側壓竹集成材弦向偏壓試驗研究

李海濤+吳剛+張齊生+陳國

摘 要：為了研究側壓竹集成材弦向偏壓的力學性能，考慮偏心距的變化，設計18個長細比為36、截面為77 mm×77 mm、弦向偏壓的竹集成材柱試件，進行試驗研究與分析.結果表明：弦向偏壓竹集成材柱的竹片接長部位或竹節部位為受拉區域的薄弱部位，其位置決定了偏壓柱的破壞形式.隨著偏心率的增大，C面的縱向和橫向極限應變絕對值呈上升趨勢，而A面及兩側面B面和D面的縱向和橫向極限應變絕對值呈下降趨勢.對于縱向極限應變，偏心距較小試件的試驗結果離散性較大；對于橫向極限應變，所有試件試驗結果的離散性均較大.偏心距較小時，試件的極限承載力下降較快且離散性較大；偏心距較大時，極限承載力下降較慢.弦向偏壓柱試件跨中截面平均應變基本上呈現線性分布，符合平截面假定.給出了弦向偏壓竹集成材柱承載力計算公式，公式計算結果與試驗結果吻合良好.

關鍵詞：竹集成材；弦向偏壓；偏心率；變形

文章編號：1674-2974（2016）05-0090-07

中圖分類號：TU398 文獻標識碼：A

Abstract：In order to investigate the eccentric compression performance of side pressure laminated bamboo lumber （LBL）， 18 LBL column specimens with the slenderness ratio of 36 and cross-section of 77 mm × 77 mm were designed considering different eccentricity， and loaded under tangential eccentric compression. The test results show that the bamboo-strip connections and bamboo joints are the weak zones for the LBL columns under tangential eccentric compression， which determine the failure modes. The ultimate longitudinal and lateral strains for Face C increased with the increase of the eccentricity ratio， while these values for Face A， Face B， and Face D decreased. The discreteness for the ultimate longitudinal strain of the specimens with small eccentricity was relatively large. However， the ultimate lateral strain values for all specimens exhibited obvious discreteness. After the ultimate strength， the load-carrying capacities of the specimens with small eccentricity decreased significantly compared with those of the specimens with large eccentricity. However， the smaller eccentricity resulted in more evident discreteness of the ultimate load values. In addition， the strain was distributed linearly at the cross-section of the columns， which satisfies the plane-section assumption. Furthermore， an equation to predict the eccentricity influencing coefficient on the bearing capacity of laminated bamboo lumber columns was proposed. The predictions gave a good agreement with the test results.

Key words：laminated bamboo lumber； tangential eccentric compression； eccentricity ratio； deformation

竹材引起越來越多學者[[1-9]的關注.竹集成材[[8]是將速生、短周期（通常3～6年）的竹材加工成定寬、定厚的竹片（去竹青、竹黃），干燥至8%～12%的含水率，再用膠黏劑將竹片膠合而成的型材.李海濤等[[8]、Wei Y等[[9]、Sinha A等[[10]、Lima Douglas Mateus de等[[11]均對竹集成材梁的力學性能開展了研究.Luna P等[[12]研究了長細比對竹（瓜多竹）集成材實心和空心方柱力學性能的影響，但實心柱截面尺寸只有50 mm，空心柱截面尺寸為100 mm.李海濤等[[13-15]研究了由不同原竹部位制作的短柱軸心受壓力學性能，還考慮長細比因素的影響，探討了竹集成材柱軸壓破壞機理.蘇靖文等[[16]探討了竹集成材方柱墩的軸心受壓各向力學性能.李海濤等[[17]考慮偏心距的影響，初步探討了重組竹柱的偏壓力學性能.整體上講，國內外學者對竹集成材柱力學性能的研究較少，對其偏心受壓力學性能的研究更少.由于竹材或木材的抗剪性能較差，對其展開偏壓力學性能試驗的裝置較復雜，這是該領域研究較少的一個原因.實際工程中的柱常是偏心受壓，并且制作或施工工藝誤差等原因也會造成一定的偏心.在此背景下，本文對側壓竹集成材方柱弦向偏壓的破壞機理展開了試驗研究.

1 試驗情況

1.1 試件設計與制作

選用的毛竹產自江西靖安.為保證材性的穩定，統一選取根部原竹制作竹集成材試件，采用的膠黏劑為酚醛膠，竹片截面尺寸為8 mm × 21 mm，排列方式見圖1（a）.單個竹片的長度方向采用了機械連接，見圖1（b）.竹集成材的實測含水率為7.6%；密度為635 kg/m3；抗壓強度為58.68 MPa；彈性模量為9 643 MPa；極限荷載對應的極限壓應變為0.05；泊松比為0.338.

考慮偏心距的影響，設計6組長細比[[21]為36的試件，每組3個，共18根；其中一組為軸心受壓試件；其余組對應的偏心距e0分別為25 mm，40 mm，55 mm，70 mm和85 mm，試件截面寬度b和高度h均為77 mm，長度L均為800 mm.試驗設計偏心方向示意圖見圖2（a），為弦向偏心.竹條矩形斷面長向沿x軸方向.正對讀者的面標為“A”，右側面為“B”，左側面為“D”，背面為“C”.

1.2 試驗加載制度

依據GB/T 50329-2012[[18]進行加載制度設計和試驗.試驗示意圖見圖2（b）.采用的加載儀器為新三思100 t電液伺服長柱試驗機.試件加載初期采用荷載控制，荷載達到極限荷載80%左右，改為位移控制.試驗從加載到破壞所用時間控制在5～10 min以內.試驗在南京林業大學結構實驗室完成.

1.3 測定布置

測量內容包括：柱中部、橫向和縱向應變、沿柱高度三分點的側向撓度及豎向荷載等.試件跨中側面均貼有橫向和豎向應變片，試件B面、C面、D面均布置一個橫向應變片和一個縱向應變片； A面除布置一個橫向應變片外，沿側面高度粘貼5個豎向應變片，測試柱跨中沿截面高度方向的應變變化，應變片布置方式見圖3.在試件D面側向位置對應三分點共布置3個激光位移傳感器（LDS，Keyence 牌，型號為IL-300），測試側向變形，另布置2個激光位移傳感器測試軸向變形.

2 試驗結果與分析

2.1 破壞形態與分析

根據試件的破壞過程和最終破壞形態，可將其分為3類.第一類破壞：受拉側柱高度中心線位置附近首先出現裂縫而導致試件的破壞.當加載到極限荷載附近時，試件側向變形較大，柱中部受拉側D面最外層竹片首先斷裂；繼續加載，竹纖維由受拉側最外層向內層層斷裂，斷裂的豎向裂縫沿著A面、D面和C面向柱子兩端延伸，最終導致試件破壞.本次試驗中，多數試件發生此類破壞，典型破壞形式見圖4（a），對應表1中的M.第二類破壞：非牛腿區域受拉側靠近牛腿位置附近首先出現裂縫并向柱中部延伸而導致的破壞.這類試件在荷載值達到極限荷載開始下降時，非牛腿區域靠近牛腿的受拉側最外層竹片首先斷裂；隨著加載的持續，竹纖維層層斷裂并且裂縫向柱中部延伸，最終導致試件破壞.典型破壞形式見圖4（b），對應表1中的L.本次試驗中，發生該類破壞的試件為JZD40-1和JZD55-2.第三類破壞：牛腿區域受拉側最外層纖維首先出現斷裂而導致的破壞.該類試件在加載到極限荷載時，牛腿區域受拉側最外層竹片首先出現斷裂；隨著加載的繼續，裂縫向柱中部延伸，并且受拉側纖維層層斷裂，導致試件承載力急劇降低.典型破壞形式見圖4（c），對應表1中的B.發生該類破壞的試件為JZD40-3和JZD55-3.

仔細觀察所有試件首先出現破壞的位置，發現破壞的原因有兩類，其一，竹片機械連接（見圖1）位置膠層開裂，由于膠縫位置的纖維已經打斷，只有膠的連接，膠的強度不夠時，連接位置會首先出現開裂，見圖5.其二，自然竹節部位首先斷裂.竹節部位是竹材的薄弱部位，該部位抗拉強度較其它部位低，在拉力作用下，易斷裂.

2.2 主要試驗結果

軸心受壓柱均發生失穩破壞，實測的極限荷載分別為274.7 kN，270.2 kN，275.0 kN.偏壓試件試驗結果見表1，表中Nu為極限荷載；wu為極限荷載對應的柱中部撓度；εuasD，εulsD分別為極限荷載對應的柱中部受拉側（D面）豎向應變和橫向應變；εuasB，εulsB分別為極限荷載對應的柱中部受壓側（B面）豎向應變和橫向應變；M表示受拉側柱高度中心線位置附近首先出現裂縫并向兩端延伸而導致試件的破壞；L表示非牛腿區域受拉側靠近牛腿位置附近首先出現裂縫并向柱中部延伸而導致的破壞；B表示牛腿區域受拉側最外層竹片首先出現斷裂而導致的破壞.GB 50005-2003[[19]中規定受彎構件跨中最大撓度不能超過跨度的1/250，對于跨度為800 mm的試件，規范容許撓度不超過3.2 mm；由表1知，對于所測試件，無論偏心距大小，其極限荷載對應的撓度均大于3.2 mm，為規范規定撓度的6倍以上，GB 50005-2003[[19]的要求是基于正常使用極限狀態來規定的，即使考慮安全可靠度等因素，實測大偏心距試件的極限撓度仍遠遠大于規范規定.本次試驗結果表明，對于弦向偏壓竹集成材柱，控制其設計的是變形或剛度而不是強度.另外試件極限壓應變均遠小于竹集成材的實測極限壓應變，說明材料的抗壓強度沒充分發揮.

2.3 荷載縱向應變關系

為了研究試件從開始加載到破壞整個過程的受力情況，選代表性試件，繪出跨中截面的荷載縱向應變關系曲線，見圖6.

由圖6可知，在加載初始階段，竹集成材處于彈性狀態，荷載應變曲線呈線性變化.軸壓試件在加載初期4個側面的應變比較接近，隨荷載的增加，4個應變值的差別開始增大，荷載增大到50 kN后，4個側面的應變值差別越來越明顯.對于偏心距較小的試件在極限荷載之前，試件跨中截面受拉區應變較小，且發展緩慢，而受壓區應變發展較快；由于試件具有初始偏心，隨著荷載的增大，縱向應變發展逐步加快，待加載到極限荷載后，試件跨中截面受拉側外層竹片接長部位（見圖1（b））或竹節部位開裂，退出工作，荷載驟減，截面應力重分布，試件側面變形迅速發展，受拉側竹片層層劈裂.對于大偏心受壓試件，由于初始偏心距較大，附加彎矩影響顯著，試件跨中截面受拉區和受壓區應變均發展較快.整體上講，本次試驗軸心受壓試件4個側面的應變值一直為負值，即4個側面一直承受壓力；偏心受壓試件有3個側面（A面、B面、C面）以承受壓力為主，而1個側面（D面）以承受拉力為主.

2.4 荷載變形曲線

圖7給出了實測各試件的荷載與柱中部側向撓度之間的關系曲線.對于弦向偏心受壓試件，由于有初始偏心，在加載初期，試件中部側向撓度隨荷載的增大而增加，跨中撓曲變形較為明顯，荷載撓度曲線呈線性發展；偏心距越大，跨中撓度增加越快，相同荷載下試件變形越大.隨著荷載的增加，偏心距較大的試件較快進入非線性階段.最后，試件在達到極限荷載后，因跨中撓度過大，使得各試件受拉側中部或牛腿附近竹片接長部位（見圖1）或竹節部位斷裂致使整個試件喪失承載力而破壞.

圖8為實測的各試件的荷載與縱向位移之間的關系曲線，s為縱向位移.由圖8可知，在加載初期，荷載縱向位移曲線基本沿線性發展.對于弦向偏壓試件，由于有初始偏心，縱向位移隨荷載的增加快于軸心受壓試件，偏心距越大，縱向位移增加越快.

綜合圖7和圖8，對比荷載撓度曲線和荷載縱向位移曲線可知，試件的極限荷載隨著偏心距的增大而減小.偏心距越大，曲線的上升段越平緩，撓度和縱向位移的增加發展就越快.

2.5 平截面假定驗證

典型的跨中截面平均應變分布實測結果見圖9.由圖可見，試件在初期加載過程中，沿截面高度各纖維的平均應變基本上為直線，截面應變分布基本符合平截面假定；隨著荷載的增大，應變值出現偏離直線的趨勢，偏心距越大，這種趨勢越明顯.

2.6 極限值與偏心率

圖10和圖11分別給出了試件3個代表性側面縱向和橫向極限應變隨偏心率變化的關系.極限應變為極限荷載對應的應變，偏心率為e0/h.由圖10可看出，在本次試驗范圍內D面的縱向極限拉應變，隨著偏心率的增大有增大的趨勢；B面和C面的縱向極限壓應變絕對值，隨著偏心率的增大有減小的趨勢；對于縱向極限應變，偏心距較小的試件離散性較大.由圖11可看出，在本次試驗范圍內D面橫向極限壓應變的絕對值，隨著偏心率的增大有增大的趨勢；C面和B面的橫向極限拉應變絕對值，隨著偏心率的增大有減小的趨勢；對于橫向極限應變，所有試件試驗結果的離散性均較大.

圖12 （a），（b）分別給出了試件縱向位移和側向撓度極限值隨偏心率變化的關系.極限值均為極限荷載對應的位移，su為縱向極限位移.由圖可看出，在本次試驗范圍內縱向極限位移隨著偏心率的增大有明顯增大的趨勢，而側向撓度極限值受偏心率的影響較小.偏心距較小的試件，實測的縱向極限位移離散性較小，偏心距越大，離散性越大.

圖13給出了實測各試件極限荷載與其偏心率之間的關系曲線.由圖13可看出，試件的極限承載力隨著偏心距的增大而減小.偏心率較小時，隨著偏心率的增大，試件極限承載力下降比較快；偏心率較大時，試件極限承載力下降相對較緩慢.由圖13還可看出，偏心距較小的試件離散性大一些.

3 承載力計算

確定沿弦向偏壓竹集成材柱承載力計算公式為：

4 結 論

根據試驗研究與分析結果，得出結論如下：

1）弦向偏壓竹集成材柱的破壞形式可分為三類：受拉側柱高度中心線位置附近首先出現裂縫而導致試件的破壞；非牛腿區域受拉側靠近牛腿位置附近首先出現裂縫并向柱中部延伸而導致的破壞；牛腿區域受拉側最外層纖維首先出現斷裂而導致的破壞.竹片接長部位及竹節部位為弦向偏壓柱受拉區域的薄弱部位，該位置決定了偏壓柱的破壞形態.

2）弦向偏壓柱跨中截面平均應變基本上呈現線性分布，符合平截面假定.試件中竹材的抗壓強度沒有充分發揮，破壞時的跨中撓度遠超規范的規定值.

3）沿弦向偏心，隨著偏心率的增大，柱受拉側C面的縱向和橫向極限應變絕對值呈上升趨勢，而受壓側A面及對稱兩側面B面和D面的縱向和橫向極限應變絕對值呈下降趨勢.對于縱向極限應變，偏心距較小的試件離散性較大；對于橫向極限應變，所有試件試驗結果的離散性均較大.

4）偏心距是影響竹集成材柱力學性能的主要因素之一，隨著構件偏心距的增大，試件的剛度和極限承載力均呈下降趨勢.偏心率較小時，隨著偏心率的增大，試件極限承載力下降比較快，但試驗結果離散性較大；偏心率較大時，試件極限承載力下降相對較緩慢，且試驗結果離散性較小.

5）在試驗研究與分析的基礎上，給出了弦向偏壓竹集成材柱穩定承載力計算公式，推導公式的計算結果與試驗結果吻合良好.

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