腹板開洞竹木工字梁受力性能的試驗研究*

陳 國，張齊生，黃東升，李海濤

(1．南京林業大學 土木工程學院，江蘇 南京 210037;2．南京林業大學 材料科學與工程學院，江蘇 南京 210037)

腹板開洞竹木工字梁受力性能的試驗研究*

陳 國1?，張齊生2，黃東升1，李海濤1

(1．南京林業大學 土木工程學院，江蘇 南京 210037;2．南京林業大學 材料科學與工程學院，江蘇 南京 210037)

以洞口尺寸、形狀和凈距為參數，對28根開孔梁和2根實腹梁的力學性能進行了試驗研究與對比分析，研究其破壞形態及破壞機理等，并與未開孔梁的試驗結果進行對比.提出了基于費氏空腹桁架理論的開孔梁承載力計算公式.結果表明，開孔梁內的應力分布、撓度變化不再完全符合傳統彎曲理論.隨著徑腹比的加大，開孔梁的承載力和剛度呈顯著下降趨勢.方孔梁的承載力略大于外接圓孔，以外接圓孔代替方孔梁的承載力偏于安全.對于徑腹比為0.5的多洞口梁而言，當方洞和圓洞凈距分別大于2倍和2.5倍孔長時，可忽略洞口間的相互影響.通過對比分析，理論結果與實驗結果的誤差平均值為15%左右，從而驗證了修正后的空腹桁架理論計算公式的準確性和可靠性.

竹集成材；腹板開孔；工字梁；受力性能；破壞機理；費氏空腹桁架理論

竹集成材[1-2]是將速生毛竹加工成定寬、定厚的竹條，干燥至含水率低于12%，經蒸煮、炭化等工序，再通過膠黏劑將竹片同方向膠合成任意長度、任意截面的型材，具有比木材更加卓越的物理力學性能，極大改善了原竹材吸水膨脹系數大、易干裂和易形變的缺點[3-4].文獻[5-8]對矩形截面的竹集成材梁受力性能進行了系統深入的研究，但未對開洞竹梁展開研究.OSB板(又稱歐松板、定向刨花板)通常以間伐材、小徑材為原料，沿順紋向刨切成一定規格的木片刨花，在高溫高壓下定向排列壓制而成，被廣泛用作覆面板和木工字梁的腹板，相比木膠合板和華夫板而言，OSB板具有更高的性價比.竹-木工字梁[9]是以膠黏劑、釘子等剪力連接件將OSB腹板和竹集成材翼緣連接為一個整體而共同工作的受力構件，充分發揮了歐松板和竹集成材各自的優點，具有顯著的經濟效益和生態效益.

為改變以往在梁底布設管道支架安放水管、通風管及電線等設施，需在梁腹板開鑿孔洞，從而獲得更大的房屋凈高和降低造價.孔洞削弱了梁的有效截面并改變了應力在腹板中的傳遞路徑[10]，使得梁的承載力和剛度較實腹梁有所降低，腹板內的應力分布、撓度變化亦不再完全符合傳統彎曲理論.目前，國內外關于竹-木開孔工字梁的試驗研究還未廣泛開展，GB50005-2003《木結構設計規范》和GB/T28985-2012《建筑結構用木工字梁》中尚無開孔梁的相關條文，這也是當前竹-木工字梁推廣應用中亟待解決的難題.

腹板開洞會對開孔梁的抗剪強度、抗剪穩定性和變形性能等帶來不利的影響.Zhu等[11]認為孔洞削弱了腹板截面的連續性，開孔區段成為木工字梁新的薄弱部位，裂縫首先從孔洞四周開展，當裂縫到達翼緣后，翼緣發生斷裂，梁隨即喪失承載力，破壞具有很大的突然性.開洞木梁的初始開裂荷載與洞口大小和位置比較敏感.蔡健[12]和黃泰赟[13]等對腹板開圓孔和腹板開矩形孔的鋼筋混凝土梁進行了試驗研究，研究表明孔徑是影響開孔梁受力性能的主要因素.隨著孔徑的增大，開孔梁撓度加大但增幅較小，試件的抗剪承載力隨孔徑加大呈直線下降趨勢，當孔徑大于0.4倍梁高后下降的幅度尤為顯著.Morrissey等[14]通過有限元軟件定量分析了洞口面積和位置對梁整體剛度的影響及洞口邊緣處的應力分布情況.對開洞率及開洞位置相同的梁而言，開設方洞的梁極限荷載略比開圓洞的梁低10%，這主要是因為方洞口角部產生了應力集中，降低了梁腹板的整體受力性能.

本文對28根腹板開孔的竹-木工字梁在單調荷載作用下的破壞特征、撓曲性能、承載能力等進行試驗研究，分析這種新型開孔梁的力學特性，并基于費氏空腹桁架理論推導出開孔梁的承載力計算公式，以期為該開孔梁的實際應用奠定基礎.

1 試件概況

1.1 材料性能

腹板材料為9.5 mm厚的加拿大Tolko牌OSB板，依據LY/T 1580-2010《定向刨花板》測得其抗拉極限強度(斜紋)、抗壓極限強度(斜紋)、抗剪強度和彈性模量平均值分別為9.4 MPa，14.2 MPa，8.1 MPa和3 560 MPa，含水率為4.7%，密度為610 kg/m3.翼緣為原產于湖南省益陽市的4～6年生，且胸徑為90～110 mm的毛竹為原料，并委托東莞桃花江竹業公司加工成截面尺寸為25 mm×35 mm和30 mm×35 mm的竹集成材，并嚴格控制含水率不大于12%.依據GB/T 26899-2011《結構用集成材》實測得靜曲強度為61.2 MPa，彈性模量為10.2 GPa，密度為880 kg/m3，含水率為10.3%.加工試件所用膠為鹽城壹加壹電子材料有限公司生產的環氧樹脂系列木材膠粘劑，型號為YY5016，其鋼-鋼剪切強度為22 MPa，初步固化時間為3～5 h，完全固化時間為24～48 h，固化時間取決于粘膠溫度.

1.2 試件設計

首先將OSB板和竹集成材翼緣膠結成整體，涂膠量為500 g/m2，再以2.8 mm×40 mm釘子分別從翼緣兩側釘入，釘尖進入另一側翼緣，釘間距為100 mm.梁高為240 mm和300 mm的試件支座處和跨中處設置25 mm×35 mm×150 mm和25 mm×35 mm×210 mm的加勁肋，加勁肋一端緊靠承受集中力一側翼緣，另一端與翼緣預留5 mm的縫隙，加勁肋與腹板間通過3枚60 mm長釘子連接.試驗時的溫度約為20～27 ℃，相對濕度為45%～55%.試驗設計了28根腹板左側開圓孔或方孔的竹-木工字梁試件和2根腹板未開洞梁，根據孔洞形狀、孔洞尺寸和孔間凈距劃分為5組，如圖1所示.其中，圖1(a)為對比試件24I1和30I1，圖1(b),(c),(d)和(e)分別為24CI1～24CI4和30CI1～30CI4,24SI1～24SI4和30SI1～30SI6,30CI5～30CI9,24SI5～24SI9.

(a)對比試件

(b)Ⅰ批試件

(c)Ⅲ批試件

(d)Ⅱ批試件

(e)Ⅳ批試件

(f)1-1

圖1(b)和圖1(c)主要考察試件左側開洞形狀和開洞尺寸對竹-木工字梁受力性能的影響.而圖1(d)和(e)則是考察開圓孔間凈距和方孔凈距的影響.試件全長L=2 440 mm，支座間實際跨度為2 000 mm，具體參數見表1.

表1 試件參數表

Tab.1 Parameters of specimens

批次試件編號b×t/(mm×mm)H/mm洞口形狀dh/%l1/mml/mm(a)24I159.5×35240----30I169.5×35300----(b)24CI159.5×35240圓洞25500-24CI259.5×35240圓洞50500-24CI359.5×35240圓洞75500-24CI459.5×35240圓洞100500-30CI169.5×35300圓洞25500-30CI269.5×35300圓洞50500-30CI369.5×35300圓洞75500-30CI469.5×35300圓洞100500-(c)24SI159.5×35240方洞25500-24SI259.5×35240方洞50500-24SI359.5×35240方洞75500-24SI459.5×35240方洞100500-30SI169.5×35300方洞25500-30SI269.5×35300方洞50500-30SI369.5×35300方洞75500-30SI469.5×35300方洞100500-30SI569.5×35300方洞50500-30SI669.5×35300方洞50500-(d)30CI569.5×35300圓洞5027023030CI669.5×35300圓洞50212.534530CI769.5×35300圓洞5015546030CI869.5×35300圓洞5097.557530CI969.5×35300圓洞5040690(e)24SI559.5×35240方洞5033017024SI659.5×35240方洞50287.525524SI759.5×35240方洞5024534024SI859.5×35240方洞50202.542524SI959.5×35240方洞50160510

注：30SI5和30SI6試件洞口角部為圓角，半徑r分別為25 mm和15 mm.

1.3 加載方案和測點布置

試件均為簡支，一端固定鉸支座，另一端為滾動支座.采用跨中單點單調加載模式，豎向荷載由杭州邦威電液伺服加載系統的作動器提供，在作動器與試件間放置一塊剛度足夠大的鋼墊板，從而避免試件上翼緣局部承壓破壞.試驗加載程序參照《木結構試驗方法標準》GB/T 50329-2012.試驗中主要量測的內容包括，支座沉降值、跨中撓度值、洞口周邊的應變值、試件極限荷載值，所測數據均由TDS-530靜態數據系統自動采集，采樣頻率為10 Hz.加載全程為位移控制，試件跨中撓度不大于8 mm時的加載速度為2.0 mm/min，之后降至1.0 mm/min，持續加載至試件破壞，持荷時間為8～15 min.為消除系統誤差和檢驗測試儀器是否工作正常，在正式加載前需對試件進行預加載.

為詳細記錄試驗全程試件的豎向變形情況和應變分布規律，在兩端支座頂及梁跨中共布置3個激光位移計，并在孔洞邊緣按照逆時針等距粘貼應變片，編號依次標記為1#～8#.

2 試驗結果及分析

2.1 破壞形態與機理分析

對比試件24I1和30I1的腹板未開設孔洞，在加載初期時，試件表現出良好的組合作用.隨著荷載的增加，試件開始發生扭轉并漸趨明顯，當豎向荷載達到0.7Pu(Pu為極限荷載值)時，翼緣內的OSB板發生層裂，并伴隨著巨大的劈裂聲響.隨著荷載的增加，OSB板裂縫不斷加寬并逐漸發展成通長裂縫，部分釘子被拔出或剪斷.試件破壞時有明顯的豎向變形，試件達到極限強度后迅速喪失承載力.從破壞形態上看，對比試件的破壞始于梁整體扭轉和翼緣內的OSB層裂，破壞時腹板和竹集成材翼緣無明顯可見破壞.

腹板開孔梁試件在試驗過程中，從受力情形來看具有類似的特征.以方洞梁為例，加載初期，洞口均為正方形洞口，隨著試件承受的豎向荷載逐漸增加，方洞口將變成平行四邊形，右上角和左下角通常為鈍角，而右下角和左上角表現為銳角.其中，鈍角所在的角部區域的歐松板承受壓應力，此處的應變片發生了嚴重的褶皺現象，壓應變讀數平均為7 000 με.而另一個對角線處的歐松板表面黏貼的應變片甚至被拉斷，這與此處承受拉應力相符，應變片拉應變達7 000～8 000 με.對于腹板開設圓形洞口的組合梁而言，破壞后圓洞將變成橢圓形洞口.因此，盡管所有的開洞腹板表現出相似的變形特征，但主要的可視破壞形態分為3類，即腹板/翼緣處連接破壞、洞口周邊撕裂/褶皺破壞及腹板屈服.腹板無孔洞的參考梁的破壞形態主要表現為側向扭轉破壞、翼緣內的歐松板層裂.

2.1.1 翼緣內的OSB層裂

當洞口高度d不大于25%腹板高度h時，開孔梁的破壞形態與無孔梁24I1和30I1無明顯差別.梁試件24CI1，24SI1，30CI1和30SI1洞口角隅區域的應變片始終保持在線彈性階段，應變片無褶皺或拉斷的可見破壞，孔洞對試件截面的削弱可忽略不計.

2.1.2 洞口周邊撕裂/褶皺破壞

當洞口尺寸25%

2.1.3 腹板/翼緣處連接破壞

當洞口直徑/高度等于100%腹板高度時，翼緣將承擔豎向荷載產生的彎矩和剪力.孔洞右上角和左下角處區域的歐松板破壞時將產生較大的拉應力.當豎向荷載P在孔洞處產生的剪力超過翼緣和腹板間的抗剪承載力時，試件角點區域的歐松板產生的拉應力逐漸增大，部分歐松板不斷嵌入翼緣內隨后并從翼緣另一側突出.由于翼緣和腹板間膠黏劑的作用為面連接，二者無法完全分離，使得腹板區域的部分歐松板被拉裂，應變片斷裂.與之相反的是，另一對角線的右上角和左下角處產生的壓應力不斷增大，導致此處的歐松板及其表面的應變片發生嚴重的褶皺現象.試件最終破壞時，翼緣未發生木工字梁試驗常見的斷裂現象[11]，如圖2(d)所示.

圖2 試件的主要破壞形態

2.2 荷載-位移曲線

28根腹板開單個孔洞的工字梁和2根實腹梁的荷載-跨中撓度曲線如圖3所示.從荷載-跨中撓度曲線可看出，工字梁的受力過程大致可分為3個階段.

撓度/mm

撓度/mm

①彈性階段.試件從開始加載到跨中撓度達到L/250～L/140(8～14 mm)階段為彈性階段.在此階段，構件各截面始終處于線彈性階段，表現出良好的整體工作性能.試驗梁在彈性階段荷載-撓度曲線的斜率是不相同的，斜率隨孔洞尺寸的增大而減小，方洞梁的彈性抗彎剛度略小于圓洞梁.

②彈塑性階段.從彈性階段到試件達到極限承載力的階段為彈塑性工作階段.在此階段，開孔梁洞口區域的腹板角隅部分形成塑性鉸，進入塑性的同時即發生內力重分布，而竹集成材翼緣仍處于彈性階段，跨中撓度發展明顯加快，并呈現出顯著的非線性特征.當開孔高度d與腹板高度h的比值不大于1/4時，工字梁無彈塑性階段.開孔高度越大，塑性發展越充分.

③下降段.從極限承載力到試件最終喪失承載力階段為下降段.在此階段，洞口角隅對角線區域產生顯著的裂縫，裂縫寬度發展迅速，而另一對角線區域的角隅的OSB發生了較嚴重的褶皺現象.在此階段，由于d/h的不同，試驗梁可分為2種情況.當d/h≤1/4時，工字梁的承載力達到極限承載力后翼緣內的OSB發生嚴重層裂并發生側向扭轉，試件的承載力急劇下降，孔洞對梁力學性能的影響可忽略不計．當d/h>1/4時，隨著孔洞尺寸的不斷增大，孔洞尺寸和孔洞形狀將對梁整體受力性能和豎向變形產生顯著影響.開孔梁的承載力達到最大值后腹板屈服后，洞口處的彎矩和剪力由翼緣承擔，表現出空腹桁架破壞特征，故組合梁的承載力下降比較緩慢.孔洞削弱了組合梁的有效抗彎剛度，但試件破壞時的延性反而有所提高，卸載后的試件跨中撓度變形可恢復.

3 影響開孔梁力學性能的主要因素

3.1 孔洞尺寸和孔洞形狀

由于孔洞直接削弱了腹板的有效截面，降低了梁的有效剛度.同時，孔洞也改變了剪應力在腹板內的傳遞路徑，從而導致梁的承載力迅速下降.如圖4所示，隨著孔洞高度的增加，試件的承載力表現出下降的趨勢.當d/h≤25%時，24I系列梁的承載力下降幅度較小，僅12%，而30I系列梁下降約為10%.但是當d/h≥50%時，其承載能力將顯著下降.由于孔洞的存在降低了試件的整體剛度，導致梁在相同荷載作用下的撓度比非開洞梁的撓度大得多.從圖4可見，當豎向荷載較小時，梁仍處于整體工作狀態，剪切變形較小.但隨著荷載的增大，洞口角部將產生塑性鉸，孔洞上下肢處產生較大的剪切變形，此時，梁的整體變形除翼緣產生的彎曲變形外，還包含由于孔洞產生的剪切變形.

圖4 荷載-徑腹比曲線

3.2 孔間凈距

如圖5所示，對于帶有2個圓洞的組合梁而言，圓洞凈距為2倍圓洞直徑時，洞口可視為獨立的洞口，此時，試件的承載力可恢復至洞口間凈距為0時的試件的承載力.然而，隨著洞口距離持續增大，即孔洞與跨中加載點/左支座的距離逐漸減小，試件的承載力將急劇減小.對腹板帶2個方洞的組合梁而言，方洞凈距大于2.5倍方洞長度時，洞口間將不相互影響.

圖5 孔洞凈距對試件強度的影響

4 腹開圓洞竹-木梁承載力計算

開孔梁的翼緣和腹板由2種不同物理力學性質的材料組成，根據材料力學的方法，首先采用等效截面法將翼緣材料等效為相同高度的OSB，假定轉化前后的翼緣高度相同，且翼緣形心位置不變.

(1)

在開孔梁的腹板開始屈服前，整體工作性能良好，可近似按彈性材料處理.腹開圓孔的竹-木工字梁是多次超靜定結構，其受力狀態類似于蜂窩鋼梁，可采用費氏空腹桁架理論[15]對其進行簡化計算.

①假定由剪力引起的次彎矩，其反彎點位于梁橋中點和墩腰處.②假定空腹截面處上、下T形截面承擔的剪力按其剛度分配.③假定截面保持平面內變形.

4.1 圓孔梁正應力計算

孔洞處通常承受剪力V和彎矩M的共同作用，分別考慮開孔梁在純彎矩M和純剪力V作用下的正應力，再將二者產生的效應疊加.在純彎矩M作用下，圓孔梁的最大正應力σMθ位于圓孔周邊，且隨著夾角θ的改變而變化.作用于圓孔處的彎矩M可分解為力偶NM=M/yo，在夾角θ的T形截面的形心Gθ上作用有NM和NMθ，如圖6(a)所示.

(a)純彎矩作用下

(b)純剪作用下

(2)

(3)

(4)

Aθ=twcθ+btθ；

(5)

(6)

M=0.5Pl1；

(7)

V=0.5P．

(8)

式中：tθ，cθ，Aθ，Wθ分別為夾角θ的T形截面的翼緣厚度、梁橋高度、截面面積、截面抵抗矩；ζM為彎曲正應力系數;c,y0為夾角為0°的梁橋高度和T形截面的重心;M,V和l1定義見圖1.

在純剪力作用下，剪力按照上、下兩T形截面的剛度進行分配，故通過圓心正截面的上、下梁橋分別作用剪力的大小均為0.5V，在夾角θ的T形截面的形心Gθ上作用有0.5V和MVθ，如圖6(b)所示.正應力σVθ隨著夾角θ的變化而變化，約在θ=35°時達到最大.

(9)

式中：ζV為剪力次彎矩正應力系數.

(10)

對于給定的梁而言，彎曲正應力系數ζM和剪力次彎矩正應力系數ζV均為關于夾角θ的函數.ζM與ζV不會同時達到最大值，最大正應力所在截面，即不位于彎矩最大處，也不位于剪力最大處.彎矩正應力σMθ與次彎矩正應力σVθ之和的最大值在0°～25°之間，且孔洞區域組合截面正應力不再保持為平截面，開洞區域不再滿足平截面假定.

4.2 圓孔梁剪應力計算

在夾角為θ的截面上，當彎矩和剪力共同作用時，截面存在由彎矩M產生的切應力VMθ和由剪力V產生的切應力VVθ(圖6)，其剪應力τθ為：

(11)

(12)

VVθ=0.5Vcosθ；

(13)

(14)

(15)

式中：Sθ，Iθ分別為夾角θ的T形截面的翼緣面積矩、轉動慣量.蜂窩鋼梁的試驗結果表明，按空腹桁架理論計算的剪應力值較實測值偏小[15]，工程計算時，公式(11)中引入調整系數λ取0.9.

根據前述實測結果可知，方洞梁的理論值近似等于內接圓孔梁的強度值.以30CI2和30SI2為例，二者在相同位置分別開設孔高相同的圓孔和方孔，近似認為二者的理論值相等.試件所能承受的極限承載力理論值取公式(10)和公式(11)計算值的較小值.通過試算不同的夾角θ(0°<θ<360°)，不難發現，公式(10)計算所得的理論值均大于公式(11)計算理論值.且孔洞上方的梁橋中心通常不是剪應力τθ最大值處，按公式(11)計算的τθ最大值位于夾角θ=40°～55°處，這與圖2所示的破壞現象相符.由表2可知，開孔區域的承載力通常由腹板的抗剪承載力決定，而非由正應力決定，空腹桁架理論計算值小于實測值，平均誤差為15%，偏于安全.

表2 試件極限承載力理論值與試驗值對比

Tab.2 Comparison of test results with theoretical results on ultimate carrying capacity of specimens

試件編號實驗值/kN理論值/kN誤差值/%24CI122.1217.0922.724CI219.7414.5926.124CI314.4912.1815.924CI413.1711.0216.324SI121.1917.0919.324SI218.6315.0919.024SI313.5012.189.824SI411.5311.024.430CI124.9220.0119.730CI223.7318.5921.730CI319.0216.2414.630CI414.8411.8820.030SI124.6720.0118.930SI222.5518.5917.630SI318.2316.2410.930SI413.1611.889.730SI523.1018.5919.530SI622.9618.5919.1

5 結 論

本文主要是在孔洞尺寸、孔洞形狀、孔洞位置、孔洞間距等參數變化時，對OSB為腹板的竹-木開孔工字梁進行試驗研究，得出以下結論：

1)由于腹板開孔對截面削弱的影響，孔洞處的剪切變形影響不可忽略，且孔洞區域組合截面不再保持為平截面，開洞區域不再滿足平截面假定.孔洞尺寸和孔間凈距是影響開孔梁力學性能的主要因素.當洞口高度不大于1/4梁高時，孔洞的影響可忽略.對于圓洞梁和方洞梁而言，建議孔間凈距取2倍直徑和2.5倍洞高.

2)孔洞形狀對開孔梁的極限承載力影響并不顯著.圓角處理后的正方形洞口梁的極限承載力提高幅度約3%～7%，圓角半徑越大，提高幅度越大.對于相同孔高的組合梁而言，方洞梁(邊長d)的承載力略可近似取其內接圓孔梁(直徑d)的承載力，且偏于安全.

3)本文提出的修正后費氏空腹桁架極限承載力理論值偏于安全，與實測值的誤差大約為15%，計算的最大剪應力出現位置并非梁橋中點，而是位于開孔截面與圓形正截面夾角約40°～55°之間，孔洞截面最大拉、壓應力的位置均為與孔洞中心正截面夾角10°～25°的孔口邊緣.

4)孔洞上T形截面和下T形截面承擔大部分的剪力，當開孔梁孔洞處抗剪承載力不足時，應考慮在洞口周邊采取補強措施，如：在孔洞四周設置加勁肋、鍍鋅薄鋼板等措施來提高洞口周邊的抗剪承載能力.

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Experimental Study on Mechanical Performance of OSB Webbed Bamboo I Shaped Joist with Web Openings

CHEN Guo1?, ZHANG Qi-sheng2, HUANG Dong-sheng1, LI Hai-tao1

(1．College of Civil Engineering, Nanjing Forestry Univ, Nanjing, Jiangsu 210037, China; 2．College of Materials Science and Engineering, Nanjing Forestry Univ, Nanjing, Jiangsu 210037, China)

The effect of parameters, such as the size, shape and clear distance of holes, on the mechanical performance of the joists was analyzed experimentally. Compared with 2 joists with no web holes, a total of 28 OSB webbed bamboo joists were tested to failure to investigate their failure modes and failure mechanism. Based on the Vierendeel truss theory, the design formula of the composite joists was presented. It was found that the holes changed the stress distribution in the webs and the deflection did not conform to the traditional bending theory. With the increase of the ratio of height to web height, the load carrying capacity and stiffness of the joists with holes decreased significantly. A web hole with sharp corners had a bigger negative impact on strength than a circular hole of similar size. The results from the tests on I shaped joists with two circular and two square web holes with a size of 50 percent web depth showed that the critical clear distance was about 2 times and 2.5 of the web hole size respectively. The comparison showed that the error between the theoretical results and the experimental results was about 15%, verifying the accuracy and reliability of the revised formula of Vierendeel truss theory.

laminated bamboo lumber；web opening；I shaped joist； mechanical performance； failure mechanism； Vierendeel truss theory

2015-01-01

國家自然科學基金資助項目(51408312)，National Natural Science Foundation of China(51408312); 江蘇省自然科學基金資助項目(BK20130982)；中國博士后基金資助項目(2013M541679，2014T70528)；江蘇省博士后基金資助項目(1301017A)；江蘇省高校自然科學基金資助項目(13KJB560008)；江蘇高校優勢學科建設工程資助項目

陳 國(1980-)，男，江西萍鄉人，南京林業大學講師，工學博士

?通訊聯系人，E-mail:chenguo2009@126.com

1674-2974(2015)11-0111-08

TU366.1

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