沈銀瀾, 劉 輝, 周敬軒, 陳中偉, 王利輝, 周海賓

(1.北京工業(yè)大學(xué)城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100124；2.北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100124；3.北京市住房和城鄉(xiāng)建設(shè)科學(xué)技術(shù)研究所, 北京 101160; 4.木材工業(yè)國(guó)家工程研究中心, 北京 102300; 5.中國(guó)林業(yè)科學(xué)研究院木材工業(yè)研究所, 北京 100091)

傳統(tǒng)村落民居是依據(jù)地域特色，請(qǐng)本地普通工匠按照傳承技術(shù)自行建造，在社會(huì)發(fā)展中留存下來(lái)的建筑. 區(qū)別于南方穿斗式木構(gòu)民居，北方傳統(tǒng)村落木構(gòu)民居主要為“四梁八柱”結(jié)構(gòu)，采用五檁硬山木構(gòu)架，柱上托五架梁，梁頭托兩檁，金瓜柱托三架梁，梁頭再托兩檁，脊瓜柱托脊檁，梁柱采用饅頭榫節(jié)點(diǎn)連接. 該類做法類似殿堂木構(gòu)建筑的抬梁式作法，但沒有鋪?zhàn)鲗?、抱頭梁、穿插枋,木材用料小且普通，其建筑尺度小，開間數(shù)少進(jìn)深也小, 建筑形式單一，遠(yuǎn)遠(yuǎn)不及大式建筑工藝精湛、做工考究、規(guī)模宏大與群體組合方式多樣. 但該類房子作為傳統(tǒng)文化與文明的重要載體，地處經(jīng)濟(jì)相對(duì)落后的原始村落，缺乏抗震措施與抗震驗(yàn)算，也缺乏政府的監(jiān)管，存在安全隱患，急需對(duì)其抗震安全性進(jìn)行科學(xué)評(píng)估，為其修繕加固提供科學(xué)依據(jù).

長(zhǎng)期以來(lái)，在大式木作古建筑木構(gòu)架[1]抗震性能的研究方面，取得了大量的理論和試驗(yàn)成果. 姚侃等[2]、隋等[3]對(duì)透榫與燕尾榫連接的殿堂式木構(gòu)架進(jìn)行了縮尺模型(1∶3.52)擬靜力試驗(yàn)，研究其木構(gòu)架工作機(jī)制. 高大峰等[4]以西安城永寧門箭樓為原型，研究帶雀替半榫連接的木構(gòu)架工作機(jī)制及帶雀替的半榫節(jié)點(diǎn)的特點(diǎn). 淳慶等[5]對(duì)南方地區(qū)官式木構(gòu)建筑典型榫卯(燕尾榫、半榫、十字箍頭榫、饅頭榫等)連接的木構(gòu)架開展了縮尺模型低周往復(fù)加載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)其破壞均在榫卯節(jié)點(diǎn)處. 郇君虹等[6]以保留榫卯節(jié)點(diǎn)半剛性特點(diǎn)為原則，針對(duì)半榫、透榫和燕尾榫縮尺模型(1∶3.52)設(shè)計(jì)了不同形式的扁鋼加固裝置，考慮是否設(shè)置活動(dòng)槽與加固件，發(fā)現(xiàn)帶螺釘加固裝置加固效果最為明顯. 孫建等[7]對(duì)殿宇所用的抬梁式木構(gòu)架以及南方民居所用的穿斗式木構(gòu)架進(jìn)行了縮尺1∶1.76單調(diào)推覆試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)抬梁式木構(gòu)架的水平荷載承載效率明顯低于穿斗式木構(gòu)架，但未考慮P-Δ二階效應(yīng)影響. 李勝才等[8]、Li等[9]試驗(yàn)分析了2種柱腳損傷對(duì)縮尺比例為1∶3.52的一榀直榫節(jié)點(diǎn)木構(gòu)件抗震性能的影響，同時(shí)研究直榫節(jié)點(diǎn)損傷對(duì)木構(gòu)架抗震性能的影響，發(fā)現(xiàn)損傷對(duì)初始抗側(cè)剛度影響不大，隨著加載位移逐漸增大，其承載力幅值降低明顯. Li等[10]對(duì)燕尾榫節(jié)點(diǎn)連接的雙跨木構(gòu)架縮尺模型(1∶4)開展了試驗(yàn)與數(shù)值分析，揭示其雙跨木構(gòu)架的受力特征及破壞模式，并建議采用Kishi-Chen模型和pivot滯回模型進(jìn)行工程上木構(gòu)架的數(shù)值模擬. 謝啟芳等[11]研究相同縮尺比例下不同柱高和豎向荷載作用下單榀直榫節(jié)點(diǎn)木構(gòu)架的抗震性能，發(fā)現(xiàn)豎向力和柱的高度對(duì)其抗側(cè)力影響顯著；同時(shí)研究了 3 種燕尾榫卯節(jié)點(diǎn)的縮尺效應(yīng)，發(fā)現(xiàn)拔榫量與模型比例基本呈正比關(guān)系，而轉(zhuǎn)動(dòng)彎矩和剛度均不符合模型的相似關(guān)系[12]. 師希望等[13]揭示采用七等材和八等材制作的足尺帶斗拱的木構(gòu)架抗側(cè)承載力及變形、剛度規(guī)律方面的尺寸效應(yīng).

在傳統(tǒng)民居方面，魯旭光[14]對(duì)村鎮(zhèn)木結(jié)構(gòu)住宅中木構(gòu)架的4個(gè)足尺模型進(jìn)行了試驗(yàn)研究，系統(tǒng)評(píng)估了原型及扁鋼和替木加固的木構(gòu)架的抗震性能，但是未詳細(xì)考慮柱基礎(chǔ)以及豎向荷載變化對(duì)木構(gòu)架抗震性能的影響. 陸偉東等[15]對(duì)穿斗式木結(jié)構(gòu)民居中透榫連接的不同尺寸的木框架進(jìn)行試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)木框架的強(qiáng)度和剛度隨木柱尺寸變大或柱距變小而明顯增加. 熊海貝等[16]對(duì)足尺穿斗式木構(gòu)架模型進(jìn)行單調(diào)加載試驗(yàn)，認(rèn)為榫卯連接傳遞彎矩的能力較弱，多道穿枋、斗枋和地腳枋可有效加強(qiáng)結(jié)構(gòu)的整體性. 薛建陽(yáng)等[17]試驗(yàn)研究川西地區(qū)傳統(tǒng)穿斗式民居的栓榫節(jié)點(diǎn)的抗震性能，并結(jié)合有限元軟件分析梁截面高度和栓子截面尺寸對(duì)榫卯節(jié)點(diǎn)抗震能力的影響. 王海東等[18]針對(duì)單層單間的穿斗式木結(jié)構(gòu)民居開展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，薛建陽(yáng)等[19-20]針對(duì)雙層兩跨的穿斗式木結(jié)構(gòu)民居開展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)木構(gòu)架具有良好的整體變形能力和抗倒塌能力. 針對(duì)磚墻承重、木屋面的硬山擱檁建筑，王滿生等[21]開展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)磚木整體性較差，前后檐剛度相差過大，山墻外閃嚴(yán)重，容易導(dǎo)致屋架坍塌；有學(xué)者針對(duì)這種磚墻承重的硬山擱檁建筑提出磚墻加固方法以及提升抗震能力的建議[22-23].

目前，關(guān)于穿斗式民居建筑的抗震性能研究較多，針對(duì)北方傳統(tǒng)村落木構(gòu)建筑的研究少見文獻(xiàn)報(bào)道，關(guān)于其抗震性能研究以及科學(xué)評(píng)估缺乏；此外針對(duì)木構(gòu)架研究多集中于縮尺模型，縮尺試驗(yàn)存在諸多不可明確的因素，易于引起試驗(yàn)誤差，已有文獻(xiàn)[12-13]揭示其相似關(guān)系并不理想. 為此，本文以北京地區(qū) “四梁八柱”木結(jié)構(gòu)傳統(tǒng)民居木構(gòu)架為研究對(duì)象，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)繪結(jié)果，設(shè)計(jì)制作足尺的三榀木構(gòu)架，研究不同柱基礎(chǔ)及荷載條件下典型木構(gòu)架的受力性能、變形、滯回曲線、骨架曲線、強(qiáng)度和剛度的退化以及耗能等，以期為北方傳統(tǒng)村落木結(jié)構(gòu)民居房屋的修繕與加固提供科學(xué)依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 模型設(shè)計(jì)與制作

北京地區(qū) “四梁八柱”木結(jié)構(gòu)傳統(tǒng)民居承重體系如圖1(a)所示,圍護(hù)系統(tǒng)為土坯、石、磚等墻體,依據(jù)北京房山區(qū)水峪村現(xiàn)場(chǎng)測(cè)繪結(jié)果,設(shè)計(jì)制造1∶1原型尺寸的傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)民居的抬梁式的五檁硬山木構(gòu)架3榀,如圖1(b)所示. 五架梁與立柱采用饅頭榫節(jié)點(diǎn)連接，立柱下端設(shè)有管腳榫. 饅頭榫M1采用上小下大的四方體棱柱，上截面尺寸為48 mm×48 mm,下截面尺寸為50 mm×50 mm,榫高為60 mm; 五架梁底面開外大內(nèi)小正方形卯口，外部截面尺寸為50 mm×50 mm,內(nèi)部截面尺寸為48 mm×48 mm，深度為60 mm,與饅頭榫嚴(yán)密契合. 在傳統(tǒng)民居中，木柱擱置于礎(chǔ)石上，礎(chǔ)石上設(shè)海眼，管腳榫插入海眼內(nèi),起到限位作用，防止柱腳在地震作用下出現(xiàn)大滑移. 為調(diào)查不同柱基礎(chǔ)對(duì)木構(gòu)架抗側(cè)能力的影響，不同地梁上設(shè)置不同口徑的海眼來(lái)約束管腳榫的位移. 其中模型MGJ-1，地梁上預(yù)留的海眼尺寸為52 mm×52 mm×60 mm,管腳榫為50 mm×50 mm×60 mm；模型MGJ-2、MGJ-3預(yù)留的海眼尺寸為80 mm×80 mm×60 mm，允許管腳榫具有一定的轉(zhuǎn)動(dòng)、滑動(dòng)空間，接近目前民居中礎(chǔ)石上留海眼孔的真實(shí)情況. 根據(jù)水峪村典型民居調(diào)研，三開間，平均每個(gè)開間寬約為3 m，進(jìn)深約為4 m,坡屋頂設(shè)計(jì)，檁上鋪椽子、葦箔、泥巴以及12～15 mm厚的板石作瓦，按照屋頂?shù)刃队案綄倜娣e5 m×9 m計(jì)算，內(nèi)部橫墻位置木構(gòu)架豎向承重約為34 kN,山墻位置木構(gòu)架半內(nèi)嵌于墻體內(nèi)(見圖1(a))，考慮五架梁以上有部分土石填充配重，山墻位置木構(gòu)架豎向承重估算約為19 kN.

圖1 北方傳統(tǒng)民居承重體系(單位：mm)Fig.1 Load-bearing system of traditional residences in north China (Unit: mm)

各構(gòu)件具體尺寸如表1所示，相同海眼尺寸80 mm×80 mm×60 mm的MGJ-2豎向恒定荷載為19 kN代表山墻位置的木構(gòu)架，MGJ-3豎向恒定荷載為34 kN代表內(nèi)部橫墻位置的木構(gòu)架，而海眼尺寸為52 mm×52 mm×60 mm豎向恒定荷載為34 kN的MGJ-1代表了不同的柱腳約束條件作為對(duì)比. 根據(jù)木材現(xiàn)場(chǎng)采集標(biāo)本，采用北方地區(qū)傳統(tǒng)民居中常用的樟子松，試件的清材試驗(yàn)結(jié)果如表2所示.

表1 木構(gòu)架模型信息

表2 樟子松材性參數(shù)

1.2 加載方案

五檁硬山木構(gòu)架傳力途徑為屋面→椽條→檁→梁→柱→基礎(chǔ)，在本文研究中忽略五架梁以上的其他榫卯節(jié)點(diǎn)的影響，主要考察饅頭榫連接的五架梁及柱構(gòu)成的木構(gòu)架的抗側(cè)力性能. 試驗(yàn)在北京工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室完成，分別在五架梁的1/3處設(shè)置豎向配重，MGJ-2的兩側(cè)各9.5 kN，MGJ-1、MGJ-3兩側(cè)各17 kN，如圖2所示，代表山墻與橫墻位置處承重的不同情況，采用液壓伺服系統(tǒng)進(jìn)行擬靜力的低周反復(fù)加載. 全程位移控制，其具體加載幅值如圖3所示，從零位移開始加載，每3次等幅往返加載后增加10 mm，加載幅值為5、10、20、30、40 mm……，加載速度控制在2 mm/s, 最后位移控制加載至執(zhí)行器荷載示值下降至最大示值的80%以下終止試驗(yàn).

圖2 木構(gòu)架加載試驗(yàn)Fig.2 Loading test of the wood frame

圖3 加載制度Fig.3 Loading protocol

1.3 測(cè)量方案

主要監(jiān)測(cè)內(nèi)容：水平荷載、加載梁端位移、柱腳位移以及饅頭榫節(jié)點(diǎn)位移. 圖4給出了各測(cè)點(diǎn)位置，其中1-1與1-3位移計(jì)分別測(cè)量左右兩柱腳水平位移，1-2和1-4位移計(jì)分別測(cè)量左右柱腳的豎直抬升，1-6和1-7位移計(jì)分別測(cè)量左右梁柱節(jié)點(diǎn)處相對(duì)水平位移，1-5和1-8位移計(jì)分別測(cè)量左右梁柱節(jié)點(diǎn)處相對(duì)豎直位移，1-9和1-10位移計(jì)分別測(cè)量梁柱節(jié)點(diǎn)處轉(zhuǎn)角，13-1位移計(jì)測(cè)量梁的水平位移，13-2位移計(jì)測(cè)量執(zhí)行器的水平位移. 執(zhí)行器施加的水平荷載P由液壓伺服系統(tǒng)自動(dòng)獲取.

圖4 木構(gòu)架位移計(jì)及測(cè)點(diǎn)布置(單位：mm)Fig.4 Arrangements of displacement gauges and measuringpoints for the wood frames (Unit: mm)

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)所用的樟子松為一年的新材，由于木材的干縮濕脹，在平時(shí)的儲(chǔ)存環(huán)境中梁身和柱身沿著順紋方向出現(xiàn)了初始裂紋，但是榫頭未出現(xiàn)干縮裂紋. 在加載過程及結(jié)束，三組木構(gòu)架整體形態(tài)基本完好，柱身和梁身沒有出現(xiàn)新的裂紋及裂紋的延伸,并未出現(xiàn)失穩(wěn)或倒塌現(xiàn)象，管腳榫基本無(wú)滑移，也無(wú)折榫斷榫，梁柱榫卯節(jié)點(diǎn)處有一定榫頭拔出量，饅頭榫的卯口出現(xiàn)壓痕，基本保持完好，未影響到榫頭對(duì)梁的支撐作用，如圖5所示.

圖5 饅頭榫節(jié)點(diǎn)Fig.5 Mantou mortise-tenon joints

加載過程中，3組木構(gòu)架的柱腳局部反復(fù)出現(xiàn)輕微抬升與降低，且隨著加載位移幅值的加大，柱腳抬升程度逐漸增大，當(dāng)木構(gòu)架偏離中心位置向右(左)發(fā)生位移平動(dòng)時(shí)，柱腳左(右)側(cè)緩慢翹起，并逐漸脫離基礎(chǔ)底面，使柱腳受壓區(qū)面積逐漸減小，并逐漸偏向右(左)側(cè)，如圖6所示；同時(shí)，柱頭右(左)側(cè)與梁底面發(fā)生脫離，柱頭受壓區(qū)向左(右)側(cè)偏移，受壓面積減小，如圖5(a)所示，柱腳表現(xiàn)出類似鉸的轉(zhuǎn)動(dòng). 圖7繪出饅頭榫連接的木構(gòu)架向右平動(dòng)運(yùn)動(dòng)機(jī)制以及局部放大部分饅頭榫的轉(zhuǎn)動(dòng)以及管腳榫的轉(zhuǎn)動(dòng). 可以看出，當(dāng)對(duì)木構(gòu)架施加水平荷載時(shí)，與加載方向一致的柱一側(cè)將承受壓力，而柱的另一側(cè)則受拉，柱底發(fā)生單側(cè)局部翹起，但整個(gè)加載過程中，由于豎向力的施加，整個(gè)柱底截面并未完全翹起而與基礎(chǔ)脫離. 木構(gòu)架是一種變剛度的搖擺體系，通過借助外荷載來(lái)復(fù)位，從而維持平面內(nèi)的穩(wěn)定性；在地震作用下，只要能站住就能避免失穩(wěn)或倒塌. 這與文獻(xiàn)[14]中不同的邊界條件及豎向荷載的原型足尺木構(gòu)架模型描述的試驗(yàn)現(xiàn)象是一致的. 雖然MGJ-2和MGJ-3柱基礎(chǔ)設(shè)置具有較大滑動(dòng)空間的海眼，但是在豎向力加載下，柱腳基本無(wú)滑移，而由于缺乏海眼側(cè)壁的限制，柱腳較MGJ-1發(fā)生較大的轉(zhuǎn)動(dòng)，加載結(jié)束時(shí)，管腳榫底面邊緣出現(xiàn)明顯的壓縮變形,且柱腳允許滑移的MGJ-2和MGJ-3的棱角磨損比柱腳約束的MGJ-1嚴(yán)重，將管腳榫的棱角沿加載方向磨成了弧形，但基本完好并未出現(xiàn)裂紋以及折榫斷榫，如圖8所示. 3個(gè)木構(gòu)架的饅頭榫根部發(fā)生擠壓塑性變形，根部截面收縮，端截面尺寸大小變化不大，饅頭榫節(jié)點(diǎn)基本完好并未出現(xiàn)明顯的裂紋甚至折榫斷榫，如圖9所示.

圖6 柱腳移動(dòng)Fig.6 Movement of the column foot

圖7 木構(gòu)架運(yùn)動(dòng)機(jī)制Fig.7 Movement mechanics of the timber frame

圖9 饅頭榫變形Fig.9 Deformations of the Mantou tenon

加載初期三榀木構(gòu)架在豎向荷載下柱腳與地梁緊壓無(wú)縫隙. 隨著水平荷載的施加，MGJ-1在水平位移加載到30 mm時(shí)，聽見木纖維受壓的“吱吱”響聲，榫卯節(jié)點(diǎn)開始發(fā)生摩擦耗能；加載至50 mm時(shí)，MGJ-1木構(gòu)架發(fā)出榫卯之間滑移擠緊的“咯咯”聲，聲響變大，榫卯之間擠壓變形加劇，管腳榫、饅頭榫節(jié)點(diǎn)發(fā)生大量的塑性變形，底部柱腳出現(xiàn)了少許抬升；在接近60 mm加載位移時(shí)，檢測(cè)的執(zhí)行器施加的水平力開始出現(xiàn)下降；隨著加載位移的進(jìn)一步增大，柱腳抬升量幅值持續(xù)增加，饅頭榫出現(xiàn)明顯的拔榫量；當(dāng)水平位移加載至160 mm時(shí)，檢測(cè)到的水平力跌至最大抗側(cè)承載力的60%以下，停止試驗(yàn). MGJ-2加載位移至30 mm時(shí)，柱腳側(cè)邊有抬升趨勢(shì)出現(xiàn)明顯縫隙；在位移加載至30～40 mm時(shí)，檢測(cè)的水平荷載開始出現(xiàn)下降；在加載至70 mm左右時(shí)，梁柱節(jié)點(diǎn)處聽到木纖維受壓的 “吱吱”聲和榫卯節(jié)點(diǎn)之間的滑移擠壓的“咯咯”聲，饅頭榫節(jié)點(diǎn)發(fā)生摩擦耗能；當(dāng)水平位移加載至160 mm時(shí)，檢測(cè)到的水平力跌至最大抗側(cè)承載力的60%以下，停止試驗(yàn). MGJ-3在加載位移40 mm時(shí)，柱腳側(cè)邊有抬升趨勢(shì)，距地梁面出現(xiàn)明顯縫隙；在位移加載至 40～50 mm時(shí)檢測(cè)的水平推拉力開始出現(xiàn)下降，且隨著加載位移的增大，檢測(cè)到的執(zhí)行器的荷載進(jìn)一步持續(xù)降低；當(dāng)水平位移加載至80 mm時(shí)，梁柱饅頭榫節(jié)點(diǎn)聽到“吱吱”聲響，發(fā)生摩擦耗能；當(dāng)水平位移加載至160 mm時(shí)，其層間位移角達(dá)到1/16,檢測(cè)到的水平力跌至最大抗側(cè)承載力的60%以下，停止試驗(yàn).

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

提取梁段的位移及執(zhí)行器的荷載值，得到3個(gè)模型的水平荷載- 位移滯回曲線，在之前對(duì)木結(jié)構(gòu)的滯回曲線研究中，研究人員大多不考慮P-Δ效應(yīng)的影響，但真實(shí)情況下木構(gòu)架在低周往復(fù)水平加載過程中，水平執(zhí)行器傳感器采集得到的水平荷載值并非結(jié)構(gòu)實(shí)際所抵抗的水平力，還需要考慮以重物塊施加的豎向荷載在水平作用上的分量. 李小偉[24]通過對(duì)三榀宋代分心斗殿堂1∶4的木構(gòu)架縮尺模型的試驗(yàn)研究驗(yàn)證了P-Δ效應(yīng)的影響不可忽略. 郭濤[25]也在足尺兩跨穿斗式木構(gòu)架試驗(yàn)中考慮了豎向荷載所產(chǎn)生的P-Δ二階效應(yīng)的影響. 在本試驗(yàn)中當(dāng)木構(gòu)架從零點(diǎn)位置向相應(yīng)的位移加載級(jí)的最大位移加載和從最大位移向零點(diǎn)卸載過程中，其實(shí)際抵抗的水平作用為P+Gh(水平執(zhí)行器荷載值(取絕對(duì)值P)+重物塊的水平分力Gh)；反向加載和卸載過程中，其實(shí)際抵抗的水平作用為-P-Gh，如圖10所示. 圖11～13分別給出3個(gè)木構(gòu)架模型考慮與不考慮P-Δ二階效應(yīng)的滯回曲線圖.

圖10 木構(gòu)架的加載Fig.10 Loading of the timber frame

圖12 MGJ-2滯回曲線Fig.12 Hysteretic curves of MGJ-2

圖13 MGJ-3滯回曲線Fig.13 Hysteretic curves of MGJ-3

3個(gè)模型的滯回環(huán)表現(xiàn)出嚴(yán)重的“捏攏”效應(yīng)，說(shuō)明饅頭榫節(jié)點(diǎn)及管腳榫加載過程中發(fā)生了較大的擠壓變形與摩擦滑移；卸載時(shí)，卸載剛度高，抗側(cè)力荷載下降快，說(shuō)明可恢復(fù)的彈性變形少，木構(gòu)架榫卯節(jié)點(diǎn)發(fā)生不可恢復(fù)的塑性變形；但卸載時(shí)水平荷載在逐漸增加，卸載段曲線內(nèi)凹，切線剛度為負(fù)，說(shuō)明該結(jié)構(gòu)體系在二階效應(yīng)下不能自己復(fù)位，借助外荷載進(jìn)行復(fù)位. 在加載初期位移加載在20 mm以內(nèi)，P-Δ效應(yīng)影響較小，2種情況下滯回曲線基本吻合，但隨著加載幅值水平的增加，考慮P-Δ效應(yīng)的木構(gòu)架抗側(cè)承載力要高于未考慮P-Δ效應(yīng)的滯回曲線，在加載后期，未考慮P-Δ效應(yīng)的滯回曲線出現(xiàn)下降趨勢(shì)；而考慮P-Δ效應(yīng)的木構(gòu)架展現(xiàn)出良好的延性，其抗側(cè)承載力一直保持穩(wěn)定，這也與試驗(yàn)現(xiàn)象中木構(gòu)架及其榫頭基本保持完好相一致. 隨著位移加載幅值的增加， MGJ-1的管腳榫與海眼產(chǎn)生擠壓變形出現(xiàn)孔隙，滯回環(huán)開始出現(xiàn)捏攏；同時(shí)饅頭榫與榫口擠壓，擠壓的塑性變形積累，榫卯之間出現(xiàn)孔隙，進(jìn)一步發(fā)生摩擦滑移，滯回環(huán)捏攏變得越來(lái)越明顯. 但滯回環(huán)面積即耗能逐漸增大，說(shuō)明管腳榫與小海眼之間，榫頭與卯口之間的摩擦耗能增大，抗側(cè)力增大. 加載位移幅值進(jìn)一步增大，節(jié)點(diǎn)擠壓變形明顯，榫卯之間松弛效應(yīng)顯著，節(jié)點(diǎn)松動(dòng)，榫頭的拔出量出現(xiàn).

相同豎向荷載下，不同柱腳約束的MGJ-1和MGJ-3的滯回曲線相比較：MGJ-1滯回曲線呈斜8字，腰部收進(jìn)，兩頭飽滿；而MGJ-3滯回曲線腰部狹長(zhǎng)，兩頭呈旗型，其滯回環(huán)飽和度較MGJ-1較差. 由于柱腳允許滑動(dòng)的設(shè)置，海眼側(cè)壁對(duì)管腳榫不限制，當(dāng)對(duì)木構(gòu)架施加水平荷載時(shí)，饅頭榫節(jié)點(diǎn)摩擦耗能，而管腳榫有較大的空間發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，盡管有較大的豎向荷載將柱底面壓置在基礎(chǔ)地梁上限制其轉(zhuǎn)動(dòng). 而柱腳限制的情況，海眼側(cè)壁限制了柱腳的轉(zhuǎn)動(dòng)，在同一等級(jí)的位移加載下，MGJ-1需產(chǎn)生更多的能量來(lái)抵抗同一級(jí)別加載位移下的木構(gòu)架的側(cè)移，因此其滯回曲線更為飽滿，但是由于壓縮間隙的存在，在接近零點(diǎn)的位置其承載力接近于零，因此表現(xiàn)出捏攏.

MGJ-2和MGJ-3的滯回曲線相比較：MGJ-2滯回曲線在加載前期表現(xiàn)為陡峭而細(xì)長(zhǎng)的直線型，在加載至20 mm左右時(shí)，其滯回環(huán)開始橫向增長(zhǎng)，呈現(xiàn)為細(xì)長(zhǎng)而標(biāo)準(zhǔn)的Z型，從始至終皆存在嚴(yán)重的捏攏，滯回環(huán)飽滿程度極差；MGJ-3滯回曲線在加載前期也表現(xiàn)為細(xì)長(zhǎng)的直線型，隨著加載到45 mm左右，其滯回曲線開始呈現(xiàn)旗型，滯回環(huán)飽滿程度略好. 這是因?yàn)镸GJ-2豎向壓力小，隨著位移幅值加載，管腳榫更容易發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，導(dǎo)致其最大抗側(cè)承載力大大降低. 由此可見梁上豎向荷載的大小對(duì)木構(gòu)架的抗側(cè)承載力與耗能量影響顯著，豎向荷載越大其抗側(cè)承載力越高，耗散能量越高. 按照目前民居山墻承重和橫墻承重算下來(lái)的豎向荷載傳遞到木構(gòu)架上，作為山墻的木構(gòu)架(MGJ-2)的抗側(cè)承載力要明顯低于作為橫墻的木構(gòu)架(MGJ-3), 其滯回曲線捏攏也更為嚴(yán)重.

3.2 骨架曲線

利用試驗(yàn)所得3組滯回曲線，提取未考慮與考慮P-Δ效應(yīng)2種情況，繪制加載全過程3組試件的骨架曲線，如圖14所示.

圖14 模型骨架曲線對(duì)比Fig.14 Comparison of skeleton curves of the specimens

由于存在著木材材料、自身缺陷、加工誤差、安裝誤差等諸多差異，正負(fù)骨架曲線并非完全對(duì)稱，正負(fù)向基本對(duì)稱. 3條骨架曲線大致趨勢(shì)基本相同，不考慮P-Δ效應(yīng)的滯回曲線出現(xiàn)經(jīng)歷了彈性階段、塑性階段，出現(xiàn)了下降段；考慮P-Δ效應(yīng)的經(jīng)歷了彈性階段、塑性階段，且抗側(cè)承載力一直保持穩(wěn)定,沒有出現(xiàn)明顯的下降趨勢(shì). 圖15提取了加載位移20、50、100、150 mm不考慮P-Δ效應(yīng)和考慮P-Δ效應(yīng)的荷載值. 在加載初期位移加載在20 mm以內(nèi)，P-Δ效應(yīng)影響較小，2種情況下滯回曲線基本吻合；但隨著加載幅值水平的增加，考慮P-Δ效應(yīng)的木構(gòu)架抗側(cè)承載力要高于未考慮P-Δ效應(yīng)的滯回曲線，在加載后期，未考慮P-Δ效應(yīng)的滯回曲線出現(xiàn)下降趨勢(shì)；而考慮P-Δ效應(yīng)的木構(gòu)架展現(xiàn)出良好的延性，其抗側(cè)承載力一直保持穩(wěn)定，這也與試驗(yàn)現(xiàn)象中木構(gòu)架基本保持完好相一致.

圖15 不同位移加載處的抗側(cè)力值Fig.15 Lateral force resistance at different displacement loading places

表3采用Y&K法(見圖16)[26]計(jì)算出考慮P-Δ效應(yīng)和不考慮P-Δ效應(yīng)的各模型骨架曲線的詳細(xì)力學(xué)參數(shù)：屈服荷載Py及屈服位移Δy, 確定抗側(cè)承載力峰值及其相應(yīng)的位移(Ppeak與ΔPpeak).

圖16 Y&K法Fig.16 Y&K method

表3 各試件關(guān)鍵力學(xué)參數(shù)

在加載初期，三榀木構(gòu)架在豎向恒定荷載下柱底面與基礎(chǔ)地梁緊密接觸，木構(gòu)架柱腳未翹起，管腳榫未發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，只是木構(gòu)架上部結(jié)構(gòu)的側(cè)移，因此考慮P-Δ效應(yīng)和不考慮P-Δ效應(yīng)的同一榀木構(gòu)架抗側(cè)剛度上相差不大. 隨著加載的進(jìn)行，各組木構(gòu)架的抗側(cè)力逐漸增加，MGJ-1考慮P-Δ效應(yīng)的正向抗側(cè)力峰值為4.24 kN, 相比不考慮P-Δ效應(yīng)的提高了1.29倍；而負(fù)向抗側(cè)力峰值為4.78 kN，提高了1.34倍. MGJ-2考慮P-Δ效應(yīng)的正向抗側(cè)力峰值為2.68 kN(1.10倍)，負(fù)向抗側(cè)力峰值為2.07 kN (1.20倍)；MGJ-3正向抗側(cè)力峰值為4.47 kN(1.19倍)，負(fù)向抗側(cè)力峰值為3.07 kN(1.32倍). 考慮P-Δ二階效應(yīng)計(jì)算的木構(gòu)架抗側(cè)力正負(fù)峰值的平均值是其執(zhí)行器記錄正負(fù)峰值的平均值的1.14～1.31倍. 同時(shí)考慮P-Δ效應(yīng)計(jì)算的真實(shí)正向峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移也比未考慮P-Δ效應(yīng)下相應(yīng)位移大.

下面以考慮P-Δ二階效應(yīng)的木構(gòu)架骨架曲線討論柱腳約束條件及豎向荷載的影響. MGJ-1的骨架曲線在88.33 mm左右達(dá)到抗側(cè)力峰值點(diǎn)4.24 kN(正向)，在59.63 mm達(dá)到峰值力4.78 kN(負(fù)向)；其次為MGJ-3的骨架曲線在正向位移為54.6 mm達(dá)到4.47 kN峰值力，負(fù)向在63.47 mm達(dá)到3.06 kN的峰值力；最小為MGJ-2的骨架曲線在正向55.41 mm處達(dá)到峰值力2.68 kN, 在負(fù)向47 mm達(dá)到峰值力2.07 kN. 在達(dá)到峰值荷載之后，其抗側(cè)能力逐步保持穩(wěn)定，并沒有出現(xiàn)明顯的下降趨勢(shì). 相同豎向壓力情況下，限制柱腳滑移的MGJ-1比允許柱腳滑移的MGJ-3的正負(fù)平均抗側(cè)承載力要提高16.5%(平均值4.51 kN→3.765 kN), 說(shuō)明柱腳限制有利于提高其抗側(cè)承載力，增加的力主要由管腳榫抵抗力承擔(dān). 在允許柱腳滑移的前提下，豎向承載19 kN的MGJ-2比豎向承載34 kN的MGJ-3的抗側(cè)移承載力平均值降低 37.0%(平均承載力2.375 kN→3.765 kN), 豎向荷載承重增加有利于木構(gòu)架抗震性能的發(fā)揮，由此說(shuō)明處于山墻位置的木構(gòu)架抗側(cè)承載力偏低. 從最大承載力對(duì)應(yīng)的水平位移ΔPpeak分析，MGJ-1平均值73.66 mm最高，MGJ-3平均值59.04 mm次之，而MGJ-2最小，僅為51.21 mm. 屈服點(diǎn)處的荷載Py也反映了類似的趨勢(shì). 豎向荷載對(duì)構(gòu)件的抗側(cè)力性能影響顯著，承載力越大，抗側(cè)力越好，作為橫墻位置的木構(gòu)件的抗震性能要優(yōu)于處于山墻位置的木構(gòu)架；同時(shí)允許柱腳滑移的木構(gòu)架其抗側(cè)力性能要弱于柱腳限制的木構(gòu)架. 豎向承重小且柱腳允許滑動(dòng)的情況，木構(gòu)架抗側(cè)承載力最小. 但無(wú)論如何，三榀木構(gòu)架的水平抗側(cè)承載力(2～5 kN)不足豎向荷載(不包括自重)的13%，接近7度(0.1 g)小震作用水平(水平地震影響系數(shù)0.08～0.12)，靠這個(gè)承載力難以抵抗7度及以上小震下的水平地震作用，在未來(lái)加固中需設(shè)置可靠的抗側(cè)加強(qiáng)件與木構(gòu)架共同工作.

3.3 剛度及其退化

在地震響應(yīng)分析中常采用割線剛度K[27]來(lái)代替切線剛度評(píng)估結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的剛度退化情況，且

(1)

式中：Fj為j次峰值點(diǎn)荷載；Δj為第j次峰值點(diǎn)位移.

考慮P-Δ效應(yīng)計(jì)算3組試件的割線剛度曲線, 如圖17所示.

圖17 木構(gòu)架試件剛度退化曲線Fig.17 Stiffness degradation curves of the timber frames specimens

隨著水平加載位移的增大，各組木構(gòu)架的抗側(cè)割線剛度均出現(xiàn)下降趨勢(shì)，在加載位移為0～80 mm時(shí)，各曲線下降趨勢(shì)較陡，在80～160 mm，其下降速度逐漸放緩，到加載末期其割線剛度逐漸趨于接近. 在加載位移0～80 mm時(shí)， MGJ-3其割線抗側(cè)剛度比MGJ-1略低0.01 kN/mm, 隨著位移幅值的進(jìn)一步增大，兩者的抗側(cè)剛度差距逐漸較小趨向于接近，說(shuō)明在豎向荷載34 kN的承載力將木構(gòu)架柱底面與基礎(chǔ)地梁壓得很緊，隨著加載位移的增加，柱腳允許滑移導(dǎo)致管腳榫有較大的轉(zhuǎn)動(dòng)空間，但在該豎向力作用下，這種轉(zhuǎn)動(dòng)作用影響較小但不可忽略，在一定程度上降低了抗側(cè)剛度. 而在加載位移20～70 mm時(shí)，MGJ-3的割線剛度比MGJ-2的低了約0.02 kN/mm,加載后期，差距趨于接近. 這主要是因?yàn)樵诩虞d前中期模型剛度主要由柱腳與地面摩擦力決定，MGJ-3梁上豎向荷載總計(jì)34 kN遠(yuǎn)高于MGJ-2的19 kN，這種大的豎向力對(duì)管腳榫的轉(zhuǎn)動(dòng)有一定的抑制作用，因而MGJ-3割線剛度明顯大于MGJ-2；隨著加載位移增大，2組木構(gòu)架承載力保持穩(wěn)定而沒有出現(xiàn)下降，兩者的割線剛度趨勢(shì)趨于不變接近直線，但依舊MGJ-2要低于MGJ-3.

3.4 承載力退化特征

結(jié)構(gòu)體系的承載力隨外力加載次數(shù)的增加而降低的現(xiàn)象即為該體系承載力退化效應(yīng)，它從側(cè)面也反映了結(jié)構(gòu)受地震作用，在后續(xù)來(lái)臨的余震或下一次地震中抵抗地震作用的能力進(jìn)一步減弱的規(guī)律，在同級(jí)加載水平下，計(jì)算抗側(cè)承載力退化系數(shù)

(2)

式中，ηi為第i圈重復(fù)加載時(shí)的抗側(cè)承載力退化系數(shù)；Pji,max為第j級(jí)位移加載下第i圈循環(huán)的峰值荷載；Pj1,max為第j級(jí)位移加載至第1圈循環(huán)的峰值荷載.

第一個(gè)加載歷程中，木構(gòu)架的榫卯節(jié)點(diǎn)發(fā)生塑性擠壓變形，隨著加載次數(shù)的增加，梁- 柱榫卯節(jié)點(diǎn)和柱腳榫頭繼續(xù)積累塑性變形與損傷，從而導(dǎo)致在同一加載幅值下后續(xù)加載環(huán)木構(gòu)架抗側(cè)力的下降. 本文采用同一級(jí)加載水平下第3圈循環(huán)與第1圈循環(huán)的峰值抗側(cè)承載力的比值計(jì)算各加載位移處的承載力退化系數(shù)ηi，如圖18所示. 由于承載力退化為隨機(jī)事件，對(duì)木構(gòu)架正負(fù)向承載力退化進(jìn)行線性擬合，并給出了95%的置信區(qū)間，三榀木構(gòu)架的退化區(qū)域在0.96～1.00，說(shuō)明木構(gòu)架抗側(cè)承載力退化緩慢，個(gè)別點(diǎn)承載力退化系數(shù)分布離散. 同時(shí)發(fā)現(xiàn)在豎向承載力同樣的情況，柱腳限制的木構(gòu)架MGJ-1的承載力退化置信區(qū)間略寬于允許柱腳滑移的木構(gòu)架，同時(shí)豎向承載力小的MGJ-2的承載力退化置信區(qū)間要小于豎向承載力大的MGJ-3，MGJ-2強(qiáng)度退化最為緩慢，說(shuō)明大的海眼設(shè)置有利于管腳榫發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)可以減弱木構(gòu)架的承載力退化；豎向荷載的減小減弱了對(duì)管腳榫轉(zhuǎn)動(dòng)的限制作用，進(jìn)一步減弱木構(gòu)架的承載力退化程度.

圖18 木構(gòu)架試件抗側(cè)承載力退化系數(shù)Fig.18 Degradation factors of lateral resistance capacity for the timber frames specimens

3.5 耗能分析

通過積分方法獲得加載全過程滯回環(huán)耗能的動(dòng)態(tài)增長(zhǎng)曲線，如圖19所示. MGJ-1的耗散能量遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于MGJ-2和MGJ-3，且隨著加載位移的增大差距也越來(lái)越大. 在加載位移達(dá)到140 mm，層間位移角達(dá)到1/19時(shí)，MGJ-1消耗了9 624 J的能量，MGJ-3只消耗了接近于MGJ-1的1/3的能量(3 370 J)，說(shuō)明在地震時(shí)，相同豎向承重下，要破壞柱腳限制的木構(gòu)架需要消耗比破壞允許柱腳滑移的木構(gòu)架更多的能量，換言之，MGJ-1耗能性能要優(yōu)于允許柱腳滑移的MGJ-3. 對(duì)比MGJ-2與MGJ-3可以發(fā)現(xiàn)，MGJ-3在任意加載位移上耗散能量均大于MGJ-2，在達(dá)到140 mm加載位移時(shí)，MGJ-2消耗了2 195 J的能量，相當(dāng)于MGJ-3的65%，進(jìn)一步說(shuō)明豎向荷載的增加可以提高木構(gòu)架的耗能能力.

圖19 各組木構(gòu)架耗能曲線Fig.19 Energy dissipation curves of the timber frame specimens

隨著位移加載三榀木構(gòu)架的等效黏滯阻尼系數(shù)的變化如圖20所示. 各試件阻尼系數(shù)在加載初期呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，隨著位移逐漸加載，阻尼系數(shù)降低，并漸漸趨于平緩. 擠壓變形與摩擦是木構(gòu)架耗能的主要途徑，加載初期黏滯阻尼系數(shù)的非線性上升主要是由于榫卯之間空隙擠壓，開始摩擦耗能；阻尼系數(shù)逐漸降低，主要由于榫卯節(jié)點(diǎn)包括管腳榫擠壓變形隨位移的增加而減小，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)耗能能力降低；阻尼系數(shù)后期呈現(xiàn)平緩的趨勢(shì)，主要是由于管腳榫與海眼之間空隙增大，木構(gòu)架發(fā)生搖擺. 柱腳限制的MGJ-1提供高的黏滯阻尼系數(shù)約13%，而允許柱腳滑移的MGJ-2和MGJ-3的黏滯阻尼系數(shù)偏低在5%左右，說(shuō)明柱腳限制可以提高木構(gòu)架的耗能能力；豎向荷載的大小對(duì)黏滯阻尼系數(shù)影響不大，在絕大部分加載過程中MGJ-2和MGJ-3曲線趨于接近. 豎向荷載影響加載初期的等效黏滯阻尼系數(shù)，在加載初期30 mm加載之前，MGJ-3的黏滯阻尼系數(shù)要高于MGJ-2阻尼系數(shù)，隨著加載位移的增加，兩者的阻尼系數(shù)趨于接近.

圖20 各組木構(gòu)架等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.20 Equivalent viscous damping coefficient of the timber frame specimens

3.6 柱腳與饅頭榫節(jié)點(diǎn)

圖21顯示了全過程右側(cè)柱腳外側(cè)(1-4)的抬升量，隨著加載幅值的增大，其柱腳抬升量逐漸增加，在加載到150 mm時(shí)，柱腳限制的MGJ-1的最大柱腳抬升量為20 mm,允許滑移的MGJ-2和MGJ-3的最大柱腳抬升量為17 mm，這主要是由于在往返推覆過程中，管腳榫發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，大的海眼空間降低了柱腳的抬升量，更多增加柱腳轉(zhuǎn)動(dòng)的程度. 圖22提取了左側(cè)梁柱連接的饅頭榫(1-5)外側(cè)的拔榫量，3個(gè)木構(gòu)架該處的拔榫量基本相近，其隨著加載幅值的增加，拔榫量在一直增加，在加載到160 mm時(shí)，但允許柱腳滑移的木構(gòu)架測(cè)得的側(cè)邊拔榫量約為14 mm, 而限制柱腳的木構(gòu)架拔榫量偏低3 mm左右.

圖21 1-4柱腳抬升量Fig.21 Uplift of the column foot at 1-4

圖22 1-5饅頭榫豎向拔榫量Fig.22 Vertical pulling displacement of Mantou tenon at 1-5

圖23繪出了距離地梁高200 mm的柱外側(cè)的水平位移量變化，該水平位移量的變化主要是由于柱腳發(fā)生轉(zhuǎn)角在200 mm處產(chǎn)生的側(cè)移量，柱腳限制的MGJ-1在距地梁高200 mm處產(chǎn)生的最大側(cè)移量，達(dá)到了4 mm(轉(zhuǎn)角為0.020 rad)，而柱腳允許滑移的MGJ-2和MGJ-3在距柱地面200 mm處產(chǎn)生的最大側(cè)移量達(dá)到了7 mm(轉(zhuǎn)角為0.035 rad);木構(gòu)架的水平側(cè)移量一方面由管腳榫的轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)，另一方面由梁柱之間的饅頭榫轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)，在達(dá)到相同的水平側(cè)移量的條件下，柱腳允許滑移的MGJ-2和MGJ-3由于轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的側(cè)移量大，則饅頭榫節(jié)點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的水平分量小，在一定程度上保護(hù)了饅頭榫節(jié)點(diǎn).

圖23 距地梁200 mm處高的柱的水平位移Fig.23 Horizontal cyclic movement of the column at the height of 200 mm from the foundation

4 結(jié)論

1) 木構(gòu)架在豎向荷載下具有明顯的P-Δ二階效應(yīng)，執(zhí)行器示值低估了木構(gòu)架的真實(shí)抵抗力，考慮P-Δ二階效應(yīng)計(jì)算的抗側(cè)承載力比未考慮P-Δ二階效應(yīng)的情況提高了10%～30%，同時(shí)考慮P-Δ二階效應(yīng)木構(gòu)架的延性更好，該影響不可忽略.

2) 試驗(yàn)過程及結(jié)束，3組木構(gòu)架整體形態(tài)基本完好，主要表現(xiàn)形式是柱腳的翹起，梁柱饅頭榫節(jié)點(diǎn)的拔榫, 且隨著加載幅值的增加柱腳翹起量和拔榫量逐漸增大. 按照橫墻和山墻位置屋頂配重計(jì)算的豎向荷載將木構(gòu)架壓的很穩(wěn)，在靜力往復(fù)推覆試驗(yàn)下，木構(gòu)架柱腳不發(fā)生滑移，只發(fā)生柱腳轉(zhuǎn)動(dòng)；木構(gòu)架具有良好的延性，只要柱子能站住就不會(huì)出現(xiàn)失穩(wěn)或平面內(nèi)倒塌現(xiàn)象.

3) 豎向荷載對(duì)木構(gòu)架的抗側(cè)力性能影響顯著. 考慮現(xiàn)實(shí)中的“四梁八柱”木結(jié)構(gòu)民居橫墻和山墻位置傳遞的豎向荷載大小不同，豎向荷載越大，抗側(cè)承載力及耗能能力越高. 橫墻處的木構(gòu)架抗側(cè)承載力(約3.765 kN)大于山墻處的木構(gòu)架抗側(cè)承載力(約2.375 kN)；按照山墻位置配重的木構(gòu)架的滯回曲線捏攏效應(yīng)更為嚴(yán)重，呈Z型，耗能能力嚴(yán)重劣化；作為橫墻位置的木構(gòu)件的抗震性能要略好于山墻位置的木構(gòu)架. 不同豎向荷載影響下的木構(gòu)架初始抗側(cè)剛度差距不大，主要決定于柱腳與地面的摩擦力，但豎向荷載的減小可以進(jìn)一步減弱木構(gòu)架的承載力退化程度.

4) 柱腳允許滑動(dòng)和限制設(shè)置對(duì)木構(gòu)架抗震性能影響顯著. 柱腳允許滑移設(shè)置使木構(gòu)架的管腳榫更容易發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，相比于柱腳限制的情況，其滯回曲線的耗能能力下降約60%，捏攏更為明顯，抗側(cè)承載力降低16%以上. 因此，管腳榫設(shè)置的海眼越小其抗震性能越好，建議在未來(lái)加固中限制柱腳的轉(zhuǎn)動(dòng)，從而提高木構(gòu)架的抗震性能.

5) 總體而言，該木構(gòu)架體系是一種變剛度的搖擺體系，在大變形下由于二階效應(yīng)不能自己復(fù)位，主要借助外部荷載進(jìn)行復(fù)位，其抗側(cè)剛度小、承載力低、耗能弱、穩(wěn)定性差，在未來(lái)加固中需設(shè)置可靠的抗側(cè)加強(qiáng)件或使用面內(nèi)外的填充墻與木構(gòu)架共同工作來(lái)協(xié)助整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定與抵抗水平地震作用.