古建筑槛窗木构架抗震性能及损伤等级评价

郇君虹，郭小东，马东辉，管忠正

(1.石家庄铁道大学 道路与铁道工程安全保障省部共建教育部重点实验室；土木工程学院，石家庄 050043；2.北京工业大学 城市建设学部；木结构古建筑安全评估与灾害风险控制国家文物局重点科研基地；北京市历史建筑保护工程技术研究中心，北京 100124)

木结构古建筑是中国的文化瑰宝，是历史文明的传承，具有不可再生性和不可替代性。然而，中国是一个地震多发的国家，许多古建筑在历次地震中均遭到了不同程度的损毁[1]。因此，研究木结构古建筑的抗震性能，并对其开展科学的修复及保护工作刻不容缓。学者们采用模型试验、有限元分析、理论推导等手段对木结构古建筑展开了一系列研究，涵盖了木结构古建筑的榫卯节点、斗栱节点、平面榫卯节点框架、空间木构架等方面。

在榫卯节点方面，吴洋等[2]对不同拔榫程度的燕尾榫节点框架进行试验研究，提出了静力作用下梁跨中荷载与挠度的变刚度线弹性力学模型。郭婷等[3]对西南传统民居穿斗式木结构穿销中节点进行单调加载试验，研究了两类节点的力学性能。郇君虹等[4]研究了扁钢加固半榫、透榫及燕尾榫的抗震性能，提出了一种新型的榫卯节点加固方式，以提高结构的抗震性能。在斗栱节点方面，Tsuwa等[5]制作了3种不同尺寸的斗栱模型，对其进行动力和静力加载试验，分析了斗栱的构件对整体结构力学性能的影响。Yeo等[6-9]对两种不同形式的斗栱进行振动台试验，研究了传统结构斗栱在不同竖向荷载作用下和集集地震波激励下的破坏模式。在平面榫卯节点框架方面，Atsuo等[10]通过拟静力试验和有限元模拟研究了日本传统结构带斗栱、梁和木质填充墙的平面框架的力学性能。D’Ayala等[11]建立了台湾地区传统寺庙3种不同框架的有限元模型，计算结果中，结构产生的应力及位移和相关震害资料显示的一致。

近年来，尽管针对木结构古建筑的抗震研究取得了一定的进展和成果，但针对带门、窗、墙体的木结构古建筑木构架的抗震性能方面的研究还存在不足。研究表明[12-13]，木构架内部的墙体门窗等会对木结构古建筑抗震性能产生较大的影响，且木结构古建筑的门、窗、墙体壁画等是古建筑文化价值的重要组成部分，研究其抗震性能和价值损伤十分必要和迫切。笔者以木结构古建筑中应用广泛的槛窗木构架为研究对象，以清《工程做法则例》[14]为依据，建立了缩尺比例为1∶2的模型，采用低周往复试验对其进行抗震性能研究。

1 试验概况

1.1 试验材料模型制作

以中国现存的清式古建筑中带雀替、隔扇、槛窗的木构架为原型，按照清《工程做法则例》[14]和《中国古建筑知识手册》[15]中的做法，制作了两榀缩尺比例为1∶2的木构架模型，两榀木构架的设计参数相同，编号分别为KC1和KC2。选用的木材为樟子松，未考虑材料老化的影响。试验模型和构件的尺寸如图1～图3及表1所示。槛窗木构架的构件之

表1 槛窗木构架模型构件尺寸Table 1 Dimensions of Kanchuang frame’s components

图1 槛窗木构架试验模型构造及尺寸示意图Fig.1 Construction and dimensions of the test

图2 槛窗木构架三维示意图Fig.2 Three-dimensional sketch of Kanchuang

图3 槛窗木构架构件尺寸图Fig.3 Dimensions of Kanchuang frame’s

间连接根据传统清式建筑的做法，采用榫卯连接，具体构件和榫卯节点的尺寸如图4和图5所示。由于构件和墙体均为人工砌筑，并且需要提前预留安装空隙，因此存在一定的缝隙差异。经过测量，两榀木构架的缝隙差异在3～5 mm左右。两榀槛窗木构架的砖墙均由同一工人砌筑。

图5 连二楹、通连楹尺寸图Fig.5 Dimensions of Lianerying and

1.2 材性参数

根据相关试验标准[16-24]制作试块，对试验所用的木材、砌筑砂浆、砖砌体进行材性试验，获得相应参数，如表2、表3所示。

表2 木材材性参数Table 2 Material parameters of wood MPa

表3 砂浆及砖砌体材性参数Table 3 Material parameters of mortar and masonry MPa

1.3 加载方案

在柱顶端放置柱帽，柱帽上放置分载梁。通过分载梁两端吊配重的方法施加经过屋面荷载折算的柱端荷载，共12 kN。加载装置如图6所示。为了防止试验过程中构件产生平面外倾斜，在试验构件后方搭建脚手架进行支撑。

图6 加载装置示意图Fig.6 Schematic diagram of loading

通常木结构在承受较小荷载的时候就发生较大变形。因此，参考《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)中的建议，水平方向采用位移控制加载。加载初始值为±3 mm；加载位移在5～70 mm时，每级加载位移增加5 mm；加载位移在70～110 mm时，每级加载位移增加10 mm；加载位移大于110 mm时，每级加载位移增加20 mm，每级位移循环加载3次，直至加载到千斤顶最大量程150 mm为止。加载位移曲线如图7所示。

图7 加载位移示意图

在千斤顶顶端设置力传感器和位移计，用来测量加载过程中木构架的受力和千斤顶推出位移。采用位移计2和位移计3测量枋端的脱榫量。试验现场布置图如图8所示。

图8 试验现场布置

2 试验现象分析

KC1和KC2的试验现象基本相同。试验加载初期，控制位移较小，木构架没有明显变化。当加载位移增加到10 mm时，木构架发出木材挤压的“吱吱”声，墙体边缘部位沿灰缝产生裂缝。随着加载位移的增大，裂缝逐渐发展，加载位移为35 mm时，在边缘部位形成贯通裂缝，而后由边缘部位向中部发展。加载位移为50 mm时，在墙体中部形成人字形贯通裂缝，窗扇的榫卯节点产生轻微拔榫。随着加载位移的增加，墙体裂缝不断发展，窗扇的榫卯节点拔榫逐渐增加，加载结束时；榫卯节点的最大拔榫量达到3 mm，约为榫头长度的1/10，仔边、棂条劈裂。加载结束后，结构的破坏形式如图9所示。

3 试验结果分析

3.1 荷载位移滞回曲线

图10 槛窗木构架荷载位移滞回曲线Fig.10 Load-displacement hysteresis curves of the test

2)滞回曲线的中部扁平，有明显的“捏缩效应”。也就是说，在一定的加载位移范围内，加载位移不断增加，而结构的受力增加速率相对缓慢，造成滞回曲线中部呈捏拢状。这是由于槛窗木框架构件之间存在缝隙，加载初期构件之间产生滑移造成的，随着加载位移的增大，构件之间相互挤紧，结构受力不断增加。

3)随着加载位移和荷载循环的次数增加，这种“捏缩效应”逐渐显著。这是由于反复加载后，一方面墙体破坏，降低结构刚度；另一方面，构件产生了塑性变形，加大了构件之间的空隙，致使加载初期构件之间的滑移加剧。

3.2 荷载位移骨架曲线

图11 槛窗木构架荷载位移骨架曲线Fig.11 Load-displacement skeleton curves of the test

1)每级加载位移下，第2、3次循环的荷载小于第1次循环的荷载，说明累积循环加载会造成结构力学性能退化。力学性能退化的原因包括墙体裂缝的开展、木构件榫卯节点的松动、木材的塑性变形、墙体倒塌等。

2)当加载位移为35 mm以下时，两榀木构架的曲线基本呈直线，此时槛窗木构架的木构件部分还未出现明显破坏，而墙体也未形成贯通裂缝，可以认为该阶段为轻微损伤的弹性阶段。

3)当加载位移在30～65 mm时，骨架曲线的斜率变小。这是因为随着加载的进行，墙体形成多条贯通裂缝，力学性能退化，可以认为该阶段为墙体破坏的塑性阶段。

4)当加载位移大于65 mm时，两榀槛窗木构架的骨架曲线再次呈直线状态，刚度有所增加。这是因为随着加载次数的增多和增大，墙体损伤累积，裂缝充分发展，砖块掉落，墙体酥碱，墙体和木柱之间空隙增大，缺乏有效连接，基本不再受力。此时的荷载主要由木构件承担，该阶段木构架进入了新的塑性阶段。

3.3 耗能分析

通常情况下，采用能量耗散系数he来衡量结构的耗能能力。一般来说，能量耗散系数越大，结构的耗能能力就越强。KC1和KC2的能量耗散系数如图12所示。

图12 槛窗木构架耗能曲线Fig.12 Energy-absorbed curves of the test

从图12中可以看出，随着加载位移的增大和循环次数的增加，槛窗木构架的耗能能力逐渐降低。在加载位移为30 mm前，墙体裂缝从边缘部位开始发展，加载位移为35 mm时，出现第一条竖向贯通裂缝，在该区间段内试件的耗能能力下降较快，此后下降速率变小。说明在槛窗木构架墙体竖向贯通裂缝出现以前，裂缝的发展对结构的耗能能力产生影响较大。

3.4 刚度退化分析

随着位移荷载的增大和加载循环次数的增加，结构的刚度会出现降低的现象，称为刚度退化。一般采用第1次加载循环中的割线刚度Ki来衡量。计算所得的KC1和KC2刚度退化曲线如图13所示。

图13 槛窗木构架刚度退化曲线Fig.13 Rigidity degradation curves of the test

从图13中可以看出，两榀槛窗木构架的刚度退化具有一致性的规律，即随着加载位移的增大，刚度逐渐减小，最后趋于直线状态。在加载位移为35 mm前，刚度退化较快，之后刚度退化趋于平缓。说明墙体对结构的刚度影响较大。

4 槛窗木构架损伤等级分析

4.1 墙体裂缝长度发展规律分析

试验和震害资料[1]表明，对于槛窗木构架来说，墙体部分首先且更容易遭到损害，也就意味着在墙体上附带的文物价值部分更容易损伤。为了充分反映墙体上可能会附带的文物的损伤情况，综合试验现象和历史震害资料，选取墙体裂缝作为槛窗木构架的价值损伤指标，对槛窗木构架的墙体裂缝长度进行了分析，图14为槛窗木构架墙体裂缝长度随加载位移的变化情况。为了便于统计规律，将裂缝长度进行归一化，记作

图14 槛窗木构架墙体裂缝长度变化曲线Fig.14 Variation curve of masonry crack

le=lf/lz

(1)

式中：lf为槛墙的总裂缝长度；lz为槛墙的周长。对加载位移进行归一化。

(2)

归一化中采用65 mm位移为槛窗木构架墙体裂缝充分发展，边缘砖块第1次掉落时的加载位移。对根据试验所得的裂缝长度随加载位移变化规律曲线进行拟合，拟合公式如式(3)所示，拟合曲线如图15所示。

图15 试验曲线拟合结果Fig.15 Fitting results of tests

(3)

4.2 槛窗木构架整体损伤评价

目前,中国还没有专门针对木结构古建筑、槛窗木构架等文化遗产建筑组成部分而设定的损伤评价指标体系和评价标准。建立评价指标时先从墙体可能会附带的文物价值出发，一般来说，墙体主要的附属文物表现形式为雕刻和壁画。基于此，结合槛窗的试验现象及结构的破坏过程，提出槛窗木构架基于价值的损伤等级评价指标，如表4所示。

表4 槛窗木构架整体损伤评价标准

5 结论

通过对槛窗木构架进行试验研究和分析，得到以下结论：

1)加载过程中，槛窗木构架的墙体首先发生破坏，墙体贯通裂缝充分发展后，窗扇开始出现轻微拔榫，随着加载的进行，拔榫不断加剧。最终的破坏形式为墙体倒塌，榫卯节点拔榫变形，棂条开裂。

2)槛窗木构架滞回曲线呈Z型，有明显的“捏缩效应”。随着加载位移的增大和循环次数的增加，这种效应越明显。

3)在墙体贯通裂缝出现之前，槛窗木构架的刚度较大，且刚度退化速度较快，后期刚度退化速度较为平稳。构件和榫卯节点之间的紧密程度、墙体的砌筑水平、墙体和木框架之间的间隙都会影响结构的刚度耗能能力。构件之间越紧密，刚度越大，耗能能力越强。

4)采用三段式曲线对槛窗木构架墙体裂缝进行规律分析，在考虑槛窗木构架可能附带的文物及其价值的基础上建议了基于价值的损伤等级评价指标，为文物的保护和研究提供参考依据。