1.1 试验模型

模型参考故宫太和殿某开间实际尺寸及《清式营造则例》相关规定，选取二等材抬梁式构架的承重檐柱和额枋制作，材料为东北红松，榫卯节点则选定为承重构架常采用的燕尾榫节点形式。按清式营造尺计算，取1寸 =3.2cm，斗口尺寸取5.5寸，获得额枋、檐柱及燕尾榫的相关尺寸见表1所示。为方便加载，柱头截面高出额枋150mm[16]。模型屋顶采用混凝土板模拟。考虑太和殿屋顶分层构造做法及相邻开间屋面重量的影响，求得本开间屋顶的重量为65.92t，该重量可认为是作用于柱顶的集中荷载。根据模型相似关系[17]，求得混凝土板重量为1.03(65.92/82)t。混凝土板安放方式为浮搁在柱顶。支座考虑为单向铰支座形式，采用钢板和套筒加工制作而成，转动方向与加载方向(南北向)相同。构架及节点模型大样见图2所示。

表1 木构件及节点尺寸

图2 模型大样

试验所选CFRP布为北京某建筑工程材料有限公司生产，厚度为 0.11mm，弹性模量为 2.35×105MPa，抗拉强度为2100MPa;配套碳纤维胶由厂家提供，胶的拉伸剪切强度为11MPa，粘接拉伸强度为3.42MPa。CFRP布的粘贴层数为1层，粘贴方式为:将80mm宽的CFRP布条对每个节点的梁部内外两侧进行包裹，包裹长度为从柱边缘外延250mm;另外，为增强水平向CFRP布对节点的粘接约束力并防止在低应力下产生剥离破坏，采用6根50mm宽的CFRP布条对节点两侧的梁进行竖向包裹，条间距为50mm。CFRP布加固榫卯节点尺寸见图3所示。

图3 CFRP布加固尺寸

1.2 量测与加载制度

为了获得构架的侧移，在每根柱子的上部沿受力方向布置了±200mm量程的位移计(编号W1～W4);为了测定节点弯矩，在每根柱子的内外侧分别布置了电阻应变片(编号Z1～Z8);为了测定榫卯节点转角，在沿受力方向的两根梁的上下端部布置了两个量程为±100mm的位移计(编号Wa～Wh)，通过上下位移计的读数差来获得节点转角。模型测点布置情况见图2所示。

由于所需的外力不是很大，试验采用手动加载，力传感器的吨位控制在1t左右。另一方面，考虑到加载过程中木构架侧移较大，因此采用变幅位移控制的加载方式，基于已有的成果[16]，加载的位移控制值为 0，±30mm，±60mm，±90mm，±120mm，±150mm，每级位移循环一次。

2 试验现象

试验在北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室试验大厅进行。首先进行了3组未加固构架试验，在此基础上，进行了2组CFRP布加固构架试验。构架及节点在试验过程中的主要特征描述如下:

(1)无论节点加固与否，对构架进行推拉时，榫头与卯口产生咬合并产生吱声。构架侧移越大，榫卯节点咬合越严密，因此吱声也越响;在平衡位置附近，榫头与卯口之间的咬合强度下降，节点刚度下降，吱声减小并消失。

CFRP布加固榫卯节点后，节点位置除了有吱声外，还有劈裂声。经观察，是CFRP布脱胶及开裂的声音，且随着构架侧移增大，劈裂声越明显。加载结束后，发现四个角点CFRP布均有拉裂现象，且西北侧角点最明显，上部开裂宽度达30mm(图4b圆圈部分)。另外，由于加载方向为南北向，故每个节点的南北向CFRP布出现拉坏，而东西向的CFRP布仅出现脱胶。

(2)从外力看，构架侧移较小时，在平衡位置附近由于节点自身恢复力的作用，不需要多大外力构架能自行恢复到平衡位置;构架侧移大时，由于节点转角大，榫卯咬合紧密，且屋面板重量产生的偏心矩较大，因此使构架恢复到平衡位置的外力也要增大。当构架侧移较大时，外力超过榫头与卯口之间的摩擦力，榫头在绕卯口转动的同时还将产生拔榫，构架自身也产生明显变形，见图4。

另与未加固构架相比，加载CFRP布加固构架所需的外力明显增强，且构架侧移越大，人工加载越困难。这说明CFRP布加固榫卯节点后，可有效提高构架的承载力。

(3)CFRP布加固榫卯节点后，节点的拔榫尺寸发生了变化。图5为图2中节点A上下端的拔榫曲线，其中:u表示节点上端，d表示节点下端，负值表示拔榫，正值表示插榫(即榫头与卯口挤紧)。易知，无论节点加固与否，拔榫量远大于插榫量;对于未加固节点，节点最大插榫量为4mm，拔榫量为13.5mm;CFRP布加固节点后，插榫量增大至4.7mm，拔榫量则减小至12.7mm，且由图5b可知，加固构架试验是在榫卯节点已有2mm的初始拔榫量基础上开始的。因此，CFRP布加固榫卯节点后，在一定程度上减小了节点拔榫值。

图4 构架及节点变形照片(Δ=150mm)

3 试验分析

3.1 P—Δ 滞回曲线

构架在水平荷载作用下的滞回曲线是其抗震性能的一个综合体现，能反映结构的承载力、抗裂度、变形能力、耗能能力、刚度及破坏机制等。一般来说，滞回环面积越大，说明构架的耗能能力越强。基于试验结果，获得了构架加固前后的P—Δ(力—侧移)曲线见图6，其中位移为正表示推，负表示拉。

易知无论构架加固与否，其P—Δ滞回曲线有如下特点:(1)随着Δ值增大，滞回曲线的形状以Z形为主。这说明榫卯节点在受力过程中有较大的相对滑移距离，且随着Δ值增大而增大。(2)Δ值较小时，曲线斜率较小，反映了榫卯节点尚处于松弛状态，提供的承载力较小;Δ值增大，曲线斜率增大，反映了榫卯节点咬合，提供的承载力增加;Δ值继续增大，此时榫头从卯口拔出，曲线斜率开始减小;当Δ值达到控制位移附近时，外力反向，曲线下降段斜率较大，反映了构架恢复力较小，残余变形较大。(3)构架滞回环较饱满，且随着侧移增大而外鼓，反映了构架的耗能性能较好;滞回环左右两部分基本相同，反映了构架受推及受拉过程的耗能能力基本相同。

图5 节点A上下端拔榫曲线

图6 构架P—Δ滞回曲线

CFRP布加固榫卯节点后，构架的P—Δ滞回曲线与加固前又有如下不同之处:(1)Δ值较小时，未加固构架的曲线形状为S形，而CFRP布加固构架的形状为弓形。这是因为CFRP布对节点的约束作用，提高了节点承载力，因而榫头与卯口之间的相对滑移没有加固前明显。(2)在加载阶段，加固后的构架屈服位移大于加固前;在卸载阶段，加固后构架的曲线斜率要小于加固前;这说明CFRP布加固榫卯节点后，可提高构架屈服点和恢复力，减小残余变形。(3)与未加固构架相比，由于CFRP布对榫卯节点的约束作用，曲线在平衡位置的捏拢效应不明显，在控制位移处的下降没有未加固节点明显，因而在滞回环表现为中间位置比未加固构架饱满而两端比未加固构架捏缩。

3.2 骨架曲线

把滞回曲线上所有循环的峰值点连接起来，就得到了骨架曲线。骨架曲线反映了构架的开裂、屈服、极限承载力及加载过程中力和位移关系的相对变化规律等特征。绘出CFRP布加固榫卯节点前后构架的P—Δ骨架曲线见图7所示，其中B代表加固前，A代表加固后，i代表第i组，i=1～3(下同)。易知加固后构架的骨架曲线斜率大于加固前，说明CFRP布加固榫卯节点后提高了构架的侧移刚度，这主要是因为CFRP布限制了节点的转动造成的。从曲线峰值看，CFRP布加固节点后的构架承载力可提高至原来的2.5倍。另构架加固前后的骨架曲线均相对比较平缓，反映了加固后的构架仍具有较好的延性。

图7 构架骨架均值曲线

3.3 构架耗能

采用等效粘滞阻尼系数he来表示构架的耗能能力[17]，值越大表示构架的耗能能力越强。分别求出CFRP布加固榫卯节点前后各构架在每个加载循环过程中的he值，绘出he—Δ均值曲线见图8所示。易知:(1)无论构架加固与否，随着Δ值增大，其耗能能力趋于稳定。由于节点耗能主要通过榫头和卯口之间的相对摩擦来实现。而Δ值增大时，榫卯节点转角相应增大，榫头与卯口间的相对滑移和转动距离增大，在榫头完全拔出卯口之间，节点的耗能能力保持较为稳定状态。(2)CFRP布加固节点后，构架的耗能能力有所略下降。CFRP布对节点拔榫产生约束作用，节点的转动受到限制，榫卯与卯口之间相对滑移距离减小，因而影响摩擦耗能能力发挥。加固后构架的耗能能力在Δ=150mm时最小，均值为加固前的80%(Δ=150mm时，加固前构架的 he均值为0.172，加固后构架的 he均值为0.138)。

图8 构架he—Δ均值曲线

3.4 刚度退化

在水平荷载作用下，构架刚度随着循环周数和控制位移增大而减小，即产生刚度退化。构架侧移在每次达到控制位移时的刚度可按下式计算[14]:

式中:ki为第i级荷载作用下构架的侧移刚度，Pi为第i级荷载峰值，Δi为第i级峰值荷载对应的构架侧移。

分别各构架计算每一级加载循环下的刚度值(单位:kN/mm)，绘出构架加固前后的侧移刚度退化曲线见图9。易知:(1)Δ值较小时，加固后构架的侧移刚度远大于加固前。未加固构架的承载力主要由榫卯节点的转动提供，在Δ值较小时，节点尚处于松弛状态，提供的承载力很小;而CFRP布加固榫卯节点后，通过对节点转动的约束作用，可提供较大的承载力。(2)Δ值增大时，无论构架加固与否，其侧移刚度都有下降趋势，而CFRP布加固构架表现明显。榫头绕卯口转动过程中会产生拔榫，且在Δ值增大时表现明显，因而构架刚度下降。CFRP布加固榫卯节点后，构架承载力由CFRP布与榫卯节点共同提供。由于CFRP布本身不具有刚度，对榫卯节点转动的限制能力较差，在Δ值较大时其提供的承载力减小，因而构架刚度退化相对未加固构架更明显。(3)由于CFRP布的加固作用，构架在每个受荷阶段的刚度值相对未加固构架而言要有明显提高。

图9 构架k—Δ均值曲线

3.5 延性系数

构架的抗震性能主要从强度、刚度、变形能力及耗能能力进行评价，而构架的变形能力可用延性系数表示。本试验中，构架延性系数可按如下公式计算:

式中:μ为构架延性系数;Δu为构架极限位移，由于作动器行程有限，参考两组试验结果，取 Δu=150mm;Δy为构架屈服位移，当构架屈服点不明显时，可采取图10所示方法取值[17]。

图10 屈服点确定方法

在图10中过原点O做直线OA将骨架曲线分成Ⅰ、Ⅱ两部分且它们的面积相等，点A在过极限荷载点C的水平线上，过点A做垂线与骨架曲线相交与点B，点B即为近似屈服点。

对各构架试验数据进行分析，求得构架的延性系数见表2所示。易知CFRP布加固榫卯节点后，构架的延性系数变化不大，因此加固后的构架仍有良好的变形能力。

表2 构架μ值

4 结论

本文采用低周反复加载试验方法，研究了CFRP布加固古建筑榫卯节点后构架的抗震性能。结果表明:CFRP布加固榫卯节点后，虽然构架耗能能力略有下降，但节点拔榫量减小，构架的侧移刚度和承载力增大，且加固后的构架仍然具有良好的变形能力。因此，CFRP布具有较好的加固效果，可用于古建筑木结构实际加固工程。

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