李宏敏，邱洪興，趙哲，陸勇

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鋼套加固墩接木柱的試驗研究

李宏敏1，邱洪興1，趙哲1，陸勇2

(1. 東南大學混凝土及預應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點試驗室，江蘇 南京，210096；2. 愛丁堡大學 工程學院，愛丁堡EH9 3JL, 英國)

針對墩接高度不足，提出一種鋼套墩接加固技術(shù)，并對以墩接長度、幫頭長度和膠為設(shè)計參數(shù)的15根試驗柱進行軸心受壓試驗。分別測定各構(gòu)件的材性，并系統(tǒng)分析試驗柱的破壞模式、抗彎剛度、抗壓剛度、極限承載力及接頭應(yīng)變分布狀態(tài)。研究結(jié)果表明：與參考柱類似，墩接柱主要破壞狀態(tài)為類似于極值點失穩(wěn)的破壞；鋼套墩接未加膠柱和鋼套墩接加膠柱的極限承載力可分別達到參考柱的86%和101%；墩接柱抗彎剛度和軸向抗壓剛度可基本恢復至參考柱水平；注膠可增加接頭縱向壓應(yīng)變的均勻性，相較于未注膠墩接柱，其承載力可增加24.1%；鋼套墩接加膠柱可不受墩接高度的限制。

建筑遺產(chǎn)；木柱；墩接；鋼套；軸心受壓；穩(wěn)定性

腐朽、蟻蛀等是古建筑木結(jié)構(gòu)常見的病害。出于文物保護的需要，一般不輕易更換，而是盡可能保留未損傷部分。許清風等[1?2]采用順紋木塊局部替換并包裹碳纖維的損傷木柱得到較好加固效果，國內(nèi)外針對受彎構(gòu)件的多種嵌接節(jié)點和植筋注膠節(jié)點承載力研究較多[3?10]，而對于木柱墩接工藝研究甚少，這種加固方法僅適用于承受軸壓的部位，因而對墩接位置有嚴格限制。GB 50165—1992“古建筑木結(jié)構(gòu)維護與加固技術(shù)規(guī)范”[11]要求墩接高度不得超過柱高的1/4。不滿足這一條件的腐朽構(gòu)件需要進行更換。目前，傳統(tǒng)墩接工藝多基于長期經(jīng)驗總結(jié)，缺少設(shè)計理論，且墩接工藝對柱穩(wěn)定承載力和彎曲剛度的影響尚無相關(guān)研究，謝啟芳[12]推導了鋼釘加固墩接技術(shù)的墩接高度的限制條件，鋼帶和FRP纖維布加固墩接節(jié)點的試驗表明墩接短柱達到了完整構(gòu)件的抗壓強度[13]，但是古建木框架柱以細長柱居多，除在豎向荷載作用下有軸壓力外，水平荷載作用下還存在彎矩; 此外，受壓構(gòu)件達到穩(wěn)定極限狀態(tài)時，截面內(nèi)存在彎矩，除柱底截面，其他截面均處于壓彎狀態(tài)。如何使墩接節(jié)點能夠有效傳遞彎矩，是擴大墩接應(yīng)用范圍的關(guān)鍵?；诖?，本文作者提出鋼套墩接加固技術(shù)，利用鋼套(增寬的鋼箍)增強對木節(jié)點的摩擦力和拼接節(jié)點約束作用，采用注膠以增加拼接節(jié)點鋼套與木節(jié)點的整體性，從而實現(xiàn)整體增強墩接節(jié)點處彎矩傳遞能力的目的[14?15]。借此突破損傷木柱墩接位置的限制，最大限度地保護古建筑木構(gòu)件。

1 試驗

1.1 試件設(shè)計

參考柱和墩接柱以及墩接節(jié)點的布置見圖1，為避免鋼套接頭對節(jié)點受力性質(zhì)的影響。墩接接頭形式采用了中國傳統(tǒng)墩接工藝中的巴掌榫，其中s和t分別為鋼套長度和墩接長度。e=(s?t)/2，為鋼套超過墩接縫的長度(鋼套幫頭長度)，在初步的試驗中暫時采用鋼鞘代替鋼套。每根墩接構(gòu)件上下段均取自同一根完整木柱，將完整構(gòu)件從合理位置截開，截開端部制作成需要的接頭尺寸，最后用鋼套將接頭墩接，其中加膠墩接柱是將截頭部位直徑減小約4 mm，在鋼套與木柱2 mm的縫隙間灌注了環(huán)氧樹脂膠。墩接構(gòu)件需保證墩接接頭位于柱中且墩接柱總長一致。

試件均為長1 800 mm、直徑100 mm的杉木圓柱, 共計15根，包括3根對比柱(R組)，用于評價墩接后承載力恢復程度；10根鋼套墩接試件(A組)，2根鋼套墩接加膠試件(B組)。A和B組共包括6個系列(C3-C8)，根據(jù)墩接長度和鋼套幫頭長度將A組的10根試件進一步分為2個下屬組，用于分析各影響因素的作用。其中是A1組包括C3~C5系列，A2組包括 C6~C7系列， B組僅包括C8系列。各組試件個數(shù)及尺寸見表1。

單位：mm

表1 試件尺寸匯總表

1.2 材料性能

試驗采用中國古建木結(jié)構(gòu)中最常使用樹種之一的杉木，含水率和密度分別為10.8%和380 kg/m3。考慮到木材的性能差異，對每根構(gòu)件均進行材性測試。根據(jù)文獻[16]測定順紋抗壓強度的方法，利用應(yīng)變片法測定長×寬×高為20 mm×20 mm×60 mm小試塊的順紋抗壓彈性模量[17?18]。試驗確定的木材材性見表2，其中c和分別表示順紋抗壓強度和彈模。

鋼套筒采用直徑×厚度為108 mm×4 mm的無縫鋼管。鋼管內(nèi)表面用鋼刷和丙酮清理來增強鋼管與膠之間的黏結(jié)力，膠采用常用環(huán)氧樹脂膠。鋼管材性根據(jù)規(guī)范GB/T228—2002[19]對5個樣品進行拉伸試驗獲得，測定結(jié)果見表3。

表2 木材順紋材性

注：c和分別為順紋抗壓強度和彈性模量。

表3 鋼和膠的材性

1.3 加載方案

柱試件在MTS試驗機上進行軸向受壓試驗，上下以球形鉸支座與加載裝置連接，見圖2。為了預防端頭受力集中而劈裂，在試件端部采用喉箍加固。需要說明的是，由于試驗柱為細長柱，材料為自然木料，因此不可避免存在實際偏心，所以，試驗柱實際上承受一定的壓彎作用。這也是本文采用木結(jié)構(gòu)中常見的名義軸壓狀態(tài)，同時考察壓彎反應(yīng)。

采用位移控制加載，加載速度為0.3 mm/min，測量設(shè)備包括測量豎向荷載的力傳感器，測量縱向和橫向變形的位移傳感器以及測量應(yīng)變的應(yīng)變片。試驗中間區(qū)段四周均勻布設(shè)4塊縱向應(yīng)變片，以實現(xiàn)試驗前試件幾何對中及測定試驗過程中木柱中間區(qū)段的變形，其他應(yīng)變片用于測量墩接接頭和鋼套筒的應(yīng)變分布，靜態(tài)采集儀進行應(yīng)變采集，墩接柱中間段應(yīng)變片布置見圖3。

為測量柱中側(cè)向變形，該處布置相互垂直的位移計，借助兩位移計測量值并根據(jù)勾股定理以合成柱側(cè)向變形值(圖4)。合成變形值與真實值間的相對誤差與位移計拉線長度、柱側(cè)向變形及柱撓曲角度相關(guān)，編制MATLAB計算程序，按照式(1)計算其相對誤差(r)，結(jié)果表明：柱側(cè)向變形、撓曲角度固定時，合成側(cè)向變形相對誤差隨著拉線長度的增加而減??；拉線長度和撓曲角度固定時，誤差隨側(cè)向變形增大也增大；側(cè)向變形、拉線長度固定時，撓曲角度取45°時誤差最大，試驗中拉線長度1.8 m，撓度在20 cm以內(nèi)，所以，計算內(nèi)相對誤差小于1.37%。

單位：mm

單位：mm

圖4 柱中側(cè)向變形合成簡圖

式中：r為柱中合成側(cè)向變形值與真實值間的相對誤差；l和l分別為相互垂直方向位移計測得的拉線變化數(shù)據(jù)，mm；L和L分別為柱中真實側(cè)向變形分解到相互垂直方向的變形值，mm。

1.4 試驗現(xiàn)象

1) 參考柱(R組)承受荷載達到極限荷載的80%~90%時，柱中發(fā)出輕微的受壓“滋滋”聲；中間區(qū)段側(cè)向變形逐漸加大，附加彎矩作用明顯；極限荷載后，凹側(cè)出現(xiàn)豎向木纖維褶皺，上下球形鉸支座發(fā)生明顯定向轉(zhuǎn)動，柱出現(xiàn)明顯的彎曲變形并迅速增大，最終凸側(cè)木纖維發(fā)生斷裂。其中RC1和RC3凸側(cè)受拉區(qū)發(fā)生水平斷裂，RC2木纖維出現(xiàn)斜向裂紋，分別見圖5(a)~(c)；僅RC2的凹側(cè)木纖維褶皺出現(xiàn)在極限荷載前。

2) 墩接柱(A組)加載到極限荷載90%左右時，中間區(qū)段側(cè)向變形逐漸增大，接頭處發(fā)出輕微聲音，彎曲變形明顯；達到極限荷載時，凸側(cè)鋼套邊緣與木柱產(chǎn)生明顯縫隙，凹側(cè)鋼套邊緣擠緊木柱；極限荷載后，變形快速增大，凸側(cè)墩接接頭部分逐漸脫出鋼套，且?guī)皖^長度越小拔出量越大，同時，凹側(cè)鋼套逐漸以橫紋方向切入木柱，承載力隨切進程度呈階梯狀逐漸下降，并不時伴有“咔哧”聲。

學生做錯率很高，分析不會做原因是不理解圖形意義。本來是一道簡單題，得分率卻不高，關(guān)鍵是理解圖形意思，里程數(shù)一共 10 個，分別是 200，210，210，210，220，220，220，220，230，230，找出這10個數(shù)，再找眾數(shù)和中位數(shù)學生就容易做對，圖形是有意義、來龍去脈的，與學生日常生活、社會生活是有聯(lián)系的，只有讓學生了解這些背景及來龍去脈，并且理清所學數(shù)學知識與相關(guān)知識之間的區(qū)別與聯(lián)系，學生才能理解。學生對基礎(chǔ)知識的掌握，必須建立在生活意義和實際的背景下。

(a) RC1；(b) RC2；(c) RC3；(d) 鋼套墩接柱；(e) 鋼套墩接加膠柱

3) 加膠墩接柱(B組)現(xiàn)象基本類似于A組，但加載到極限荷載80%左右時，接頭內(nèi)部膠層與鋼套邊緣出現(xiàn)剝離聲，達到極限承載力后，隨著變形不斷增大，凸側(cè)鋼套邊緣與膠層剝離(圖5(e))，木纖維拉斷，凹側(cè)鋼套以橫紋方式切入木柱，承載力隨切進程度逐漸下降，并不時伴有纖維扯斷及鋼套震動聲。

從以上試驗現(xiàn)象可知：參考柱中RC2屬于初始破壞以受壓強度破壞為主，其余參考柱與墩接柱(墩接不加膠柱和墩接加膠柱)受荷前期側(cè)向變形不明顯，達到極限荷載時側(cè)向變形迅速增大，最終受拉側(cè)纖維斷裂破壞，破壞都始于柱的中間區(qū)段，其他區(qū)段完好，伴隨有典型的極值點失穩(wěn)破壞的特征。

2 結(jié)果分析

2.1 側(cè)向彎曲剛度

試驗柱加載前期側(cè)向彎曲曲線較為光滑，當參考柱受壓側(cè)出現(xiàn)明顯褶皺后，側(cè)向彎曲曲線呈不明顯單折線型，最終破壞形態(tài)為中間區(qū)段褶皺位置凸側(cè)木纖維斷裂；墩接柱在受荷接近極限承載力時，由于凹側(cè)擠壓鋼套上下邊緣，凸側(cè)與上下邊緣產(chǎn)生縫隙，其側(cè)向彎曲曲線多數(shù)呈不明顯雙折線型，之后隨著受壓側(cè)鋼套上邊緣或下邊緣漸嵌入木柱，單折線形狀逐漸明顯，并最終在嵌入處的凸側(cè)木纖維破壞，對于注膠柱還伴隨凸側(cè)膠的剝離和折斷。圖6所示為試驗柱的荷載?側(cè)向變形曲線。由圖6可見：

1)在R組中， RC1和RC3加載前期(極限承載力30%)均無側(cè)向變形，達到極限承載力前側(cè)向變形也較小，達到極限承載力后側(cè)向變形迅速增大，其中RC2側(cè)向變形從一開始隨荷載增加而逐漸增大(圖6(a))，表現(xiàn)出明顯偏心受壓特性。

2) 不加膠墩接柱(A組)的曲線表現(xiàn)3種類型，C3-1，C6-2和C7-2達到極限承載力前側(cè)向變形明顯，表現(xiàn)偏心受壓；C5-2類似于與RC2，達到極限承載力后承載力突然下降，主要由于C5-2經(jīng)歷2次加載，第1次加載中存在損傷；其他墩接柱曲線均類似于RC1。A1組結(jié)果顯示開始產(chǎn)生側(cè)向變形的荷載隨著幫頭長度的增長而增加，極限承載力對應(yīng)的側(cè)向變形則與幫頭長度成反比，幫頭長度增加了墩接柱的整體性，也可能是由于木材性能存在差異。

(a) R組; (b) A1和B組; (c) A2組

3) 加膠墩接柱(B組)的曲線同樣類似于RC1和RC3，并且其彎曲剛度明顯比不加膠墩接柱的大。

多數(shù)對比柱和墩接柱前期側(cè)向變形很小，達到極限承載力后側(cè)向變形迅速增大，符合失穩(wěn)破壞的特點，這與試驗現(xiàn)象是一致的；多數(shù)墩接柱抗彎剛度明顯比完整柱的小。

2.2 軸向抗壓剛度

圖7所示為試件的軸向荷載??曲線，為減小縱向彈性模量離散性對結(jié)果的影響，橫坐標采用?表示，其中為柱在軸向荷載作用下的軸向變形，為試驗柱的縱向受壓彈性模量。

(a) R組和A1組; (b) R組和A2組; (c) R組和B組

圖7(a)中，除了C5-2外，墩接柱的剛度隨著幫頭長度的增長而增加。幫頭長度可增加木柱與鋼套筒之間的摩擦力傳遞且增加節(jié)點剛度，從而增加墩接柱剛度。從圖7(c)可知：加膠墩接柱的軸向抗壓剛度明顯比不加膠墩接柱的大，且接近于參考柱的抗壓剛度，這表明膠的黏結(jié)力是影響節(jié)點軸向剛度重要因素。

2.3 強度

2.3.1 基本假定

試件選用的長細比(72)是中國古建筑聚落中常用的一種長細比，根據(jù)加拿大木結(jié)構(gòu)手冊[20]介紹，對于這種長細比的受彎構(gòu)件屬于中長構(gòu)件，它的穩(wěn)定性是受到計算長度，抗壓強度，彈性模量以及幾何偏心的影響。雖然試驗前利用應(yīng)變片對試件進行了幾何對中，但是由于工藝誤差、髓心位置偏離軸心及材質(zhì)不均等因素亦會引起具有差異性的初始偏心距，本文假定失穩(wěn)構(gòu)件均為軸心受壓構(gòu)件，忽略偏心距差異帶來的影響。

2.3.2 強度對比

基于以上分析和假定多數(shù)試驗柱屬于軸壓失穩(wěn)破壞, 構(gòu)件強度可以近似表示為π2/2，直接比較極限承載力(u)是不合理的，因此，本文采用無量綱的承載力系數(shù)u2/()進行比較，對于壓彎構(gòu)件(RC2，C3-1，C6-2和C7-2)不再對比，表4所示為各組構(gòu)件平均承載力系數(shù) (u2/())mean及相對于參考柱的穩(wěn)定承載力恢復率Δcr為

由表4可知：與參考柱相比，同一系列中未加膠墩接柱穩(wěn)定承載力呈現(xiàn)出明顯離散性，加膠墩接柱則不明顯，表明注膠節(jié)點受力性能較未加膠墩接節(jié)點更穩(wěn)定；未加膠墩接柱穩(wěn)定承載力恢復至標準柱的58.7%~86.2%，加膠墩接柱其承載力可恢復至101.1%，膠黏結(jié)力可明顯提高墩接柱穩(wěn)定承載力；由A1組結(jié)果可見：當墩接長度保持300 mm時，幫頭長度從 50 mm到150 mm增大可導致承載力明顯增大；由A2組可見：保持幫頭長度(100 mm)不變，隨墩接長度增長，承載力未有明顯變化，由于可參考試件有限，因此，墩接長度對承載力影響有待進一步研究；加膠墩接柱的穩(wěn)定承載力較同等條件的未加膠墩接柱提高了24.1%，并且達到了標準柱的承載力，說明相比于摩擦力，膠的黏結(jié)力對界面連接作用更有利。

表4 穩(wěn)定承載力及承載力恢復率

2.4 荷載?應(yīng)變分析

由于參考柱的軸對稱性，構(gòu)件的縱向彎曲方向具有不確定性，而墩接柱的側(cè)向變形具有一定的規(guī)律性，主要的屈曲截面類型為Ⅰ型(墩接下段長榫頭凸出)、Ⅱ型(墩接下段長榫頭凹進)和Ⅲ型(凹凸方向與前兩者垂直)，示意圖見圖8。

(a) Ⅰ型; (b) Ⅱ型; (c) Ⅲ型

RC1的荷載柱中縱向荷載?應(yīng)變曲線見圖9。從圖9可知：加載初期是近似軸心受壓的，前期應(yīng)變呈線彈性增長，材性試驗數(shù)據(jù)表明本批杉木受壓彈性極限應(yīng)變范圍為(4 300~4 750)，參考柱達到極限承載力前凹側(cè)木纖維尚未屈服，凸側(cè)木纖維壓應(yīng)變增長速度減小為零；達到極限承載力后，凹側(cè)木纖維壓應(yīng)變快速增大進入塑性，同時凸側(cè)木纖維壓應(yīng)變快速減小并轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾?，?gòu)件承載力下降，最終受拉側(cè)木纖維斷裂，構(gòu)件破壞。RC2跨中應(yīng)變與RC1跨中應(yīng)變類似，但是，構(gòu)件屈曲前受壓側(cè)木纖維早已發(fā)生了屈服，與試驗現(xiàn)象及分析結(jié)果相一致。參考柱破壞發(fā)生在柱中證明柱端球鉸加載的對稱性。

墩接柱C3-1，C4-1和加膠墩接柱C8-1的柱中截面分別屬于I型、II型和I型屈曲截面，其木材和鋼材應(yīng)變片布置見圖3，柱中木材、鋼材荷載應(yīng)變曲線分別見圖10和圖11。

從圖10(a)可知：發(fā)生壓彎破壞的C3-1，加載開始后表現(xiàn)出明顯不均勻受壓，僅少數(shù)應(yīng)變片處于受壓，接觸達到極限承載力前偏心受壓明顯，達到極限承載力時，凹側(cè)木纖維并未達到屈服應(yīng)變，凸側(cè)木纖維由壓應(yīng)變轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，構(gòu)件破壞時跨中拉壓應(yīng)變都在彈性范圍；凸側(cè)墩接處木纖維不連續(xù)，其拉應(yīng)變的存在證明了鋼套筒與木材凸側(cè)之間的摩擦力的作用。對于發(fā)生失穩(wěn)破壞的C4-1(圖10(b))，雖然加載過程也表現(xiàn)出受壓不均勻，但其多數(shù)應(yīng)變片處于受壓，達到極限承載力時偏心受壓較C3-1不明顯。墩接接頭受壓不均勻，表明墩接面有不均勻接觸，這主要與制作誤差、工藝以及偏心距有關(guān)。

1—RC1凹側(cè)；2—RC1凸側(cè)；3—RC2凹側(cè)；4—RC2凸側(cè)。

從圖11(a) 和11(b)可知：荷載增加時墩接柱鋼箍凸側(cè)橫向拉應(yīng)變和前后兩側(cè)壓應(yīng)變逐漸增大；C3-1和C4-1達到極限承載力時鋼箍的應(yīng)變絕對值約為360和169，破壞時可達到600和193；木材與鋼材的應(yīng)變不一致，主要是由于材料剛度差異及受力不 一致。

從圖10(c)可知：加膠墩接柱C8-1柱中木材應(yīng)變類似于完整柱，屈服前木纖維壓應(yīng)變線性增長，接近極限承載力時凸側(cè)木纖維壓應(yīng)變減小，達到極限承載力后凸側(cè)木纖維由受壓應(yīng)變轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，拉應(yīng)變超過極限拉應(yīng)變發(fā)生斷裂，截面破壞；顯然，墩接接頭應(yīng)變片受壓均勻，類似于標準柱前期處于線彈性受壓階段，值得注意的是木纖維的拉壓應(yīng)變都遠遠大于未加膠墩接柱(C4-1)的最大拉壓應(yīng)變；膠的黏結(jié)性能使的鋼套筒表面應(yīng)力差異減小。從圖11(c)可知：荷載初期鋼箍凸側(cè)橫向表現(xiàn)壓應(yīng)變，達到極限荷載后，變?yōu)槔瓚?yīng)變，凹側(cè)橫向應(yīng)變則表現(xiàn)相反，達到極限承載力時的應(yīng)變絕對值約為70，破壞時可達到120。

(a) C3-1; (b) C4-1; (c) C8-2

(a) C3-1; (b) C4-1; (c) C8-2

3 結(jié)論

1) 多數(shù)墩接柱具有失穩(wěn)破壞特征，對直徑為 100 mm、高度為1 800 mm且墩接長度為130 mm的長柱，加膠墩接柱的穩(wěn)定承載力可恢復到參考柱水平，突破墩接高度限制，未加膠墩接柱最高可達86.2%。

2) 鋼套幫頭長度在一定范圍(50~150 m)增加，對未加膠墩接柱承載力的提高可達27.5%。

3) 鋼套加固墩接接頭的墩接方式只能提供有限的摩擦力，且由于鋼套與木材的剛度差異，在構(gòu)件大變形中由于不一致變形易產(chǎn)生嵌割問題，采用這種加固方式比較適合受壓構(gòu)件。

4) 加膠可以明顯減小接頭接觸的不均勻程度，保證鋼套墩接頭的整體性，并提高鋼套加固墩接構(gòu)件的穩(wěn)定承載力，此內(nèi)部作用是一般的機械連接難以達到的。

5) 試驗結(jié)果表明了鋼套墩接注膠加固方法的有效性，同時注膠及加工誤差對加固效果影響較大，因此，有必要對該加固方案進行數(shù)值分析和理論研究，并提出墩接加固承載力公式及設(shè)計方法，便于該加固方案的應(yīng)用。

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(編輯 楊幼平)

Experimental study on splice-jointed timber columns reinforced with steel jackets

LI Hongmin1, QIU Hongxing1, ZHAO Zhe1, LU Yong2

(1. Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China; 2. Institute for Infrastructure and Environment, University of Edinburgh, Edinburgh EH9 3JL, UK)

A splice joint reinforced by a steel jacket was proposed to address the limitation in traditional splice techniques due to a short splice length. Totally 15 timber column specimens were tested under axial compression. Parameters under investigation included length of splice, extended length of the steel jacket beyond the splice joint, and the epoxy. Failure mode, bending stiffness, compression stiffness, ultimate bearing capacity and strain distribution in joint were studied. Material properties tests were also conducted on sample specimens taken from individual timber columns, and the results were employed in a column analysis model to reduce the influence of variability in the timber material properties. The results show that the spliced columns is destroyed mainly because of its instability, similar to the reference single-piece columns. The load-bearing capacity of the spliced columns restores to 85% (without epoxy) and 101% (with epoxy) compared with the reference specimens. The bending stiffness and axial stiffness reach to the level of the reference columns. The use of epoxy improves the uniformity of compression within the splice joint and results in an increase of 24.1% in the load-bearing capacity. The spliced column reinforced with steel jacket and further enhanced by epoxy may be considered in cases where the splice length is highly restricted.

architectural heritage; timber columns; splice joint; steel jacket; axial compression; stability

TU366.2

A

1672?7207(2018)01?0192?09

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.01.025

2017?01?16；

2017?04?07

國家“十二五”科技支撐計劃項目(2012BAJ14B02)；江蘇省普通高校研究生科研創(chuàng)新計劃項目(KYLX15_0078)；江蘇高校優(yōu)勢學科建設(shè)工程項目(CE02-1-36) (Project(2012BAJ14B02) supported by the National Science and Technology Pillar Program during the 12th “Five-year” Plan Period; Project(KYLX15_0078) supported by the Graduate Student Research Innovation Project of Jiangsu Province; Project(CE02-1-36) supported by the Priority Academic Program Development of Jiangsu Higher Education Institutions)

邱洪興，博士，教授，博士生導師，從事混凝土結(jié)構(gòu)基本理論，結(jié)構(gòu)鑒定與加固，古建筑保護研究；E-mail: qiuhx@seu.edu.cn