韓笑東，趙 越，楊燕澤，阿斯哈，周長東

(北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044)

與鋼材、混凝土和石材等常用材料相比，木材是最容易獲取的可再生性資源，其在古代和現(xiàn)代建筑中應用廣泛。由于木材本身的缺陷、環(huán)境腐蝕、震害等會造成木結構的承載力和耐久性降低，需要對木結構進行維修加固。

FRP(fiber reinforced polymer)具有高比強度和良好的耐腐蝕性[1]，近年來在土木工程領域得到了較為廣泛的研究和應用。國內(nèi)外學者Taheri等[2]、朱雷等[3]、Fiorelli等[4]、邵勁松等[5]、楊靜等[6]、朱艷梅等[7]、張大照[8]、馬建勛等[9]進行了FRP加固木結構的試驗研究，結果表明CFRP(carbon fiber reinforced polymer)滿貼加固木柱可使其承載力得到有效提高，同時對其延性性能的提高也有一定幫助，加固后木柱受力性能的提高程度與CFRP布的粘貼布置方式以及粘貼層數(shù)有較大關系，但該加固方式對提高木柱承載能力效果不大。

木結構嵌筋是用黏結劑將筋材嵌入木構件的加固方法，此過程涉及木材、筋材、黏結劑等3種材料，筋材/黏結劑和木材/黏結劑等兩個界面[10-12]。近20年來國外學者對木結構嵌筋進行了大量試驗研究，近十幾年來國內(nèi)學者也陸續(xù)開展了相關研究，研究范圍主要集中在連接部位的黏結錨固和節(jié)點的受力性能[13]，對木材的結構性能等方面的研究較少。淳慶等[14-15]、Kell[16]對內(nèi)嵌筋材的木柱進行了試驗研究，結果表明，內(nèi)嵌筋材可以對木柱的軸心抗壓性能有較大程度的提高，承載力隨嵌入鋼筋的強度等級、數(shù)量、直徑等的不同而變化，但同時該加固方法也存在內(nèi)嵌筋材受壓彎曲、筋材穩(wěn)定性不足、對木柱的橫向變形約束作用小等缺點。

木材表面開槽嵌筋同時包裹纖維布作為一種新型的加固方式，相比于僅包裹纖維布的方式理論上能更好地發(fā)揮內(nèi)嵌筋材的承載力及延性性能，同時較僅內(nèi)嵌筋材的加固方式又可利用纖維布的橫向約束能力來增加筋材的穩(wěn)定性、約束木材的橫向變形使其處于三向受壓狀態(tài)以提升木柱的承載能力，因此該復合加固方式具有較大研究價值和應用前景。

目前國內(nèi)對于嵌筋技術在木結構建筑的建造和加固中的理論和應用研究尚處起步階段，而FRP加固木柱的抗壓性能研究也多局限于軸心受壓。因此，本文對采用表面內(nèi)嵌鋼筋、外包CFRP布復合加固的木柱進行了偏心受壓試驗研究，以探究該加固方法的適用性。

1 試件設計

1.1 試件特征

本試驗試件尺寸均為200 mm×200 mm×600 mm，共7根試件，編號為TC1～TC7，分別進行偏心受壓試驗。試件加固詳情見表1，特征見圖1。

表1 試件詳情Tab.1 Details of specimens mm

圖1 試件特征(mm)Fig.1 Characteristics of specimens (mm)

1.2 試驗材料

本試驗選用的是紅松，取自在自然條件下儲存7～8 a的原木，經(jīng)加工成試驗用短木柱后，在實驗室環(huán)境中又存放半年。因而木材的物理力學性能基本處于穩(wěn)定狀態(tài)。材料性能試驗測得其順紋抗壓強度為44.0 MPa，彈性模量為11 890 MPa，密度為0.539 g/cm3，含水率(木材中所含水分的質(zhì)量與絕干后木材質(zhì)量的百分比)為14.2%。

本試驗選用的CFRP布為單向碳纖維編織而成的寬度為100 mm的MKT-CFC型碳布，公稱厚度為0.167 mm，抗拉強度為3 506 MPa，彈性模量為235 000 MPa，加固時搭接長度為100 mm。CFRP布黏結采用配套的MKT-CFR/A型碳纖維浸漬膠，由環(huán)氧樹脂黏結劑與固化劑兩部分按照2∶1的比例配制而成，其抗拉強度為53.2 MPa，彈性模量為2 820 MPa。鋼筋采用直徑16 mm的HRB400級鋼筋，屈服強度為455 MPa，抗拉強度為645 MPa，彈性模量為200 000 MPa。木材與鋼筋黏結時采用JGN805型雙組份環(huán)氧樹脂嵌筋結構膠，其抗壓強度為83.5 MPa，彈性模量為3 500 MPa。

既有研究[17-18]表明，當木材與其表面內(nèi)嵌鋼筋的錨固長度為160 mm時，鋼筋接近屈服。試驗中木柱高為600 mm，因而內(nèi)嵌鋼筋的黏結長度滿足錨固要求。

本試驗采用標準應變片來采集試驗時各材料的應變數(shù)據(jù)，應變測點布置情況見圖2。在木材4個側面中心位置均布置有水平和豎向的應變片，其中開槽嵌筋的側面在槽兩側各布置一組水平和豎向的應變片，取平均值；每根鋼筋中心位置處布置有應變片；在中間位置CFRP布的4個側面中心位置各布置一組水平和豎向應變片。

圖2 應變測點布置(mm)Fig.2 Layout of strain measuring points (mm)

1.3 試件制作

1)加工木柱試件，對嵌筋試件開槽；

2)進行測量標記，確定粘貼應變片、包布等的位置，并在木柱側面相應位置粘貼應變片，放置一周；

3)充分清洗孔槽，配制嵌筋膠，將粘貼好應變片的鋼筋植入孔槽中；

4)配制包布所用的浸漬膠，并在相應位置粘貼CFRP布，放置1～2 d；

5)待CFRP布充分固定之后在相應位置粘貼應變片，試件即制作完成。

1.4 加載制度

本試驗在600 t電液伺服壓力試驗機上進行，偏心受壓試驗加載裝置見圖3(以TC4為例)。

圖3 偏心加載示意Fig.3 Eccentric loading test device

首先將試驗機施壓位置與試件標記的偏心受壓位置對正，然后進行預加載。采用加載速度為0.5 mm/min的連續(xù)均勻加載方式，同時采用德國IMC動態(tài)應變測量系統(tǒng)對荷載和應變數(shù)據(jù)進行采集。當荷載下降到極限荷載的70%時，試驗結束。

2 試驗現(xiàn)象

TC1、TC2、TC4、TC5和TC6均在加載至峰值荷載的40%左右時開始發(fā)出劈裂聲，TC3和TC7則分別出現(xiàn)在加載至峰值荷載的45%和30%左右時。TC2、TC3、TC4和TC6均在加載至峰值荷載的90%左右時產(chǎn)生持續(xù)的劈裂聲并出現(xiàn)明顯的裂縫，并且TC2、TC3和TC4出現(xiàn)略微傾斜；TC1和TC5則分別在加載至峰值荷載的70%和65%左右時出現(xiàn)持續(xù)的劈裂聲；而TC7則是從劈裂聲產(chǎn)生時開始，隨著荷載的增加，劈裂持續(xù)加劇，直至加載至試件破壞。

試驗結束后TC1和TC5主要發(fā)生木材的褶曲破壞，TC2、TC3和TC4主要表現(xiàn)為木材的褶皺及局部壓潰，TC6和TC7主要在纖維布之間發(fā)生木材的斜剪褶曲以及鋼筋的外凸。各試件的破壞形態(tài)見圖4。

圖4 TC1～TC7破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of TC1-TC7

3 試驗結果及分析

3.1 破壞形式的對比

通過TC1和TC5的對比，TC2、TC3和TC6的對比，TC4和TC7的對比可知：相同加固狀態(tài)下的木柱，偏心距越大，其破壞發(fā)生的位置越集中，偏心距越小，整體破壞狀態(tài)越明顯；偏心距較大的木柱，破壞主要發(fā)生在偏心側，且集中在纖維布包裹間隔處；而偏心距為0時，木柱在4個側面均發(fā)生明顯破壞現(xiàn)象，且破壞分布均勻，表現(xiàn)出更好的整體性。

通過TC1、TC2和TC4的對比，TC5、TC6和TC7的對比可知：在相同偏心距受壓情況下，復合加固后的木柱相較于未加固的木柱發(fā)生破壞的位置除了偏壓側出現(xiàn)褶曲外，還有頂部受壓處出現(xiàn)的局部壓潰，而且加固后的木柱破壞位置主要發(fā)生在纖維布間隔處。

3.2 試驗結果匯總

柱的試驗結果匯總于表2。表中Pu為極限荷載，Δm為極限荷載對應的相對位移(偏心受壓情況下只取偏壓側位移值，Δy、Δu同)，Δy為名義屈服位移，Δu為荷載下降至0.85Pu時的極限位移，μΔ為延性系數(shù)。本文采用位移延性系數(shù)μΔ=Δu/Δy來表征試件的軸向變形能力，其中名義屈服位移Δy采用能量等效面積法進行計算。在Pu和μΔ提高幅度計算中，TC2和TC4的對比試件為TC1，TC6和TC7的對比試件為TC5，由于TC3偏心距不同，主要與TC2相對比，不進行Pu和μΔ提高幅度值的計算。

表2 主要試驗結果Tab.2 Main experimental results

3.3 試驗數(shù)據(jù)分析

試件TC1、TC2、TC3和TC4的荷載-位移曲線見圖5，TC1、TC2和TC4的荷載-應變曲線見圖6；試件TC5、TC6和TC7的荷載-位移曲線、荷載-應變曲線分別見圖7、8。由表2、圖5～8可知：

圖5 TC1、TC2、TC3和TC4 荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of TC1, TC2, TC3, and TC4

圖6 TC1、TC2、TC4 荷載-應變曲線Fig.6 Load-strain curves of TC1, TC2, and TC4

圖7 TC5、TC6、TC7 荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of TC5, TC6, and TC7

圖8 TC5、TC6、TC7 荷載-應變曲線Fig.8 Load-strain curves of TC5, TC6, and TC7

1)偏心距對木柱承載能力影響顯著，偏心距越大，木柱的承載能力越弱：偏心距為50 mm的未加固木柱比偏心距為0狀態(tài)下承載能力降低51.3%；側面中心嵌入2Φ16并用一層CFRP布間隔包裹的木柱，偏心距為50 mm和75 mm的試件承載能力分別比偏心距為0時降低53.3%和61.2%。

2)偏心距為0時，在木柱側面中心嵌入2Φ16或4Φ16并用一層CFRP布間隔包裹后，試件承載力分別提高45.9%和61.5%，而在偏心距為50 mm時，其承載能力可分別提高22.8%和84.9%。由此可見，CFRP條帶間隔包裹時，四面嵌筋試件的偏心受壓承載力明顯高于兩側嵌筋試件。

3)相比于未加固試件，加固后木柱的剛度大幅提升；而嵌筋數(shù)量越多，試件的剛度提升越大。

4)加固方式相同時，隨著偏心距的增大，木柱破壞時的橫向和縱向極限應變值都有所提高；偏心距相同時，纖維布可限制木材的橫向應變；纖維布約束木柱橫向應變的能力與嵌筋數(shù)量關系不大。

3.4 延性系數(shù)分析

由表2可知：

1)加固方式相同，偏心距變化時：未加固的木柱，偏心距為50 mm的試件延性系數(shù)比偏心距為0時降低16.9%；對于加固后的木柱，偏心距的變化對延性系數(shù)有影響，但影響程度不明顯。

2)偏心距相同，加固方式變化時：偏心距為0時，在木柱側面中心嵌入2Φ16或4Φ16并用一層CFRP布間隔包裹后，延性系數(shù)可分別提高33.1%和50.0%；而偏心距為50 mm時，可分別提高54.5%和88.8%；增加嵌筋數(shù)可有效提升木柱的延性。

3.5 應變分析

由圖6、8可知：

1)由于木材內(nèi)裂縫、木節(jié)等的存在，各試件的應變存在一定的離散，但整體趨勢較為一致。

2)加固方式相同時增大偏心距，木柱破壞時的橫向和縱向極限應變值有所提高，但承載力降低。

3)對于未加固的試件，偏心距的變化對其塑性無影響，均表現(xiàn)為脆性破壞；對于加固的試件，偏心距變化對其塑性有影響，偏心距越小，其塑性越明顯，呈現(xiàn)出的屈服段越顯著；偏心距相同時，相比于未加固試件，加固后的木柱呈現(xiàn)出較明顯的屈服段，表現(xiàn)出良好的塑性，且嵌筋數(shù)越多，其塑性也越明顯。

4)相比于原木柱，加固試件的縱向峰值應變有所提高，橫向則變化不大，嵌筋數(shù)對應變影響不大。

4 復合加固偏壓木柱的工作機理

對于未加固的木柱，由于木材為脆性材料，因此在偏心距較大時僅有偏壓側部分木材參與承壓，從而很快發(fā)生褶曲破壞。對于相同加固方式的木柱，偏心距越小，其受壓整體性越明顯，因而其承載力也越高；隨著偏心距的增加，木柱的偏壓側承受大部分荷載，難以發(fā)揮出整體性，因此其承載力大幅降低。對于復合加固后的木柱，偏心距較大時，纖維布的約束作用不明顯，且僅有部分鋼筋參與承壓，因而其承載能力較低；而偏心距較小時，纖維布有效地限制了木材的橫向變形，使其處于三向受壓狀態(tài)，受壓整體性更好，同時嵌入的鋼筋受到嵌筋膠和纖維布的約束，穩(wěn)定性增強，使得鋼筋的抗壓能力得以發(fā)揮，從而提高木柱的承載力和延性性能。嵌筋數(shù)量越多，承壓鋼筋的面積越大，鋼筋承擔的荷載也越多，從而提高木柱的承載力。

需要說明的是，本文中僅采用了間隔包裹CFRP布的形式，如果增加CFRP布的加固量，則有可能進一步提升木柱的受壓性能。試驗木柱的破壞往往發(fā)生于木材初始缺陷較為集中的區(qū)域，而CFRP布加固量的增加會改善木材初始缺陷的影響。

5 結 論

1)相同偏心距時，對木柱復合加固之后，木柱的承載力和延性均得到提高，提高幅度隨著嵌筋數(shù)量增加而增大，并且在破壞時表現(xiàn)出更好的整體性。

2)在采用雙側面嵌筋加間隔包裹一層CFRP布的方式加固后，增大偏心距將降低木柱的承載力，但同時木柱的延性性能有所提高。

3)在偏壓狀況下通常為受壓一側材料率先失效。在實際項目應用中，應充分考慮構件實際受力情況，調(diào)整鋼筋直徑，再進行加固作業(yè)。