內(nèi)嵌CFRP筋與木材的粘結(jié)錨固性能試驗研究

張富文 許清風，* 李向民 陳建飛 貢春成

（1.上海市工程結(jié)構(gòu)新技術(shù)重點實驗室，上海200032；2.上海市建筑科學研究院（集團）有限公司，上海200032；3.貝爾法斯特女王大學，英國貝爾法斯BT7 1NN）

內(nèi)嵌CFRP筋與木材的粘結(jié)錨固性能試驗研究

張富文1，2許清風1，2，*李向民1，2陳建飛3貢春成1，2

（1.上海市工程結(jié)構(gòu)新技術(shù)重點實驗室，上海200032；2.上海市建筑科學研究院（集團）有限公司，上海200032；3.貝爾法斯特女王大學，英國貝爾法斯BT7 1NN）

為研究內(nèi)嵌CFRP筋與木材的粘結(jié)性能，本文共制作了8個試件，試驗參數(shù)包括木材種類（舊花旗松和新花旗松）和粘結(jié)長度（80 mm、120 mm和160 mm）。試驗獲取了木材與CFRP筋粘結(jié)破壞的兩種典型模式：CFRP筋與膠層粘結(jié)失效破壞、沿粘結(jié)面的周邊木材失效破壞。膠層與CFRP筋的粘結(jié)滑移過程可分為微滑移段、滑移段、下降段和殘余段。在試驗基礎(chǔ)上對改進BPE模型粘結(jié)滑移曲線進行了擬合，擬合曲線與試驗曲線吻合較好，說明改進的BPE模型能較好地描述木槽中膠層與CFRP筋的局部粘結(jié)滑移曲線，具體的參數(shù)取值還需后續(xù)試驗進行補充深化研究。

木材，粘結(jié)錨固性能，CFRP筋，內(nèi)嵌，滑移，粘結(jié)長度

1 引 言

木結(jié)構(gòu)和磚木結(jié)構(gòu)是我國歷史建筑的主要結(jié)構(gòu)形式，至今仍有相當數(shù)目存世，且大多已使用數(shù)百年之久。自然力的破壞、老化損傷以及木材自身的缺陷，導致大量既有木構(gòu)件亟需加固。與鋼筋、鋼板等相比，纖維增強復合材料（FRP）具有輕質(zhì)、高強、耐腐蝕、施工方便快捷等優(yōu)點，已被越來越多地用于加固工程中。21世紀初，國內(nèi)外學者陸續(xù)開展了一系列內(nèi)嵌GFRP筋和CFRP筋加固木梁的試驗研究［1-5］。

內(nèi)嵌FRP筋加固木梁是指在木梁受拉邊緣開槽預埋FRP筋并用結(jié)構(gòu)膠填充槽中空隙的一種加固方式。FRP筋與木材的粘結(jié)性能是該加固方式的關(guān)鍵問題，但目前研究還相對較少，且木材主要為膠合木。Madhoushi等［6］通過對GFRP筋與膠合木連接節(jié)點的靜力及疲勞試驗，得到了靜載及疲勞荷載下GFRP筋與膠合木的粘結(jié)強度及破壞模式。De Lorenzis等［7］設計了14組FRP筋與膠合木（歐洲云杉）的拔出試驗，并根據(jù)試驗結(jié)果對影響粘結(jié)性能的主要參數(shù)如粘結(jié)長度、FRP筋表面形式以及木纖維方向等進行了討論。朱世駿等［8］通過對9個GFRP植筋膠合木試件的粘結(jié)性能試驗，對植筋試件的破壞形態(tài)、破壞機理及粘結(jié)錨固性能進行了初步研究。

迄今為止，F(xiàn)RP筋與木材尤其是實木木材的粘結(jié)性能研究嚴重不足，不利于內(nèi)嵌FRP筋在傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)加固修繕中的推廣應用。有鑒于此，本文針對側(cè)面開槽后內(nèi)嵌FRP筋的木構(gòu)件加固形式，開展了在內(nèi)嵌CFRP筋與木材粘結(jié)性能的試驗研究，同時考慮了新、舊木材以及粘結(jié)長度的影響，可望為進一步的理論與數(shù)值分析及工程實踐提供參考。

2 試驗概況

2.1 試件設計

為了研究內(nèi)嵌CFRP筋與木材的粘結(jié)滑移關(guān)系，并重點考察新、舊木材和CFRP筋不同埋入長度對粘結(jié)性能的影響，本次試驗制作了8個拔出試件。試件編號分別為N1-N6，其中，N1包括3個相同試件，編號分別為N1-1、N1-2和N1-3，N2～N6均為1個試件。N1-N3用于研究舊木材與CFRP筋的粘結(jié)性能，其粘結(jié)長度分別為80 mm、120 mm和160 mm；N4-N6用于研究新木材與CFRP筋的粘結(jié)性能，其粘結(jié)長度分別為80 mm、120 mm和160 mm。

試件基本形式及尺寸見圖1，其中L表示CFRP筋與木材的粘結(jié)長度。試件中部為木塊，其截面尺寸為100 mm（100 mm；木塊下部貼近外邊緣處開槽，木槽截面為15 mm（15 mm，CFRP筋放置其中并用結(jié)構(gòu)膠灌縫，CFRP筋直徑均為8 mm；木塊上部通過3個螺絲與鋼板相連，并保證鋼板與CFRP筋在同一垂直平面內(nèi)。

2.2 試件制作

按試件設計要求，首先將截取好的新、舊花旗松木塊開槽，并刨除木塊上部的部分厚度以保證鋼板與CFRP筋的軸心受拉；然后在CFRP筋表面粘貼應變片；待應變片粘貼牢固后，將CFRP筋放入木槽內(nèi)，并用結(jié)構(gòu)膠灌縫；最后將鋼板打孔，并用螺絲將鋼板與木塊連接。結(jié)構(gòu)膠固化一周后，開始進行拉拔試驗。

圖1 試件尺寸及特征圖（單位：mm）Fig.1 Geometry of test specimen（Unit：mm）

2.3 試驗材料

本次試驗選用上海地區(qū)木結(jié)構(gòu)和磚木結(jié)構(gòu)中廣泛使用的花旗松（Douglas Fir）。其中，舊花旗松取自上海某風貌建筑改造項目，使用已近90年，材性試驗測得其靜曲強度為75.3 MPa，彈性模量為8 560 MPa，密度為456 kg／m3，含水率為13.1%。新花旗松為新近購買，實測靜曲強度為59.2 MPa，彈性模量為6 620 MPa，密度為430 kg／m3，含水率為15.2%。

本次試驗選用CFRP筋的公稱直徑為8.0 mm，生產(chǎn)商提供的抗拉強度和彈性模量分別為1 800 MPa和145 GPa。本次試驗用建筑結(jié)構(gòu)粘結(jié)膠的鋼-鋼抗拉強度大于33 MPa，鋼-鋼抗剪強度大于18 MPa。

2.4 試件加載與測量

本次試驗采用微機液壓萬能試驗機對試件中的鋼板和CFRP筋進行對拉，拉拔試驗以1.0 mm／min的速度加載，直至試件發(fā)生破壞。為避免加載過程中CFRP筋被壓碎或與夾具產(chǎn)生明顯滑移，試驗前將CFRP筋外套2 mm厚鋁管，并將其放入專門加工的CFRP筋夾片式錨具中進行加載。

試驗所需測量的內(nèi)容主要包括CFRP筋和木材之間的相對滑移和實時荷載等。CFRP筋的滑移包括遠端滑移和加載端滑移，對于本次試驗而言，加載端滑移較易獲取，因此位移計放置于CFRP筋的加載端并盡量靠近木塊下邊緣。荷載通過萬能試驗機直接采集。同時，為了獲得粘結(jié)區(qū)內(nèi)不同位置處CFRP筋的應變分布情況，本次試驗在粘結(jié)區(qū)內(nèi)CFRP筋四分點的位置粘貼了3個應變片，并在未粘結(jié)區(qū)粘貼了1個應變片。位移計和應變片讀數(shù)采用DH3817動態(tài)應變測量系統(tǒng)進行數(shù)據(jù)采集。試件位移計和應變片布置如圖2所示。

圖2 位移計和應變片布置圖Fig.2 Layout of LVDT and strain gauges

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 試驗現(xiàn)象描述

除試件N3外，其余7個試件均發(fā)生CFRP筋與膠層的粘結(jié)失效破壞。在加載至峰值荷載前，滑移量都很小，到達峰值荷載時，N2，N5和N6發(fā)出明顯的結(jié)構(gòu)膠破裂的聲響，其余4個試件則未發(fā)出明顯聲響；峰值荷載后CFRP筋與木塊的滑移速度顯著增大，荷載則逐漸減小，CFRP筋逐漸從木塊中拔出，其表面不帶膠層，木塊與膠層仍為整體。

與前述試件不同，試件N3發(fā)生了沿粘結(jié)面附近木材的失效破壞。N3在加載前期，CFRP筋與木塊的滑移量很小，到達峰值荷載時，木塊發(fā)出明顯的撕裂聲，CFRP筋、膠體并連同周邊部分木纖維一起從木塊中整體拔出，發(fā)生沿粘結(jié)面附近木材的失效破壞。

典型試件的破壞形態(tài)如圖3所示。

3.2 主要試驗結(jié)果

各試件的主要試驗結(jié)果如表1所示。

試驗結(jié)果表明，CFRP筋與木材的粘結(jié)應力在CFRP筋埋置長度內(nèi)并不均勻分布，因此需要采用平均粘結(jié)應力對各試件進行比較分析。平均粘結(jié)應力算式如式（1）所示：

圖3 典型試件破壞模式Fig.3 Failuremode of specimens

表1 主要試驗結(jié)果Table 1 M ain test results

式中，P為荷載值；d為CFRP筋直徑；l為埋置長度。

3.3 粘結(jié)滑移曲線

CFRP筋與木材的粘結(jié)性能可用平均粘結(jié)應力和兩者的相對滑移量來描述，本文采用加載端滑移作為度量依據(jù)。試驗獲取的各試件粘結(jié)滑移曲線如圖4所示。

從圖4可見，除未采集到下降段的N3外，各試件的粘結(jié)滑移曲線都由微滑移段、滑移段、下降段和殘余段組成。

微滑移段：粘結(jié)滑移曲線基本呈直線，斜率較大。該階段滑移很小，粘結(jié)應力快速上升，CFRP筋與膠層處于完全粘結(jié)狀態(tài)。此時CFRP筋與膠層之間的粘結(jié)力主要為化學膠著力。

滑移段：粘結(jié)滑移曲線不再保持直線狀態(tài)，曲線斜率不斷下降。滑移量較前一階段明顯增加，

圖4 試件粘結(jié)滑移曲線Fig.4 Bond-slip curves of specimens

粘結(jié)應力繼續(xù)上升至峰值。此階段CFRP筋與膠層的化學粘結(jié)力由加載端沿界面向遠端逐漸受到破壞，增加的粘結(jié)應力主要為摩擦力和機械咬合力。

下降段：粘結(jié)應力達到峰值后，機械咬合力急劇減少，滑移量快速增大，CFRP筋從膠層中緩慢拔出。此階段的粘結(jié)力主要為摩擦力和機械咬合力，其中摩擦力所占比重逐漸增大。

殘余段：當粘結(jié)應力下降至一定程度后，粘結(jié)滑移曲線進入殘余應力段。粘結(jié)應力下降幅度越來越緩，滑移量持續(xù)增大，直至CFRP筋完全拔出。該階段的機械咬合力已被破壞，粘結(jié)力主要由摩擦力提供。

需要指出的是，對于試件N1，N2和N6，殘余段均出現(xiàn)了一定程度的波動。這種現(xiàn)象在以往FRP筋與混凝土粘結(jié)性能試驗研究中已得到證實［9-10］，主要是由于FRP筋表面變形與主材的擠壓，使得粘結(jié)應力出現(xiàn)波動。在FRP筋與混凝土的粘結(jié)性能試驗中，這種波動呈現(xiàn)周期性，周期約等于FRP筋表面變形的間距；而本次試驗采用的CFRP筋亦為帶肋筋，但該波動并無明顯周期性特征，表明了混凝土與木材兩種材料的差異對于粘結(jié)特性有一定影響。

3.4 CFRP筋應變發(fā)展及分布規(guī)律

與鋼筋不同，CFRP筋難以采用內(nèi)貼應變片的方法測試粘結(jié)應力沿埋長的影響，現(xiàn)有文獻關(guān)于CFRP筋粘結(jié)性能試驗絕大多數(shù)都未考慮粘結(jié)應力沿埋長的分布。本文采用外貼應變片法在CFRP筋內(nèi)嵌長度內(nèi)布置了3個應變片（過多的應變片將導致粘結(jié)性能的退化），嘗試對CFRP筋在粘結(jié)區(qū)域內(nèi)的應變發(fā)展及分布規(guī)律進行研究。

圖5 典型試件CFRP筋應變分布Fig.5 Strain distribution of typical specimens

典型試件CFRP筋應變分布規(guī)律如圖5所示。從圖5可知，加載初期，CFRP筋加載端附近應變較大、遠離加載端區(qū)域應變較小，并且加載端區(qū)域應變增長較快、而遠端應變增長相對緩慢；應變曲線呈向下凸的趨勢。隨著荷載逐漸增大，加載端區(qū)域應變增長逐漸趨緩，而遠端應變大幅度增加。到達峰值時，大部分試件CFRP筋的應變曲線呈向上凸的趨勢。

3.5 粘結(jié)應力發(fā)展及分布規(guī)律

相鄰兩應變片之間CFRP與膠層基層的平均粘結(jié)剪應力可由式（2）計算得到：

式中，τ為局部粘結(jié)應力；d和ECFRP分別為CFRP筋的直徑和彈性模量；d x和dεCFRP分別為CFRP筋在相鄰兩應變片間的距離和應變增量。

典型試件各級荷載下CFRP筋與膠層的平均粘結(jié)應力變化規(guī)律如圖6所示。

圖6 典型試件粘結(jié)應力分布曲線Fig.6 Bond stress distribution of typical specimens

由圖6可知，在加載初期，粘結(jié)應力的峰值出現(xiàn)在靠近加載端附近，而隨著荷載的不斷增加，粘結(jié)應力峰值則不斷向遠端移動。在CFRP筋整個拔出過程中，局部粘結(jié)應力分布呈現(xiàn)出明顯的非線性特征。

3.6 局部粘結(jié)滑移曲線

第3.3節(jié)利用平均粘結(jié)應力與試件加載端滑移繪制的粘結(jié)滑移曲線能夠反映試件的受力全過程，并且從宏觀上描述粘結(jié)滑移剛度退化的現(xiàn)象，但其構(gòu)建的本構(gòu)模型用于有限元分析過于粗糙，因此有必要繪制粘結(jié)界面的局部粘結(jié)應力和局部滑移的關(guān)系曲線。CFRP筋局部粘結(jié)應力τ可由式（2）計算得到，局部滑移s可由式（3）求得：式中，sl為加載端滑移量（試驗已測得）；x為距離加載端木材界面處的長度；εCFRP和εW分別為CFRP筋和木材的應變。

忽略木材應變，理論上講，根據(jù)已有測量數(shù)據(jù)可得到某一位置處試件局部粘結(jié)應力和局部滑移關(guān)系曲線，但實際上，大部分位置粘結(jié)應力發(fā)展并不充分，再加上一側(cè)粘貼應變片誤差累計等因素，局部粘結(jié)滑移曲線較難獲取。以本次試驗提取的兩條完整局部粘結(jié)滑移曲線為例，它們分別位于N2試件距離加載端60～90 mm和N6試件距離加載端80～120 mm區(qū)段內(nèi)，如圖7所示。

圖7 N2和N6局部粘結(jié)滑移曲線Fig.7 Local bond-slip curves of N2 and N6

對比圖4和圖7可知，局部粘結(jié)滑移曲線與試件總體粘結(jié)滑移曲線趨勢上較為一致，但前者上升段斜率更大，這是因為在曲線的上升段，CFRP筋的局部滑移量要遠小于加載端滑移量。同時，平均粘結(jié)強度要小于局部粘結(jié)強度，原因在于粘結(jié)應力沿埋置長度并非均勻分布，也不可能同時達到最大值。

她把父親怎么把她抵押給她堂叔，堂嬸最終怎么把她賣到南京的“少年時代”簡單地敘述一遍。無比家常地、自己都覺得過分平淡無趣地進述著。講到那把小剪刀讓她遭到的羞辱和屈打，講到小剪刀讓她切齒立志：哪怕就是用這下賤的營生，她也要出人頭地。

3.7 影響粘結(jié)性能的因素

本次試驗參數(shù)為木材種類和粘結(jié)長度，圖8和圖9給出了不同粘結(jié)長度下各木材與CFRP筋的極限拔出荷載與平均粘結(jié)長度，其中相同特性的試件N1-1、N1-2和N1-3按其平均值。

圖8 不同粘結(jié)長度下的極限荷載Fig.8 Ultimate loads with different bond length

圖9 不同粘結(jié)長度下的平均粘結(jié)強度Fig.9 Effect of bond length on average bond strength

粘結(jié)長度：由圖8、圖9可知，隨著粘結(jié)長度增大，試件極限承載力也隨之增加，但平均粘結(jié)強度卻呈現(xiàn)出先增大后減少的現(xiàn)象。理論上講，當粘結(jié)應力在粘結(jié)長度內(nèi)處于不均勻分布時，粘結(jié)長度越長，平均粘結(jié)強度應當越小，同時已有研究成果表明［9-10］，隨著粘結(jié)長度增加，平均粘結(jié)強度確實不斷降低。本次試驗結(jié)果表明粘結(jié)長度可能存在某一界限值，當小于該界限值時平均粘結(jié)強度隨粘結(jié)長度的增加而增加，反之則隨粘結(jié)長度的增加而減少。上述結(jié)論的普適性及可能存在的粘結(jié)長度界限值的確定尚需更多的樣本支撐。

木材種類：由圖8和圖9可見，在粘結(jié)長度為80 mm和120 mm時，舊花旗松的極限荷載和平均粘結(jié)強度均略大于新花旗松，其原因在于舊花旗松的靜曲強度和彈性模量均大于新花旗松，而材性參數(shù)對于粘結(jié)強度的影響形式及影響程度尚需大量相關(guān)試驗才能確定。此外，由于粘結(jié)長度為160 mm的舊花旗松試件發(fā)生了CFRP筋及膠層與木材的滑移失效破壞，盡管沒有發(fā)生理想的粘結(jié)破壞形式而導致了極限荷載和粘結(jié)強度的降低，但同時也說明對于服役期限較長的木材，單純的材性測試不一定能反映出木材的老化損傷等問題。

此外，CFRP筋與木材粘結(jié)性能的其他影響因素，如CFRP筋直徑、CFRP筋表面形式和木槽大小等，將在后續(xù)研究中予以考慮。

4 粘結(jié)滑移本構(gòu)模型

目前國內(nèi)外應用較為廣泛的粘結(jié)滑移本構(gòu)模型有BPE模型［11］、改正的BPE模型［12］、Malvar模型［13］和CMR模型［14］等。其中改進的BPE模型是基于大量的FRP筋與混凝土粘結(jié)試驗得到的，它由上升段、下降段和殘余應力段組成，其本構(gòu)關(guān)系模型如下：

上升段：τ／τ1＝（s／s1）α（s≤s1）

下降段：τ／τ1＝1－p（s／s1－1）（s1＜s≤s3）（4）

殘余段：τ＝τ3（s＞s3）

式中，τ1，s1分別為粘結(jié)強度和對應粘結(jié)強度下的滑移；α，p和τ3為參數(shù)。

改進的BPE模型與本次試驗獲取的局部粘結(jié)滑移曲線形式上較為接近，且數(shù)學表達式比較簡單，因此本文采用該模型進行局部粘結(jié)滑移曲線的擬合，擬合所得相關(guān)參數(shù)如表2所示，擬合曲線和試驗曲線的對比如圖10所示。

從圖10可知，本文采用改進的BPE模型可以對試驗曲線進行較好的擬合，說明改進的BPE模型同樣適用于擬合木材與CFRP筋的粘結(jié)滑移曲線，表2的參數(shù)取值可為同類型的有限元分析提供參考。后續(xù)還應考慮木材種類、木纖維方向、結(jié)構(gòu)膠類型、內(nèi)嵌長度、CFRP筋直徑及表面處理方式、木構(gòu)件截面形式、木槽形狀及尺寸等影響因素對α，p和τ3取值的影響，通過試驗對各參數(shù)取值進行深化研究。

表2 各曲線的擬合參數(shù)值Table 2Fitted parameters for the bond-slip model

圖10 試驗曲線與改進的BPE模型擬合曲線對比Fig.10 Modified BPEmodel with calibrated parameters vs.test bond-slip curve

5 結(jié) 論

（1）木材與CFRP筋粘結(jié)破壞存在兩種典型的破壞模式：CFRP筋與膠層粘結(jié)失效破壞，沿粘結(jié)面附近木材失效破壞。

（2）通過對試件的粘結(jié)滑移曲線進行分析，將膠層與CFRP筋的粘結(jié)滑移破壞過程歸納為微滑移段、滑移段、下降段和殘余段。

（3）應變測試表明，荷載較小時內(nèi)嵌CFRP筋的應變在靠近加載端區(qū)域增長較快，而遠端應變增長相對緩慢，應變曲線呈向下凸的趨勢；隨著荷載的逐漸增大，加載端區(qū)域應變增長逐漸趨緩，而遠端應變大幅度增加；到達峰值時，大部分試件CFRP筋的應變曲線呈向上凸的趨勢。

（4）局部粘結(jié)滑移曲線與試件總體粘結(jié)滑移曲線形式上較為一致，但前者的上升段斜率更大，粘結(jié)強度也更高。

（5）本文通過試驗結(jié)果對改進的BPE模型粘結(jié)滑移曲線進行了擬合，擬合曲線與試驗曲線吻合較好，說明改進BPE模型能較好地描述木槽中膠層與CFRP筋的局部粘結(jié)滑移曲線，可供相關(guān)的有限元分析選用。而具體的參數(shù)確定尚有待于后續(xù)加大試驗數(shù)量，并對CFRP筋直徑和表面形式、木構(gòu)件截面形式、木槽尺寸等各影響因素進行深入研究。

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Experimental Research on NSM CFRP Bar-to-wood Bond Behavior

ZHANG Fuwen1，2XU Qingfeng1，2，*LIXiangmin1，2CHEN3Jianfei GONG Chuncheng1，2
（1.Shanghai Key Laboratory of New Technology Research on Engineering Structure，Shanghai200032，China；
2.Shanghai Research Institute of Building Sciences（Group），Co.，Ltd，Shanghai200032，China；3.Queen’s University Belfast，Belfast BT7 1NN，UK）

Pull-out tests of eight specimens were conducted to study the bond behavior between near-surface mounted（NSM）CFRP bar and wood.Wood type and bonded length were investigated as the test parameters.The former included two types of wood：old and new Douglas fir.The latter included three bond lengths：80 mm，120 mm and 160 mm.Two typical failuremodeswere observed，including failure at the CFRP bar-adhesive interface and failure in wood near the glue-line.The slip process between CFRP bar and adhesive could be described by micro-slippage segment，slippage segment，descending segment and residual segment.The modified BPE model of local bond stress-slip with fitted parameters was shown a good agreement with test curves，butmuch further research is needed to determine the parameters in themodel.

wood，bond behavior，CFRP bar，near surfacemounted（NSM），slip，bond length

2013－10－11

東南大學城市與建筑遺產(chǎn)保護教育部重點實驗室開放課題（KLUAHC 1009）*聯(lián)系作者，E-mail：xuqingfeng73＠163.com