楊孝博，王解軍，陳 強，2，王智豐

（1.中南林業(yè)科技大學 土木工程學院，湖南 長沙 410004； 2.湖南城市學院 土木工程學院，湖南 益陽 413000）

隨著物質(zhì)生活的富裕，人們崇尚自然、提倡環(huán)保的意識不斷增強，木結構建筑以節(jié)能減排、綠色環(huán)保的理念越來越受到關注。傳統(tǒng)的工程用木材生長周期長達幾十年，可利用資源少，大徑材林木更少，木材供需的結構性矛盾十分突出[1]。膠合木結構既解決了木結構防火防腐性差的問題，又能利用小型鋸材，在提高木材利用率的同時降低成本，能滿足大截面、大跨度構件的需要。

一些國內(nèi)外學者開展了對木結構的研究。Chen,Qiang[2]進行了竹-原木組合梁受彎試驗，表明竹材和木材能夠協(xié)同工作。王解軍[3]制作含有不同膠縫缺陷率的木梁試件，探究膠縫缺陷對承載力的影響。楊濤[4]提出一種正交膠合木T 梁構件形式，以增強結構整體性與耐久性。Cihat Tascioglu[5]、Taheri[6]、朱雷[7]、許清風[8]等作者在木柱加固方面做了深入研究，提出了FRP、CFRP等加固方法，獲得了大量成果。

邵勁松[9]建立屈服荷載和屈服應變的計算公式,探討受載后試件的工作機理和破壞模式。曾 丹[10]對不同長細比的落葉松膠合木柱進行試驗研究，得到長柱穩(wěn)定承載力穩(wěn)定系數(shù)經(jīng)驗算式。劉雁[11]對木柱長期荷載作用下的蠕變性能開展工作，建立了蠕變本構方程。Matthias Theiler[12]等人對比多國規(guī)范提出了基于應變的新型承載力計算方法。吳堅晶[13]提出了一種新型豎嵌CFRP 層板增強的膠合木柱。目前對空心膠合木柱的受壓性能研究較少，本文利用膠粘劑將小型鋸材膠合成木柱，達到圓木柱相近的抗壓承載力。制作了3 根木柱進行軸心受壓承載力試驗，記錄在加載過程中破壞形態(tài)、撓度、承載力、應變的變化情況。

1 膠合木柱試件

試驗共設計了3個試件，試件截面尺寸為外徑340 mm、內(nèi)徑232 mm、長度為1 000 mm，按照長細比分類為短柱，如圖1 所示。試件由小型鋸材膠合而成，膠黏劑為間苯二酚樹脂膠黏劑，保證其膠合強度不低于木材順紋抗剪和橫紋抗拉強度。加工過程中對鋸材目測分級，保證每個試件強度基本一致。參照GB/T1931—2009《木材含水率測定方法》[14]測得該批膠合木的含水率為13%。通過計算對截面等份劃分，刨削制作了20根相同尺寸拱形鋸材，并制作了3個鋼套圈對木柱定型膠合，用膠粘劑進行膠合時施加2 N/mm2壓力，最后養(yǎng)護整形。

本試驗木材選用樟子松，為了獲得材料性能，對5個短柱試件進行了試驗，規(guī)格為80 mm× 80 mm×240 mm，參 照GB /T 50329—2012《木結構試驗方法標準》[15]測得抗壓彈性模量為 8 230 MPa、抗壓強度為23.24 MPa。

圖1 膠合木柱試件示意圖Fig.1 Diagram of specien

2 試驗方法

試驗采用湖南城市學院土木工程國家級實驗教學示范中心結構實驗室5 000 kN 壓力試驗機，應變數(shù)據(jù)選用XL2101C 程控靜態(tài)電阻應變儀采集。壓力試驗機上下均采用球鉸，保證了試驗過程中試件受力均勻。為了監(jiān)測試件受力過程中的位移和變形情況，在試件高度方向3/4、1/2、1/4 處設為A、B、C 共3個測面，每個測面的6 分點處環(huán)向間隔布置軸向和水平應變片各3個，一共18個應變片測點，同時在試件高度方向1/2 處4 分點處環(huán)向放置了4個X、Y 方向相互垂直的位移計測量柱中側向位移。加載裝置和測點布置見圖2。

為保證試驗過程中木柱的軸心受壓，試驗準備階段采取幾何對中與物理軸線對中措施。利用幾何對中可以保證構件截面型心、壓力機球鉸中心及壓力機中線在同一條縱向軸線上。物理軸線對中的方法，在正式加載前應對試件預加載，使9個縱向應變片的讀數(shù)值和9個橫向應變片讀數(shù)值相差在5%以內(nèi)。試驗以0.3～0.5 kN/s 的速度勻速加載至試件破壞。每級荷載為30 kN，并讀出各級荷載下的應變值和百分表數(shù)值，數(shù)據(jù)由XL2101C 程控靜態(tài)電阻應變儀采集，觀察并記錄試驗現(xiàn)象。

3 結果與分析

3.1 破壞形態(tài)

基于3 根空心膠合木柱軸心受壓性能試驗，分析了試件的破壞形態(tài)，試件典型破壞形式如圖3所示。A-1 試件在荷載增至790 kN 時，發(fā)出劈裂聲，柱中部出現(xiàn)橫向裂縫，荷載增至860 kN 時，裂縫朝橫向繼續(xù)發(fā)展，當荷載增至930 kN 的過程中，試件由于裂縫增大，柱中側向位移迅速增大，靠近柱中位置橫向出現(xiàn)褶皺引起壓屈破壞。A-2 試件在荷載增至810 kN 時，柱上部出現(xiàn)橫向裂縫，當荷載增至1 000 kN 時，木柱底部出現(xiàn)褶皺環(huán)向長度是周長的一半，進而壓屈。A-3 試件在荷載增至780 kN 時，出現(xiàn)“嘭”的聲音，當荷載增至 880 kN 過程中，試件底部出現(xiàn)較長橫向褶皺，破壞前有明顯預兆。

圖2 試驗裝置及測點布置三視圖Fig.2 Test deviceand three views of measuring points

圖3 空心膠合木柱典型破壞形態(tài)Fig.3 Typical failure modes of hollow glued wood column

3.2 試驗主要結果

表1 給出了受壓性能試驗的主要試驗結果，其中：Npeak為試件軸壓極限荷載；σ為試件軸壓極限應力，εpeak為試件軸壓極限應變。

3.3 荷載-應變關系

試驗過程中對各個試件的A、B、C3個測面橫向應變、縱向應變進行了記錄，對每個測面的應變?nèi)∑骄担囼炈煤奢d-平均應變曲線如圖4所示。

表1 空心膠合木柱特征參數(shù)統(tǒng)計Table 1 Statistics of characteristic parameters of hollow glued wood column

通過分析圖4 中3個試件的荷載-平均應變關系曲線，可以得出以下結論：

在整個受壓過程中，各試件縱向應變變化趨勢基本相同，存在彈性階段和彈塑性階段。在彈性階段中應變曲線斜率不變，呈線性關系。曲線斜率隨著荷載增加隨之減小，試件由彈性階段過渡到彈塑性階段，直到試件達到峰值荷載。隨著變形的增加，承載能力快速下降，柱中側向變形增大并出現(xiàn)壓屈的現(xiàn)象，進而木柱失去承載能力。

圖4 荷載—平均應變關系曲線Fig.4 Relation curve of load-average strain

在受壓過程中，試件橫向應變變化趨勢有所差別，與試件制作誤差、木節(jié)、截面弧度有關。從圖4b 可看出A-1 柱橫向存在受壓變化，與軸向壓應變相近，位于長度3/4處，整體呈現(xiàn)出線性增加趨勢。A-2 柱橫向應變整體最小，同時承載力最高。

3.4 荷載-位移關系

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)得到各試件的荷載-側向位移曲線、荷載-軸向位移曲線，比較圖中數(shù)據(jù)和試驗數(shù)據(jù)可以得出以下結論：

由圖5 可知：1）在加載初期，由于試件制作缺陷和物理偏心，使得試件存在微小側向位移；2）在加載前半段，構件主要承受壓應力作用，柱中側向位移變化幾乎為零。當荷載加載到最大荷載80%左右，側向位移突然增大，隨著荷載的增加呈線性增大，最大側向位移為1.4 mm；3）A-1試件與A-2 試件的側向位移存在幾個增長臺階，這是由于木材屬于各向異性材料，存在一定的層積效應，在加載過程中木材數(shù)次緊實；4）側向位移最大的A-2 柱同時承載力也是最大，空心膠合木柱的允許變形范圍大。

圖5 荷載—柱中側向位移關系曲線Fig.5 Relation curve of load-column lateral displacement

由圖6 可知：1）構件主要承受壓應力，在試驗過程中，隨著荷載的繼續(xù)增加，軸向位移均勻增大；2）當荷載加載到最大荷載的80%左右，軸向位移達到6mm 左右后均突然增大，這是因為木材局部的褶皺和膠合面縱向開裂，構件失去承載能力；3）在加載過程中，荷載-軸向位移曲線具有一定的塑性階段，試件破壞不是突然發(fā)生，屬于延性破壞。

圖6 荷載—軸向位移關系曲線Fig.6 Relation curve of load-axial displacement

3.5 承載能力

取5 根樟子松短柱軸壓試驗數(shù)據(jù)作為承載能力穩(wěn)定系數(shù)的計算依據(jù)，根據(jù)GB50005—2017《木結構設計標準》[16]算式對相關試驗組進行計算：

式中：1φ為本試驗穩(wěn)定系數(shù)值；Npeak為試件的穩(wěn)定承載力試驗值；A為試件受壓面積；fu為短柱試件抗壓強度。計算結果見表2。

查得樟子松鋸材的強度等級為TC13，計算穩(wěn)定系數(shù)按式（2）和式（3）計算：

式中：2φ為按GB50005—2017 計算的理論穩(wěn)定系數(shù)值；?為試件長細比；fck為受壓構件材料的抗壓強度標準值；Ek為構件材料的彈性模量標準值；ac、bc、cc為規(guī)范取值的材料相關系數(shù)。計算結果見表2。

軸心受壓構件穩(wěn)定承載力 0N按式（4）計算：

其計算結果見表2。

將空心膠合木柱環(huán)形截面積換算為圓形，得圓木柱直徑為248 mm，按規(guī)范計算得圓木柱穩(wěn)定承載力為1 059 kN，穩(wěn)定系數(shù)為0.94。對比分析可得：采用空心膠合木柱后，計算承載力達到1 094 kN，穩(wěn)定系數(shù)達到了0.97，均有所提高，但從表2 可知，試驗所得承載能力穩(wěn)定系數(shù)值比規(guī)范計算值有降低，穩(wěn)定系數(shù)為0.90，試驗效果欠佳，主要由于木節(jié)缺陷、初始偏心造成，在木柱受壓過程中對穩(wěn)定承載力有影響，A-2 柱最接近理想情況。在受壓過程中木柱有外擴，橫向存在拉力，導致承載力有所降低。采用空心形式后，相較同截面積的圓木柱，空心膠合木柱承載力有所提高，整體穩(wěn)定性更加好，改善受力性能。

4 有限元計算結果分析

在木柱軸心受壓試驗研究的基礎上，利用ABAQUS 有限元軟件進行分析，材料為各向異性材料，通過工程常數(shù)定義材料，順紋彈性模量為 8 230 MPa，橫紋徑向彈性模量為825 MPa，橫紋切向彈性模量為411 MPa。采用8 節(jié)點的C3D8R單元，在劃分網(wǎng)格時，沿木柱高度方向劃分50個網(wǎng)格，環(huán)形截面劃分120個網(wǎng)格。柱頂施加均布面荷載，邊界條件類型為位移/轉(zhuǎn)角，柱頂限制X、Y 方向位移、柱底限制了X、Y、Z 方向位移，兩端均不約束轉(zhuǎn)角的邊界條件。通過分析獲得膠合木柱軸心受壓柱中縱向、橫向應力-應變關系曲線，并與試驗結果進行對比，結果如圖7 所示，材料在彈性階段理論值與試驗值吻合程度較好，材料滿足廣義胡克定律。整體來說，有限元結果小于試驗結果，這是由于有限元分析是一種理想分析，沒有考慮材料本身的缺陷。

表2 試件受壓性能的計算結果和試驗結果?Table 2 The calculation and experimented results of the compressive properties of specimens

圖7 試驗值與有限元結果對比Fig.7 Comparison between experimental results and finite element results

如下圖8 所示，沿柱高方向木柱順紋和橫紋應變分布均勻，其中由于兩端附近應力集中，應變比柱中稍大。順紋方向柱身應變?yōu)?.9×10-3，橫紋方向為8.6×10-4左右，將數(shù)值分析結果與膠合木柱試驗結果進行對比，結果比較吻合。從分析結果可知，木柱縱向每個側面的應力分布均勻，順紋應力大于橫紋方向，柱頂面和底面的應力分布基本相同。

5 結論與討論

通過3 根空心膠合木柱試件的軸心受壓性能試驗研究，可以得到以下結論：

1）利用粘結劑將小型鋸材膠合，制作空心膠合木柱應用在實際工程中是可行的，滿足工程使用需求。

2）相比原木柱，同等截面積下，空心膠合木柱直徑增大37%，偏心受壓性能得到提高，穩(wěn)定性有所改善；空心膠合木柱與同截面積圓木柱比較，理論承載力提高了4.3%，試驗得承載能力穩(wěn)定系數(shù)為0.9，材料缺陷對軸心承載力有影響。受壓過程中，縱向應變變化趨勢基本相同，存在橫向受壓的情況。隨著變形的增加，當荷載達到極限荷載80%左右時，承載能力快速下降，柱中側向變形增大并出現(xiàn)局部壓屈的現(xiàn)象，進而木柱失去承載能力，破壞形式為整體壓屈破壞。側向位移存在幾個增長臺階，存在破壞征兆。

圖8 空心膠合木柱應變云圖Fig.8 Strain cloud picture of hollow glued wood column

3）通過建立有限元模型進行對比，試驗結果與模型計算結果吻合度高，可用于預測空心膠合木柱的承載力、變形等。

4）膠合木柱的已有研究集中在矩形截面木柱軸心和偏心受壓性能，探討了長細比變化對承載力的影響，其制作相對簡便但截面形式限制了偏心承載方向，且構件截面尺寸不大；本研究的木柱截面形式允許多方向偏心受壓，軸心受壓時穩(wěn)定性更好，利用小型鋸材制作構件尺寸限制少。本研究局限性在于試件數(shù)目較少，不同長細比對承載力的影響尚需進一步研究。