DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2018.01.025

钢套加固墩接木柱的试验研究

李宏敏¹，邱洪兴¹，赵哲¹，陆勇²

(1. 东南大学 混凝土及预应力混凝土结构教育部重点试验室，江苏 南京，210096；

2. 爱丁堡大学 工程学院，爱丁堡EH9 3JL, 英国)

摘要：针对墩接高度不足，提出一种钢套墩接加固技术，并对以墩接长度、帮头长度和胶为设计参数的15根试验柱进行轴心受压试验。分别测定各构件的材性，并系统分析试验柱的破坏模式、抗弯刚度、抗压刚度、极限承载力及接头应变分布状态。研究结果表明：与参考柱类似，墩接柱主要破坏状态为类似于极值点失稳的破坏；钢套墩接未加胶柱和钢套墩接加胶柱的极限承载力可分别达到参考柱的86%和101%；墩接柱抗弯刚度和轴向抗压刚度可基本恢复至参考柱水平；注胶可增加接头纵向压应变的均匀性，相较于未注胶墩接柱，其承载力可增加24.1%；钢套墩接加胶柱可不受墩接高度的限制。

关键词：建筑遗产；木柱；墩接；钢套；轴心受压；稳定性

中图分类号：TU366.2        文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2018)01-0192-09

Experimental study on splice-jointed timber columns reinforced with steel jackets

LI Hongmin¹, QIU Hongxing¹, ZHAO Zhe¹, LU Yong²

(1. Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China;

2. Institute for Infrastructure and Environment, University of Edinburgh, Edinburgh EH9 3JL, UK)

Abstract: A splice joint reinforced by a steel jacket was proposed to address the limitation in traditional splice techniques due to a short splice length. Totally 15 timber column specimens were tested under axial compression. Parameters under investigation included length of splice, extended length of the steel jacket beyond the splice joint, and the epoxy. Failure mode, bending stiffness, compression stiffness, ultimate bearing capacity and strain distribution in joint were studied. Material properties tests were also conducted on sample specimens taken from individual timber columns, and the results were employed in a column analysis model to reduce the influence of variability in the timber material properties. The results show that the spliced columns is destroyed mainly because of its instability, similar to the reference single-piece columns. The load-bearing capacity of the spliced columns restores to 85% (without epoxy) and 101% (with epoxy) compared with the reference specimens. The bending stiffness and axial stiffness reach to the level of the reference columns. The use of epoxy improves the uniformity of compression within the splice joint and results in an increase of 24.1% in the load-bearing capacity. The spliced column reinforced with steel jacket and further enhanced by epoxy may be considered in cases where the splice length is highly restricted.

Key words: architectural heritage; timber columns; splice joint; steel jacket; axial compression; stability

腐朽、蚁蛀等是古建筑木结构常见的病害。出于文物保护的需要，一般不轻易更换，而是尽可能保留未损伤部分。许清风等^[1-2]采用顺纹木块局部替换并包裹碳纤维的损伤木柱得到较好加固效果，国内外针对受弯构件的多种嵌接节点和植筋注胶节点承载力研究较多^[3-10]，而对于木柱墩接工艺研究甚少，这种加固方法仅适用于承受轴压的部位，因而对墩接位置有严格限制。GB 50165—1992“古建筑木结构维护与加固技术规范”^[11]要求墩接高度不得超过柱高的1/4。不满足这一条件的腐朽构件需要进行更换。目前，传统墩接工艺多基于长期经验总结，缺少设计理论，且墩接工艺对柱稳定承载力和弯曲刚度的影响尚无相关研究，谢启芳^[12]推导了钢钉加固墩接技术的墩接高度的限制条件， 钢带和FRP纤维布加固墩接节点的试验表明墩接短柱达到了完整构件的抗压强度^[13]，但是古建木框架柱以细长柱居多，除在竖向荷载作用下有轴压力外，水平荷载作用下还存在弯矩; 此外，受压构件达到稳定极限状态时，截面内存在弯矩，除柱底截面，其他截面均处于压弯状态。如何使墩接节点能够有效传递弯矩，是扩大墩接应用范围的关键。基于此，本文作者提出钢套墩接加固技术，利用钢套(增宽的钢箍)增强对木节点的摩擦力和拼接节点约束作用，采用注胶以增加拼接节点钢套与木节点的整体性，从而实现整体增强墩接节点处弯矩传递能力的目的^[14-15]。借此突破损伤木柱墩接位置的限制，最大限度地保护古建筑木构件。

1  试验

1.1  试件设计

参考柱和墩接柱以及墩接节点的布置见图1，为避免钢套接头对节点受力性质的影响。墩接接头形式采用了中国传统墩接工艺中的巴掌榫，其中L_s和L_t 分别为钢套长度和墩接长度。L_e=(L_s-L_t)/2，为钢套超过墩接缝的长度(钢套帮头长度)，在初步的试验中暂时采用钢鞘代替钢套。每根墩接构件上下段均取自同一根完整木柱，将完整构件从合理位置截开，截开端部制作成需要的接头尺寸，最后用钢套将接头墩接，其中加胶墩接柱是将截头部位直径减小约4 mm，在钢套与木柱2 mm的缝隙间灌注了环氧树脂胶。墩接构件需保证墩接接头位于柱中且墩接柱总长一致。

试件均为长1 800 mm、直径100 mm的杉木圆柱, 共计15根，包括3根对比柱(R组)，用于评价墩接后承载力恢复程度；10根钢套墩接试件(A组)，2根钢套墩接加胶试件(B组)。A和B组共包括6个系列(C3-C8)，根据墩接长度和钢套帮头长度将A组的10根试件进一步分为2个下属组，用于分析各影响因素的作用。其中是A1组包括C3~C5系列，A2组包括 C6~C7系列， B组仅包括C8系列。各组试件个数及尺寸见表1。

图1  柱试件示意图

Fig. 1  Configuration of column specimens

表1  试件尺寸汇总表

Table 1  Summary of tested columns

1.2  材料性能

试验采用中国古建木结构中最常使用树种之一的杉木，含水率和密度分别为10.8%和380 kg/m³。考虑到木材的性能差异，对每根构件均进行材性测试。根据文献[16]测定顺纹抗压强度的方法，利用应变片法测定长×宽×高为20 mm×20 mm×60 mm小试块的顺纹抗压弹性模量^[17-18]。试验确定的木材材性见表2，其中f_c和E分别表示顺纹抗压强度和弹模。

钢套筒采用直径×厚度为108 mm×4 mm的无缝钢管。钢管内表面用钢刷和丙酮清理来增强钢管与胶之间的黏结力，胶采用常用环氧树脂胶。钢管材性根据规范GB/T228—2002^[19]对5个样品进行拉伸试验获得，测定结果见表3。

表2  木材顺纹材性

Table 2 Material properties of columns parallel to wood grains

表3  钢和胶的材性

Table 3 Material properties of steel and adhesive

1.3  加载方案

柱试件在MTS试验机上进行轴向受压试验，上下以球形铰支座与加载装置连接，见图2。为了预防端头受力集中而劈裂，在试件端部采用喉箍加固。需要说明的是，由于试验柱为细长柱，材料为自然木料，因此不可避免存在实际偏心，所以，试验柱实际上承受一定的压弯作用。这也是本文采用木结构中常见的名义轴压状态，同时考察压弯反应。

采用位移控制加载，加载速度为0.3 mm/min，测量设备包括测量竖向荷载的力传感器，测量纵向和横向变形的位移传感器以及测量应变的应变片。试验中间区段四周均匀布设4块纵向应变片，以实现试验前试件几何对中及测定试验过程中木柱中间区段的变形，其他应变片用于测量墩接接头和钢套筒的应变分布，静态采集仪进行应变采集，墩接柱中间段应变片布置见图3。

为测量柱中侧向变形，该处布置相互垂直的位移计，借助两位移计测量值并根据勾股定理以合成柱侧向变形值(图4)。合成变形值与真实值间的相对误差与位移计拉线长度、柱侧向变形及柱挠曲角度相关，编制MATLAB计算程序，按照式(1)计算其相对误差(E_r)，结果表明：柱侧向变形、挠曲角度固定时，合成侧向变形相对误差随着拉线长度的增加而减小；拉线长度和挠曲角度固定时，误差随侧向变形增大也增大；侧向变形、拉线长度固定时，挠曲角度取45°时误差最大，试验中拉线长度1.8 m，挠度在20 cm以内，所以，计算内相对误差小于1.37%。

图2  试验装置示意图

Fig. 2  Test setup and instrumentation

图3  墩接柱柱中应变片布置

Fig. 3  Layout of strain gauges for jointed columns

图4  柱中侧向变形合成简图

Fig. 4  Resultant of lateral deflection at mid-span

            (1)

式中：E_r为柱中合成侧向变形值与真实值间的相对误差；l_x和l_y分别为相互垂直方向位移计测得的拉线变化数据，mm；L_x和L_y分别为柱中真实侧向变形分解到相互垂直方向的变形值，mm。

1.4  试验现象

1) 参考柱(R组)承受荷载达到极限荷载的80%~90%时，柱中发出轻微的受压“滋滋”声；中间区段侧向变形逐渐加大，附加弯矩作用明显；极限荷载后，凹侧出现竖向木纤维褶皱，上下球形铰支座发生明显定向转动，柱出现明显的弯曲变形并迅速增大，最终凸侧木纤维发生断裂。其中RC1和RC3凸侧受拉区发生水平断裂，RC2木纤维出现斜向裂纹，分别见图5(a)~(c)；仅RC2的凹侧木纤维褶皱出现在极限荷载前。

2) 墩接柱(A组)加载到极限荷载90%左右时，中间区段侧向变形逐渐增大，接头处发出轻微声音，弯曲变形明显；达到极限荷载时，凸侧钢套边缘与木柱产生明显缝隙，凹侧钢套边缘挤紧木柱；极限荷载后，变形快速增大，凸侧墩接接头部分逐渐脱出钢套，且帮头长度越小拔出量越大，同时，凹侧钢套逐渐以横纹方向切入木柱，承载力随切进程度呈阶梯状逐渐下降，并不时伴有“咔哧”声。

图5  试验柱破坏形态

Fig. 5  Failure modes for tested column

3) 加胶墩接柱(B组)现象基本类似于A组，但加载到极限荷载80%左右时，接头内部胶层与钢套边缘出现剥离声，达到极限承载力后，随着变形不断增大，凸侧钢套边缘与胶层剥离(图5(e))，木纤维拉断，凹侧钢套以横纹方式切入木柱，承载力随切进程度逐渐下降，并不时伴有纤维扯断及钢套震动声。

从以上试验现象可知：参考柱中RC2属于初始破坏以受压强度破坏为主，其余参考柱与墩接柱(墩接不加胶柱和墩接加胶柱)受荷前期侧向变形不明显，达到极限荷载时侧向变形迅速增大，最终受拉侧纤维断裂破坏，破坏都始于柱的中间区段，其他区段完好，伴随有典型的极值点失稳破坏的特征。

2  结果分析

2.1  侧向弯曲刚度

试验柱加载前期侧向弯曲曲线较为光滑，当参考柱受压侧出现明显褶皱后，侧向弯曲曲线呈不明显单折线型，最终破坏形态为中间区段褶皱位置凸侧木纤维断裂；墩接柱在受荷接近极限承载力时，由于凹侧挤压钢套上下边缘，凸侧与上下边缘产生缝隙，其侧向弯曲曲线多数呈不明显双折线型，之后随着受压侧钢套上边缘或下边缘渐嵌入木柱，单折线形状逐渐明显，并最终在嵌入处的凸侧木纤维破坏，对于注胶柱还伴随凸侧胶的剥离和折断。图6所示为试验柱的荷载-侧向变形曲线。由图6可见：

1) 在R组中， RC1和RC3加载前期(极限承载力30%)均无侧向变形，达到极限承载力前侧向变形也较小，达到极限承载力后侧向变形迅速增大，其中RC2侧向变形从一开始随荷载增加而逐渐增大(图6(a))，表现出明显偏心受压特性。

2) 不加胶墩接柱(A组)的曲线表现3种类型，C3-1，C6-2和C7-2达到极限承载力前侧向变形明显，表现偏心受压；C5-2类似于与RC2，达到极限承载力后承载力突然下降，主要由于C5-2经历2次加载，第1次加载中存在损伤；其他墩接柱曲线均类似于RC1。A1组结果显示开始产生侧向变形的荷载随着帮头长度的增长而增加，极限承载力对应的侧向变形则与帮头长度成反比，帮头长度增加了墩接柱的整体性，也可能是由于木材性能存在差异。

图6  柱中荷载侧向变形图

Fig. 6  Lateral deflection at mid-span of columns

3) 加胶墩接柱(B组)的曲线同样类似于RC1和RC3，并且其弯曲刚度明显比不加胶墩接柱的大。

多数对比柱和墩接柱前期侧向变形很小，达到极限承载力后侧向变形迅速增大，符合失稳破坏的特点，这与试验现象是一致的；多数墩接柱抗弯刚度明显比完整柱的小。

2.2  轴向抗压刚度

图7所示为试件的轴向荷载-△·E曲线，为减小纵向弹性模量离散性对结果的影响，横坐标采用△·E表示，其中△为柱在轴向荷载作用下的轴向变形，E为试验柱的纵向受压弹性模量。

图7  轴向荷载-△·E曲线

Fig. 7  Axial load-△·E curves

从图7(a)和图7(b)可以看出：不加胶墩接柱的轴向刚度明显比参考柱的低，主要是由于墩接柱纵向木纤维不连续；除C3-1，C6-2和C7-2外其他试件前期荷载位移曲线一直保持直线，受荷截面整体处于弹性阶段，达到极限承载力后承载能力突然显著下降，表现出明显的失稳破坏。其中C3-1，C6-2和C7-2达到极限前有明显塑性阶段，属于压弯构件；C5-2由于加载初期钢管内部木榫头未完全接触，竖向刚度较小。

图7(a)中，除了C5-2外，墩接柱的刚度随着帮头长度的增长而增加。帮头长度可增加木柱与钢套筒之间的摩擦力传递且增加节点刚度，从而增加墩接柱刚度。从图7(c)可知：加胶墩接柱的轴向抗压刚度明显比不加胶墩接柱的大，且接近于参考柱的抗压刚度，这表明胶的黏结力是影响节点轴向刚度重要因素。

2.3  强度

2.3.1  基本假定

试件选用的长细比(72)是中国古建筑聚落中常用的一种长细比，根据加拿大木结构手册^[20]介绍，对于这种长细比的受弯构件属于中长构件，它的稳定性是受到计算长度，抗压强度，弹性模量以及几何偏心的影响。虽然试验前利用应变片对试件进行了几何对中，但是由于工艺误差、髓心位置偏离轴心及材质不均等因素亦会引起具有差异性的初始偏心距，本文假定失稳构件均为轴心受压构件，忽略偏心距差异带来的影响。

2.3.2  强度对比

基于以上分析和假定多数试验柱属于轴压失稳破坏, 构件强度可以近似表示为π²EI/l²，直接比较极限承载力(P_u)是不合理的，因此，本文采用无量纲的承载力系数P_ul²/(EI)进行比较，对于压弯构件(RC2，C3-1，C6-2和C7-2)不再对比，表4所示为各组构件平均承载力系数 (P_ul²/(EI))_mean及相对于参考柱的稳定承载力恢复率△P_cr为

       (2)

式中：P_u 为试验柱的极限承载力，kN；l为试件的长度，mm；E为木材顺纹抗压弹性模量，MPa；I为试件的截面惯性矩，mm⁴；和(P_ul²/(EI))_C3-C8,mean分别为参考柱和C3-C8墩接柱各系列的稳定承载力平均值。

由表4可知：与参考柱相比，同一系列中未加胶墩接柱稳定承载力呈现出明显离散性，加胶墩接柱则不明显，表明注胶节点受力性能较未加胶墩接节点更稳定；未加胶墩接柱稳定承载力恢复至标准柱的58.7%~86.2%，加胶墩接柱其承载力可恢复至101.1%，胶黏结力可明显提高墩接柱稳定承载力；由A1组结果可见：当墩接长度保持300 mm时，帮头长度从50 mm到150 mm增大可导致承载力明显增大；由A2组可见：保持帮头长度(100 mm)不变，随墩接长度增长，承载力未有明显变化，由于可参考试件有限，因此，墩接长度对承载力影响有待进一步研究；加胶墩接柱的稳定承载力较同等条件的未加胶墩接柱提高了24.1%，并且达到了标准柱的承载力，说明相比于摩擦力，胶的黏结力对界面连接作用更有利。

表4  稳定承载力及承载力恢复率

Table 4  Stability, restoration for load–bearing capacity

2.4  荷载-应变分析

由于参考柱的轴对称性，构件的纵向弯曲方向具有不确定性，而墩接柱的侧向变形具有一定的规律性，主要的屈曲截面类型为Ⅰ型(墩接下段长榫头凸出)、Ⅱ型(墩接下段长榫头凹进)和Ⅲ型(凹凸方向与前两者垂直)，示意图见图8。

图8  墩接柱屈曲截面类型

Fig. 8  Type of buckling sections for spliced columns

RC1的荷载柱中纵向荷载-应变曲线见图9。从图9可知：加载初期是近似轴心受压的，前期应变呈线弹性增长，材性试验数据表明本批杉木受压弹性极限应变范围为(4 300~4 750)με，参考柱达到极限承载力前凹侧木纤维尚未屈服，凸侧木纤维压应变增长速度减小为零；达到极限承载力后，凹侧木纤维压应变快速增大进入塑性，同时凸侧木纤维压应变快速减小并转变为受拉，构件承载力下降，最终受拉侧木纤维断裂，构件破坏。RC2跨中应变与RC1跨中应变类似，但是，构件屈曲前受压侧木纤维早已发生了屈服，与试验现象及分析结果相一致。参考柱破坏发生在柱中证明柱端球铰加载的对称性。

墩接柱C3-1，C4-1和加胶墩接柱C8-1的柱中截面分别属于I型、II型和I型屈曲截面，其木材和钢材应变片布置见图3，柱中木材、钢材荷载应变曲线分别见图10和图11。

从图10(a)可知：发生压弯破坏的C3-1，加载开始后表现出明显不均匀受压，仅少数应变片处于受压，接触达到极限承载力前偏心受压明显，达到极限承载力时，凹侧木纤维并未达到屈服应变，凸侧木纤维由压应变转变为拉应变，构件破坏时跨中拉压应变都在弹性范围；凸侧墩接处木纤维不连续，其拉应变的存在证明了钢套筒与木材凸侧之间的摩擦力的作用。对于发生失稳破坏的C4-1(图10(b))，虽然加载过程也表现出受压不均匀，但其多数应变片处于受压，达到极限承载力时偏心受压较C3-1不明显。墩接接头受压不均匀，表明墩接面有不均匀接触，这主要与制作误差、工艺以及偏心距有关。

图9  R组柱中的荷载应变曲线

Fig. 9  Curves to load-strain in wood at mid-span for Group R

从图11(a) 和11(b)可知：荷载增加时墩接柱钢箍凸侧横向拉应变和前后两侧压应变逐渐增大；C3-1和C4-1达到极限承载力时钢箍的应变绝对值约为360με和169με，破坏时可达到600με和193με；木材与钢材的应变不一致，主要是由于材料刚度差异及受力不一致。

从图10(c)可知：加胶墩接柱C8-1柱中木材应变类似于完整柱，屈服前木纤维压应变线性增长，接近极限承载力时凸侧木纤维压应变减小，达到极限承载力后凸侧木纤维由受压应变转变为拉应变，拉应变超过极限拉应变发生断裂，截面破坏；显然，墩接接头应变片受压均匀，类似于标准柱前期处于线弹性受压阶段，值得注意的是木纤维的拉压应变都远远大于未加胶墩接柱(C4-1)的最大拉压应变；胶的黏结性能使的钢套筒表面应力差异减小。从图11(c)可知：荷载初期钢箍凸侧横向表现压应变，达到极限荷载后，变为拉应变，凹侧横向应变则表现相反，达到极限承载力时的应变绝对值约为70με，破坏时可达到120με。

图10  A组和B组柱中木材荷载应变曲线

Fig. 10  Curves to load-strain in wood at mid-span for Group A and Group B

图11  A组和B组柱中钢材荷载应变曲线

Fig. 11  Curves to load-strain in steel at mid-span for Group A and Group B

3  结论

1) 多数墩接柱具有失稳破坏特征，对直径为100 mm、高度为1 800 mm且墩接长度为130 mm的长柱，加胶墩接柱的稳定承载力可恢复到参考柱水平，突破墩接高度限制，未加胶墩接柱最高可达86.2%。

2) 钢套帮头长度在一定范围(50~150 m)增加，对未加胶墩接柱承载力的提高可达27.5%。

3) 钢套加固墩接接头的墩接方式只能提供有限的摩擦力，且由于钢套与木材的刚度差异，在构件大变形中由于不一致变形易产生嵌割问题，采用这种加固方式比较适合受压构件。

4) 加胶可以明显减小接头接触的不均匀程度，保证钢套墩接头的整体性，并提高钢套加固墩接构件的稳定承载力，此内部作用是一般的机械连接难以达到的。

5) 试验结果表明了钢套墩接注胶加固方法的有效性，同时注胶及加工误差对加固效果影响较大，因此，有必要对该加固方案进行数值分析和理论研究，并提出墩接加固承载力公式及设计方法，便于该加固方案的应用。

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(编辑  杨幼平)

收稿日期：2017-01-16；修回日期：2017-04-07

基金项目(Foundation item)：国家“十二五”科技支撑计划项目(2012BAJ14B02)；江苏省普通高校研究生科研创新计划项目(KYLX15_0078)；江苏高校优势学科建设工程项目(CE02-1-36) (Project(2012BAJ14B02) supported by the National Science and Technology Pillar Program during the 12th “Five-year” Plan Period; Project(KYLX15_0078) supported by the Graduate Student Research Innovation Project of Jiangsu Province; Project(CE02-1-36) supported by the Priority Academic Program Development of Jiangsu Higher Education Institutions)

通信作者：邱洪兴，博士，教授，博士生导师，从事混凝土结构基本理论，结构鉴定与加固，古建筑保护研究；E-mail: qiuhx@seu.edu.cn