邱錦華， 苗偉， 郭子雄，2， 葉勇，2

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 361021； 2. 華僑大學(xué) 福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點實驗室， 福建 廈門 361021)

石材具有受壓強度高、美觀、耐久等特點，是人類最早使用并沿用至今的建筑材料之一.在我國閩南沿海一帶，花崗巖資源豐富、品質(zhì)優(yōu)良，是20世紀60-90年代當(dāng)?shù)刂饕拿穹拷ú?至今，閩南沿海地區(qū)仍存在大量石結(jié)構(gòu)民房，這部分建筑的主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件(包括基礎(chǔ)和上部主體結(jié)構(gòu)的梁、板、柱、墻等)皆由石材砌筑而成.花崗巖石材抗壓強度高，當(dāng)用于以受壓為主的構(gòu)件時，一般不存在承載力不足的問題；然而，石材受拉脆斷的特性使得石結(jié)構(gòu)民房中普遍采用的石梁、石板構(gòu)件存在脆性斷裂的潛在危險.

為了改善這類石結(jié)構(gòu)受彎構(gòu)件的脆性破壞形態(tài)，提高石梁、石板在正常使用荷載和偶然荷載作用下的受力性能，且考慮到碳纖維增強復(fù)合材料(CFRP)筋材較玻璃纖維增強復(fù)合材料(GFRP)筋材有較高的彈性模量，已有學(xué)者開展了CFRP筋加固結(jié)構(gòu)構(gòu)件的相關(guān)研究.郭子雄等[1]開展了表層嵌埋CFRP筋石材試件的直接拔出試驗，研究CFRP筋直徑、錨固長度和保護層厚度對石材、粘結(jié)劑與CFRP筋之間粘結(jié)性能的影響.劉陽等[2]提出表層嵌埋CFRP筋組合石梁這一新型加固技術(shù)，進行了表層嵌埋CFRP筋組合石梁和未加固素石梁的受彎性能試驗，驗證了該技術(shù)可有效提高石梁的受彎承載能力.張興虎等[3]對1/2縮尺比例石梁中的鋼筋施加縱向預(yù)應(yīng)力并進行靜載試驗，結(jié)果表明，施加預(yù)應(yīng)力能有效提高石梁的受彎承載力和抗裂能力.張楠等[4]對石板試件進行受彎性能試驗，研究石板的破壞形態(tài)，通過石板沿截面高度的應(yīng)變分布規(guī)律，提出石板的受彎承載力計算公式.Ye等[5-6]進行表層嵌埋預(yù)應(yīng)力CFRP筋加固石梁和石板的彎曲加載試驗，驗證了該技術(shù)對提高石梁、石板受彎性能的有效性.武曉敏等[7]進行了CFRP布加固石梁的受彎性能試驗研究，研究表明，采用CFRP布加固后的石梁具有更好的極限承載能力和變形能力，并且根據(jù)試驗結(jié)果提出了極限受彎承載力的簡化計算公式.謝劍等[8]進行了體外預(yù)應(yīng)力加固足尺石梁構(gòu)件受彎性能的試驗研究，結(jié)果表明，體外預(yù)應(yīng)力加固技術(shù)能提高石梁的極限承載能力和變形能力.Miao等[9]提出了一種表層嵌埋預(yù)應(yīng)力鋼絲繩增強石板技術(shù)，試驗結(jié)果表明，該技術(shù)可顯著改善石板的彎曲性能；相比于素石板，增強后石板的承載力明顯提高.Ceroni[10]進行了外貼CFRP布和表層嵌埋CFRP加固鋼筋混凝土梁在單調(diào)和循環(huán)荷載作用下的試驗，并對比了試驗破壞載荷與理論計算結(jié)果.Kotynia[11]研究了外貼(EB)和表層嵌埋(NSM)加固技術(shù)中纖維增強復(fù)合材料(FRP)與混凝土的粘結(jié)性能，分析6個不同參數(shù)對粘結(jié)機理的影響，獲得內(nèi)部鋼筋對FRP-混凝土粘結(jié)破壞模式的影響規(guī)律.

基于表層嵌埋CFRP增強技術(shù)，張世江等[12]進一步提出了預(yù)制CFRP筋增強板加固技術(shù)，通過將FRP材料預(yù)先嵌埋于與被加固石梁相同材質(zhì)的薄板形成增強板、再粘貼增強板進行加固的方法，有效克服了表層嵌埋FRP技術(shù)施工操作不易的缺陷.為了驗證該技術(shù)的可行性和有效性，文獻[12-14]開展了CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁、石板受彎性能的試驗研究，并對比了CFRP筋復(fù)合增強板加固技術(shù)與表層嵌埋CFRP筋加固技術(shù)的區(qū)別.已有研究結(jié)果表明，CFRP筋復(fù)合增強板可有效改善素石梁、石板的破壞形態(tài)，即由脆性斷裂破壞形態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)榫哂幸欢ㄗ冃文芰Φ亩嗔芽p彎曲破壞形態(tài)，且承載力得到顯著提高.同時，采用CFRP筋復(fù)合增強板加固技術(shù)提高了石梁、石板的橫截面高度，故CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁、石板的承載力高于表層嵌埋CFRP筋增強后的構(gòu)件.

已有試驗研究驗證了CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁、石板的有效性，但關(guān)于該技術(shù)加固后構(gòu)件的受力全過程性能和承載力計算模型方面仍有研究空間.因此，本文采用有限元程序?qū)FRP筋復(fù)合增強板加固石梁的受彎性能進行建模，利用已有的試驗數(shù)據(jù)對模型的可靠性進行驗證；然后，基于驗證后的有限元模型對加固石梁進行受力全過程分析，并推導(dǎo)其承載力計算模型.

1 有限元建模及驗證

1.1 建模信息

采用通用有限元程序ABAQUS進行非線性有限元建模.選取文獻[12]中的兩個組合石梁試件B-2d5-Ⅱ和B-2d7-Ⅰ進行有限元建模.內(nèi)嵌CFRP筋增強板加固技術(shù)示意圖，如圖1所示.圖1中：在增強板的上表面沿著板長度方向開槽，槽深與槽寬均為嵌入的CFRP筋直徑的兩倍；加固石梁兩端無錨固.

圖1 內(nèi)嵌CFRP筋增強板加固技術(shù)示意圖Fig.1 Schematic diagram of stone beams strengthened with prefabricated CFRP-reinforced stone sheet

試件參數(shù)，如表1所示.表1中：Df，n，Af，ρf分別為CFRP筋的直徑、根數(shù)、總橫截面面積和配筋率.加固前石梁的截面尺寸(寬(b)×高(h))均為150 mm×200 mm，石梁長度為2 000 mm.增強板的厚度為20 mm，長度和寬度與被加固石梁相等.模型中考慮了CFRP筋與增強板及增強板與被加固石梁間的粘結(jié)劑，其中，增強板與被加固石梁間的粘結(jié)劑厚度為2 mm.采用ABAQUS軟件的嵌埋(embed)功能將CFRP筋嵌入粘結(jié)劑中，根據(jù)試驗結(jié)果可知，該植筋錨固膠粘接效果良好，加載過程中試件未發(fā)生剝離破壞，故石梁與粘結(jié)劑、粘結(jié)劑與增強板之間采用綁定(tie)功能，使這三部分材料形成整體.為防止在石梁上的兩個加載點和兩個支座處發(fā)生局部破壞，在模型中設(shè)置了剛度較大的墊板，放在其對應(yīng)位置.

表1 試件參數(shù)Tab.1 Specimen parameters

1.2 材料屬性

1.2.1 石材 石材的受壓和受拉應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系參照文獻[15]，其受壓應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系為

σbc=Esεbc，ε≤ε0(上升階段)，

(1)

(2)

式(1)，(2)中:σbc，εbc分別為石材的受壓應(yīng)力、受壓應(yīng)變；Es為石材彈性模量，取為45 GPa；fsc為石材受壓強度；ζ=εc/ε0，εc為石材的受壓應(yīng)變.石材的峰值應(yīng)變ε0取3 000×10-6，極限應(yīng)變εcu取3 300×10-6，泊松比取0.2.

受拉應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系為

σbt=Esεst，εst≤fst/Es(破壞前)，

(3)

σbt=0，εst>fst/Es(破壞后).

(4)

式(3)，(4)中：σbt，εst，fst分別為石材的受拉應(yīng)力、受拉應(yīng)變和受拉強度.

1.2.2 CFRP筋 根據(jù)文獻[15]，采用線彈性模型定義CFRP筋的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系，即

σf=Efεf.

(5)

式(5)中：σf，εf，Ef分別為CFRP筋的受拉應(yīng)力、受拉應(yīng)變和彈性模量.

1.2.3 粘結(jié)劑 粘結(jié)劑采用HIT-RE500植筋錨固膠，根據(jù)試驗結(jié)果將其設(shè)定為達到屈服強度即失效的彈塑性模型.根據(jù)該植筋錨固膠的力學(xué)性能測試報告，設(shè)置其彈性模量為5.0 GPa，劈裂抗拉強度為20.1 MPa.

1.3 單元選取

石梁、增強板和粘結(jié)劑采用實體單元(C3D8R)進行模擬，CFRP筋采用三維線性桁架單元(T3D2)進行模擬.CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁的有限元模型，如圖2所示.

(a) 各部件示意圖 (b) 整體橫截面圖2 CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁的有限元模型Fig.2 Finite element model of stone beams strengthened with CFRP-reinforced stone sheets

1.4 網(wǎng)格劃分

采用ABAQUS軟件的結(jié)構(gòu)化技術(shù)對建立的模型進行有限元網(wǎng)格劃分，以實現(xiàn)模型較好的可收斂性和計算效率.石梁和CFRP筋的網(wǎng)格尺寸統(tǒng)一劃分為30 mm.因為增強板內(nèi)嵌了兩種直徑的CFRP筋，增強板開槽寬度分別為10和14 mm，對應(yīng)內(nèi)嵌直徑5和7 mm的CFRP筋，所以增強板及與其粘結(jié)的粘結(jié)劑的網(wǎng)格尺寸不能過大，否則劃分完后的單元質(zhì)量較差，會導(dǎo)致計算結(jié)果不理想.因此，將試件B-2d5-Ⅱ增強板和粘結(jié)劑的網(wǎng)格尺寸劃分為10 mm，試件B-2d7-Ⅰ增強板和粘結(jié)劑的網(wǎng)格尺寸劃分為14 mm.

1.5 邊界條件設(shè)置

在實際試驗中，加載裝置使用一端為固定的鉸支座、另一端為可水平滑動的鉸支座的簡支梁模型.因此，在有限元模擬中，將兩端支座的墊板設(shè)置一定的邊界條件，以達到模擬試驗中簡支梁的邊界條件.一端墊板約束3個方向的平動自由度、豎向和水平向的轉(zhuǎn)動自由度，以模擬固定鉸支座；另一端墊板約束橫向和豎向的平動自由度、豎向和水平向的轉(zhuǎn)動自由度，以模擬滑動鉸支座.

1.6 施加荷載

實際試驗中，采用力-位移混合控制的分級加載制度，考慮到變形過大會發(fā)生試件的突然斷裂破壞，試驗中當(dāng)試件跨中撓度達到約12 mm時，終止試驗并卸去荷載.為了提高有限元計算的收斂性，采用位移控制對CFRP筋復(fù)合增強板加固的石梁進行加載模擬.在加載位置墊板的上表面中心建立1個參考點，采用軟件的耦合作用(Coupling)將墊板的上表面耦合至該參考點并約束該參考點3個方向的轉(zhuǎn)動自由度和平動自由度，最后在參考點施加與試驗大致相同的位移.

2 有限元模型的驗證與分析

2.1 有限元模型的驗證

2.1.1 荷載-撓度曲線 加固石梁(試件B-2d5-Ⅱ和B-2d7-Ⅰ)的荷載(P)-撓度(Δ)曲線的有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比，如圖3所示.由圖3可知：數(shù)值計算和試驗得到的試件初始剛度較為接近，達到初始開裂時對應(yīng)的荷載和變形值基本吻合，且石梁開裂后數(shù)值計算和試驗得到的荷載-變形曲線均出現(xiàn)鋸齒形波動現(xiàn)象.值得注意的是，數(shù)值模擬得到的曲線波動幅度小于試驗結(jié)果，主要原因在于所建立的有限元模型是基于連續(xù)體假設(shè)，石梁達到開裂時并未如真實試驗中出現(xiàn)的裂縫開展現(xiàn)象，故荷載的下降幅度較小.總體而言，數(shù)值計算得到曲線與試驗結(jié)果吻合較好.

(a) 試件B-2d5-Ⅱ (b) 試件B-2d7-Ⅰ圖3 加固石梁的荷載-撓度曲線的有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比Fig.3 Comparison between finite element simulation results and experimental results of load-deflection curves of strengthened stone beams

2.1.2 荷載-CFRP筋應(yīng)變曲線 加固石梁(試件B-2d5-Ⅱ和B-2d7-Ⅰ)的荷載-CFRP筋應(yīng)變(εf)曲線的有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比，如圖4所示.由圖4可知：對于試件B-2d5-Ⅱ，開裂荷載和對應(yīng)CFRP筋應(yīng)變的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果略有誤差，但曲線總體發(fā)展趨勢相近；對于試件B-2d7-Ⅰ，數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好.

(a) 試件B-2d5-Ⅱ (b) 試件B-2d7-Ⅰ圖4 加固石梁的荷載-CFRP筋應(yīng)變曲線的有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比Fig.4 Comparison between finite element simulation results and experimental results of load-CFRP bar strain curves of strengthened stone beams

2.2 典型加固石梁的受力全過程分析

2.2.1 加固石梁的全過程截面應(yīng)力分布 加固石梁試件B-2d5-Ⅱ的荷載-撓度曲線，如圖5所示.選取該曲線中的石梁初始開裂時、開裂后、進入強化階段和加載結(jié)束4個時刻(分別對應(yīng)圖5中A，B，C，D4個特征點)，進行跨中截面的應(yīng)力分布圖分析.加固石梁各階段的截面應(yīng)力分布圖，如圖6所示.圖6中：h為石梁和增強板截面高度之和；h0為CFRP筋形心到截面頂端的距離；陰影部分為石梁的受壓區(qū)域，其余為受拉區(qū)域.

圖5 試件B-2d5-Ⅱ的荷載-撓度曲線Fig.5 Load-deflection curve of specimen B-2d5-Ⅱ

(a) 開裂時 (b) 開裂后 (c) 進入強化階段 (d) 加載結(jié)束時圖6 加固石梁各階段的截面應(yīng)力分布圖Fig.6 Section stress distribution diagrams of strengthened stone beam at each stage

由圖6(a)可知：加固石梁開裂瞬間，受壓區(qū)高度為101.5 mm，接近加固石梁截面高度的一半，表明開裂前外荷載主要由石材承載，內(nèi)嵌CFRP筋的作用相對較小.

由圖6(b)可知：試件出現(xiàn)第一條裂縫后，截面受拉區(qū)上移，受壓區(qū)高度減小了25 mm，但仍然有足夠的受壓區(qū)域.對比圖6(a)開裂瞬間截面應(yīng)力分布圖的最大拉應(yīng)力0.82fst，開裂后跨中截面的最大拉應(yīng)力減小，為0.68fst，拉應(yīng)力最大區(qū)域出現(xiàn)在增強石板與石梁粘結(jié)的部位，且該區(qū)域占比較小.

由圖6(c)可知：進入強化階段的截面應(yīng)力云圖和截面開裂后的應(yīng)力云圖接近，受壓區(qū)高度減小2 mm.從圖6(a)～(c)可發(fā)現(xiàn)，增強石板通過粘結(jié)劑與石梁構(gòu)成一個良好的整體，并未出現(xiàn)增強石板與石梁應(yīng)力突變的情況，并且在粘結(jié)劑周邊也無明顯的應(yīng)力差異.

由圖6(d)可知：此時受壓區(qū)高度減小為40 mm，跨中截面最大拉應(yīng)力接近0.51fst，表明該加固石梁還可繼續(xù)承載.

2.2.2 特征曲線 采用CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁的荷載-撓度曲線均呈現(xiàn)出典型的三階段發(fā)展趨勢，如圖7所示.圖7中：Pcr，Δcr分別為開裂荷載和開裂荷載對應(yīng)的撓度；Pu，Δu分別為最終荷載和最終荷載對應(yīng)的撓度.

圖7 加固石梁典型的荷載-撓度曲線Fig.7 Typical load-deflection curve of strengthened stone beam

階段1為開裂前的彈性階段，此階段荷載與撓度的關(guān)系近似呈線性發(fā)展，直至達到開裂荷載時，形成第1條裂縫，該階段的撓度變化很小.階段2為裂縫發(fā)展階段，隨著撓度的增大，加固石梁產(chǎn)生多條裂縫，荷載整體略微有所上升但上升得不明顯，此階段的荷載-撓度曲線呈鋸齒形上下波動，曲線的每次下降對應(yīng)一條新裂縫的產(chǎn)生，荷載下降到一定程度時又恢復(fù)上升趨勢，這是由于石梁開裂時，原本由石材承擔(dān)的拉力傳遞至內(nèi)嵌于增強板中的CFRP筋，該階段CFRP筋提供足夠的拉力，因此，荷載出現(xiàn)先急降后上升的趨勢.階段3為類強化階段，即純彎段裂縫充分發(fā)展后一直到加載結(jié)束，此階段CFRP筋充分發(fā)揮受拉強度高的特性，荷載呈上升趨勢直至加載結(jié)束，最終荷載較開裂荷載有較大幅度的提高，從最終撓度也可看出加固石梁呈現(xiàn)出了良好的延性.

2.2.3 荷載-CFRP筋應(yīng)變曲線 加固石梁的荷載-CFRP筋應(yīng)變曲線，如圖8所示.由圖8可知：應(yīng)變發(fā)展規(guī)律同荷載-撓度曲線類似，符合典型荷載-撓度曲線的三階段發(fā)展趨勢.第1條裂縫產(chǎn)生(A點)前，荷載-CFRP筋應(yīng)變增長近似呈線性，CFRP筋應(yīng)變變化較小，分別為0.001 5和0.000 1；開裂后(ABC段)，CFRP筋的應(yīng)變快速增長，2個模擬結(jié)果中應(yīng)變分別增加了0.004 2和0.000 8；在類強化階段(CD段)時，荷載和CFRP筋應(yīng)變近似呈線性增長，新裂縫產(chǎn)生時荷載的降幅較小，直至加載結(jié)束時，CFRP筋的應(yīng)變未達到其極限應(yīng)變.

(1) 試件B-2d5-Ⅱ (2) 試件B-2d7-Ⅰ圖8 加固石梁的荷載-CFRP筋應(yīng)變曲線Fig.8 Load-CFRP bar strain curves of strengthened stone beams

3 承載力計算模型

3.1 基本假定

由試驗可知，素石梁受彎脆斷，而采用CFRP筋復(fù)合增強板加固后的石梁破壞前產(chǎn)生了多條裂縫，變形能力較好.因此，素石梁的開裂彎矩即為極限承載力，而CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁的極限受彎承載力大于其開裂彎矩.在進行加固石梁受彎承載力計算時，做了如下4點假定：

1) 假設(shè)石材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為線性；

2) CFRP筋受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為線性；

3) 各部分材料之間的粘結(jié)良好，沒有發(fā)生相對滑移，石材和CFRP筋之間變形協(xié)調(diào)；

4) 截面變形符合平截面假定.

3.2 開裂彎矩

對于采用CFRP筋復(fù)合增強板加固后的石梁，由于增強板的存在，石梁的抗彎截面模量增大，加固石梁的開裂荷載隨之增大.開裂荷載下截面的受力示意圖，如圖9所示.圖9中：c1為開裂時中性軸到頂部的距離；εbc，1，σbc，1分別為開裂載荷下石梁橫截面頂部的受壓應(yīng)變、受壓應(yīng)力；εf，1，σf，1，F(xiàn)f，1分別為開裂荷載下CFRP筋的受拉應(yīng)變、受拉應(yīng)力和拉力；Fbc，1，F(xiàn)bt，1分別為開裂狀態(tài)下石材的壓力和拉力.

圖9 開裂荷載下截面的受力示意圖Fig.9 Schematic diagram of section force under cracking load

由于石梁開裂前CFRP筋的應(yīng)力較小，因此，忽略開裂前CFRP筋的貢獻，加固石梁的開裂彎矩近似采用計算式為

Mcr=γsfstW.

(6)

式(6)中:Mcr為開裂彎矩；γs為考慮石材塑性發(fā)展的系數(shù)，取自文獻[6]建議的1.05；W為截面抗彎模量，W=bh2/6.

3.3 極限彎矩

對于采用CFRP筋復(fù)合增強板加固后的石梁，當(dāng)CFRP筋配筋率適中且石梁最終破壞由CFRP筋斷裂引起時，加固石梁的截面受力和變形情況，如圖10所示.圖10中：c2為極限狀態(tài)下受壓區(qū)所剩高度；σbc，2，εbc，2為極限荷載下石梁橫截面頂部的壓應(yīng)力、壓應(yīng)變；σf，2，εf，2，F(xiàn)f，2為極限荷載下CFRP筋的受拉應(yīng)力、受拉應(yīng)變、拉力；Fbc，2為極限狀態(tài)下石材的壓力.

圖10 極限荷載下截面的受力示意圖Fig.10 Schematic diagram of section force under ultimate load

當(dāng)CFRP筋應(yīng)變達到極限應(yīng)變時，CFRP筋斷裂，此時，加固石梁達到極限受彎承載力，即

(7)

(8)

(9)

式(7)～(9)中:ff為CFRP筋的極限抗拉強度；Mp為極限彎矩.

比較CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁的開裂彎矩和極限彎矩的計算值、試驗值和有限元模擬值，結(jié)果如表2所示.表2中：Mcr，cal，Mcr，exp，Mcr，fin分別為開裂彎矩的計算值、試驗值和模擬值；Mp，cal，Mp，exp，Mp，fin分別為極限彎矩的計算值、試驗值和模擬值.由表2可知：開裂彎矩的計算值與試驗值和有限元模擬值均吻合較好，而極限彎矩的計算值較試驗值和有限元模擬值偏高，主要原因在于試驗和有限元模擬在CFRP筋斷裂前便停止加載，加固后的石梁并未達到真正的極限狀態(tài)，導(dǎo)致試驗得到的極限彎矩值和有限元模擬值偏低.

表2 開裂彎矩和極限彎矩的計算值、試驗值與有限元模擬值的比較Tab.2 Comparison among calculated， experimental and finite element simulation values of cracking moment and ultimate moment

4 結(jié)論

1) 建立的非線性有限元模型可較好地模擬CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁的受力性能，預(yù)測的荷載-撓度曲線、荷載-CFRP筋應(yīng)變曲線與試驗結(jié)果吻合良好.

2) 提取并分析了受力全過程中CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁的橫截面應(yīng)力，得到了石梁開裂和截面應(yīng)力發(fā)展規(guī)律.

3) 歸納了CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁受力過程的荷載-撓度三階段典型特征曲線，即開裂前的彈性階段、裂縫發(fā)展階段和類強化階段.

4) 提出CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁的開裂彎矩和極限彎矩計算模型，其中，開裂彎矩的計算值與試驗值和有限元模擬值吻合良好.

考慮到預(yù)應(yīng)力可延緩和限制試件裂縫的發(fā)展，后續(xù)有必要開展預(yù)應(yīng)力CFRP筋復(fù)合增強板加固石梁、石板的研究工作.對于試驗所用植筋錨固膠存在的老化問題，在后續(xù)試驗工作中，可考慮在裸露的膠外側(cè)涂上一層保護層避免膠與陽光的直接接觸.