許清風 ，朱雷 ，陳建飛，李向民

(1.上海市工程結構新技術重點實驗室，上海，200032；2.上海市建筑科學研究院(集團)有限公司，上海，200032；3.愛丁堡大學 工程學院，愛丁堡，EH9 3JL)

經(jīng)過多年使用后，木梁常因老化損傷或使用荷載增加而導致其承載力不足，需進行加固補強。過去，木梁常采用直接替換法進行維修加固，但直接替換法常導致與替換木梁相連接木構件的附加破壞，且工作量大、施工時間長，難以廣泛應用于工程實踐。國內外學者已對粘貼鋼板加固混凝土構件的性能進行了系列試驗研究和理論分析，詳細研究了構件類型、粘鋼數(shù)量和位置、鋼板寬厚比等因素對粘貼鋼板加固效果的影響，并對粘貼鋼板加固鋼筋混凝土構件進行了數(shù)值模擬分析，取得了很好的加固效果[1?12]。在研究成果和工程實踐基礎上，國家標準《混凝土結構加固設計規(guī)范》(GB 50367—2006)[13]已對粘貼鋼板加固法在混凝土結構中的應用進行了詳細規(guī)定。國內外學者進行了粘貼FRP片材或內嵌FRP筋材加固木梁的研究，但由于研究中還存在許多技術瓶頸需克服，所以，在工程實踐中應用不多[14]。Bulleit等[15]進行了鋼筋加強膠合木梁的試驗研究，采用鋼筋加強后木梁的剛度提高24%～32%，極限承載力提高29%～30%。Alam等[16]進行了內嵌矩形低碳鋼筋加固老化木梁的試驗研究，研究結果表明，內嵌矩形鋼筋可有效提高木梁的剛度，顯著提高其極限承載力，但其現(xiàn)場施工較為繁瑣。本文作者針對木結構或磚木結構中木梁由于老化或使用荷載增加導致承載力不足的工程問題，進行粘貼鋼板加固木梁的試驗研究，并根據(jù)研究結果提出相應的結論和建議。

1 試件設計

本次試件用木梁規(guī)格(長×寬×高)均為 100 mm×200 mm×4 000 mm。試件共8根，編號分別為CB1～CB3和B12～B16。其中CB1～CB3為未加固對比試件；B12在木梁底面支座跨內粘貼1層3 mm厚鋼板；B13在木梁底面支座跨內粘貼1層5 mm厚鋼板，并在木梁底面中線位置通長布置f8@660膨脹螺栓錨固；B14在木梁底面支座跨內粘貼1層3 mm厚鋼板，并在木梁底面中線位置通長布置f8@660膨脹螺栓錨固；B15在木梁底面支座跨內粘貼1層3 mm厚鋼板，并布置4個150 mm寬的碳纖維布U形箍；B16在木梁底面支座跨內粘貼2層3 mm厚鋼板，在木梁底面中線位置通長布置f8@660膨脹螺栓，并布置4個150 mm寬的碳纖維布U形箍。所有鋼板的寬度均與木梁等寬，為 100 mm。試件加固前對木梁底面進行表面處理，首先將底面刨平，然后用丙酮進行表面清潔處理，有裂縫處進行填縫處理。鋼板加固前加固面用砂輪機進行打磨表面處理，去除銹斑等表面缺陷；并用丙酮進行表面清潔，去除油漬等影響?zhàn)そY性能的不利因素。

所有試件特征及尺寸見圖1所示。

圖1 試件尺寸及特征(單位：mm)Fig.1 Geometry and strengthening details of test specimens

2 試驗概況

2.1 試驗材料

本次試驗選用花旗松，材性試驗測得其靜曲強度為 59.2 MPa，彈性模量為 6 620 MPa，密度為 430 kg/m3，含水率為15.2%。

本次試驗選用吳江八都得力建筑結構膠廠生產(chǎn)的DL-JGN型粘鋼膠，材性試驗測得其膠體抗拉強度為30.3 MPa，受拉彈性模量為3 600 MPa，彎曲強度為64.3 MPa，抗壓強度為84.3 MPa，鋼?鋼抗拉強度為33.4 MPa，鋼?鋼抗剪強度為 15.6 MPa，伸長率為1.32%。

本次試驗用鋼板選用 Q235鋼。為測試鋼板的抗拉強度，共制作6根20 mm寬3 mm厚鋼板抗拉試件。實測鋼板平均屈服強度為 340.3 MPa，變異系數(shù)為1.9%；平均極限強度為458.8 MPa，變異系數(shù)為3.0%；平均彈性模量為200 757 MPa，變異系數(shù)為2.8%。

2.2 位移計和應變片布置

為了解受力過程中加固木梁的變形情況，在試件跨中和支座布置位移計；為了解跨中截面、鋼板等的變形情況，在相應位置布置應變片。位移計和應變片讀數(shù)采用DH3817動態(tài)應變測量系統(tǒng)進行數(shù)據(jù)采集。典型試件位移計和應變片布置見圖2所示。

2.3 加載制度

試件采用液壓千斤頂三分點加載，荷載通過分配梁傳遞，試驗加載裝置見圖3所示。為防止試件出平面破壞，在試件端部采用U形鋼框固定；為消除系統(tǒng)誤差，正式試驗前先對試件進行預加載。正式加載采用勻速單調加載，每個試件加載時間為10～20 min。

3 結果與分析

3.1 試驗現(xiàn)象描述

對比試件CB1在荷載增加至26 kN時發(fā)出明顯聲響；當荷載增加至42.1 kN時，伴隨巨大聲響，試件從純彎區(qū)段外受拉邊緣向純彎區(qū)段內形成撕裂裂縫破壞。對比試件CB2在荷載增加至23.9 N時，伴隨巨大聲響，試件從純彎區(qū)段受拉邊緣的木節(jié)邊緣形成斷裂裂縫，并向上延伸導致木梁脆性破壞。對比試件CB3在荷載增加至24 kN時發(fā)出明顯聲響；當荷載增加至25.0 kN時，伴隨巨大聲響，試件在左側加載點有連續(xù)木節(jié)處斷裂破壞。

加固木梁B12在荷載增加至35 kN時，跨中出現(xiàn)撕裂裂縫；隨著荷載增加，裂縫大幅增寬，跨中鋼板與粘鋼膠剝離；當荷載增加至37.9 kN時，試件破壞。試件破壞后，鋼板仍使木梁保持整體受力，仍能承受30 kN的荷載；跨中鋼板剝離約740 mm，但端部無剝離。

圖2 試件位移計和應變片布置(單位：mm)Fig.2 Layout of LVDTs and strain gauges

圖3 試驗裝置(單位：mm)Fig.3 Test setup

加固木梁B13在荷載增加至56 kN時，試件中部出現(xiàn)一條水平裂縫；隨著荷載繼續(xù)增加，該水平裂縫寬度增加，并沿水平向延伸；當荷載增加至 73.0 kN時，伴隨連續(xù)聲響，試件跨中撓度急速增大，試件破壞。試件破壞主要集中在最中間2個螺栓之間，鋼板局部剝離，木梁受壓邊緣壓壞；其余位置鋼板無剝離，螺栓均未剪壞。

加固木梁B14在荷載增加過程中，首先在純彎區(qū)段中下部出現(xiàn)裂縫，并快速發(fā)展；當荷載增加至49.6 kN時，伴隨巨大聲響，鋼板在中間螺栓處頸縮、拉斷，試件斷為兩截。

加固木梁B15在荷載增加至31 kN時，發(fā)出明顯聲響；當荷載增加至33.0 kN時，試件在跨中受拉邊緣木節(jié)處破壞，破壞處木梁與鋼板局部剝離。

加固木梁B16在荷載增加至38 kN時，試件發(fā)出明顯聲響；當荷載增加至48.2 kN時，伴隨巨大聲響，木梁在北側加載點處受壓區(qū)壓壞，受拉邊緣有木節(jié)處局部拉壞，試件跨中位移急劇增大。試件破壞后仍可承受31 kN的荷載，且卸載后大部分位移可恢復。

試件破壞特征見圖4所示。

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圖4 試件破壞特征Fig.4 Failure modes of reference and strengthened beams

3.2 試驗結果

主要試驗結果如表1所示。

表1 主要試驗結果Table 1 Test ultimate load and deflection

3.3 荷載?位移曲線

試件的荷載?跨中位移曲線對比見圖5。取各試件0～0.4Pu時的割線剛度為試件初始彎曲剛度，各試件彎曲剛度對比如圖6所示。

圖5 試件荷載?跨中位移曲線Fig.5 Load versus mid-span deflection curves of specimens

圖6 試件初始彎曲剛度Fig.6 Comparison of initial flexural stiffness of specimens

由表1和圖5～6可知：(1)粘貼鋼板加固木梁的極限承載力有明顯提高，提高幅度為9%～141%，平均提高 60%；極限位移亦明顯提高，提高幅度為16%～139%，平均提高61%。(2)采用螺栓錨固鋼板的加固試件B13，B14和B16的極限承載力提高幅度更大，平均提高88%；而無錨固或僅采用U形箍錨固的試件 B12和 B15極限承載力提高較少，僅平均提高17%。(3)粘貼鋼板加固木梁試件的初始彎曲剛度均較對比試件有較大提高，提高幅度為32%～158%，平均提高73%。其中粘貼5 mm厚鋼板的加固試件B13提高最多，達158%；粘貼2層3 mm厚鋼板的加固試件B16初始彎曲剛度提高68%；粘貼1層3 mm厚鋼板的加固試件B12，B14和B15平均提高47%。(4)試件破壞形態(tài)和試驗結果均表明，采用螺栓對粘貼鋼板進行錨固是提高加固效果的重要措施。

3.4 應變分析

3.4.1 跨中截面沿截面高度應變的變化

對比試件和加固試件跨中截面沿截面高度的應變變化見圖7。由圖7可知：對比試件和粘貼鋼板加固試件的跨中截面應變隨荷載增加仍基本符合平截面假定，在加載后期由于鋼板局部屈服或剝離其變形逐漸變得不規(guī)則。

3.4.2 跨中邊緣應變的變化

對比試件和加固試件跨中受拉邊緣和受壓邊緣的應變對比如圖8所示。其中，1號應變片位于跨中受壓邊緣中心，5號應變片位于跨中受拉邊緣中心。由圖8可知：與對比試件相比，在受拉邊緣粘貼鋼板后加固試件的彎曲剛度得到明顯提高，其中粘貼 5 mm厚鋼板和粘貼2層3 mm厚鋼板的B13和B16提高最為明顯；在相同荷載作用下，加固試件受拉邊緣拉應變和受壓邊緣壓應變均明顯小于對比試件。

加固試件B16鋼板沿梁軸向應變的變化如圖9所示。由圖9可知：鋼板沿梁軸向應變基本左右對稱，在兩端應變較小，在純彎區(qū)段達到最大值且較為平均；應變隨著荷載的增加而增加。

圖7 試件跨中截面沿截面高度應變的變化Fig.7 Strain profile at mid-span cross-section of specimens

3.4.4 U形箍應變的變化

在加固試件B15 4個碳纖維布U形箍各2個側面中心分別布置豎向應變片，其中，邊緣2個U形箍豎向應變片編號為27，28，33，34，中間2個U形箍豎向應變片編號為29～32。其應變變化如圖10所示。由圖10可知：加固試件B15的U形箍側面中心的拉應變較小，且部分為壓應變，說明U形箍對鋼板的有效約束作用有限。

圖8 試件跨中邊緣應變的對比Fig.8 Load versus face strain at mid-span

圖9 B16鋼板沿梁軸向應變的變化Fig.9 Steel plate strain distribution along the beam length

圖10 B15碳纖維布U形箍側面中心應變的變化Fig.10 Load versus strain in CFRP U-stirrup of B15

4 結論

(1)對比試件多發(fā)生源于受拉區(qū)缺陷的脆性破壞；粘貼鋼板加固后，加固木梁的延性性能得到顯著提高，除B14外加固試件破壞后仍保持整體。B15和B16均發(fā)生源于受拉邊緣木節(jié)的破壞，其加固效果受到一定的限制。

(2)粘貼鋼板加固木梁的極限承載力有明顯提高，提高幅度為 9%～141%，平均提高 60%；極限位移亦明顯提高，提高幅度為 16%～139%，平均提高61%。

(3)采用螺栓錨固的粘貼鋼板加固木梁的極限承載力提高幅度更大，平均提高88%；而無錨固或僅采用U形箍錨固的粘貼鋼板加固木梁的極限承載力提高較少，僅平均提高17%。采用螺栓對粘貼鋼板進行錨固是提高加固效果的重要措施。

(4)粘貼鋼板加固木梁試件的初始彎曲剛度較對比試件亦有明顯提高，提高幅度為32%～158%，平均提高73%。

(5)粘貼鋼板加固木梁跨中截面應變隨荷載增加仍基本符合平截面假定；在相同荷載作用下，加固木梁受拉邊緣鋼板拉應變和受壓邊緣壓應變均明顯小于對比試件。

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