王菲彬 楊曉琳 徐偉濤 王長菊 李哲瑞 闕澤利

膠合木結(jié)構(gòu)由于具有綠色環(huán)保、性能優(yōu)良、工業(yè)化程度高等特點得到廣泛應(yīng)用[1]。但在大型公共建筑以及橋梁等大跨結(jié)構(gòu)中，單純的膠合木制品不能滿足結(jié)構(gòu)的安全使用要求[2]，因此，需要對膠合木制品進行增強。而纖維復(fù)合材料（FRP）具有重量輕、強度高、施工方便、抗腐蝕能力好等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于木結(jié)構(gòu)的維修加固領(lǐng)域[3]。

目前，國內(nèi)學(xué)者對于采用FRP布/板增強木構(gòu)件進行了大量研究。例如，馬建勛和謝啟芳[4,5]均對碳纖維布加固木梁的抗彎性能進行了研究，結(jié)果表明碳纖維布對木梁有較好的加強效果。楊會峰[6]對FRP增強膠合木梁的受彎性能進行了研究，并提出了受彎承載力的計算模型。淳慶等[7]通過碳-芳混雜纖維布加固木梁，加固后抗彎承載力和剛度都有了一定程度的提高，基于實驗數(shù)據(jù)又提出了碳-芳混雜纖維布加固木梁的抗彎承載力的計算公式。闕澤利等[8]研究了鹽分對CFRP加固膠合木順紋抗剪強度的影響，研究表明CFRP的粘貼方式對膠合木的抗剪性能有一定影響。

少數(shù)學(xué)者對FRP筋增強木構(gòu)件進行了研究，如朱世駿等[9]對植入GFRP筋的膠合木試件進行了粘結(jié)錨固性能的研究。國外學(xué)者Mehrab Madhoushi等[10]在LVL和膠合木中嵌入GFRP筋進行增強，并對其進行了抗疲勞試驗研究。多數(shù)研究采用的增強方式是將FRP筋嵌在木構(gòu)件的中間，而將FRP嵌在木構(gòu)件的底部或頂部進行增強的研究鮮有報道。并且，與常用的碳纖維增強材料（CFRP）相比，玻璃纖維（GFRP）增強材料價格更便宜，在滿足強度要求的情況下，采用GFRP材料進行增強將會降低生產(chǎn)成本。筆者將采用GFRP筋嵌在膠合木梁底部和頂部的方式對其增強，并測試其抗彎性能，以期為GFRP筋增強膠合木梁的應(yīng)用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

試件材料選用加拿大鐵杉(Tsuga canadensis)，等級為HQ級，含水率為14.53%，密度為0.548 g/m3，鐵杉層板寬度為85 mm，厚度為34 mm。由蘇州某工廠制作長度為3 230 mm，截面尺寸為85 mm×170 mm的5層膠合木梁。纖維增強材料選用GFRP筋，直徑為12 mm，重量為210 g/m，極限抗拉強度為1 000 MPa，極限抗剪強度150 MPa，彈性模量為45 GPa。膠黏劑為西卡公司生產(chǎn)的Sikadur-31 CF Normal，雙組份、觸變性環(huán)氧樹脂膠黏劑，該膠使用時要求木材和GFRP筋的表面必須干凈、干燥，無灰塵、油脂、舊有涂層及抹灰等污染物，以保證木材與GFRP筋有效粘結(jié)。該膠固化時間為3～7 d。

1.2 試件設(shè)計

A組試件為空白試件，不對其進行任何處理，其余試件采用日本原產(chǎn)Makita鏤機對其進行開槽，并且槽貫穿整根膠合木梁。槽的寬度為17 mm，深度為17 mm,槽口形狀有方形和圓形兩種形式。試件的參數(shù)和截面形式分別見表1和圖1。

表1 試件參數(shù)Tab.1 Specimen parameters

1.3 試驗裝置

圖1 試件截面形式（單位:mm）Fig.1 Cross section of test specimens (mm)

試驗在最大荷載為50 kN的WDW-300E微機控制電子式萬能試驗機上進行，采用分配梁實現(xiàn)四點彎曲加載。試驗參照標(biāo)準(zhǔn)BS EN 408—2003《木材結(jié)構(gòu).結(jié)構(gòu)木材和膠合板木材.某些物理和機械特性的測定》[11]中有關(guān)膠合木梁抗彎性能的測試要求進行。

在加載頭處墊鋼板，以減少集中應(yīng)力對試驗的影響，鋼板尺寸為150 mm×110 mm×13 mm。正式開始前先預(yù)加載300 N的力，使加載頭與試件緊密接觸。加載速度按照標(biāo)準(zhǔn)，以5 mm/s勻速加載。

試驗中共使用了6個精度為0.1 mm的YHD-100型位移計（見圖2 中W1、W2、W3、W4、W5、W6），用于測定膠合木梁跨中及加載點處的位移。試驗數(shù)據(jù)由DH3817動靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)采集。加載示意圖如圖2所示。

圖2 加載示意圖Fig.2 The schematic diagram of loading

2 試驗現(xiàn)象及破壞模式

空白試件A1～A3在加載至15 kN左右時，開始出現(xiàn)響聲。試件在加載過程中，斷斷續(xù)續(xù)地出現(xiàn)響聲，并隨著荷載的增加斷裂聲增大。試件A2、A3在加載至35 kN左右時，伴隨著較大的響聲，試件突然斷裂。而A1在加載至31.63 kN時，木材被壓潰，這是由于膠合木梁底部存在一個較大的木節(jié)，木節(jié)處產(chǎn)生裂紋。

開槽未增強梁B1、C1、D1、E1在荷載為9 kN左右時，開始出現(xiàn)輕微的響聲，但未出現(xiàn)明顯裂紋。20 kN左右時，膠合木梁產(chǎn)生較大開裂聲，并出現(xiàn)明顯的裂紋。達到極限荷載時，伴隨著劇烈響聲，膠合木梁斷裂。

增強梁B2、C2、D2、E2 在加載至9.92～17.4 kN時，開始出現(xiàn)響聲。加載過程中，支座處發(fā)出斷斷續(xù)續(xù)的響聲，達到極限荷載時，伴隨著巨大的響聲，試件破壞。

試件的破壞模式存在一個共同點：從側(cè)面觀察，在中部偏下位置呈現(xiàn)順紋劈裂的破壞形態(tài)，在跨中附近出現(xiàn)橫紋開裂并延伸到底部；在膠合木梁底部跨中附近出現(xiàn)斜向裂紋。雖然，增強梁的木材也出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，但由于有加強筋的保護作用，其裂紋前后未發(fā)生貫通（圖3）；而未增強梁出現(xiàn)前后貫通的巨大裂縫（圖4）。

圖3 增強梁破壞模式Fig.3 Failure mode of strengthen beams

圖4 未增強梁破壞模式Fig.4 Failure mode of unstrengthen beams

膠合木梁底部，槽棱呈橫紋斷裂，槽底趨于順紋斷裂，并且增強梁的裂紋范圍較?。▓D5）。增強梁木材破壞，加強筋與膠層脫離但未被拉斷，加強筋被壓成拋物線的形式，同時，加強筋的最低點分別位于兩加載頭下方（圖6）。在膠合木梁頂部，未發(fā)現(xiàn)任何破壞現(xiàn)象。

圖5 膠合木梁底部破壞模式Fig.5 The failure modes of glulam beams at the bottom

圖6 GFRP筋變形形態(tài)Fig.6 Deformation pattern of GFRP rods

3 結(jié)果分析

3.1 槽口位置對增強效果的影響

由圖7可知，空白試件A的極限荷載為35.98 kN，延性系數(shù)(構(gòu)件最大撓度與構(gòu)件屈服撓度之比)為1.55；未增強梁B1-2F-0和C1-4F-0的極限荷載分別為22.70、23.79 kN，和空白試件A相比，分別降低了36.91%、33.88%，B1-2F-0和C1-4F-0的延性系數(shù)分別為1.20、1.31，降低了22.58%、15.48%。兩試件的荷載位移曲線的斜率明顯小于試件A的曲線斜率，說明開槽后試件的剛度明顯降低。開槽對膠合木梁有一定的破壞作用，使膠合木梁的性能大幅降低。對比B1-2F-0和C1-4F-0可以發(fā)現(xiàn)，B1-2F-0的極限荷載和延性系數(shù)均低于C1-4F-0。另外，在加載初期兩試件曲線斜率非常接近，但當(dāng)加載到20 kN左右時，C1-4F-0的斜率開始大于B1-2F-0，試件C1-4F-0的剛度大于B1-2F-0。說明在膠合木梁的受拉區(qū)和受壓區(qū)同時開槽比僅在受拉區(qū)開槽對試件的破壞程度更小。由于膠合木梁的受力特征，在2個加載點區(qū)域，木梁受到的彎矩為最大區(qū)域，由于底部開槽致中下部抗彎矩性能明顯降低，從而使得木梁易于在中下部出現(xiàn)破壞。

圖7 槽口位置對增強效果的影響Fig.7 The influence of groove position on the strengthen effect

增強梁B2-2F-G和C2-4F-G的極限荷載分別為36.38、38.52 kN，和空白試件A相比提高了1.11%、7.06%。試件B2-2F-G和C2-4F-G延性系數(shù)分別為1.84、2.15，較試件A增加了18.71%、38.71%。在加載初期，兩試件的剛度接近，到加載后期時，試件C2-4F-G的剛度略大于試件B2-2F-G的剛度。試件C2-4F-G和試件B2-2F-G相比，極限承載力和延性系數(shù)提高了5.88%、16.85%。

3.2 槽口數(shù)量對增強效果的影響

由圖8可知，未增強梁D1-3F-0，其極限承載力為23.20 kN，明顯低于空白試件A，但是較試件B1-2F-0提高了2.2%。加載初期試件D1-3F-0與試件B1-2F-0的剛度基本一致，加載至17 kN左右時，試件D1-3F-0的剛度開始小于試件B1-2F-0，而到加載后期時，試件D1-3F-0的剛度幾乎接近于0。試件D1-3F-0的延性系數(shù)為1.66，和試件B1-2F-0相比提高了38.3%。

圖8 槽口數(shù)量對增強效果的影響Fig.8 The influence of groove numbers on the strengthen effect

增強梁D2-3F-G的極限荷載為31.62 kN，與試件A相比降低了12.12%，和試件B2-2F-G相比降低了13.08%。而其剛度也明顯小于試件A和試件B2-2F-G。增強材料數(shù)量的增加沒有使試件的極限荷載和剛度有所提高，反而大幅降低，其原因可能是增加增強材料數(shù)量的同時開槽數(shù)量也隨之增加，而開槽對于試件的破壞大于GFRP筋的增強作用。雖然試件D2-3F-G的承載力和剛度沒有提高，但其延性性能得到了較大程度的改善，其延性系數(shù)比試件A和試件B2-2F-G分別提高了47.1%、23.9%，究其原因是GFRP筋的高抗拉、抗壓性能發(fā)揮了作用，槽口數(shù)越多，GFRP的作用就越明顯，木梁的延性系數(shù)也越大。

3.3 槽口形狀對增強效果的影響

由圖9可知，未增強梁E1-2Y-0的極限荷載為25.92 kN，與空白試件A相比降低了27.96%，而與試件B1-2F-0相比提高了14.19%。試件E1-2Y-0的延性系數(shù)較試件B1-2F-0提高了29.17%，與試件A相比沒發(fā)生變化。試件E1-2Y-0的剛度雖然明顯小于試件A的剛度，但與試件B1-2F-0相比增長了13.33%。試件E1-2Y-0的極限承載力、延性性能、剛度均優(yōu)于試件B1-2F-0，說明圓形槽口比方形槽口對于試件的破壞程度更小，其原因是因為方形槽口的轉(zhuǎn)角區(qū)域存在著應(yīng)力集中，在外力的作用下，集中應(yīng)力區(qū)域?qū)⒁子诎l(fā)生破壞，反之圓形槽口影響要小得多。

圖9 槽口形狀對增強效果的影響Fig.9 The influence of groove shape on the strengthen effect

增強梁E2-2Y-G的極限荷載為37.48 kN，比試件A提高了4.17%，而試件B2-2F-G較試件A僅提高了1.11%。試件E2-2Y-G的延性系數(shù)為2.28，試件B2-2F-G的延性系數(shù)為1.84，兩者分別較試件A提高了47.10%、18.71%。另外，由圖9（a）可以看出，試件E2-2Y-G的荷載位移曲線斜率和試件A幾乎一致，到加載后期大于試件A的曲線斜率，即試件E2-2Y-G的剛度到加載后期大于試件A的剛度。而與試件B2-2F-G相比，其剛度則略大。試驗結(jié)束后發(fā)現(xiàn)采用方槽增強時，GFRP筋相對木材和膠層有相對錯動，而圓槽幾乎沒有（圖10）。采用圓槽對試件進行增強的效果優(yōu)于用方槽的增強效果，除了圓槽對于試件的破壞程度較小外，圓槽可以使GFRP筋與木材更好的粘結(jié)在一起。

4 結(jié)論

圖10 槽口形狀對破壞模式的影響Fig.10 The influence of groove shape on the failure mode

1）在膠合木梁上開槽，使試件的極限承載力和剛度大幅降低，在膠合木梁底部開兩個圓槽相對于文中提到的其他開槽方式，對試件的破壞程度最?。?/p>

2）同時在膠合木梁受拉區(qū)和受壓區(qū)進行增強比僅在受拉區(qū)增強的效果要好，極限荷載和延性系數(shù)提高了5.88%、16.85%；在木梁受拉區(qū)，增加GFRP筋的數(shù)量，膠合木梁的極限承載力和剛度不僅沒有增加，反而大幅降低，但延性性能得到改善；采用圓槽對膠合木梁增強的效果優(yōu)于采用方槽對木梁的增強效果；

3）采用開圓槽的方式增強及在受拉區(qū)和受壓區(qū)同時進行增強都使膠合木梁的性能得到大幅提高，但考慮到成本問題，推薦使用開圓槽的方式進行增強。

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