单檐歇山式木构古建抵抗极端烈度地震试验调查研究

周 乾，闫维明，杨 娜，纪金豹

(1. 故宫博物院，北京 100009； 2. 大同大学历史与旅游文化学院，山西大同 037009；3. 工程抗震与结构诊治北京市重点实验室(北京工业大学)，北京 100124； 4. 北京交通大学土木建筑工程学院，北京 100044)

0 引 言

我国是个多地震国家，近年来地震活动频繁，对古建筑造成了不同程度的破坏。研究古建筑的抗震构造及抗震机制，有利于对其保护与维修。论文《单檐歇山式古建筑抗震性能振动台试验》[1]中，笔者以故宫某单檐歇山式木构古建为原型，制作了包含浮放柱础、柱架、(五踩)斗拱、歇山屋顶、墙体等明清官式木构古建所具备的所有构造的模型，通过对模型输入强度逐渐增加的1940年El-Centro波(最大值x向：PGA=0.3 g，y向：PGA=0.35 g)(PGA，Peak Ground Acceleration)，获得了模型典型节点的位移和加速度响应，讨论了模型的减震系数，评价了浮放柱底、榫卯节点、斗拱、屋顶、墙体等构造的抗震性能。然而，对于我国明清官式木构古建而言，其抗震性能的现有研究仍存在不足之处。典型问题之一，即关于中国官式木构古建的抗震性能“度”的问题。我国木构古建筑具有“大震不倒”的能力已被普遍认可，但是这种“大震”的烈度究竟有没有上限，或者中国木构古建在何种烈度地震作用下才会产生严重破坏甚至倒塌，相关研究亦较少。

部分学者开展了与该问题相关的研究。王晓东等[2]采用数值模拟方法，以沧州铁狮子文物为对象，研究了8度罕遇地震(PGA=0.4 g)作用下铁狮子的抗震性能，认为铁狮子本身及现有支架的应力都远小于材料的容许应力，最大位移不足1 mm，表明目前状态下的铁狮子结构在罕遇地震作用下处于安全状态。薛建阳等[3]以宋《营造法式》规定的相关尺寸为依据，制作了考虑平摆浮搁柱底、榫卯节点、斗拱等构造的古建模型，其中榫卯节点采取CFRP布(CFRP，Carbon Fiber Reinforced Plastic)加固；基于振动台试验，认为地震作用下，柱础的摩擦滑移、半刚性榫卯节点的转动以及斗拱铺作层的滑移使得结构模型地震响应大幅度减小，满足“小震不坏、中震可修、大震不倒”的设计要求。周乾等[4]采取数值模拟方法，研究了故宫太和殿在8度罕遇地震(PGA=0.4 g)作用下的抗震性能，认为结构因位移过大可能产生屋顶掉瓦，榫卯节点因内力过大可能会产生拔榫，墙体会产生倒塌，浮放柱底、榫卯连接及斗拱构造均有利于减小地震力作用。Pan等[5]采取调查分析方法，研究了2015年尼泊尔加德满都谷地8.1级地震对文物建筑的破坏，认为当地建筑以砌体(砖木)结构为主，墙体间分层明显且有偏心现象，构件之间缺乏可靠连接，材料强度低等原因，导致当地建筑普遍损毁。上述成果为本研究开展奠定了良好的基础。

作者仍以《单檐歇山式古建筑抗震性能振动台试验》中的木结构模型[1]为对象，测试强震作用下中国明清官式木构古建抗倒塌能力。基于此，本研究对已开展试验的模型进行修复后，采取振动台试验手段，采取与原文相同种类、相同作用方向的地震波，开展强震作用下中国木构古建抗震性能及震害机制研究。根据节目制作方要求，本试验仅探讨中国官式木构古建究竟在何种地震烈度作用下倒塌(抵抗极端强震的能力)，因此采取逐级增强地震波烈度的试验方法。即地震波强度从PGA=0.1 g(x向，烈度比x∶y=0.85∶1)起，按0.05 g逐渐增加强度，直至模型倒塌(实际上由于作动器能力限制，地震波烈度最终加载到约PGA=1.5 g)。由于没有类似试验作为参照，研究人员无法准确断定模型在何种地震烈度作用下倒塌。为避免强震作用下模型可能倒塌并对测试仪器造成破坏，因此没有进行强震作用下模型地震响应的数据采集，但获得了大量珍贵的视频和照片资料。下面对强震作用下模型的试验现象及典型震害进行分析说明。

1 试验现象及分析

试验现象显示，无论在何种地震烈度作用下，模型的大木构架均能保持近似稳定的振动状态。下面结合视频及照片资料，对强震(PGA=1.5 g为主)作用下，模型各构造的试验现象进行具体说明及分析。

1.1 柱底

柱底在地震作用下的运动形式表现为摇摆为主，摩擦滑移为辅。其摇摆运动表现为柱底与柱顶石之间的相对“开合”运动，但柱底始终与柱顶石接触，其接触面积由大到小，不断反复运动。地震结束后，柱底基本复位，但与初始位置有少许偏差。柱底在柱顶石上的摩擦滑移很不明显，表现为地震作用下，在柱底绕柱顶石摇摆过程中，两构件之间由于挤压及水平外力作用而产生的相对错动。地震作用下柱底运动的视频截图如图1所示。

分析认为，柱底作上述运动的主要原因与柱底—柱顶石之间的构造相关。在故宫官式大木结构古建做法中，柱底与柱顶石的连接构造为平摆浮搁关系。支撑大木构架柱子的柱顶石固定在地面，其上表面为平滑，见图2a。柱子立在柱顶石上后，与柱顶石形成平摆浮搁连接构造，见图2b。这种构造不仅避免了柱底插入地下造成的糟朽问题，而且有利于对地震作用产生“卸力”效果，即地震力由柱顶石向上传递时，由于柱底和柱顶石的平摆浮搁连接方式(有很强的转动能力，且水平约束力很小)，其在柱底位置产生的弯矩和剪力很小，避免了柱底产生折断。同时，地震作用下，柱底与柱顶石之间的少许摩擦滑移，还可耗散部分地震能量。

图1 柱底运动视频截图Fig.1 Capture of motion of the column roots

图2 柱底与柱顶石的连接构造Fig.2 Connection constitution between a column root and its base

不仅如此，柱底-柱顶石的平摆浮搁连接构造更有利于产生摇摆隔震效果[6]。隔震的机制在于将地震动作用与建筑物通过特殊部位(主要是基础)隔离开来，使得输入到建筑上部的地震力迅速减小，甚至避免建筑物产生破坏。本研究中的古建筑在基础连接部位进行了适当弱化，放松了上部结构与基础交界面处的约束，上部结构与基础交界面可以受压，但几乎没有受拉能力，使得柱底在地震作用下发生摇摆。这使得在水平地震作用下，上部结构在与基础交界面处可以产生一定的抬升和复位，形成自由摇摆结构。由于地震作用，柱底在柱顶石上的反复抬升和复位就有利于上部结构产生摇摆运动。这种摇摆运动不仅削弱了地震力，而且有利于上部结构避免产生过大的变形，并最终能够恢复到原有位置附近，因而可起到很好的隔震效果。

1.2 柱架

柱架即柱与额枋组成的框架体系。在地震作用下，柱架产生摆动，且随着地震作用增强而表现明显。各柱架基本保持同步摆动，方向一致。这种摆动表现为柱架整体在水平面内的摇摆，但没有产生扭转。其原因在于柱底与柱顶石之间的水平向相对无约束状态，使得柱架犹如一个刚体，表现为水平面内往复运动。地震作用下柱架运动的试验视频截图如图3虚线部分所示。

图3 柱架摇摆视频截图Fig.3 Capture of sway of the column structure

分析认为，柱架的运动状态与柱架构造密切相关。其一，柱架的柱底平摆浮搁在柱顶石上，使得水平地震作用下，柱底可产生相对自由的运动，柱底位置的内力也很小，不会在该位置产生破坏。其二，柱顶与水平额枋采用榫卯接点形式连接，即柱顶做成卯口形式，而水平额枋端部则做成榫头形式，插入卯口中。另水平额枋由大额枋、小额枋、由额垫板做成叠加构件体系，见图4。节点整体截面尺寸较大，这无疑增加了榫卯节点的转动能力，减小了榫头在地震作用下产生挤压破坏的可能性。上述两种构造特征使得柱架成为一个近似运动体系，并通过摇摆隔震、摩擦挤压耗能来减小自身的破坏。

图4 柱架的柱与额枋照片Fig.4 Photo of a column and tie beams of the column structure

强震作用下，柱子绕柱顶石转动，柱架开始抬升。由于屋顶质量较大，屋顶重量产生的抵抗弯矩大于地震力产生的倾覆弯矩，因而柱架抬升到一定高度后，又能够回到初始位置，产生自复位功能。由于在柱架这种抬升—复位运动过程中，柱底始终与柱顶石接触(柱架未产生抛起分离)，因而柱架及上部构件不会因为撞击地面而产生冲击内力。柱架犹如一个刚体产生自复位运动，柱头以柱脚为圆心摆动，柱脚转动支点左右交替变化，屋顶重量则使得柱架复位，从而出现“高位不倒翁”现象，而柱架在整个过程中保持稳定状态[7]。这种运动方式相对于现代结构基础固定约束状态而言，无疑增大了上部结构的振动周期，产生隔震效果，且柱架的运动使得部分地震能量转化为动能。此外，柱顶的卯口与额枋端部的榫头之间也产生摩擦和挤压，并产生相对运动(转动及滑动)。强震作用下，柱脚抬升时，柱身产生倾斜，与额枋产生相对变形，榫头与卯口之间产生相对运动，并随着柱脚抬升幅度增大而表现明显；柱脚复位时，榫头与卯口之间的相对运动逐渐减小，并逐渐恢复到初始位置附近，榫头与卯口之间则会因为地震力作用原因而产生拔榫，但始终保持连接状态[8]。随着柱架的摇摆，柱顶榫卯节点不断进行开合运动，且由于榫卯节点数量较多，其间亦耗散了较为可观地震能量[9]，有利于减小结构的震害。

1.3 斗拱

强震作用下，坐斗下部的平板枋随柱架摇摆，且在地震强度增大时，有局部分离大额枋顶部的迹象，但随着柱架复位而很快恢复到初始位置。对于斗拱分层构件而言，上下各分层构件随着柱架做近似一致的往复摆动(水平面内)，斗拱构件之间的相对运动不明显。斗拱层犹如一个整体，随着柱架一起往复摇摆，其摆动幅度并不剧烈，见图5，可反映传到斗拱层的地震力并不大。

图5 斗拱运动视频截图Fig.5 Capture of motion of the tou-kung

分析认为，斗拱在强震作用下的运动特性与其构造特征及木材弹性密切相关。从构造上讲，尽管斗拱由众多细小构件组成，但是这些构件分层有序，搭接牢固。其中，上下层构件通过暗销连接，同一层构件通过搭扣相接(后文震害分析部分有图示说明)。这种连接方式使得斗拱为一个较为牢固的组合体。同时，木材弹性模量较小，使得斗拱各分层构件之间有较好的弹性变形及恢复能力。另斗拱的最下层构件即坐斗是通过暗销固定在平板枋上，而平板枋则为平摆浮搁在大额枋上，3种构件位置关系的照片见图6所示。

1. 坐斗； 2. 平板枋； 3. 大额枋图6 斗拱底部的主要构件Fig.6 Components under the tou-kung

强震作用下，由于柱底摇摆隔震及榫卯节点摩擦耗能，实际传到斗拱层的地震力已产生较为明显的衰减。平板枋层由于与柱顶、大额枋层之间无水平向约束，因而在地震作用下产生近似分离的运动，但是由于上部屋顶层传来的重量提供的抗倾覆弯矩及其本身截面较小的高宽比[10]，使得这种分离运动表现得非常轻微，平板枋层很快复位，对上部斗拱层的整体性能影响亦很小。对于斗拱层而言，传到该位置的地震力又被分散到不同的构件上。然而这些构件之间的上下咬合、水平搭扣连接，使得绝大部分构件彼此之间的约束作用相对较强，不足以因地震作用而产生明显的开裂、脱落现象。较好的弹性性能又能使这些构件在地震作用下很快复位。因而在强震作用下，斗拱各构件连接紧密，产生整体侧向倾斜-复位运动的可能性要大于上下层构件间的摩擦滑移；斗拱无明显破坏[11]。

1.4 屋顶

屋顶主要包括梁架、望板、椽子及瓦面。强震作用下，屋顶做平面内的摆动，并有轻微幅度的平面扭转。屋顶质量占整个木构架质量的80%左右，这对下部木构架的运动起到主导作用。屋顶各组成部分的运动保持近似同步，犹如一个整体(刚体)产生运动。整个试验过程中，梁架部位未有明显挤压声或开裂声，各构件做近似同步运动，幅度轻微，可反映梁架部位受到的地震力较小；最顶层瓦面未见瓦件松动或掉落，瓦顶与梁架同步运动，可反映瓦件受到的地震力较小。强震作用下模型屋顶试验照片如图7所示。

图7 屋顶运动照片Fig.7 Photo of motion of the roof

分析认为，强震作用下屋顶的运动状态与木构架连接构造相关。其一，平摆浮搁柱底、榫卯连接及斗拱的构造均能在一定程度上削弱地震力[12]，这使得传到屋顶部位的地震力进一步减小。其二，对于屋顶木构架本身构造而言，其梁架各构件之间通过搭扣相连接；梁架上部为椽子，椽子用钉子固定在梁架顶部；椽子上部则是望板，望板亦用钉子固定在椽子上。上述不同构件的连接关系见图8。这种结构使屋面结构成为整体性很强的“曲面板”，整体刚性很大，在地震作用下很难产生破坏。其三，屋面板之上是分层泥背及瓦件，各瓦件与铺瓦泥之间有较好的黏结力，足以抵抗地震破坏。其四，模型屋顶质量较大，这虽然增加地震时的惯性力，但它同时可以增强斗拱的竖向减震能力、柱底的抗滑移能力及榫卯节点的咬合力，保证了结构的整体性及稳定性[13]。另本研究中的屋顶在地震作用下产生轻微的扭摆，其主要原因与歇山建筑屋顶形式有关。歇山屋顶质量分布不一致，前后坡质量较大，左右坡质量较小，这使得传递到前后坡屋顶的地震力相应更大，并带动左右坡屋顶扭摆。

1. 梁架； 2. 椽子； 3. 望板图8 屋顶的主要木构件Fig.8 Main timber components of the roof

1.5 墙体

墙体是本研究中唯一产生明显破坏的构造。在PGA=0.2 g左右，墙体即产生倒塌。地震作用下，墙体倒塌视频截图见图9红线框部分所示，但左右侧墙体非同时倒塌。除了地震力因素外，左右两侧墙体施工方式不同亦为主要原因，后文有较为详细描述。古建墙体的抗震能力主要通过砖墙与灰浆之间的黏结力提供，这种强度普遍较低，因而很容易遭受地震破坏[14]。与木构架稳定、均匀而又缓慢的摆动相比，墙体在地震作用下摇晃明显，且很快产生倒塌，可反映其抗震性能较差。但是，这并不影响木构架整体的抗震性能。墙体倒塌后，木构架仍保持稳定运动状态。

图9 墙体倒塌视频截图Fig.9 Capture of collapse of the filler wall

2 震后调查

强震作用下，本模型并未产生倒塌，体现了中国木结构古建筑的良好抗震性能。然而，由于地震力很大，古建筑不可避免地要产生不同形式及程度的破坏。以下分别考虑浮放柱底、榫卯节点、斗拱、额枋-垫板、椽子、墙体等构造，对模型的震害影响进行调查分析。为便于描述，绘出含有各个柱子位置编号的模型平面，见图10。

图10 模型平面图Fig.10 Plan view of the model

2.1 柱底偏移

经勘察，发现模型的各柱根在震后大都不能完全回复到初始位置，而是产生了程度不一的偏移，见图11。其中，红线位置为柱根在柱顶石上的初始位置。为便于描述，对各红线标记进行了加粗处理。图11各柱根产生偏移的情况如下：

1) 点A处柱顶石往南偏移15 mm，见图11a。A处柱子原有位置，位于模型东南角。震前柱外皮在柱顶石上的红线位置，柱北侧底部外皮离相应柱顶石外皮的距离为60 mm。该尺寸考虑了约柱高尺寸1%的侧脚(无侧脚时上述距离为50 mm)。即安装柱子时，将该位置柱根向东、南各移动了10 mm，柱顶位置保持不动，见图12(左为侧脚前，右为侧脚后)。需要说明的是，根据古建侧脚构造做法，所有外檐柱子的柱根都要向外移动柱高尺寸的0.7%～1%，使得整个建筑平面为外八字形状。如东侧的柱子，其柱根向东移动。对于东、南、西、北四个角部位置的柱子而言，其柱根为双向移动。侧脚的优点在于：降低了古建筑结构整体的重心，同时各柱子由近似竖向平行体系(易产生瞬间失稳)转变为稳定的三角支撑体系(外檐柱子延长线有交点)。

图11 浮放柱底震害照片Fig.11 Photos of damages of the free-standing column roots

图11a的拍照方向为北向南，发现柱根往南错动15 mm(其南侧柱根外皮与柱顶石外皮的距离由40 mm减小至25 mm)。从点A处的震害来看，结构模型东南角柱根向南移动，其产生的原因主要包括2个方面：1)柱底与柱顶石的相对摩擦滑移。根据明清官式木构古建的构造做法，柱根并非深入地下，而是浮放在柱顶石上。地震作用下，柱架产生摇晃，而柱根则在柱顶石上滑动。地震波作用结束后，柱根与柱顶石产生了一定的摩擦滑移距离。2)大木构架的摇晃。从观测的试验现象来看，地震作用下，尤其是强震作用下，大木构架产生整体摇晃。这种摇晃犹如站立的人，其两脚八字形迈开，尔后在外力作用下，左脚抬起(右脚支撑)、左脚落地(右脚抬起)，如此反复。对于大木构架而言，其已经有了八字侧脚构造，而柱底又处于纯浮放状态，在地震作用下产生水平摇晃。然而，由于侧脚构造的原因，结构整体重心降低。结构在每次摇晃后，都能回到原始位置附近，犹如不倒翁一般。而结构在回复到初始位置时，其柱根不能完全准确地落回初始位置，因而与初始位置产生了一定距离。

图12 侧脚示意图Fig.12 Sketch of the Cejiao constitution

柱根产生滑移或错动，偏离了其在柱顶石上的初始位置，使得柱根外皮与柱顶石外皮距离减小，造成了柱根从柱顶石上脱落的潜在隐患(尽管尚未脱落)[7]。由此可知，古建柱根平摆浮搁于柱顶石上时，其与柱顶石外皮的距离要充足，以保证柱根产生上述运动的需求。

2) 点D处柱根往北偏移20 mm，见图11b。点D位于模型的东北角，震前该位置北侧柱根外皮与柱顶石外皮的距离为40 mm(侧脚后)，见图示红线标记。震后该位置柱根不能完全复位，使得上述间距减小至20 mm。该震害亦是地震作用下柱根在柱顶石上产生滑移、摇摆的运动结果。

3) 点E处柱根往北偏移10 mm，见图11c。需要说明的是，该位置柱根在震前已经往南侧脚了10 mm，见红线标记。地震作用下，柱根产生运动，震后不能复位，实际偏移的距离为20 mm。一方面，柱根浮放形式使其易产生偏离初始位置的震害；另一方面，侧脚形成的八字形构造有利于结构整体的稳定，并相应避免了该位置柱根产生的过大侧移，使得震后的柱根仍能立在柱顶石上。

4) 点G处柱根北偏移10 mm，见图11d。点G位于模型西北侧，该位置柱根侧脚为往西，北侧外皮与对应的柱顶石外皮的初始间距为50 mm(即该位置柱根并未在南北向侧脚)。地震作用下，柱根在柱顶石上产生摩擦滑移及摇晃运动，震后向北产生偏移10 mm，使得上述间距变为40 mm。相对于以上3处位置的柱根而言，该位置柱根偏移量较小。分析认为，该位置柱子南北两端均有水平拉接体系(额枋)，而点A、点D处柱子在南北向仅有一端受到水平拉接作用，因而其柱根相对于前者更加容易产生错动。

5) 点H处柱根往南偏移20 mm，见图11e。点H位于模型西北角，震前已考虑侧脚构造(柱根往北偏移10 mm)，该位置柱子北侧外皮与对应的柱顶石外皮初始距离为40 mm。地震作用下，柱根在柱顶石上产生运动。震后柱根与初始位置产生南向偏移，且从立面来看，H处柱子与G处柱子形成内八字形状，不利于上部木构架之间的挤紧，见图11f。该震害特征可反映浮放柱根复位的随机性。另由于柱顶石平面形状为圆形，且圆心与柱截面形心重合，因而该特征有利于柱根复位时仍落在柱顶石上。

另各柱根在东西向亦产生偏移，但相对于南北向而言明显偏小。分析认为，其主要原因在于模型南、北两端有厚重的填充墙。尽管该填充墙不承担屋顶传来的荷载，但其水平刚度远大于木构架。水平地震作用下，木构架产生东西向运动时，要受到填充墙的限制作用[15-16]，其柱架侧移量减小，相应柱根侧移不明显。

2.2 节点开裂、拔榫

柱身与额枋通过榫卯形式连接。地震作用下，榫卯节点位置附近易产生不同形式震害，见图13。

榫卯节点的主要震害描述如下：

1) A处的穿插枋与柱子相交部位产生裂缝，其中穿插枋榫头的裂缝贯穿整个榫头长度，缝长150 mm，缝宽5 mm；柱裂缝长320 mm，缝宽8 mm，见图13a。为便于观察，开裂位置用红色虚线进行了标注。分析认为，这个裂缝产生的原因在于榫头与卯口之间的挤压力过大。强震作用下，柱架产生比较剧烈的晃动。而柱底又是平摆浮搁在柱顶石上，地震作用下，柱底在柱顶石上产生较为明显的往复摆动(图14)，伴随着柱底与柱顶石之间的摩擦滑移。柱底摆动时，其局部会脱离柱顶石，随后又由于屋顶重力作用而落回至柱顶石上，期间与柱顶石产生较大的内力。这种内力上传至榫卯节点位置时，很容易对榫头及卯口产生过大的挤压力(榫头与卯口的搭接部位，构件截面尺寸远小于柱身截面，因而易产生较大应力)。

2) B点位置的小额枋与柱子之间产生5 mm的拔榫，见图13b的虚线框部分。分析认为，其主要原因在于榫卯节点的运动。地震作用下，木构架产生摇晃。而木构架的梁端做成榫头形式，插入柱顶预留的卯口中，形成榫卯连接。其中，图13b中虚线部分的榫卯节点属于燕尾榫形式，该形式节点的构造示意见图15。榫卯连接的构造特征使得地震作用下，木构架的摇晃带动榫头与卯口产生相对转动摩擦和挤压运动，见图16。一方面，榫头与卯口之间的挤压摩擦可耗散部分地震能量，另一方面，木构架变形恢复后榫头不能完全恢复到初始状态，或多或少与卯口产生相对位移，即拔榫。拔榫尺寸在容许范围内时[17]，榫卯连接仍可视为安全状态。但由于地震作用造成的节点拔榫，仍属于古建筑震害症状之一。

图13 榫卯节点震害照片Fig.13 Photos of damages of the tenon-mortise joints

3) D处榫头底皮与柱顶之间有约5 mm空隙，且其北侧榫头与卯口之间存在未能完全恢复的夹角，见图13c～13d中虚线框部分。分析认为，这是地震作用后木构架不能完整复位的结果。地震使得木构架产生摇摆，而D处的额枋与柱子以箍头榫(图17)形式连接。地震作用下，箍头榫梁端的榫头与柱顶的卯口之间要产生挤压、摩擦，亦可耗散部分地震能量。这种榫卯节点形式由于是水平双向交互拉接，其整体性能要优于燕尾榫(单向拉接)节点，因而在地震作用下产生拔榫的机率较低。但在地震作用下，柱架产生明显摆动，而柱顶的卯口与额枋端部的榫头之间存在挤压和摩擦(产生内力和变形)，这使得榫卯节点在地震作用结束后无法完全恢复到初始连接状态。而当震后柱底在柱顶石上存在偏移时，柱顶位置由于柱身倾斜的原因会与榫头产生一定的夹角，且卯口顶部与榫头底部产生一定距离的空隙。

图14 柱底摇摆运动示意图Fig.14 Sketch of sway motion of the column root

图15 燕尾榫节点构造示意图Fig.15 Sketch of constitution of the dovetail tenon-mortise joint

图16 榫卯节点运动示意图Fig.16 Sketch of motion of the tenon-mortise joint

图17 箍头榫构造示意图Fig.17 Sketch of the constitution of the Gutou type of tenon-mortise joint

4) G处额枋榫头出现水平裂缝，且南侧表现明显，见图13e中虚线部分。裂缝宽度均10 mm左右，长度约180 mm，在柱顶卯口位置开裂更严重。分析认为，这是额枋端部的榫头与柱顶上的卯口挤压所致。图18为额枋榫头照片资料图。由图可知，额枋榫头截面尺寸远小于额枋其他部位(榫头截面宽度约为额枋宽度的1/4)。地震作用下，柱架运动带动榫头、卯口之间的摩擦和挤压运动。这种运动使得榫卯节点位置产生较大的内力，而榫卯节点的截面尺寸相对较小，非常容易产生局部应力过大，并导致节点破坏。从图13e来看，榫卯节点表现出的破坏形式是榫头出现的水平裂缝。另这种裂缝属于水平剪切裂缝，其主要原因在于木材的抗剪强度很差[18-19]。古建实际工程中，也有很多榫头因剪切强度不足而产生水平裂缝的实例，如图19所示的故宫某古建额枋水平裂缝。

图18 额枋榫头照片Fig.18 Photo of the tenon of tie beam

5) H处柱顶出现竖向裂缝，裂缝位于柱与穿插枋相交形成的透榫边界，宽约10 mm，长约300 mm，见图13f所示。另透榫节点构造示意图见图20所示。其中，图20b的红色区域为榫头与卯口的接触截面。该种类型榫卯节点的榫头贯穿柱身，并再伸出1/2柱径尺寸，称为“大进小出”做法[20]。由图可知，榫头截面尺寸充足，在地震作用下绕卯口转动时，不易产生破坏。相比而言，柱身卯口尺寸较小。地震力较大时，柱架的摇摆使得榫头对卯口产生较大的挤压力，致使卯口位置局部应力过大而开裂[21]。地震力继续增大，裂缝檐柱身顺纹剪切方向扩展(木材顺纹剪切强度很差)，形成本试验中的震害状况。

2.3 斗拱偏离、错位

斗拱的震害照片见图21。

图20 透榫连接示意图Fig.20 Sketch of connection means of the Tou type of tenon-mortise joint

图21 斗拱震害照片Fig.21 Photos of damages of the tou-kung

本研究中，斗拱的主要震害症状如下：

1) 图21a中，B处斗拱的三才升错位约10 mm，见图中虚线部分。分析认为，这与斗拱构造特征密切相关。从构造角度讲，斗拱由坐斗、拱、翘、升等很多小的构件在竖向叠加组成，见图22。上下层斗拱之间，采用暗销连接，见图23中的虚线内部分(暗销主要用于同一竖向平面内上下层斗拱连接，上下层相交斗拱连接则以交互搭扣为主)。地震作用下，柱架的摇摆会带动其上部的斗拱产生运动。但斗拱构件间的暗销连接使得其犹如一个整体产生摇摆(以坐斗底为中心)，其分层构件之间产生程度不一的摩擦和挤压，并可耗散部分地震能量[11]。当地震波强度增大时，分配到斗拱各构件的地震力大于暗销的剪切强度时，会导致构件之间连接失效，并使得构件产生运动。与其他构件相比，三才升的截面尺寸较小，且其与下部构件(图21a为正心瓜拱)连接的暗销截面尺寸要小，很容易首先产生破坏，因而产生较为明显的往复摩擦滑移。而地震波作用结束后，三才升不能完全恢复到初始位置，因而产生了松动及错位。

1. 坐斗； 2. 正心瓜拱； 3. 正心万拱； 4. 正心枋； 5. 翘； 6. 头昂； 7. 三才升； 8. 十八斗； 9. 二昂图22 故宫太和殿二层平身科斗拱分层照片Fig.22 Photos of component layers of the tou-kung of the second eave of Tai He Dian

图23 斗拱上的暗销Fig.23 Invisible dowels in the tou-kung

2) 图21b中，D处角科斗拱的厢拱与斜昂连接产生偏离，间隙约10 mm。分析认为，强震作用下斗拱产生运动，而这种运动表现为斗拱各构件之间的摩擦、挤压和咬合。角科斗拱中，斜昂与拱的连接方式为搭扣(非暗销)，见图24。这种搭扣方式使得本研究中的斜昂与厢拱不易相对摩擦滑移，但会在搭扣位置产生较大的挤压内力。由于木材弹性模量小、在外力作用下易产生变形，而构件榫卯搭扣位置的截面尺寸又很小，造成该位置的压应力较大，很容易因挤压作用产生变形(尚未发现明显开裂)，因而出现厢拱与斜昂在震后无法紧密结合。

图24 斜昂与拱的搭扣构造Fig.24 Hasp connection between the Xie’ang and Kung

3) C处三才升产生松动，与初始位置偏离约5 mm，见图21c，其产生原因类似于图21a中的三才升震害。但由图可知，该位置斗拱并无明显震害，可认为斗拱基本完好。另A处的角科斗拱在强震作用下保持完好，见图21d。

可以认为，在强震作用下，斗拱构件整体的连接是可靠的，尽管构件彼此间存在相互挤压和摩擦，但构件之间的暗销或榫卯搭扣连接以及木材较好的弹性性能使得斗拱构件不易产生开裂，且斗拱构件在强震作用后基本能复位。此外，斗拱作为一个整体，尽管由截面尺寸较小的构件组合而成，但这些构件数量较多，且能够不同程度的分担外力，因而有利于减小斗拱的破坏[22]。另从耗能角度分析，斗拱属于组合体系，且并非完全固定在柱顶，因而在地震作用下其各构件可产生运动，这有利于耗散部分能量，减小斗拱本身的破坏(将内能转化为动能)。

2.4 额枋-垫板分离

额枋-垫板体系由大额枋、垫板、小额枋组成的“工字形”截面叠合梁形式，与柱子通过榫卯形式连接，形成柱架体系。这种叠合梁的连接方式既有利于额枋-垫板体系承受竖向传来的荷载，又有利于节约材料[23]。然而震后勘查发现：CD段垫板向竖向平面外歪闪约10 mm，见图25a中的虚线部分。BC段垫板与小额枋产生分离，间隙约10 mm，见图25b。

图25 额枋-垫板体系震害照片Fig.25 Photos of damages of the tie beam and its cushion board

分析认为，这与额枋、垫板的连接构造密切相关。大额枋、垫板、小额枋在竖向为纯叠放关系，在端部均插入柱顶预留的卯口中(均为从柱顶卯口中由上往下插入)，见图26。由图可知，大额枋、小额枋端部做成燕尾榫头，与柱顶的燕尾卯口形成可靠连接，该种节点形式不容易产生拔榫[24]。对于垫板而言，无论是截面尺寸还是与柱顶卯口的搭接尺寸，均远小于大额枋或小额枋。除此之外，垫板端部并未做成榫头形式，而是直接插入柱顶预留的燕尾榫卯口中。这种构造缺陷使得垫板端部与柱顶卯口的连接并不密实。地震作用下，垫板-额枋体系随着柱架产生往复摇摆，额枋由于采用燕尾榫节点与柱顶相连，因而不容易产生拔榫。垫板则上下端与额枋产生挤压摩擦、左右端则与卯口产生摩擦、挤压。由于垫板与额枋、柱缺乏可靠连接，在地震作用下，很容易松动，并出现歪闪、与额枋分离等震害。

图26 额枋体系与柱的连接构造示意图Fig.26 Sketches of the connection between the tie beam system and column

2.5 飞椽开裂

飞椽即屋顶最外面一层椽子。勘查发现，节点D位置有2处飞椽在震后出现开裂，位置分别为端部与中部，见图27a中虚线部分表示。分析认为，这与飞椽和屋顶其他构件的连接构造密切相关。从构造上看，屋顶由椽子、望板及望板上部的泥背、瓦件组成。其中，飞椽位于屋顶最外沿，且由檐椽位置向外挑出，形成悬挑结构。与其他支撑瓦件的构件相比，飞椽承受屋顶重量更大。屋顶前部除了有瓦垄外，还有猫头、滴子等构件，见图27b，且相当于悬臂梁受力模式。强震作用下，厚重屋顶产生较大幅度摆动，并明显增加了飞椽所受到的荷载。由于飞椽本身的截面尺寸很小，因而受到的内力较大，并产生开裂破坏。

图27 飞椽开裂照片Fig.27 Photos of cracks on the rafters

2.6 墙体倒塌

强震作用下，模型两端的山墙均产生了倒塌，见图28，这亦属古建震害症状之一。但试验显示，两段墙体并非同时倒塌。其中，HD段墙体首先倒塌，AE段墙体后倒塌。分析认为，除了地震力作用方向及墙体本身位置不同的原因之外，两段墙体的施工工艺差别亦为主要原因。首先，由于古建墙体属于维护结构，不承受外力作用，因而其施工工艺为墙外皮采用整砖砌筑，而墙芯部分则采用碎砖填充，即“填馅”做法[14]。图29中故宫某墙体修缮时的内部构造照片，可说明古建墙体的施工工艺特点。其次，古建墙体的抗震性能主要通过外皮墙的砖与灰浆之间黏结力来实现，这种黏结力非常差，因而地震作用下，墙体很快倒塌。再次，由于施工人员并没有完全理解“填馅”施工工艺，在AE段墙体施工时，其墙芯部分的碎砖仍采用灰浆砌筑(非填塞)，而在HD段墙体施工时，这种错误施工工艺得到了纠正，因而结果使得后者的抗震性能要比前者差。从总体上说，尽管强震作用下墙体产生倒塌，但不影响结构整体的抗震性能，木构架部分仍基本完好，因而可认为本古建筑模型具有“墙倒屋不塌”的抗震能力。

图28 墙体震害照片Fig.28 Photos of damages of the filler walls

3 结 论

本研究以中国明清官式木构古建筑之单檐歇山屋顶式木构古建为对象，基于振动台试验，调查研究了强震作用下古建筑的震害机制与抗震性能，得出以下结论：

1) 强震作用下，古建筑表现出来的主要试验现象包括柱底、柱架及斗拱层做近似同步往复摇摆，屋顶做平面内轻微扭摆，墙体倒塌；木构架在振动过程中始终保持较好的整体性。

2) 古建筑在强震作用下的主要震害有柱底偏移，榫卯节点开裂、拔榫，斗拱偏离、错位，额枋-垫板分离，飞椽开裂，墙体倒塌等，但承重构架整体性能仍保持较好。

3) 中国明清官式木构古建在强震作用下具有良好的抗震性能。