GFRP筋增强胶合木梁抗弯性能研究∗

王菲彬 杨晓琳 徐伟涛 王长菊 李哲瑞 阙泽利

胶合木结构由于具有绿色环保、性能优良、工业化程度高等特点得到广泛应用[1]。但在大型公共建筑以及桥梁等大跨结构中，单纯的胶合木制品不能满足结构的安全使用要求[2]，因此，需要对胶合木制品进行增强。而纤维复合材料（FRP）具有重量轻、强度高、施工方便、抗腐蚀能力好等优点，被广泛应用于木结构的维修加固领域[3]。

目前，国内学者对于采用FRP布/板增强木构件进行了大量研究。例如，马建勋和谢启芳[4,5]均对碳纤维布加固木梁的抗弯性能进行了研究，结果表明碳纤维布对木梁有较好的加强效果。杨会峰[6]对FRP增强胶合木梁的受弯性能进行了研究，并提出了受弯承载力的计算模型。淳庆等[7]通过碳-芳混杂纤维布加固木梁，加固后抗弯承载力和刚度都有了一定程度的提高，基于实验数据又提出了碳-芳混杂纤维布加固木梁的抗弯承载力的计算公式。阙泽利等[8]研究了盐分对CFRP加固胶合木顺纹抗剪强度的影响，研究表明CFRP的粘贴方式对胶合木的抗剪性能有一定影响。

少数学者对FRP筋增强木构件进行了研究，如朱世骏等[9]对植入GFRP筋的胶合木试件进行了粘结锚固性能的研究。国外学者Mehrab Madhoushi等[10]在LVL和胶合木中嵌入GFRP筋进行增强，并对其进行了抗疲劳试验研究。多数研究采用的增强方式是将FRP筋嵌在木构件的中间，而将FRP嵌在木构件的底部或顶部进行增强的研究鲜有报道。并且，与常用的碳纤维增强材料（CFRP）相比，玻璃纤维（GFRP）增强材料价格更便宜，在满足强度要求的情况下，采用GFRP材料进行增强将会降低生产成本。笔者将采用GFRP筋嵌在胶合木梁底部和顶部的方式对其增强，并测试其抗弯性能，以期为GFRP筋增强胶合木梁的应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试验材料

试件材料选用加拿大铁杉(Tsuga canadensis)，等级为HQ级，含水率为14.53%，密度为0.548 g/m3，铁杉层板宽度为85 mm，厚度为34 mm。由苏州某工厂制作长度为3 230 mm，截面尺寸为85 mm×170 mm的5层胶合木梁。纤维增强材料选用GFRP筋，直径为12 mm，重量为210 g/m，极限抗拉强度为1 000 MPa，极限抗剪强度150 MPa，弹性模量为45 GPa。胶黏剂为西卡公司生产的Sikadur-31 CF Normal，双组份、触变性环氧树脂胶黏剂，该胶使用时要求木材和GFRP筋的表面必须干净、干燥，无灰尘、油脂、旧有涂层及抹灰等污染物，以保证木材与GFRP筋有效粘结。该胶固化时间为3～7 d。

1.2 试件设计

A组试件为空白试件，不对其进行任何处理，其余试件采用日本原产Makita镂机对其进行开槽，并且槽贯穿整根胶合木梁。槽的宽度为17 mm，深度为17 mm,槽口形状有方形和圆形两种形式。试件的参数和截面形式分别见表1和图1。

表1 试件参数Tab.1 Specimen parameters

1.3 试验装置

图1 试件截面形式（单位:mm）Fig.1 Cross section of test specimens (mm)

试验在最大荷载为50 kN的WDW-300E微机控制电子式万能试验机上进行，采用分配梁实现四点弯曲加载。试验参照标准BS EN 408—2003《木材结构.结构木材和胶合板木材.某些物理和机械特性的测定》[11]中有关胶合木梁抗弯性能的测试要求进行。

在加载头处垫钢板，以减少集中应力对试验的影响，钢板尺寸为150 mm×110 mm×13 mm。正式开始前先预加载300 N的力，使加载头与试件紧密接触。加载速度按照标准，以5 mm/s匀速加载。

试验中共使用了6个精度为0.1 mm的YHD-100型位移计（见图2 中W1、W2、W3、W4、W5、W6），用于测定胶合木梁跨中及加载点处的位移。试验数据由DH3817动静态应变测试系统采集。加载示意图如图2所示。

图2 加载示意图Fig.2 The schematic diagram of loading

2 试验现象及破坏模式

空白试件A1～A3在加载至15 kN左右时，开始出现响声。试件在加载过程中，断断续续地出现响声，并随着荷载的增加断裂声增大。试件A2、A3在加载至35 kN左右时，伴随着较大的响声，试件突然断裂。而A1在加载至31.63 kN时，木材被压溃，这是由于胶合木梁底部存在一个较大的木节，木节处产生裂纹。

开槽未增强梁B1、C1、D1、E1在荷载为9 kN左右时，开始出现轻微的响声，但未出现明显裂纹。20 kN左右时，胶合木梁产生较大开裂声，并出现明显的裂纹。达到极限荷载时，伴随着剧烈响声，胶合木梁断裂。

增强梁B2、C2、D2、E2 在加载至9.92～17.4 kN时，开始出现响声。加载过程中，支座处发出断断续续的响声，达到极限荷载时，伴随着巨大的响声，试件破坏。

试件的破坏模式存在一个共同点：从侧面观察，在中部偏下位置呈现顺纹劈裂的破坏形态，在跨中附近出现横纹开裂并延伸到底部；在胶合木梁底部跨中附近出现斜向裂纹。虽然，增强梁的木材也出现破坏现象，但由于有加强筋的保护作用，其裂纹前后未发生贯通（图3）；而未增强梁出现前后贯通的巨大裂缝（图4）。

图3 增强梁破坏模式Fig.3 Failure mode of strengthen beams

图4 未增强梁破坏模式Fig.4 Failure mode of unstrengthen beams

胶合木梁底部，槽棱呈横纹断裂，槽底趋于顺纹断裂，并且增强梁的裂纹范围较小（图5）。增强梁木材破坏，加强筋与胶层脱离但未被拉断，加强筋被压成抛物线的形式，同时，加强筋的最低点分别位于两加载头下方（图6）。在胶合木梁顶部，未发现任何破坏现象。

图5 胶合木梁底部破坏模式Fig.5 The failure modes of glulam beams at the bottom

图6 GFRP筋变形形态Fig.6 Deformation pattern of GFRP rods

3 结果分析

3.1 槽口位置对增强效果的影响

由图7可知，空白试件A的极限荷载为35.98 kN，延性系数(构件最大挠度与构件屈服挠度之比)为1.55；未增强梁B1-2F-0和C1-4F-0的极限荷载分别为22.70、23.79 kN，和空白试件A相比，分别降低了36.91%、33.88%，B1-2F-0和C1-4F-0的延性系数分别为1.20、1.31，降低了22.58%、15.48%。两试件的荷载位移曲线的斜率明显小于试件A的曲线斜率，说明开槽后试件的刚度明显降低。开槽对胶合木梁有一定的破坏作用，使胶合木梁的性能大幅降低。对比B1-2F-0和C1-4F-0可以发现，B1-2F-0的极限荷载和延性系数均低于C1-4F-0。另外，在加载初期两试件曲线斜率非常接近，但当加载到20 kN左右时，C1-4F-0的斜率开始大于B1-2F-0，试件C1-4F-0的刚度大于B1-2F-0。说明在胶合木梁的受拉区和受压区同时开槽比仅在受拉区开槽对试件的破坏程度更小。由于胶合木梁的受力特征，在2个加载点区域，木梁受到的弯矩为最大区域，由于底部开槽致中下部抗弯矩性能明显降低，从而使得木梁易于在中下部出现破坏。

图7 槽口位置对增强效果的影响Fig.7 The influence of groove position on the strengthen effect

增强梁B2-2F-G和C2-4F-G的极限荷载分别为36.38、38.52 kN，和空白试件A相比提高了1.11%、7.06%。试件B2-2F-G和C2-4F-G延性系数分别为1.84、2.15，较试件A增加了18.71%、38.71%。在加载初期，两试件的刚度接近，到加载后期时，试件C2-4F-G的刚度略大于试件B2-2F-G的刚度。试件C2-4F-G和试件B2-2F-G相比，极限承载力和延性系数提高了5.88%、16.85%。

3.2 槽口数量对增强效果的影响

由图8可知，未增强梁D1-3F-0，其极限承载力为23.20 kN，明显低于空白试件A，但是较试件B1-2F-0提高了2.2%。加载初期试件D1-3F-0与试件B1-2F-0的刚度基本一致，加载至17 kN左右时，试件D1-3F-0的刚度开始小于试件B1-2F-0，而到加载后期时，试件D1-3F-0的刚度几乎接近于0。试件D1-3F-0的延性系数为1.66，和试件B1-2F-0相比提高了38.3%。

图8 槽口数量对增强效果的影响Fig.8 The influence of groove numbers on the strengthen effect

增强梁D2-3F-G的极限荷载为31.62 kN，与试件A相比降低了12.12%，和试件B2-2F-G相比降低了13.08%。而其刚度也明显小于试件A和试件B2-2F-G。增强材料数量的增加没有使试件的极限荷载和刚度有所提高，反而大幅降低，其原因可能是增加增强材料数量的同时开槽数量也随之增加，而开槽对于试件的破坏大于GFRP筋的增强作用。虽然试件D2-3F-G的承载力和刚度没有提高，但其延性性能得到了较大程度的改善，其延性系数比试件A和试件B2-2F-G分别提高了47.1%、23.9%，究其原因是GFRP筋的高抗拉、抗压性能发挥了作用，槽口数越多，GFRP的作用就越明显，木梁的延性系数也越大。

3.3 槽口形状对增强效果的影响

由图9可知，未增强梁E1-2Y-0的极限荷载为25.92 kN，与空白试件A相比降低了27.96%，而与试件B1-2F-0相比提高了14.19%。试件E1-2Y-0的延性系数较试件B1-2F-0提高了29.17%，与试件A相比没发生变化。试件E1-2Y-0的刚度虽然明显小于试件A的刚度，但与试件B1-2F-0相比增长了13.33%。试件E1-2Y-0的极限承载力、延性性能、刚度均优于试件B1-2F-0，说明圆形槽口比方形槽口对于试件的破坏程度更小，其原因是因为方形槽口的转角区域存在着应力集中，在外力的作用下，集中应力区域将易于发生破坏，反之圆形槽口影响要小得多。

图9 槽口形状对增强效果的影响Fig.9 The influence of groove shape on the strengthen effect

增强梁E2-2Y-G的极限荷载为37.48 kN，比试件A提高了4.17%，而试件B2-2F-G较试件A仅提高了1.11%。试件E2-2Y-G的延性系数为2.28，试件B2-2F-G的延性系数为1.84，两者分别较试件A提高了47.10%、18.71%。另外，由图9（a）可以看出，试件E2-2Y-G的荷载位移曲线斜率和试件A几乎一致，到加载后期大于试件A的曲线斜率，即试件E2-2Y-G的刚度到加载后期大于试件A的刚度。而与试件B2-2F-G相比，其刚度则略大。试验结束后发现采用方槽增强时，GFRP筋相对木材和胶层有相对错动，而圆槽几乎没有（图10）。采用圆槽对试件进行增强的效果优于用方槽的增强效果，除了圆槽对于试件的破坏程度较小外，圆槽可以使GFRP筋与木材更好的粘结在一起。

4 结论

图10 槽口形状对破坏模式的影响Fig.10 The influence of groove shape on the failure mode

1）在胶合木梁上开槽，使试件的极限承载力和刚度大幅降低，在胶合木梁底部开两个圆槽相对于文中提到的其他开槽方式，对试件的破坏程度最小；

2）同时在胶合木梁受拉区和受压区进行增强比仅在受拉区增强的效果要好，极限荷载和延性系数提高了5.88%、16.85%；在木梁受拉区，增加GFRP筋的数量，胶合木梁的极限承载力和刚度不仅没有增加，反而大幅降低，但延性性能得到改善；采用圆槽对胶合木梁增强的效果优于采用方槽对木梁的增强效果；

3）采用开圆槽的方式增强及在受拉区和受压区同时进行增强都使胶合木梁的性能得到大幅提高，但考虑到成本问题，推荐使用开圆槽的方式进行增强。

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