粘贴钢板加固木梁试验研究

许清风 ，朱雷 ，陈建飞，李向民

(1.上海市工程结构新技术重点实验室，上海，200032；2.上海市建筑科学研究院(集团)有限公司，上海，200032；3.爱丁堡大学 工程学院，爱丁堡，EH9 3JL)

经过多年使用后，木梁常因老化损伤或使用荷载增加而导致其承载力不足，需进行加固补强。过去，木梁常采用直接替换法进行维修加固，但直接替换法常导致与替换木梁相连接木构件的附加破坏，且工作量大、施工时间长，难以广泛应用于工程实践。国内外学者已对粘贴钢板加固混凝土构件的性能进行了系列试验研究和理论分析，详细研究了构件类型、粘钢数量和位置、钢板宽厚比等因素对粘贴钢板加固效果的影响，并对粘贴钢板加固钢筋混凝土构件进行了数值模拟分析，取得了很好的加固效果[1−12]。在研究成果和工程实践基础上，国家标准《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367—2006)[13]已对粘贴钢板加固法在混凝土结构中的应用进行了详细规定。国内外学者进行了粘贴FRP片材或内嵌FRP筋材加固木梁的研究，但由于研究中还存在许多技术瓶颈需克服，所以，在工程实践中应用不多[14]。Bulleit等[15]进行了钢筋加强胶合木梁的试验研究，采用钢筋加强后木梁的刚度提高24%～32%，极限承载力提高29%～30%。Alam等[16]进行了内嵌矩形低碳钢筋加固老化木梁的试验研究，研究结果表明，内嵌矩形钢筋可有效提高木梁的刚度，显著提高其极限承载力，但其现场施工较为繁琐。本文作者针对木结构或砖木结构中木梁由于老化或使用荷载增加导致承载力不足的工程问题，进行粘贴钢板加固木梁的试验研究，并根据研究结果提出相应的结论和建议。

1 试件设计

本次试件用木梁规格(长×宽×高)均为 100 mm×200 mm×4 000 mm。试件共8根，编号分别为CB1～CB3和B12～B16。其中CB1～CB3为未加固对比试件；B12在木梁底面支座跨内粘贴1层3 mm厚钢板；B13在木梁底面支座跨内粘贴1层5 mm厚钢板，并在木梁底面中线位置通长布置f8@660膨胀螺栓锚固；B14在木梁底面支座跨内粘贴1层3 mm厚钢板，并在木梁底面中线位置通长布置f8@660膨胀螺栓锚固；B15在木梁底面支座跨内粘贴1层3 mm厚钢板，并布置4个150 mm宽的碳纤维布U形箍；B16在木梁底面支座跨内粘贴2层3 mm厚钢板，在木梁底面中线位置通长布置f8@660膨胀螺栓，并布置4个150 mm宽的碳纤维布U形箍。所有钢板的宽度均与木梁等宽，为 100 mm。试件加固前对木梁底面进行表面处理，首先将底面刨平，然后用丙酮进行表面清洁处理，有裂缝处进行填缝处理。钢板加固前加固面用砂轮机进行打磨表面处理，去除锈斑等表面缺陷；并用丙酮进行表面清洁，去除油渍等影响黏结性能的不利因素。

所有试件特征及尺寸见图1所示。

图1 试件尺寸及特征(单位：mm)Fig.1 Geometry and strengthening details of test specimens

2 试验概况

2.1 试验材料

本次试验选用花旗松，材性试验测得其静曲强度为 59.2 MPa，弹性模量为 6 620 MPa，密度为 430 kg/m3，含水率为15.2%。

本次试验选用吴江八都得力建筑结构胶厂生产的DL-JGN型粘钢胶，材性试验测得其胶体抗拉强度为30.3 MPa，受拉弹性模量为3 600 MPa，弯曲强度为64.3 MPa，抗压强度为84.3 MPa，钢−钢抗拉强度为33.4 MPa，钢−钢抗剪强度为 15.6 MPa，伸长率为1.32%。

本次试验用钢板选用 Q235钢。为测试钢板的抗拉强度，共制作6根20 mm宽3 mm厚钢板抗拉试件。实测钢板平均屈服强度为 340.3 MPa，变异系数为1.9%；平均极限强度为458.8 MPa，变异系数为3.0%；平均弹性模量为200 757 MPa，变异系数为2.8%。

2.2 位移计和应变片布置

为了解受力过程中加固木梁的变形情况，在试件跨中和支座布置位移计；为了解跨中截面、钢板等的变形情况，在相应位置布置应变片。位移计和应变片读数采用DH3817动态应变测量系统进行数据采集。典型试件位移计和应变片布置见图2所示。

2.3 加载制度

试件采用液压千斤顶三分点加载，荷载通过分配梁传递，试验加载装置见图3所示。为防止试件出平面破坏，在试件端部采用U形钢框固定；为消除系统误差，正式试验前先对试件进行预加载。正式加载采用匀速单调加载，每个试件加载时间为10～20 min。

3 结果与分析

3.1 试验现象描述

对比试件CB1在荷载增加至26 kN时发出明显声响；当荷载增加至42.1 kN时，伴随巨大声响，试件从纯弯区段外受拉边缘向纯弯区段内形成撕裂裂缝破坏。对比试件CB2在荷载增加至23.9 N时，伴随巨大声响，试件从纯弯区段受拉边缘的木节边缘形成断裂裂缝，并向上延伸导致木梁脆性破坏。对比试件CB3在荷载增加至24 kN时发出明显声响；当荷载增加至25.0 kN时，伴随巨大声响，试件在左侧加载点有连续木节处断裂破坏。

加固木梁B12在荷载增加至35 kN时，跨中出现撕裂裂缝；随着荷载增加，裂缝大幅增宽，跨中钢板与粘钢胶剥离；当荷载增加至37.9 kN时，试件破坏。试件破坏后，钢板仍使木梁保持整体受力，仍能承受30 kN的荷载；跨中钢板剥离约740 mm，但端部无剥离。

图2 试件位移计和应变片布置(单位：mm)Fig.2 Layout of LVDTs and strain gauges

图3 试验装置(单位：mm)Fig.3 Test setup

加固木梁B13在荷载增加至56 kN时，试件中部出现一条水平裂缝；随着荷载继续增加，该水平裂缝宽度增加，并沿水平向延伸；当荷载增加至 73.0 kN时，伴随连续声响，试件跨中挠度急速增大，试件破坏。试件破坏主要集中在最中间2个螺栓之间，钢板局部剥离，木梁受压边缘压坏；其余位置钢板无剥离，螺栓均未剪坏。

加固木梁B14在荷载增加过程中，首先在纯弯区段中下部出现裂缝，并快速发展；当荷载增加至49.6 kN时，伴随巨大声响，钢板在中间螺栓处颈缩、拉断，试件断为两截。

加固木梁B15在荷载增加至31 kN时，发出明显声响；当荷载增加至33.0 kN时，试件在跨中受拉边缘木节处破坏，破坏处木梁与钢板局部剥离。

加固木梁B16在荷载增加至38 kN时，试件发出明显声响；当荷载增加至48.2 kN时，伴随巨大声响，木梁在北侧加载点处受压区压坏，受拉边缘有木节处局部拉坏，试件跨中位移急剧增大。试件破坏后仍可承受31 kN的荷载，且卸载后大部分位移可恢复。

试件破坏特征见图4所示。

履职尽责争创优 全面提升资金监管效能——湖北省南漳县国库收付资金监管工作纪实张少贤 陶兴荣 李东升8-68

图4 试件破坏特征Fig.4 Failure modes of reference and strengthened beams

3.2 试验结果

主要试验结果如表1所示。

表1 主要试验结果Table 1 Test ultimate load and deflection

3.3 荷载−位移曲线

试件的荷载−跨中位移曲线对比见图5。取各试件0～0.4Pu时的割线刚度为试件初始弯曲刚度，各试件弯曲刚度对比如图6所示。

图5 试件荷载−跨中位移曲线Fig.5 Load versus mid-span deflection curves of specimens

图6 试件初始弯曲刚度Fig.6 Comparison of initial flexural stiffness of specimens

由表1和图5～6可知：(1)粘贴钢板加固木梁的极限承载力有明显提高，提高幅度为9%～141%，平均提高 60%；极限位移亦明显提高，提高幅度为16%～139%，平均提高61%。(2)采用螺栓锚固钢板的加固试件B13，B14和B16的极限承载力提高幅度更大，平均提高88%；而无锚固或仅采用U形箍锚固的试件 B12和 B15极限承载力提高较少，仅平均提高17%。(3)粘贴钢板加固木梁试件的初始弯曲刚度均较对比试件有较大提高，提高幅度为32%～158%，平均提高73%。其中粘贴5 mm厚钢板的加固试件B13提高最多，达158%；粘贴2层3 mm厚钢板的加固试件B16初始弯曲刚度提高68%；粘贴1层3 mm厚钢板的加固试件B12，B14和B15平均提高47%。(4)试件破坏形态和试验结果均表明，采用螺栓对粘贴钢板进行锚固是提高加固效果的重要措施。

3.4 应变分析

3.4.1 跨中截面沿截面高度应变的变化

对比试件和加固试件跨中截面沿截面高度的应变变化见图7。由图7可知：对比试件和粘贴钢板加固试件的跨中截面应变随荷载增加仍基本符合平截面假定，在加载后期由于钢板局部屈服或剥离其变形逐渐变得不规则。

3.4.2 跨中边缘应变的变化

对比试件和加固试件跨中受拉边缘和受压边缘的应变对比如图8所示。其中，1号应变片位于跨中受压边缘中心，5号应变片位于跨中受拉边缘中心。由图8可知：与对比试件相比，在受拉边缘粘贴钢板后加固试件的弯曲刚度得到明显提高，其中粘贴 5 mm厚钢板和粘贴2层3 mm厚钢板的B13和B16提高最为明显；在相同荷载作用下，加固试件受拉边缘拉应变和受压边缘压应变均明显小于对比试件。

加固试件B16钢板沿梁轴向应变的变化如图9所示。由图9可知：钢板沿梁轴向应变基本左右对称，在两端应变较小，在纯弯区段达到最大值且较为平均；应变随着荷载的增加而增加。

图7 试件跨中截面沿截面高度应变的变化Fig.7 Strain profile at mid-span cross-section of specimens

3.4.4 U形箍应变的变化

在加固试件B15 4个碳纤维布U形箍各2个侧面中心分别布置竖向应变片，其中，边缘2个U形箍竖向应变片编号为27，28，33，34，中间2个U形箍竖向应变片编号为29～32。其应变变化如图10所示。由图10可知：加固试件B15的U形箍侧面中心的拉应变较小，且部分为压应变，说明U形箍对钢板的有效约束作用有限。

图8 试件跨中边缘应变的对比Fig.8 Load versus face strain at mid-span

图9 B16钢板沿梁轴向应变的变化Fig.9 Steel plate strain distribution along the beam length

图10 B15碳纤维布U形箍侧面中心应变的变化Fig.10 Load versus strain in CFRP U-stirrup of B15

4 结论

(1)对比试件多发生源于受拉区缺陷的脆性破坏；粘贴钢板加固后，加固木梁的延性性能得到显著提高，除B14外加固试件破坏后仍保持整体。B15和B16均发生源于受拉边缘木节的破坏，其加固效果受到一定的限制。

(2)粘贴钢板加固木梁的极限承载力有明显提高，提高幅度为 9%～141%，平均提高 60%；极限位移亦明显提高，提高幅度为 16%～139%，平均提高61%。

(3)采用螺栓锚固的粘贴钢板加固木梁的极限承载力提高幅度更大，平均提高88%；而无锚固或仅采用U形箍锚固的粘贴钢板加固木梁的极限承载力提高较少，仅平均提高17%。采用螺栓对粘贴钢板进行锚固是提高加固效果的重要措施。

(4)粘贴钢板加固木梁试件的初始弯曲刚度较对比试件亦有明显提高，提高幅度为32%～158%，平均提高73%。

(5)粘贴钢板加固木梁跨中截面应变随荷载增加仍基本符合平截面假定；在相同荷载作用下，加固木梁受拉边缘钢板拉应变和受压边缘压应变均明显小于对比试件。

[1]Su R,Zhu Y.Experimental and numerical studies of external steel plate strengthened reinforced concrete coupling beams[J].Engineering Structures,2005,27(10): 1537−1550.

[2]Su R,Siu W,Smith S.Effects of bolt-plate arrangements on steel plate strengthened reinforced concrete beams[J].Engineering Structures,2010,32(6): 1769−1778.

[3]Arslan G,Sevuk F,Ekiz I.Steel plate contribution to load-carrying capacity of retrofitted RC beams[J].Construction and Building Materials,2008,22(3): 143−153.

[4]高轩能,周期源,陈明华.粘钢加固RC梁承载性能的理论和试验研究[J].土木工程学报,2006,39(6): 38−44.GAO Xuan-neng,ZHOU Qi-yuan,CHEN Ming-hua.Theoretical and experimental research on bearing behavior of RC beams strengthened by bonded steel plates[J].China Civil Engineering Journal,2006,39(6): 38−44.

[5]张宇,李思明.粘钢加固钢筋混凝土梁可靠性分析[J].湖南大学学报: 自然科学版,2005,32(6): 11−14.ZHANG Yu,LI Si-ming.Reliability analysis of reinforced concrete beams strengthened with steel plate[J].Journal of Hunan University: Natural Sciences,2005,32(6): 11−14.

[6]Adhikary B,Mutsuyoshi H.Numerical simulation of steel-plate strengthened concrete beam by a nonlinear finite element method model[J].Construction and Building Materials,2002,16(5):291−301.

[7]刘敏,殷学纲.粘钢加固钢筋混凝土梁的有限元动力分析[J].重庆大学学报: 自然科学版,2005,28(1): 140−142,146.LIU Min,YIN Xue-gang.FEM dynamical analysis of the reinforced concrete beam with bonding steel plate[J].Journal of Chongqing University: Natural Science Edition,2005,28(1):140−142,146.

[8]Cai C,Nie J,Shi X.Interface silp effect on bonded plate repairs of concrete beams[J].Engineering Structures,2007,29(6):1084−1095.

[9]Kankam C.Structural behaviour of bolted end-plated reinforced concrete beams[J].Materials & Design,2003,24(5): 367−375.

[10]Ali M,Oehlers D,Park S.Comparison between FRP and steel plating of reinforced concrete beams[J].Composites: Part A,2001,32(9): 1319−1328.

[11]Oehlers D,Park S,Ali M.A structural engineering approach to adhesive bongding longitudinal plates to RC beams and slabs[J].Composites: Part A,2003,34(9): 887−897.

[12]Kallolil J,Chakrabarti S,Mishra R.Experimental investigation of embedded steel plates in reinforced concrete structures[J].Engineering Structures,1998,20(1/2): 105−112.

[13]GB 50367—2006,混凝土结构加固设计规范[S].GB 50367—2006,Design code for strengthening concrete structure[S].

[14]许清风,朱雷.FRP加固木结构的研究进展[J].工业建筑,2007,37(9): 104−108.XU Qing-feng,ZHU Lei.State-of-the-art of wood structure strengthened with FRP[J].Industrial Construction,2007,37(9):104−108.

[15]Bulleit W,Sandberg L,Woods G.Steel-reinforced glued laminated timber,mechanical repair of timber beams fractured in flexure using bonded-in reinforcements[J].Journal of Structural Engineering,ASCE,1989,115(2): 433−444.

[16]Alam P,Ansell M,Smedley D.Mechanical repair of timber beams fractured in flexure using bonded-in reinforcements[J].Composites: Part B,2009,40(2): 95−106.