木构架建筑体系分析论文

不同于西方砖石建筑体系，中国古代建筑采用土木作为主要建筑材料，形成了独一无二的木构架建筑体系。中国传统木构架建筑的修建，先在台基上立柱，在立柱上架横梁，最后在横梁上铺设屋顶。屋顶重量由梁传给柱子，再由柱子传到地面。柱子之间的墙壁，无论是土、石或砖，都不承重。下面是小编整理的《木构架建筑体系分析论文 (精选3篇)》，仅供参考，大家一起来看看吧。

木构架建筑体系分析论文 篇1：

唐代殿堂型木构架抗侧力性能影响参数分析

摘 要：唐代殿堂型木结构是中国最早的木结构建筑遗存，具有极其珍贵的历史文化和科学研究价值。为深入研究此类木构架的抗侧力性能，建立了经模型试验验证的唐代殿堂型木结构单间四柱空间木构架精细化有限元模型，探究斗栱梁架一体化铺作层构造，柱脚管脚榫、柱头馒头榫等弱连接节点形式以及竖向荷载大小和位置对木构架滞回耗能及抗侧力性能的影响。结果表明：水平往复荷载作用下，唐代殿堂型木构架表现为摇摆抬升，其水平位移以柱架层的水平位移为主，滞回曲线呈“S”形，具有明显的“捏缩”效应，两端较饱满，正反接近对称。木构架初始抗侧刚度最大，随位移增大退化明显。铺作层为刚度较大的水平结构层，其横梁联系存在一定的冗余度。柱脚管脚榫及柱头馒头榫均可增强木构架的滞回耗能及抗侧力，但两者发挥作用的阶段不同。竖向荷载越大，木构架的滞回耗能越大，水平抗侧力也越大;其作用位置在一个柱径长度内偏移对木构架的滞回耗能及抗侧力性能无明显影响。

关键词：唐代殿堂型木构架;铺作层;滞回耗能;抗侧力性能;参数分析

基金项目：国家自然科学基金（51978038）;高等学校学科创新引智基地计划（B13002）

作者简介：王娟（1982- ），女，博士，副教授，主要从事古建筑结构性能及健康监测研究，E-mail：juanwang@bjtu.eud.cn。

中國古建筑一直承沿以木结构为主的结构体系发展，在建筑风格、结构构造及受力机理上独具一格。其中，作为中国最早的建筑遗存，唐代殿堂型木结构具有独特而复杂的结构构造，如：斗栱与梁架结合为一体的结构层——铺作层;横向联系较弱的柱架层常以管脚榫作为础石与木柱的柱脚连接，以馒头榫作为木柱与铺作层的柱头连接;以及设于铺作层上部的厚重屋盖及复杂的屋架体系，这些都是唐代殿堂型木结构的典型构造特征，且对木构架整体受力性能有着重要影响。因此，对于唐代殿堂型木构架中铺作层构造、柱脚、柱头连接节点以及屋盖荷载等影响参数的研究具有重要意义。

近年来，学者们针对斗栱及铺作层[1-5]、柱头、柱脚[6-7]连接及屋盖荷载作用[8-9]进行了相关研究。隋等[1]通过对单朵斗栱、双朵斗栱及四朵斗栱的低周反复荷载试验，发现其滞回面积饱满，表明铺作层具有良好的耗能作用。贺俊筱等[6]通过对木柱的低周反复荷载试验研究了其滞回耗能、抗侧力性能及刚度退化规律等特性。薛建阳等[8]通过数值模拟研究了屋盖质量对屋盖梁架体系模型自振频率和动力响应的影响，结果表明，模型自振频率随屋盖质量增大而减小，梁架各节点加速度峰值先增大后减小，而位移峰值不断增大。以上研究表明，铺作层、柱脚柱头连接及屋盖荷载均会影响结构受力性能。然而，针对关键构件的研究大都仅能反映局部构件性能，很难准确呈现结构整体性能，因此，不少学者针对不同类型的木构架开展了结构整体性能的相关研究。Chen等[10]和Meng等[11]对《营造法式》中宋式单间四柱木构模型进行了拟静力试验研究，揭示了抗震机理及加载历程对其滞回耗能与抗侧刚度的影响。Maeno等[12]对日本四柱古建筑模型进行了拟静力及振动台试验研究，得出此类木构架的恢复力由横梁的抵抗弯矩和柱摇摆产生的恢复力提供。周乾等[13]对明清抬梁式木构架进行了振动台试验，结果表明，在强震作用下，其振动形式表现为柱架、斗栱、梁架及屋顶的近似同步往复摇摆。熊海贝等[14]和陈春超等[15]通过对穿斗式木结构的单调加载试验，研究了穿斗式木构架的水平承载能力及受力变形特点。Yeo等[16]对台湾叠斗式木结构进行了振动台试验，探讨了不同构架形式、屋盖荷载对结构动力性能的影响。

上述研究中的木构架大多为宋代及以后的木构架，而针对结构构造上区别于后世建筑的唐代殿堂型木构架的研究尚处于起步阶段[17]，为对其力学性能开展进一步研究，同时为保护修缮提供理论支撑，以可表征铺作层协同工作特性的单间四柱空间木构架为研究对象，建立了经模型试验验证的精细化有限元模型，系统研究了斗栱梁架一体化铺作层构造，柱脚管脚榫、柱头馒头榫等弱连接节点形式以及竖向荷载大小和位置对木构架滞回耗能及抗侧力性能的影响。

1 唐代殿堂型木构架构造特征

如图1所示，典型唐代殿堂型木构架由柱架层、铺作层和屋架层自下而上叠垒而成，具有明显的水平分层。下层的柱架层由外檐柱和内槽柱联以阑额组成，中层的铺作层由数层拱枋纵横搭扣而成，上层的屋架层由梁架、槫椽组成。柱架层木柱底端平摆浮搁于础石上或通过管脚榫连接，顶端通过馒头榫与铺作层的栌斗相连，如图2所示。由于结构水平分层，木构架的抗侧刚度在竖向易产生突变，柱头及柱脚作为柱架层与铺作层之间及础石与柱架层的连接部位形成薄弱节点。而大质量屋盖为梁架构件间的榫卯连接赋予了较大的压力，增强了构件间的摩擦力，进而对结构的整体性及稳定性产生影响。

铺作层是唐代殿堂型木构架区别于其他朝代木构架的最典型且复杂的构造，具有较强的整体性，铺作层中铺作体量雄大，材高约为柱高的一半，如图3所示。铺作层中横向叠置拱构件之间通过暗销连接，纵向叠置枋木构件之间通过散斗相连，而散斗与枋木之间均采用暗销连接[17]。

2 木构架精细化有限元模型

2.1 空间子结构有限元模型

古建木构架的空间稳定是依靠各个基本间架来维持的，其基本结构间架构造称作“间”[20]。最基本的结构间架为四立柱柱头纵横向构件经过榫卯连接形成的空间门式简支框架。每个间架都是空间稳定的简支框架，因此，采用单间四柱木构架模型作为分析模型，如图4所示，此模型为影响参数分析的基准模型。其主视图及左视图如图5、图6所示。模型的構件尺寸及构造参考文献[21]，隐藏尺寸及构造参考文献[22]，具体尺寸见表1。

单间四柱木构架有限元模型材料选用樟子松，其材料参数参考文献[23]，具体见表2。樟子松密度取4.34×10-10t/mm3，础石弹性模量取3×104 MPa，密度取2.50×10-9 t/mm3，泊松比取0.2。

基于ABAQUS有限元软件建立单间木构架的精细化有限元模型，如图7所示，模型单元采用C3D8R单元，个数约10万。础石底面固定，木柱通过管脚榫与础石相连。构件通过榫卯及暗榫相互连接，考虑构件间的接触挤压及摩擦滑移作用，接触类型采用法向硬接触和切向库伦摩擦接触。木材接触面之间摩擦系数设置为0.45，木材与础石、质量块之间摩擦系数取0.6[24]。

2.2 建模方法有效性验证

建模方法与单跨两柱木构架有限元模型相同，并通过单跨两柱模型的拟静力试验进行了校验（图8）[24]。结果表明，数值模拟的骨架曲线与拟静力试验结果吻合较好，然而，由于数值模拟中没有考虑木构件的组装缝隙，因此，在水平位移较小时，木构架主要以静摩擦传力，几乎不耗能，导致滞回曲线与试验结果存在一定差异，但两者整体变化趋势是相似的，由此表明木构架的建模方法具有一定有效性。

2.3 加载制度

屋盖及屋架层的重量采用质量块等效重量模拟。由于模型对称，竖向荷载按柱顶铺作数平均分配，单间四柱所受的垂直荷载值与单榀四柱木构架屋盖基本相似，约为980 kN[24]。考虑屋架重量，基准模型竖向荷载设为1 068 kN（对应屋面面荷载为7 kN/m2）。

拟静力有限元模拟前，先经模拟单调加载曲线确定循环加载模拟制度。单调加载的荷载位移曲线如图9所示，峰值点为（89.72 mm，85.94 kN），取峰值荷载的65%所对应的位移为最大加载位移，即最大加载位移取360 mm。数值模拟的循环加载时程曲线如图10所示。

3 基准模型计算结果与分析

3.1 受力与变形特征

通过对基准模型的有限元模拟，获得了木构架及关键构件的变形与应力特征。图11为木构架模型在正向加载360 mm时的变形状态。在水平荷载作用下，木构架发生摇摆，柱头向加载方向倾斜，搁置于柱头上方的栌斗随柱的摆动而产生水平位移，其底面与柱头顶面在抬升过程中不断分离，接触面积不断减小，从上部结构传递到柱头的竖向荷载的作用位置由柱中心向边缘移动。而柱脚在加载过程中一侧不断抬升，另一侧则与础石挤压，柱脚底面受压面积不断减小，由全截面受压到大面积受压再到半截面受压最后到小面积受压，础石反作用力的作用位置也从柱中心向边缘移动。上部竖向荷载与础石反作用力形成抗倾覆力矩，当水平荷载减小时，木构架反向偏转恢复至初始平衡状态。

当木构架水平加载位移增大时，木柱与铺作层各层的位移变化特征如图12所示，从下至上八个点依次为栌斗底、华栱、明乳栿、三层华栱、素枋、五层华栱、六层华栱及草乳栿。其中，柱架层位移占比约为96.6%，铺作层位移占比约为3.4%，可见，木构架水平位移以柱架层的水平位移为主;在铺作层各层发生的相对位移中，栌斗与华栱相对位移约为6.39 mm，华栱与明乳栿相对位移约为1.4 mm，其余各层的层间位移均在1 mm以下，表明木构架在水平位移加载下，铺作层各层间的相对位移十分微小。

图13为木构架模型在正向加载360 mm时关键构件的应力云图。在水平荷载作用下，管脚榫榫头受力从础石口拔出，在横纹方向受压应力。柱头馒头榫与栌斗相连。由于木柱顺纹方向弹性模量较大，柱头在顺纹方向上的应力变形并不明显，馒头榫的左侧根部受压应力。栌斗底面左侧在顺纹和横纹方向上均受压应力，栌斗底面卯口由于与柱头馒头榫的挤压而在横纹方向受拉应力。暗榫中部由于受到水平剪切作用在横纹方向受压应力。

3.2 滞回耗能与抗侧力性能分析

3.2.1 滞回耗能特性

图14为有限元模擬获得的滞回曲线，从图中可以看出，基准模型的滞回曲线具有以下特点：

1）滞回曲线呈“S”型，具有明显的“捏缩”效应，正反接近对称，两端较为饱满，表明结构在加载后期滞回耗能能力较强。当荷载卸载为0时，结构残余位移接近于0，试验结果中（图8（c））由于组装缝隙的原因，虽存在一定的残余位移，但其最大残余位移对应的位移角仅为0.41%[24]，由此表明，此类木构架在大变形后具有良好的恢复能力。

2）在加载初期（-30 mm≤Δ≤30 mm，Δ为水平加载位移），滞回曲线加载段和卸载段基本呈线性，表明此时结构各构件之间主要为弹性变形，基本处于弹性阶段，随着水平位移的增大（Δ≥30 mm或Δ≤-30 mm），滞回曲线面积不断增大，构件之间摩擦滑移作用不断增强，结构耗能增大。

3.2.2 抗侧力性能

图15为木构架有限元模拟的骨架曲线，从图中可以看出：在加载初始阶段，骨架曲线陡峭，表明此时结构抗侧力随位移增长较快;当Δ≥90 mm或Δ≤-90 mm（即Δ≥1/7D，Δ≤-1/7D，D为木柱直径）时，骨架曲线开始下降，结构抗侧力开始降低。木构架抗侧力主要来源于柱架摇摆时产生的抗倾覆力[24]。如图16所示，从木构架中截取柱架层分析，暂不考虑管脚榫与馒头榫的抗力作用，则柱架层的抗倾覆力矩为

式中：L′为柱头压力合力N′与柱头中心点O′的距离;L为柱脚反力N与柱脚中心点O的距离;X为柱头水平位移。

在木构架加载的初始阶段，木柱与础石及木柱与栌斗的接触面积不断减小，柱头压力合力与柱脚反力不断增大，且L′与L不断增大，因此，结构抗侧力随位移增长较快。X值随木构架位移增大不断增大，当（L′+L-X）<0时，抗倾覆力矩转变为倾覆力矩，因而结构抗侧力开始降低。

3.2.3 刚度退化

在水平低周反复荷载作用下，随着水平位移的增大，结构抗侧刚度出现降低，产生刚度退化，结构抗侧刚度采用割线刚度表示，按式（2）计算。

式中：i为加载循环次数;Ki为第i次循环下木构架的抗侧刚度;Pi 为第i次循环下的峰值荷载;Δi为Pi对应的峰值位移。

由图17可以看出，木构架的初始抗侧刚度最大，并随水平位移增大而不断减小，当Δ≤60 mm时，抗侧刚度退化速率较快，而后逐渐趋缓。

4 影响参数分析

以下将从铺作层构造、柱脚管脚榫和柱头馒头榫及竖向荷载大小和位置这4种参数对木构架的滞回耗能及抗侧力性能进行影响参数分析。

4.1 铺作层构造

铺作层是唐代殿堂型木构架最典型且复杂的构造，为探究其构造对结构抗侧力性能的影响，建立了截断明乳栿、截断素枋以及截断明乳栿和素枋3种不同铺作层构造的模型，对应的分析模型分别为A-1、A-2、A-3，如图18所示。

图19为不同铺作层构造木构架的滞回曲线，其具有以下特点：截断模型A-1和A-2的滞回曲线面积相差不大（约在1%以内），表明这两种截断模型的滞回耗能大致相同;同时，将这两种截断模型与完整木构架（模型JZ）的滞回曲线对比可知，3种模型的滞回曲线面积均相差不大（约在1%以内），表明铺作层间联系缺少素枋或明乳栿时对木构架滞回耗能大小影响较小。原因在于铺作层中的三道横梁联系存在冗余，当铺作层间截断一根横梁时，水平抗侧力并未减小，构件间摩擦力也未减小，但铺作层间的应力会产生重分布，原本由截断横梁承担的应力会重新分布至其他构件中，如图20所示，耗能也由其他构件承担。当铺作层间截断两道横梁时，模型A-3的滞回曲线面积相对其他3种模型降低了约17%，即滞回耗能降低了约17%，表明铺作层间联系同时缺少素枋与明乳栿时，木构架耗能显著降低，主要原因在于当模型A-3加载相同的水平位移时，加载所需水平荷载减小，相应的构件间摩擦力随之减小，耗能亦随之减小。

图21为不同铺作层构造木构架的骨架曲线，其具有相似的变化规律及形状。参考文献[14，25]中基于能量等效的理想弹塑性曲线，根据骨架曲线（图22）中正向加载段确定结构水平加载过程中关键点的性能指标，曲线上关键点参数值如表3所示。模型A-1、A-2的屈服荷载、峰值荷载及破坏荷载均与模型JZ相差不大，表明当截断铺作层间一根横梁时，对结构的抗侧力影响不大。而模型A-3的屈服荷载、峰值荷载及破坏荷载相比模型JZ分别下降了8.7%、11.9%、11.9%。原因在于当铺作层中存在3道横梁联系或两道横梁联系时，铺作层间联系较强而在平面内转动较小，而当铺作层内仅存一道联系时，各铺作发生较大的平面内转动，传递到栌斗底的竖向荷载作用点及方向发生变化，导致木柱产生的倾覆力矩增大，从而使结构的抗侧力减小。

图23为不同铺作层构造木构架模型的刚度退化曲线，木构架模型的抗侧刚度随着位移的增大逐渐减小，模型JZ、A-1、A-2的刚度退化曲线基本重合，模型A-3的初始刚度相对其他3种木构架模型小15%～21%，但随着位移的增大，抗侧刚度差值逐渐减小。

4.2 管脚榫与馒头榫

柱头节点及柱脚节点作为结构的薄弱节点，对结构滞回耗能与抗侧力性能可能产生很大影响，故设置含管脚榫及馒头榫模型（模型JZ）、仅含馒头榫模型（模型B-1）及仅含管脚榫模型（模型B-2）3种不同的柱头柱脚连接方式去探究管脚榫及馒头榫对木构架性能的影响，如图24所示。图25为不同柱脚设置方式下的滞回曲线与骨架曲线的对比图。模型B-1的滞回曲线比模型B-2的更饱满，尤其是当水平位移Δ≥90 mm（即Δ≥1/7D）之后，表明结构在大位移时，管脚榫有利于增强木构架的滞回耗能。这主要是因为大位移下其与础石之间产生了较大的摩擦滑移耗能。在水平位移Δ≤60 mm时，模型JZ的骨架曲线与模型B-1的基本一致，表明加载前期两种模型的抗侧力基本一致，即管脚榫在加载前期对木构架抗侧力的影响不大;但当水平位移Δ≥60 mm之后，模型JZ的抗侧力明顯大于模型B-1，随着位移的增大，两者差距越来越大，表明管脚榫在结构大位移下有利于增强其抗侧力。

图26为不同柱头设置方式下的滞回曲线与骨架曲线的对比图。模型B-2的骨架曲线明显低于模型JZ，即模型B-2的水平抗侧力明显小于模型JZ，表明去掉馒头榫会显著降低其抗侧力，这是由于馒头榫是柱架层与铺作层的连接构件，去掉馒头榫会减弱两个结构层之间的连接性能，进而导致其抗侧力降低。同时，模型JZ的滞回曲线也比模型B-2的更饱满，表明馒头榫也可通过摩擦滑移耗能。

图27为不同柱头柱脚设置方式下的刚度退化曲线，模型JZ与模型B-1的初始抗侧刚度大致相等，约为4.86 kN/mm，而模型B-2的初始抗侧刚度约为0.68 kN/mm，显著低于模型JZ、B-1的初始抗侧刚度。随着位移的增大，3种模型的抗侧刚度均产生退化，其中，模型JZ、B-1的刚度退化趋势显著快于模型B-2。

4.3 竖向荷载大小

古建筑木结构屋盖的面积大小、建筑工艺及雨雪环境导致其传递给木构架上的竖向荷载会有所不同，且大多数古建筑屋面均经历过翻修，其实际重量往往与文献估算值存在差异。因此，除基准模型竖向荷载1 068 kN（对应屋面面荷载为7 kN/m2），另设置1 593 kN（对应面荷载10.5 kN/m2，即1.5倍基准屋面面荷载）、2 124 kN（对应面荷载14 kN/m2，即2倍基准屋面面荷载）两种不同竖向荷载大小的模型来探究竖向荷载大小的影响，其分析模型分别为C-1、C-2，如图28所示。图29所示的滞回曲线表明，竖向荷载越大，滞回曲线面积越大，滞回耗能也越大，模型C-1与C-2的滞回耗能相比模型JZ分别提高了约27%与56%，这是由于竖向荷载越大时，木构架中构件受到的挤压摩擦作用也越大，进而使塑性变形增大，导致滞回耗能增大。

图30为不同竖向荷载作用下的骨架曲线，模型C-1与C-2的屈服荷载分别为96.96、119.51 kN，相比模型JZ分别提高了32.3%与61.1%。模型C-1与C-2的峰值荷载分别为111.59、133.18 kN，相比模型JZ分别提高了约29.8%与55%。由此可知，竖向荷载越大，水平抗侧力也越大，当抗侧力达到峰值之后，3种模型的抗侧力差值随水平位移增大而逐渐减小。

这主要是因为，木构架抗侧力达到峰值之后（（L′+L-X）<0），上部竖向荷载与础石反作用力形成的力矩转变为倾覆力矩，木构架抗侧力开始下降，竖向荷载越大，形成的倾覆力矩越大，抗侧力也就下降得越快，3种模型对应的骨架曲线差异也随之减小。由图31可知，不同竖向荷载大小作用下，结构初始刚度十分接近，并随位移增大逐渐减小，竖向荷载越大，抗侧刚度也越大。

4.4 竖向荷载作用位置

古建木构的屋面荷载通过椽木的受弯受剪作用传递给檩条，然后再传递给铺作层。由于古建木构存在年代久远，部分檐榑会出现偏转损伤，进而导致木构架偏心受压，因此，设立4种不同竖向荷载作用位置的模型来探究竖向荷载位置的影响，分别为：模型顶部轴压、靠近加载一侧偏压（在加载一侧竖向荷载往外偏离柱顶正中一倍柱径，即630 mm）、远离加载一侧偏压（在远离加载一侧竖向荷载往外偏离柱顶正中630 mm）、两侧偏压（两侧竖向荷载均往外偏离柱顶正中630 mm），分析模型分别为模型D-1、D-2、D-3、D-4，如图32所示。

图33～图35为不同竖向荷载作用位置下的滞回曲线、骨架曲线及刚度退化曲线的对比图。4种工况对应的各类曲线均基本重合，表明竖向荷载作用位置在一个柱径长度内偏移对木构架的滞回耗能及抗侧力无明显影响。这主要是因为上部荷载作用位置的改变只会导致底部木柱受力分配的不同，但木柱所受竖向荷载总量不变，因此，木构架抗侧力基本不变。

5 结论

通过对唐代殿堂型木构架的精细化有限元模拟探究了铺作层构造、柱脚管脚榫和柱头馒头榫及竖向荷载大小和位置对木构架滞回耗能及抗侧力性能的影响，得到以下结论：

1）殿堂型木构架的滞回曲线呈“S”形，具有明显的“捏缩”效应，两端较饱满，正反接近对称。木构架抗侧力起初增长迅速，而后因为木柱产生的抵抗弯矩转化为倾覆弯矩，抗侧力达到峰值后逐渐下降。

2）殿堂型木构架中铺作层是一个刚度较大的结构层，铺作层间的横梁联系存在冗余度，截断一根横梁时，木构架滞回耗能与抗侧力基本不变，但当截断两根横梁时，木构架滞回耗能降低了约17%，屈服荷载、峰值荷载及破坏荷载分别下降了8.7%、11.9%、11.9%。

3）管脚榫及柱头榫均可增强木构架的滞回耗能及抗侧力，但两者发挥作用的阶段不同，当水平位移大于1/7柱直径时，管脚榫开始发挥增强结构的滞回耗能及抗侧力的作用，而馒头榫对结构抗侧力的影响从加载初期开始始终发挥作用。

4）竖向荷载越大，木构架的滞回耗能越大，抗侧力也越大;竖向荷载作用位置在一个柱径长度内偏移对木构架的滞回耗能及抗侧力性能无明显影响。

参考文献：

[1]隋， 赵鸿铁， 薛建阳， 等. 古建木构铺作层侧向刚度的试验研究[J]. 工程力学， 2010， 27（3）： 74-78.

SUI Y， ZHAO H T， XUE J Y， et al. Experimental study on lateral stiffness of Dougong layer in Chinese historic buildings [J]. Engineering Mechanics， 2010， 27（3）： 74-78. （in Chinese）

[2]潘毅， 袁双， 王慧琴， 等. 古建筑木结构偷心造和计心造斗栱力学性能数值分析[J]. 土木建筑与环境工程， 2017， 39（5）： 9-15.

PAN Y， YUAN S， WANG H Q， et al. Numerical analysis of mechanical behavior of Tou-Xin-Zao and Ji-Xin-Zao Tou-Kung in Chinese ancient timber structures [J]. Journal of Civil， Architectural & Environmental Engineering， 2017， 39（5）： 9-15. （in Chinese）

[3]袁建力， 陈韦， 王珏， 等. 应县木塔斗栱模型试验研究[J]. 建筑结构学报， 2011， 32（7）： 66-72.

YUAN J L， CHEN W， WANG J， et al. Experimental research on bracket set models of Yingxian Timber Pagoda [J]. Journal of Building Structures， 2011， 32（7）： 66-72. （in Chinese）

[4]CHEN Z Y， ZHU E C， LAM F， et al. Structural performance of Dou-Gong brackets of Yingxian Wood Pagoda under vertical load-An experimental study [J]. Engineering Structures， 2014， 80： 274-288.

[5]闕泽利， 李哲瑞， 张贝贝， 等. 明甪直天王殿松木斗栱振动台试验研究[J]. 土木建筑与环境工程， 2015， 37（3）： 26-34.

QUE Z L， LI Z R， ZHANG B B， et al. Experimental analysis on shaking table tests of Dougong in Tianwang Hall， Luzhi， Ming dynasty [J]. Journal of Civil， Architectural & Environmental Engineering， 2015， 37（3）： 26-34. （in Chinese）

[6]贺俊筱， 王娟， 杨庆山. 古建筑木结构柱脚节点受力性能试验研究[J]. 建筑结构学报， 2017， 38（8）： 141-149.

HE J X， WANG J， YANG Q S. Mechanical property of column footing joint in traditional wooden structure by quasi-static test [J]. Journal of Building Structures， 2017， 38（8）： 141-149. （in Chinese）

[7]HE J X， WANG J. Theoretical model and finite element analysis for restoring moment at column foot during rocking [J]. Journal of Wood Science， 2018， 64（2）： 97-111.

[8]薛建阳，吴晨伟，张雨森.殿堂式木结构古建筑屋盖梁架体系动力特性及地震响应分析[J].建筑结构学报， 2021， 42（10）：87-95.

XUE J Y， WU C W， ZHANG Y S. Analysis of dynamic characteristics and seismic response of a historic roof structure of palace-style timber frame structure [J]. Journal of Building Structures， 2021， 42（10）：87-95. （in Chinese）

[9]张风亮， 赵鸿铁， 薛建阳， 等. 古建筑木结构屋盖梁架体系动力性能分析[J]. 工程力学， 2012， 29（8）： 184-188， 201.

ZHANG F L， ZHAO H T， XUE J Y， et al. The analysis of dynamic properties on the roof-beams system in ancient timber buildings [J]. Engineering Mechanics， 2012， 29（8）： 184-188， 201. （in Chinese）

[10]CHEN J Y， LI T Y， YANG Q S， et al. Degradation laws of hysteretic behaviour for historical timber buildings based on pseudo-static tests [J]. Engineering Structures， 2018， 156： 480-489.

[11]MENG X J， LI T Y， YANG Q S. Experimental study on the seismic mechanism of a full-scale traditional Chinese timber structure [J]. Engineering Structures， 2019， 180： 484-493.

[12]MAENO M， SUZUKI Y， OHSHITA T， et al. Seismic response characteristic of traditional wooden frame by full-scale dynamic and static tests [C]//13th World Conference on Earthquake Engineering ， Canada， 2004.

[13]周乾， 閆维明， 杨娜， 等. 单檐歇山式木构古建抵抗强震试验调查[J]. 土木工程学报， 2018， 51（Sup1）： 32-36， 79.

ZHOU Q， YAN W M， YANG N， et al. Experimental investigation of seismic performance of single layer gable and hip roof type of Chinese ancient building under high intensity earthquake [J]. China Civil Engineering Journal， 2018， 51（Sup1）： 32-36， 79. （in Chinese）

[14]熊海贝， 王洁， 吴玲， 等. 穿斗式木结构抗侧力性能试验研究[J]. 建筑结构学报， 2018， 39（10）： 122-129.

XIONG H B， WANG J， WU L， et al. Experimental study on lateral resistance performance of Chuandou wooden frame structures [J]. Journal of Building Structures， 2018， 39（10）： 122-129. （in Chinese）

[15]陈春超. 古建筑木结构整体力学性能分析和安全性评价[D]. 南京： 东南大学， 2016.

CHEN C C. Integral mechanics property analysis and safety evaluation of ancient timber structures [D]. Nanjing： Southeast University， 2016. （in Chinese）

[16]YEO S Y， HSU M F， KOMATSU K， et al. Dynamic characteristics of Taiwanese traditional Dieh-Dou timber structures [J]. Transactions on the Built Environment， 2013， 131： 481-490.

[17]王娟， 崔志涵， 杨庆山， 等. 唐代殿堂型木构架柱架摇摆抗侧机理研究[J]. 工程力学， 2019， 36（10）： 104-114.

WANG J， CUI Z H， YANG Q S， et al. A study on horizontal resistance mechanism of palace-style wooden frame in Tang Dynasty [J]. Engineering Mechanics， 2019， 36（10）： 104-114. （in Chinese）

[18]侯幼彬， 李婉贞. 中国古代建筑历史图说[M]. 北京： 中国建筑工业出版社， 2002.

HOU Y B， LI W Z. The historical graph theory of ancient Chinese architecture [M]. Beijing： China Architecture & Building Press， 2012. （in Chinese）

[19]马炳坚. 中国古建筑木作营造技术[M]. 北京： 科学出版社， 1991： 126-127.

MA B J. Construction technology of Chinese ancient timber structure [M]. Beijing： Science Press， 1991： 126-127. （in Chinese）

[20]张鹏程. 中国古代木构建筑结构及其抗震发展研究[D]. 西安： 西安建筑科技大学， 2003.

ZHANG P C. Study on structure and its seismic behavior development of Chinese ancient timber structure buildings[D]. Xian： Xian University of Architecture and Technology， 2003. （in Chinese）

[21]吕舟. 佛光寺东大殿建筑勘察研究报告[M]. 北京： 文物出版社， 2011.

LYU Z. Research report on building investigation of the main hall of Fo-guang Temple[M]. Beijing： Cultural Relics Publishing House， 2011. （in Chinese）

[22]潘德华. 斗栱（上册） [M]. 南京： 东南大学出版社， 2011.

PAN D H. Dou-Gong（Ⅰ）[M]. Nanjing： Southeast University Publishing House， 2004. （in Chinese）

[23]陈金永. 宋式四柱带枓栱足尺木结构模型滞回性能试验研究与模拟分析[D]. 太原： 太原理工大学， 2017.

CHEN J Y. Hysteretic behavior of full scale timber structure specimen with Dou-Gong sets and four columns in song dynasty by pseudo-static tests and simulation analysis [D]. Taiyuan： Taiyuan University of Technology， 2017. （in Chinese）

[24]崔志涵.唐代殿堂型木构架柱架摇摆抗震机理研究[D]. 北京： 北京交通大学， 2019.

CUI Z H. Study on the column rocking aseismic mechanism of the palace-style wooden frame in Tang-Dynasty [D]. Beijing： Beijing Jiaotong University， 2019. （in Chinese）

[25]Standard test methods for cyclic （reversed） load test for shear resistance of vertical elements of the lateral force resisting systems for buildings： ASTM E 2126-11 [S]. Pennsylvania， USA： ASTM International， 2012.

（編辑 王秀玲）

作者：王娟 许刃文 张熙铭 杨庆山

木构架建筑体系分析论文 篇2：

墙倒屋不塌的秘密

不同于西方砖石建筑体系，中国古代建筑采用土木作为主要建筑材料，形成了独一无二的木构架建筑体系。中国传统木构架建筑的修建，先在台基上立柱，在立柱上架横梁，最后在横梁上铺设屋顶。屋顶重量由梁传给柱子，再由柱子传到地面。柱子之间的墙壁，无论是土、石或砖，都不承重。因此地震来袭时，即使墙倒了，只要柔性连接的木构架不发生断裂，整个建筑就不会倒塌，体现出了以柔克刚的文化内涵。“墙倒屋不塌”就是民间对木构架建筑优越抗震性能的生动描述。那么，承担房屋全部重量的木构架是如何构成并发挥抗震作用的呢？这就需要从古代建筑三段式结构的角度来分析。

北宋建筑工匠喻皓在其著作《木经》中记载：“凡屋有三分，自梁以上为上分;地以上为中分;阶为下分。”中国古代建筑以大屋顶、木构架、高台基著称于世，形成了“天覆地载，中流砥柱”的结构形式。

上分——天覆·大屋顶

“屋”字最初是指上盖或者屋盖的意思，后来发展为以它来代表整座房间，可见人们很早就对屋顶给予了充分的重视。除了保护墙体、增大建筑体量和标示等级外，屋顶在稳固建筑、传递载荷、提高房屋抗震性方面，也起到了举足轻重的作用。

屋顶由屋面和木梁架两部分组成，木梁架由支撑屋面的椽子和平铺在椽子上、用于承托瓦件的望板组成，屋面则包括瓦件和吻兽。木梁架装好后，铺上抹好灰泥的草席作为底层，之后铺设屋面材料，整个屋顶就形成了。屋顶的体量在单座建筑中占很大比例，甚至可达到立面高度的一半。同时，屋頂重量还很重，整个建筑的绝大部分重量即在于此。又大又重的屋顶放置于屋身之上，看似对屋身造成了巨大的压力，同时又增加了地震时的惯性，对整个木构架来说甚至是一种破坏力，但这种破坏力却产生了两方面的积极作用：静止时，这种力使屋身原本相对松散的木构件之间的摩擦力和阻尼得到增加，彼此连接更加密合，木构架呈现出更加稳定牢固的状态，可谓“压得稳”;地震来袭时，厚重的大屋顶凭借自身的重量有效约束了屋身木构架的位移范围和强度，使之具备抵抗一定由地震产生的侧向载荷与侧向变形的能力，房屋的整体性和稳定性得以增强，可谓“镇得住”。由此可见，大屋顶对于提高木构架建筑抗震性能的重要作用。

中分——中流砥柱·木构架

屋身为中分，是指建筑整个木构架部分，由柱、梁、檩、枋等构件组合而成，有多种不同组合形式。

最简单的木构架结构由4根立柱支撑，柱上架梁，梁上搭檩，梁柱之间用枋连接，上一梁较下一梁短，层层相叠，逐渐缩短，最终形成由一根独立短柱支撑檩条的结构，构成整体木构架。以清式木构架建筑为例，一座完整的建筑物由种类及数量众多的木构件组成，它们之间彼此的结合方式有平行结合、垂直结合和成角结合，每个结合点就是一个节点，这些节点是木构架的重要关节，它们彼此连接，架构起整个体系。而一旦关节之间失去联系，木构架便会散架，大厦也将倾覆。因此，处理好节点之间的连接，对于建筑物的安全和稳固至关重要。根据以上3种构件结合方式，木构架建筑的主要节点有柱下节点、柱头节点、柱身节点、梁檩节点。

柱下节点是指柱脚部位的各构件连接。柱头节点由柱、梁、枋、檩和斗拱等构件组成，是木构架最主要、最关键的节点，各方向的荷载集中于此，并都经此节点传到柱础。柱身节点是柱与梁、枋等构件的榫结合点。在清代小式建筑和民居中，桁檩直接搁置在梁头上，形成梁檩节点。以上各节点以榫卯形式连接，木构件之间通过彼此咬合的凹凸结构连接起来，使木构架既能承受载荷，又具有一定的变形空间。当地震来袭时，节点之间会通过自身的变形和滑移来吸收和消解部分地震能量，因此尽管木构架发生大幅度摇晃，但只要节点之间仍然保持连接，木构架就会出现“晃而不散、摇而不倒”的现象。当地震波消失后，整个木构架甚至能恢复原状。因此，地震即使导致砖石结构的墙体倒塌，柔性连接的木构架仍能挺立不倒，这体现出木构架建筑刚柔并济、以柔克刚的结构特点。

下分——地载·高台基

作为建筑物的基础，台基是建筑物立面构成的三大组成要素之一，一方面为立面提供了坚实的基座，另一方面也减轻了庞大屋顶带来的头重脚轻的感觉，大大提高了建筑立面的稳定性。

台基是原始穴居发展为地面建筑之后出现的，人们为了防止木质建筑受潮，确保建筑地基稳固，便将松土夯实，形成的方形土台便成为建造房屋的基础，这就是最初的台基。台基是从夯土地基发展起来的，目前最早的夯土地基实物出现于新石器时代晚期，周朝出现的高台建筑是台基发展的顶峰。自此，它的使用自统治阶级扩大到民间，成为所有古代建筑物不可或缺的组成部分，并逐渐演变为等级制度的标尺。低等级建筑的台基为单层，高等级建筑的台基最多为3层。大约自南北朝起，依据使用功能的外形，台基被分为普通台基和须弥座台基两大类。须弥座，又名金刚座，是安放佛像或菩萨像的台座。须弥座台基由此演变而来，用于宫殿、坛庙等高等级建筑，以显示宫殿主人至高无上的地位和权威。

台基的平面尺寸大于木构架的柱网平面，为防止屋檐滴水到台基上，又略小于屋顶的平面投影面积，推进去的部分被称为“回水”。

除了建筑防潮保护之外，台基对于房屋木构架所起的作用，在于对木柱的承托。建房要立柱，早期的柱脚埋在土里，后来逐渐上升到地面。柱脚下端放础石，形成柱础，柱柱皆有，无一例外。柱础的作用，一是利用础石将木柱与地坪隔离，防止柱根因受潮而糟朽破坏;二是高于地面础石的断面比木柱面积大，而卧于台基中的础下方石面积更是木柱直径的两倍左右，这便将柱子本身承受的纵向载荷通过面积逐渐增大的柱础均匀地传递给台基，完成建筑的传力过程;三是无论小型建筑将木柱榫接入柱础，还是大型建筑把木柱“平摆浮搁”在柱础之上（所谓“平摆浮搁”即为没有任何结构连接措施，只是把立柱放在柱础之上），地震来袭时，木构架晃动致使木柱底端出现滑动或位移，柱子偏离柱础中心，甚至滑落到台基上，但整个木构架却依然可以屹立不倒，达到了“滑移隔震”的效果。所谓“隔震”，就是在建筑基础部位安放可运动装置，地震发生时，通过装置的运动来吸收和耗散地震能量，并错开地震波的频率，从而减轻地震对建筑的损害。在这里，“平摆浮搁”的立柱相当于可运动装置，在地震作用下柱根在柱础上往复滑动，消减了地震能量，产生了“滑移隔震”的效果，有效保护了木构架。综观中外，中国是世界上最早将隔震理念应用于建筑的国家。

中国传统木构架建筑以木柱承重，土墙仅仅起到分隔房间的作用，不参与承重。木构架依靠榫卯连接，彼此之间有一定间隙，构成了一个富有弹性的框架。地震时，这种结构依靠变形来耗散一部分能量，因此抗震能力强。这正是中国古代建筑在地震中“土崩木未解，墙倒屋不塌”的原因所在。

木构架建筑体系分析论文 篇3：

秦氏旧宅厅堂木构架体系动力性能分析

收稿日期：20140311

基金项目：“十二五”国家科技支撑计划项目(2013BAL01B04)；郑州市科技领军人才计划项目(10LJRC186)

摘要：为了保护现存文物建筑并对其进行维修设计，以秦氏旧宅厅堂木构架建筑为研究对象，建立有限元模型并进行动力性能分析。采用模态分析探讨木构架体系的动力特性，对木构架进行罕遇地震作用下的动力时程分析。结果表明：结构第1阶振型的自振周期为2.112 7 s，体现木构架建筑的长周期特性；纵向刚度小于横向刚度；节点刚度对结构振动模态影响显著；随着梁架层高度的增加，各梁架层的位移峰值随之增大；各梁架层加速度峰值随着梁架高度增加有减小的趋势，层间动力放大系数均在1左右；榫卯连接起到耗能减震的作用，其中七架梁层处的榫卯结构耗能效果最为显著；所得研究成果可为同类木构架体系的保护、修缮提供技术支持。

关键词：秦氏旧宅；厅堂；木构架建筑；动力性能；有限元法；耗能

Dynamic Performance Analysis of Qins Old Dwelling Hall with Timber Frame

TONG Liping, WANG Chaoji

Key words: Qins Old Dwelling; hall; timber frame building; dynamic performance; finite element method; energy consumption

0 ]引 言

秦氏旧宅位于河南省荥阳市北10 km的油坊村，清乾隆三年（1738年）为一代武学大师秦承宗所建，距今已有200余年历史。作为见证着豫中地区乡土文化发展的古民居建筑，2006年该宅院被列入河南省省级文物保护单位。本文中的研究对象即位于秦氏旧宅一进院的核心建筑——厅堂。厅堂为一栋单层抬梁式木构架建筑，在长期的自然侵蚀及人为改造下，目前已有多处残损，屋面瓦作及围护墙体破损情况较为严重，但是木构架整体保存完整，表现出良好的结构性能。

木构架建筑是中国传统建筑的主要结构形式之一，历史悠久、体系独特，在汶川、芦山等地震中表现出优越的抗震性能［12］。目前针对木构架建筑的动力性能研究主要集中于大型的宫殿、庙宇、城楼等历史标志性建筑，对传统民居的相关研究成果相当有限［34］。为了保护秦氏旧宅这一典型的豫中地区传统民居，笔者所在课题组受河南省荥阳市文物保护中心的委托，对其进行实地勘查、结构性能及抗震性能分析。

本文中以厅堂木构架体系为原型，采用有限元数值模拟的方法建立整体模型，通过模态分析与动力时程分析获得厅堂木构架的结构动力特性及在罕遇地震作用下的动力响应，探讨木构架建筑的抗震性能并找到薄弱部位，为其保护与修缮提供了技术参数。

1 计算模型

1.1模型基本尺寸

厅堂由内外两排木柱支撑，建筑平面规整，通面宽包括明间及东西次间共3间，总长度为11.5 m，通进深包括前后廊深及屋进深，总宽度为7.5 m，如图1所示。木构架剖面为九檩抬梁式，如图2所示，各木构件尺寸通过现场实测确定。

图1厅堂平面(单位：mm)

Fig.1Floor Plane of Hall Building (Unit:mm)

图2木构架剖面(单位：mm)

Fig.2Profile of Timber Frame (Unit:mm)

1.2参数的选取及模型建立

厅堂所用木材为樟子松，强度等级为TC13B［5］，目前关于樟子松的材性试验较少，本文中参考与樟子松强度等级相同、材性特点相近的红松试验结果确定其材料参数［67］，具体数值为：密度为457 kg·m-3，泊松比为0.3，弹性模量与剪切模量取值见表1。

本文中主要探讨木构架的动力性能，不考虑屋面各构造层间的相互作用，用椽子与檩条刚接代替

表1弹性模量与剪切模量取值

Tab.1Values of Elastic Moduli and Shear Moduli

MPa

参数 Ex Ey Ez Gxy Gyz Gxz

数值 8 100 405 81 486.0 607.5 145.8

注：Ex，Ey，Ez分别为沿x,y,z方向的弹性模量；Gxy，Gyz，Gxz分别为Oxy,Oyz,Oxz平面的剪切模量。

屋盖部分［8］，将考虑屋盖自重及雪荷载的屋面荷载组合值按质量等效原则等效为椽子的密度［9］，通过檩条密度、椽子的等效密度及布置方向体现屋面质量分布对结构的影响，计算得到椽子的等效密度为11 982 kg·m-3。木柱与基础的连接为管脚榫，因难以约束转角位移，故处理为铰接［10］。在木构件节点处设置互不耦合的6个弹簧单元模拟榫卯连接的半刚性特性，分别为沿x,y,z方向的3个拉压弹簧单元与沿Oxy,Oyz,Oxz平面的3个扭转弹簧单元，弹簧刚度系数参考文献［11］，分别取为：Kx=113.3 kN·m-1，Ky=Kz=127 950 kN·m-1，Kxy=Kyz=Kxz=296.711 kN·m·rad-1，其中，Kx，Ky，Kz分别为3个拉压弹簧的刚度系数，Kxy，Kyz，Kxz分别为3个扭转弹簧的刚度系数。

厅堂为木构架承重结构，砖墙只作围护结构，因此，在忽略砖墙对木构架结构特性影响的条件下，采用梁单元与半刚性单元建立厅堂木构架有限元计算模型，如图3所示。

图3计算模型

Fig.3Calculation Model

2结构动力特性分析

2.1结构的动力参数

结构的自振频率、自振周期与振型只与自身的结构形式、质量、刚度等有关，可以作为结构固有振动特性的代表参数，决定结构在各种工况下的动力响应，是其他动力分析的基础。

通过Block Lanczos法进行模态分析，提取结构前6阶振型的频率、周期，见表2，计算模型前6阶振型如图4所示。

表2计算模型前6阶振型频率、周期

Tab.2Frequencies and Periods of the First Six Vibration Modes of Calculation Model

阶次 1 2 3 4 5 6

频率/Hz 0.473 3 0.947 2 1.056 2 5.365 7 6.292 6 8.573 7

周期/s 2.112 7 1.055 8 0.946 8 0.186 4 0.158 9 0.116 6

图4计算模型前6阶振型

Fig.4The First Six Vibration Modes of Calculation Models

由表2及图4可以看出，模型第1阶振型的自振周期为2.112 7 s，体现了木构架建筑的长周期柔性特征，而地震动的卓越周期一般较短，两者错开，可以有效避免建筑在地震过程中发生共振。模型的第1阶振型沿x方向（纵向）水平振动，第2阶振型沿y方向（横向）水平振动，结构纵向振动早于横向振动，说明结构纵向抗侧刚度比横向抗侧刚度小，一方面与结构平面布置有关，柱网布置纵向跨度较大，导致下部结构纵向抗侧刚度较小；另一方面，纵向受力构件诸如檩条、枋等构件跨度较大，且构件之间的榫卯连接结构较为简单，约束较弱，而横向受力的各层梁构件长度不一，层层布置，相互之间的约束更为紧密，也使得上部结构横向抗侧刚度大于纵向抗侧刚度。

模型的第3阶振型为绕z轴的扭转振型，[HJ1.7mm]作为不利振型出现顺序晚于结构纵、横向的平动，说明结构平面布置较为规则、合理；从振型周期上来看，扭转振型自振周期T3与水平振动自振周期T1的比值T3/ T1=0.048，说明扭转刚度远大于纵、横2个方向的抗侧刚度，扭转振型不易发生且扭转效应的潜在破坏力较小。

第4阶振型仍然是绕z轴的扭转振型；第5阶振型为Oxz平面外的弯曲振动；第6阶振型为屋盖部分沿z方向的局部鼓曲变形。与前3阶振型相比，后3阶振型相对不利，但是其质量参与系数不足1%，对结构振动反应贡献很小。

根据计算结果可知，前3阶振型的质量参与系数均达到99%，为主导振型，表现为整体“平动—平动—扭转”的振型规律。

2.2榫卯连接对振动模态的影响

榫卯连接是木构架建筑最显著的结构特点之一，本文中在建立计算模型时通过施加弹簧单元模拟榫卯连接的半刚性特点。为进一步分析榫卯连接的半刚性特点对振动模态的影响，现将榫卯连接改为刚性连接，建立刚接模型，并提取前6阶振型的频率、周期与上述榫卯连接模型进行对比。刚接模型前6阶振型频率、周期见表3。

对比榫卯连接模型（表2）与刚接模型（表3）的频率可知（图5），节点变为刚性连接后，结构的前6阶振型频率均有增大，第1阶振型频率增幅最为显

表3刚接模型前6阶振型频率、周期

Tab.3Frequencies and Periods of the First Six Vibration Modes of Rigid Connection Model

阶次 1 2 3 4 5 6

频率/Hz 2.277 9 2.432 7 3.120 3 7.011 9 7.810 3 9.552 7

周期/s 0.439 0 0.411 1 0.320 5 0.142 6 0.128 0 0.104 7

图5节点连接对振型频率的影响

Fig.5Influence of Node Connecting for Vibration Mode Frequency

著，增大3.81倍，第2阶、第3阶振型频率增大倍数也较后3阶明显。相应地，刚接之后结构第1阶振型的自振周期为0.439 0 s，与基本模型的自振周期2.112 7 s相比，已不具备长周期的特性。

在振型方面，刚性连接模型前2阶振型分别为沿y方向（横向）与沿x方向（纵向）的水平振动，与榫卯连接模型正好相反，结构优先沿横向发生平动，后4阶振型规律与榫卯连接模型相同。这主要是因为节点刚接之后，纵向主要受力构件檩条的端部约束加强，使得整个纵向抗侧刚度得到明显提升，并接近甚至超越横向抗侧刚度。因此，在维修时可以采用适当的方法对檩条之间的榫卯连接进行加固，从而加强结构纵向刚度，保证结构纵向在水平力作用下不至于过早破坏。

2.3屋面刚度对振动模态的影响

将屋面荷载等效为椽子的密度，通过设置椽子与檩条刚接模拟屋面层对下部木构架体系的约束。在保证质量、连接方式不变的情况下，屋面的刚度可以由椽子的刚度来替代。为探讨屋面刚度对结构振动模态的影响，在原模型的基础上，增大椽子的刚度并建立多组对比模型，得到各阶振型频率的变化，如图6所示。

图6屋面刚度对振型频率的影响

Fig.6Influences of Roof Stiffness on Vibration Mode Frequency

由图6可以看出，增大椽子的刚度后，屋面刚度相应增大，结构的各阶振型频率呈递增的趋势，但是前3阶振型的频率增幅极小，基本表现出持平的状态，后3阶振型的频率增幅相对较大。因为前3阶振型为结构主导振型，说明增大屋面刚度对结构的固有频率影响很小，这也表明屋面自身的刚度已经很大。

3 罕遇地震作用下木构架的动力响应

3.1地震波的选取

荥阳市地区抗震设防烈度为7度（0.10g，g为重力加速度），Ⅱ类场地，设计地震分组为第2组。根据地震动的“三要素”，即频谱特性、有效峰值和持续时间的要求［12］，选择适用于Ⅱ类场地的El Centro波、Taft波以及兰州人工波，并按照建筑物抗震设防烈度将加速度幅值调至220 cm·s-2。考虑结构自振周期及加速度峰值点时刻确定地震波持时为15 s，满足结构自振周期5~10倍的要求，时间步长Δt取为0.02 s，共750个点，Δt＜T/10（T为结构周期），能够保证计算结果达到理想精度［13］。调整后的3条地震波加速度时程曲线如图7所示。

图7调整后的3条地震波加速度时程曲线

Fig.7Seismic Acceleration Time History Curves After Adjusting

3.2位移响应分析

采用完全瞬态动力分析法，沿结构纵、横2个方向输入调整后的3条地震波进行动力时程分析，结果表明，沿纵向输入地震波后结构动力响应较强，说明结构纵向刚度比横向刚度小，与模态分析结果一致。为充分说明木构架在罕遇地震下的动力响应，选择纵向地震作用下动力响应最大的边跨木构架进行分析。

根据木构架的结构特点，按照梁架层高度提取各梁架层的最大位移，如表4所示。从表4可以看出，各梁架层的最大位移在不同地震作用下较为接近，且均表现出随着梁架层高度的增高而不断增大的趋势。

抱头梁层与七架梁层之间的位移幅值变化相对较大，七架梁以上各梁架层的层间位移峰值差相对很小。这与厅堂的木构架形式有关，七架梁与金柱通过榫卯结构直接连接，上部梁架均在此基础上通过短柱层层叠放，因此包括七架梁层及其以上的各[CM(22]层梁架整体性较好，这是民居小式木结构采用梁柱

表4各梁架层最大位移

Tab.4Maximum Displacements of Each Frame Layer

mm

地震波 抱头梁层 七架梁层 五架梁层 三架梁层 脊檩层

El Centro波 89.17 113.35 117.86 120.39 124.13

Taft波 98.31 125.08 130.08 132.90 137.03

兰州人工波 75.70 96.32 100.16 102.32 105.50

直接榫卯连接的结构特点之一。抱头梁搭在檐柱柱顶，并穿插在金柱与檐柱柱顶等高处，与七架梁垂直距离为1 m（图2），与上部梁架层搭接整体性较弱，导致抱头梁层与上部梁架的位移协调较差，在地震作用下该部位节点极易因变形过大发生拔榫现象。在清代的《工程做法则例》中，檐步举架一般为五举，即举高与步架的比值为0.5，而秦氏旧宅厅堂檐步举架近似为六五举，举架较高。因此可以考虑适当抬高檐柱高度，缩短抱头梁与七架梁的高差，或对抱头梁与金柱的连接节点进行加固，加强结构整体性。

各梁架层关键点位移时程曲线如图8所示。为

图8各梁架层关键点位移时程曲线

Fig.8Displacement Time History Curves of Key Point in Each Frame Layer

了更加直观地反映木构架在罕遇地震作用下的位移

变化情况，在每层梁架上选择一关键点作为研究对象进行分析。[HJ2mm]因每层梁架在端部均有约束，跨中部位相对薄弱，因此选择跨中节点作为关键点，分别为：抱头梁层559点；七架梁层686点；五架梁层805点；三架梁层856点与脊檩层966点（图3）。

由图8可知，在同一地震作用下各梁架层关键点的位移时程曲线变化基本一致，均表现出木构架长周期的柔性特征。地震作用不同，相同节点的位移时程曲线变化、位移峰值发生时刻也各不相同，这与不同地震波的离散性有关。

总体而言，木构架在罕遇地震作用下的整体位移较大，位移变化具有显著的柔性特征。木构件之间均为榫卯连接，变形可容度较大，且木材本身具有良好的弹性，因此在地震中虽然歪闪比较明显，但是依然能够屹立不倒。

3.3加速度响应分析

相应地提取上述各梁架层最大加速度，如表5所示。由表5可知，随着梁架层高度的增大，加速度峰值表现出减小的趋势。这主要是因为上部各梁架之间通过与瓜柱的榫卯结构进行连接，在地震力作用下，原来处于分离状态的榫头与卯口逐渐受挤压产生滑移及转动，在这个过程中通过节点摩擦消耗了较多的地震能量，使地震力的传递有所减小，因此梁架的加速度反应有减小的趋势。

表5各梁架层最大加速度

Tab.5Maximum Acceleration of Each Frame Layer

cm·s-2

地震波 抱头梁层 七架梁层 五架梁层 三架梁层 脊檩层

El Centro波 206.07 199.65 204.77 204.16 205.76

Taft波 193.38 183.11 186.15 188.02 188.52

兰州人工波 154.54 141.26 131.15 146.71 135.37

各梁架层关键点的加速度时程曲线如图9所示。在同一地震作用下各梁架层关键点的加速度时程曲线变化基本一致，且与图8进行对比，加速度峰值与位移峰值并不发生在同一时刻。

图9各梁架层关键点加速度时程曲线

Fig.9Acceleration Time History Curves of Key Point in Each Frame Layer

动力放大系数主要体现结构的耗能减震能力，数值越小说明地震作用被放大的倍数越小，耗能减震效果越好［3］。本文中以加速度峰值响应为准，得到各梁架层的动力放大系数α，探讨各梁架层之间的耗能减震情况，所得结果如表6所示。

从表6可以看出，屋盖梁架整体的动力放大系数α0在0.9左右，说明屋盖整体的耗能效果良好。各梁架层的层间动力放大系数α1~α4均在1左右，其中七架梁层与抱头梁层的动力放大系数α4最小，说明七架梁层与抱头梁层之间的榫卯节点耗能减震的效果最佳。这主要是因为七架梁与金柱为主要受

表6梁架层动力放大系数

Tab.6Dynamic Amplification Factors of Frame Layers

地震波 α0 α1 α2 α3 α4

El Centro波 0.937 1.008 0.997 1.026 0.969

Taft波 0.879 1.003 1.010 1.017 0.947

兰州人工波 0.702 0.923 1.119 0.928 0.914

注：α0为梁架最大加速度与输入地震波加速度峰值的比值，反映屋盖梁架整体的耗能减震效果；α1为脊檩层加速度峰值与三架梁层加速度峰值的比值；α2为三架梁层加速度峰值与五架梁层加速度峰值的比值；α3为五架梁层加速度峰值与七架梁层加速度峰值的比值；α4为七架梁层加速度峰值与抱头梁层加速度峰值的比值；α1~α4分别反映各梁架层之间的耗能减震效果。

力构件，构件截面尺寸较大，榫卯结构允许发生的变形较大，因此可以消耗的地震能量较多。

综上所述，木构件节点之间的榫卯结构在罕遇地震作用下由于能够发生转动及滑移，起到耗能减震的效果，使得地震作用并没有随着建筑高度的增加而不断放大，这是木构架建筑区别于砌体结构、混凝土结构、钢结构等现代建筑结构最显著的结构特点之一。

4结语

（1）通过模态分析可知，结构的第1阶振型频率为0.473 3 Hz，自振周期为2.112 7 s，体现木结构的长周期特性，与地震动卓越周期错开，能够有效避免共振；结构纵向刚度比横向刚度小，应予以加强。

（2）节点刚度对结构振动模态的影响显著，尤其是第1阶振型，加强檩条间的榫卯连接对纵向刚度加强效果明显；屋面自身刚度较大，改变屋面刚度对结构振动模态的影响很小。

（3）罕遇地震作用下，各梁架层的位移较大，柔性特征明显，且随着梁架层高度的增高而增大；与一般做法相比，厅堂檐步举架较高，造成抱头梁与七架梁的层间位移差相对较大，易因变形过大而发生拔榫现象。

（4）各梁架层的加速度峰值随着建筑高度的增高有减小的趋势；屋盖梁架整体的动力放大系数在0.9左右，各梁架层的层间动力放大系数在1左右，反映榫卯结构在结构抗震方面起到良好的耗能减震作用；七架梁与金柱的榫卯节点耗能效果最为显著。

（5）在修缮过程中，应重点检查各榫卯结构是否完整，是否有糟朽、开裂或榫卯开口尺寸过大等情况而造成节点刚度下降，进而影响木构架的抗震性能。[HJ]

参考文献：

References:

［1］谢启芳,赵鸿铁,薛建阳,等.汶川地震中木结构建筑震害分析与思考［J］.西安建筑科技大学学报:自然科学版,2008,40(5):658661.

XIE Qifang,ZHAO Hongtie,XUE Jianyang,et al.Analysis and Investigation on the Seismic Damage of Timber Buildings in Wenchuan Earthquake［J］.Journal of Xian University of Architecture & Technology:Natural Science Edition,2008,40(5):658661.

[CM2-3]［2］高永武,金 波,戴君武,等.芦山7级地震村镇木结构震害调查及加固建议［J］.地震工程与工程振动,2013,33(3):4852.

GAO Yongwu,JIN Bo,DAI Junwu,et al.Damage to Rural Wooden Structures in M7.[KG-*7]0 Lushan Earthquake and Reinforcement Suggestions［J］.Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2013,33(3):4852.

[CM2-3]［3］张风亮,赵鸿铁,薛建阳,等.古建筑木结构屋盖梁架体系动力性能分析［J］.工程力学,2012,29(8):184188,201.

ZHANG Fengliang,ZHAO Hongtie,XUE Jianyang,et al.The Analysis of Dynamic Properties on the Roofbeams System in Ancient Timber Buildings［J］.Engineering Mechanics,2012,29(8):184188,201.

[CM2-3]［4］高大峰,刘经伟,张锁柱,等.西安东岳庙大殿动力特性分析［J］.水利与建筑工程学报,2009,7(2):3638.

GAO Dafeng,LIU Jingwei,ZHANG Suozhu,et al.Analysis on Dynamic Characteristics of Xian Dongyue Temple［J］.Journal of Water Resources and Architectural Engineering,2009,7(2):3638.

[CM2-3]［5］ GB 50005—2003，木结构设计规范［S］.

GB 50005—2003，Code for Design of Timber Structures［S］.

[CM2-3]［6］高大峰,赵鸿铁,薛建阳,等.中国古建木构架在水平反复荷载作用下变形及内力特征［J］.世界地震工程,2003,19(1):914.

GAO Dafeng,ZHAO Hongtie,XUE Jianyang,et al.The Deformational and Stress Behavior of Wooden Frame of Chinese Ancient Buildings Under Horizontally Reverse Load［J］.World Earthquake Engineering,2003,19(1):914.

[CM2-3]［7］《木结构设计手册》编辑委员会.木结构设计手册［M］.3版.北京:中国建筑工业出版社,2005.

Editorial Committee of Wood Structures Design Manual.Wood Structures Design Manual［M］.3rd ed.Beijing:China Architecture & Building Press，2005.

[CM2-3]［8］曲 慧,肖碧勇,王林安.蓬莱阁木构架承载力有限元分析［J］.烟台大学学报:自然科学与工程版,2010,23(1):5963.

QU Hui,XIAO Biyong,WANG Linan.Finite Element Analysis of Bearing Capacity for the Timber Structure of Penglai Palace［J］.Journal of Yantai University:Natural Science and Engineering Edition,2010,23(1):5963.

[CM2-3]［9］ 张琰鑫,童丽萍.农村夯土类住宅抗震性能分析及加固方法研究［J］.工程抗震与加固改造,2012,34(1):126133.

ZHANG Yanxin,TONG Liping.Study on Seismic Performance and Strengthening Method of Rural Rammed Earth Buildings［J］.Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting,2012,34(1):126133.

［10］ 刘 妍.传统木结构静力分析力学模型的发展与分析［C］//同济大学.全球视野下的中国建筑遗产——第四届中国建筑史学国际研讨会论文集.上海:同济大学出版社,2007:600605.

LIU Yan.The Development and Analysis of Structure Analysis in Research of Traditional Wooden Structure［C］//Tongji University.Proceedings of International Conference on Chinese Architectural History IV.Shanghai:Tongji University Press,2007:600605.

［11］ 苏 军.中国木结构古建筑抗震性能的研究［D］.西安:西安建筑科技大学,2008.

SU Jun.Study on the Seismic Performance of Ancient Chinese Timber Structure［D］.Xian:Xian University of Architecture and Technology,2008.

［12］ GB 50011—2010，建筑抗震设计规范［S］.

GB 50011—2010，Code for Seismic Design of Buildings［S］.

［13］ 李爱群,丁幼亮.工程结构抗震分析［M］.北京：高等教育出版社,2010.

LI Aiqun,DING Youliang.Analysis for Earthquake Resistance of Engineering Structures［M］.Beijing:Higher Education Press,2010.

作者：童丽萍 王超级