随着我国大力发展装配式建筑和对环境保护越加重视,木结构迎来了新的发展机遇。木结构建筑具有材料可再生、舒适宜居、抗震性能好、装配化程度高、建造快等优点,作为绿色建筑和装配式建筑的重要类型,受到越来越多的关注。随着《装配式木结构建筑技术标准》(GB/T 51233—2016)^[1]、《多高层木结构建筑技术标准》(GB/T 51226—2017)^[2]和《木结构设计标准》(GB 50005—2017)^[3]的相继发布,近年来木结构在我国得到了越来越多的应用。许多高校和科研院所针对传统木结构、轻型木结构、胶合木结构、木混合结构等开展了大量的研究工作,并在材料、基本构件、连接节点、结构体系等方面取得重要进展^[4,5]。

　　 随着建筑体量和层数的不断提高,对木构件刚度和承载力的要求也明显提高,因而木结构加固技术备受关注。内嵌FRP筋加固木梁即是在木梁受拉边缘开槽预埋FRP筋,并用结构胶填充槽中空隙,等结构胶固化后FRP筋与木梁截面共同受力。Radford等^[6]开展了玻璃纤维筋加固木梁短期性能的试验研究,取得了不错的效果。Gentile等^[7]开展了GFRP筋加固木梁的试验研究,发现木梁的抗弯刚度和承载力显著提高。De Lorenzis等^[8]开展了木材与CFRP筋粘结性能的试验研究和理论分析,确定了粘结强度的影响因素。Micelli等^[9]开展了CFRP筋加固木梁的试验研究,发现加固木梁跨中截面变形基本符合平截面假定,加固后木梁多呈现出延性破坏,CFRP筋与木梁之间具有良好的协同工作性能。许清风等^[10]进行了内嵌CFRP筋维修加固老化损伤旧木梁的试验研究,内嵌CFRP筋加固旧木梁极限承载力提高27%～53%;如在受拉面再粘贴1层CFRP布并设置U形箍后,极限承载力可提高176%～178%。许清风等^[11]进行了内嵌CFRP筋/片加固木梁的试验研究,结果表明,内嵌CFRP筋/片后木梁受弯承载力平均提高39%,破坏位移平均提高32%。内嵌CFRP筋加固木梁的初始弯曲刚度明显提高,而内嵌CFRP片加固试件初始弯曲刚度提高不明显。张富文等^[12]进行了内嵌CFRP筋与木材粘结性能的试验研究,获得了内嵌CFRP筋的粘结破坏模式和局部粘结滑移曲线。秦国鹏等^[13]采用嵌埋GFRP筋环氧砂浆板等强度置换木梁受损伤区域来修复旧木梁,采用极限强度法建立了相应的承载力计算公式。

　　 除了短期力学性能,国内外学者也开展了加固木梁长期性能的研究。陆伟东等^[14]开展了粘贴FRP板加固木梁持荷1 600h受力性能的试验研究,发现粘贴FRP板后木梁的刚度和承载力有所提高,长期挠度明显降低。张富文等^[15]研究了粘贴钢板加固木梁持荷1 200d长期受力性能,结果表明加固木梁跨中挠度和跨中曲率增量明显小于未加固木梁。Xu等^[16]通过试验和数值模拟研究了内嵌CFRP筋加固木梁持荷1 200d的长期受力性能。结果表明,加固木梁存在明显的初始蠕变阶段和稳定蠕变阶段,CFRP筋能有效限制木材的蠕变。Yahyaei-Moayyed等^[17]开展了AFRP板加固木梁持荷1 800h蠕变响应的试验研究和有限元模拟,通过参数分析研究了AFRP板厚度对于木梁长期受力性能的影响。Kong等^[18]开展了超高性能纤维混凝土(UHPFRC)增强胶合木梁600d长期受力性能的试验研究,发现超高性能纤维混凝土能够明显降低木梁的蠕变。贺铁^[19]开展了预应力胶合竹木梁60d受弯性能试验研究,并提出了长期挠度简化计算方法。

　　 以上加固木梁长期性能的持荷时间均不超过1 200d,其长期正常使用阶段的受力性能仍有待研究。基于此,拟在前期木梁持荷1 200d观测基础上,开展内嵌CFRP筋加固木梁持荷6年受力性能的试验研究和理论分析,为其长期安全使用提供技术支撑。

　　 设计并制作了3个木梁试件:试件B1为未加固对比木梁,试件B2为内嵌CFRP筋加固木梁,试件B3为内嵌CFRP筋加固并外加U形箍锚固木梁。试件的截面尺寸为100×200,试件B1长3.2m,试件B2和B3长3.5m,持荷跨度为3.0m。CFRP筋直径为8mm,全长内嵌布置,内嵌前先对加固木梁底部中心位置进行开槽处理,梁槽截面尺寸为15×15。CFRP筋位于梁槽中部,通过环氧树脂结构胶对CFRP筋进行固定并保证CFRP筋与木梁截面共同受力。CFRP的U形箍位于试件端部和三分点加载处,其宽度为150mm。试件B1存在两个放射状木节,分别位于左侧弯剪区下部和右侧弯剪区上部;试件B2无明显木节;试件B3存在4个木节,两个位于试件跨中,另两个位于试件三分点附近。试件尺寸和木节如图1所示。

　　 木梁选用花旗松(Douglas fir),实测密度为430kg/m³,含水率为15.2%,弹性模量为10 733MPa,静曲强度为67.2MPa。厂商提供的CFRP筋的弹性模量和抗拉强度分别为145GPa和1 800MPa;CFRP布的弹性模量和抗拉强度分别为242GPa和3 515MPa;环氧树脂的弹性模量、抗拉强度、抗剪强度分别为3 600,30.3,15.6MPa。

　　 长期性能试验在上海市建筑科学研究院上海市工程结构安全重点实验室的地下长期性能实验室进行。试验采用三分点加载,长期荷载加载装置如图2所示。

　　 试验前将木梁放置于简支支座上,在保证木梁截面高度方向与地面垂直后进行加载。采用配重端、传力端以及球铰三个受力点形成杠杆,通过调节杠杆长度以及锚固端的位置,将配重转化为设定的长期荷载。

　　 根据前期研究成果^[15,16],跨度为3.6m的未加固对比试件B1三分点加载时短期极限荷载为30.3kN。通过材料力学换算可得:忽略尺寸效应的前提下,跨度为3.0m的未加固木梁在三分点加载下的短期极限荷载为36.4kN。已有研究^{[4,5,6,7,8,9]}表明碳纤维布加固木梁的短期抗弯承载力约为未加固木梁的150%,因而加固木梁的短期抗弯承载力可取为54.4kN。本次试验中长期荷载取为短期极限荷载的50%。因此,未加固对比试件B1的长期荷载取为18.2kN,内嵌CFRP筋加固试件B2和B3的长期荷载取为27.2kN。

　　 2012年7月23日,将试件B1～B3同时安装在加载架上,长期荷载通过配重分级施加在试件上。其中,未加固对比试件B1的荷载分3级施加,依次为2.6,10.2,18.2kN。内嵌CFRP筋加固试件B2和B3的荷载分5级施加,依次为2.6,10.2,18.2,25.4,27.2kN。每级荷载持荷10min后施加下一级荷载。为确保长期荷载施加的精度和试件的稳定性,通过球铰处的荷载传感器量测构件所承受的荷载。至2018年7月,木梁已持荷6年。

　　 为研究木梁跨中挠度和纯弯段木材的蠕变发展规律,在每个试件底部跨中和三分点处布置了1个千分表,用于量测木梁的竖向挠度;在试件跨中布置铜头共12组,分别布置在梁顶面和侧面,间距为250mm,用于量测梁截面的应变。千分表和铜头布置如图3所示。

　　 持荷6年的实测温湿度变化如图4所示。从图4可知,由于天气等原因,实验室温湿度存在一定的波动,温度在15～29℃之间,相对湿度在19%～83%之间。

　　 试件的荷载-瞬时挠度曲线如图5所示。由图5可知,试件的瞬时挠度与竖向荷载基本呈线性关系,加固试件B2和B3的短期弯曲刚度均高于未加固对比试件B1。但试件B2和B3短期弯曲刚度的提高幅度存在较大差异:试件B2的短期抗弯刚度提高幅度较大。这主要是由于加固试件B3在纯弯区段受拉边缘存在较明显的木节,显著削弱了受拉区截面有效尺寸所致。

　　 试件在长期荷载作用下的跨中挠度随时间变化曲线如图6所示。由图6可知,在持荷6年内,内嵌CFRP筋加固试件B2的挠度明显低于未加固对比试件B1,而内嵌CFRP筋加固并外加U形箍加固试件B3的挠度却高于未加固对比试件B1。持荷至1 493d(2016年8月24日),试件B3跨中木节周围出现了明显的裂缝(图7(a)),且在环氧树脂结构胶的另一侧也出现了明显的撕裂裂缝(图7(b)),裂缝的开展显著降低了梁的刚度,使得梁跨中挠度显著增大。可见,持荷一段时间后,受拉边缘初始缺陷(图1)对木梁受力性能的影响越发显著。

　　 为便于无量纲化地比较试件的挠度发展规律,图8给出了试件持荷6年的挠度增大系数曲线(挠度增大系数为挠度增量与初始挠度之比,初始挠度指竖向荷载施加完成时的挠度)。

　　 由图8可知,3个试件均存在初始蠕变阶段和稳定蠕变阶段。在初始蠕变阶段,3个试件的挠度增大系数比较接近(均小于0.5);在稳定蠕变阶段,加固试件B2的挠度增大系数增加不显著,且明显小于对比试件B1和跨中受拉边缘有明显木节的加固试件B3。这说明内嵌CFRP筋可有效约束木材的长期蠕变,但受拉边缘存在的木材初始缺陷会明显增加试件的长期蠕变。

　　 试件的跨中截面应变如图9所示。由于试件B1和B3的部分变形已超出测量仪器的量程,因此图9仅给出了试件B1持荷1 371d和试件B3持荷1 482d的应变发展规律。由图9可知,各试件在长期持荷过程中跨中截面应变的发展规律仍近似符合平截面假定。

　　 环境温度和相对湿度通常会在一定程度上影响木梁的长期受力性能。考虑到竖向荷载对未加固木梁中和轴处的应变影响较小,因而可通过中和轴处的应变增量进一步研究环境温度和相对湿度对木梁的影响,如图10所示。

　　 由图10可知,未加固试件中木材应变增量的变化规律与环境温湿度的变化规律之间具有一定的类似性:随温度和相对湿度的提高而有所提高,随温度和相对湿度的降低而有所降低。由于长期荷载作用,木梁刚度有所降低,持荷1 200d之后木梁中和轴处应变的变化幅度明显高于持荷1 200d之前。

　　 文献[15]开展了木梁持荷1 200d的试验研究,并对常用的木材蠕变模型进行了介绍。为了便于应用,本文基于未加固试件B1在更长持荷时间内的试验结果,采用MATLAB软件提供的最小二乘法对老化模型、Burgers模型和五参数模型中的材料参数进行拟合(用于评价拟合精度的指标R²均超过了0.95,如图11所示)。老化模型、Burgers模型和五参数模型的表达式分别为:

　　 老化模型:

　　 $J(t)=\frac{1}{E}+1.3\times 10{}^{-5}t{}^{0.335}(1)$

　　 Burgers模型:

　　 $J(t)=\frac{1}{E}\left[1+0.0004t+0.41(1-\text{e}{}^{-0.02t})\right](2)$

　　 五参数模型:

　　 $J(t)=\frac{1}{E}\left[1+0.008t{}^{0.6}+0.34(1-\text{e}{}^{-0.014t})\right](3)$

　　 式中:J(t)为蠕变柔量(单位应力作用下t时刻的应变);E为木材顺纹方向的弹性模量。

　　 为进一步比较不同蠕变模型的差异,图12给出了不同蠕变模型针对木梁持荷50年(设计基准期)的挠度预测结果。

　　 由图12可知,稳定蠕变阶段,Burgers模型预测结果与时间近似呈线性关系,与其他模型的预测结果存在显著差别。主要原因是Burgers模型中粘性元件采用了持荷时间t的一次函数。

　　 本文通过3个木梁的6年持荷试验,研究了内嵌CFRP筋加固木梁在长期荷载下的受力性能。试验结果表明:1)跨中不存在初始缺陷的加固木梁的跨中挠度小于未加固对比木梁,而跨中存在明显初始缺陷加固木梁的跨中挠度大于未加固对比木梁;2)持荷至1 482d,跨中存在明显木节的加固木梁在跨中木节周围及梁另一侧均出现明显裂缝;3)基于未加固试件的试验结果对老化模型、Burgers模型和五参数模型中的材料参数进行了拟合,并对木梁在更长持荷时间内的挠度进行预测,拟合后的模型预测的木梁跨中挠度与试验结果比较吻合。