侧压竹集成材弦向偏压试验研究

李海涛+吴刚+张齐生+陈国

摘 要：为了研究侧压竹集成材弦向偏压的力学性能，考虑偏心距的变化，设计18个长细比为36、截面为77 mm×77 mm、弦向偏压的竹集成材柱试件，进行试验研究与分析.结果表明：弦向偏压竹集成材柱的竹片接长部位或竹节部位为受拉区域的薄弱部位，其位置决定了偏压柱的破坏形式.随着偏心率的增大，C面的纵向和横向极限应变绝对值呈上升趋势，而A面及两侧面B面和D面的纵向和横向极限应变绝对值呈下降趋势.对于纵向极限应变，偏心距较小试件的试验结果离散性较大；对于横向极限应变，所有试件试验结果的离散性均较大.偏心距较小时，试件的极限承载力下降较快且离散性较大；偏心距较大时，极限承载力下降较慢.弦向偏压柱试件跨中截面平均应变基本上呈现线性分布，符合平截面假定.给出了弦向偏压竹集成材柱承载力计算公式，公式计算结果与试验结果吻合良好.

关键词：竹集成材；弦向偏压；偏心率；变形

文章编号：1674-2974（2016）05-0090-07

中图分类号：TU398 文献标识码：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

竹材引起越来越多学者[[1-9]的关注.竹集成材[[8]是将速生、短周期（通常3～6年）的竹材加工成定宽、定厚的竹片（去竹青、竹黄），干燥至8%～12%的含水率，再用胶黏剂将竹片胶合而成的型材.李海涛等[[8]、Wei Y等[[9]、Sinha A等[[10]、Lima Douglas Mateus de等[[11]均对竹集成材梁的力学性能开展了研究.Luna P等[[12]研究了长细比对竹（瓜多竹）集成材实心和空心方柱力学性能的影响，但实心柱截面尺寸只有50 mm，空心柱截面尺寸为100 mm.李海涛等[[13-15]研究了由不同原竹部位制作的短柱轴心受压力学性能，还考虑长细比因素的影响，探讨了竹集成材柱轴压破坏机理.苏靖文等[[16]探讨了竹集成材方柱墩的轴心受压各向力学性能.李海涛等[[17]考虑偏心距的影响，初步探讨了重组竹柱的偏压力学性能.整体上讲，国内外学者对竹集成材柱力学性能的研究较少，对其偏心受压力学性能的研究更少.由于竹材或木材的抗剪性能较差，对其展开偏压力学性能试验的装置较复杂，这是该领域研究较少的一个原因.实际工程中的柱常是偏心受压，并且制作或施工工艺误差等原因也会造成一定的偏心.在此背景下，本文对侧压竹集成材方柱弦向偏压的破坏机理展开了试验研究.

1 试验情况

1.1 试件设计与制作

选用的毛竹产自江西靖安.为保证材性的稳定，统一选取根部原竹制作竹集成材试件，采用的胶黏剂为酚醛胶，竹片截面尺寸为8 mm × 21 mm，排列方式见图1（a）.单个竹片的长度方向采用了机械连接，见图1（b）.竹集成材的实测含水率为7.6%；密度为635 kg/m3；抗压强度为58.68 MPa；弹性模量为9 643 MPa；极限荷载对应的极限压应变为0.05；泊松比为0.338.

考虑偏心距的影响，设计6组长细比[[21]为36的试件，每组3个，共18根；其中一组为轴心受压试件；其余组对应的偏心距e0分别为25 mm，40 mm，55 mm，70 mm和85 mm，试件截面宽度b和高度h均为77 mm，长度L均为800 mm.试验设计偏心方向示意图见图2（a），为弦向偏心.竹条矩形断面长向沿x轴方向.正对读者的面标为“A”，右侧面为“B”，左侧面为“D”，背面为“C”.

1.2 试验加载制度

依据GB/T 50329-2012[[18]进行加载制度设计和试验.试验示意图见图2（b）.采用的加载仪器为新三思100 t电液伺服长柱试验机.试件加载初期采用荷载控制，荷载达到极限荷载80%左右，改为位移控制.试验从加载到破坏所用时间控制在5～10 min以内.试验在南京林业大学结构实验室完成.

1.3 测定布置

测量内容包括：柱中部、横向和纵向应变、沿柱高度三分点的侧向挠度及竖向荷载等.试件跨中侧面均贴有横向和竖向应变片，试件B面、C面、D面均布置一个横向应变片和一个纵向应变片； A面除布置一个横向应变片外，沿侧面高度粘贴5个竖向应变片，测试柱跨中沿截面高度方向的应变变化，应变片布置方式见图3.在试件D面侧向位置对应三分点共布置3个激光位移传感器（LDS，Keyence 牌，型号为IL-300），测试侧向变形，另布置2个激光位移传感器测试轴向变形.

2 试验结果与分析

2.1 破坏形态与分析

根据试件的破坏过程和最终破坏形态，可将其分为3类.第一类破坏：受拉侧柱高度中心线位置附近首先出现裂缝而导致试件的破坏.当加载到极限荷载附近时，试件侧向变形较大，柱中部受拉侧D面最外层竹片首先断裂；继续加载，竹纤维由受拉侧最外层向内层层断裂，断裂的竖向裂缝沿着A面、D面和C面向柱子两端延伸，最终导致试件破坏.本次试验中，多数试件发生此类破坏，典型破坏形式见图4（a），对应表1中的M.第二类破坏：非牛腿区域受拉侧靠近牛腿位置附近首先出现裂缝并向柱中部延伸而导致的破坏.这类试件在荷载值达到极限荷载开始下降时，非牛腿区域靠近牛腿的受拉侧最外层竹片首先断裂；随着加载的持续，竹纤维层层断裂并且裂缝向柱中部延伸，最终导致试件破坏.典型破坏形式见图4（b），对应表1中的L.本次试验中，发生该类破坏的试件为JZD40-1和JZD55-2.第三类破坏：牛腿区域受拉侧最外层纤维首先出现断裂而导致的破坏.该类试件在加载到极限荷载时，牛腿区域受拉侧最外层竹片首先出现断裂；随着加载的继续，裂缝向柱中部延伸，并且受拉侧纤维层层断裂，导致试件承载力急剧降低.典型破坏形式见图4（c），对应表1中的B.发生该类破坏的试件为JZD40-3和JZD55-3.

仔细观察所有试件首先出现破坏的位置，发现破坏的原因有两类，其一，竹片机械连接（见图1）位置胶层开裂，由于胶缝位置的纤维已经打断，只有胶的连接，胶的强度不够时，连接位置会首先出现开裂，见图5.其二，自然竹节部位首先断裂.竹节部位是竹材的薄弱部位，该部位抗拉强度较其它部位低，在拉力作用下，易断裂.

2.2 主要试验结果

轴心受压柱均发生失稳破坏，实测的极限荷载分别为274.7 kN，270.2 kN，275.0 kN.偏压试件试验结果见表1，表中Nu为极限荷载；wu为极限荷载对应的柱中部挠度；εuasD，εulsD分别为极限荷载对应的柱中部受拉侧（D面）竖向应变和横向应变；εuasB，εulsB分别为极限荷载对应的柱中部受压侧（B面）竖向应变和横向应变；M表示受拉侧柱高度中心线位置附近首先出现裂缝并向两端延伸而导致试件的破坏；L表示非牛腿区域受拉侧靠近牛腿位置附近首先出现裂缝并向柱中部延伸而导致的破坏；B表示牛腿区域受拉侧最外层竹片首先出现断裂而导致的破坏.GB 50005-2003[[19]中规定受弯构件跨中最大挠度不能超过跨度的1/250，对于跨度为800 mm的试件，规范容许挠度不超过3.2 mm；由表1知，对于所测试件，无论偏心距大小，其极限荷载对应的挠度均大于3.2 mm，为规范规定挠度的6倍以上，GB 50005-2003[[19]的要求是基于正常使用极限状态来规定的，即使考虑安全可靠度等因素，实测大偏心距试件的极限挠度仍远远大于规范规定.本次试验结果表明，对于弦向偏压竹集成材柱，控制其设计的是变形或刚度而不是强度.另外试件极限压应变均远小于竹集成材的实测极限压应变，说明材料的抗压强度没充分发挥.

2.3 荷载纵向应变关系

为了研究试件从开始加载到破坏整个过程的受力情况，选代表性试件，绘出跨中截面的荷载纵向应变关系曲线，见图6.

由图6可知，在加载初始阶段，竹集成材处于弹性状态，荷载应变曲线呈线性变化.轴压试件在加载初期4个侧面的应变比较接近，随荷载的增加，4个应变值的差别开始增大，荷载增大到50 kN后，4个侧面的应变值差别越来越明显.对于偏心距较小的试件在极限荷载之前，试件跨中截面受拉区应变较小，且发展缓慢，而受压区应变发展较快；由于试件具有初始偏心，随着荷载的增大，纵向应变发展逐步加快，待加载到极限荷载后，试件跨中截面受拉侧外层竹片接长部位（见图1（b））或竹节部位开裂，退出工作，荷载骤减，截面应力重分布，试件侧面变形迅速发展，受拉侧竹片层层劈裂.对于大偏心受压试件，由于初始偏心距较大，附加弯矩影响显著，试件跨中截面受拉区和受压区应变均发展较快.整体上讲，本次试验轴心受压试件4个侧面的应变值一直为负值，即4个侧面一直承受压力；偏心受压试件有3个侧面（A面、B面、C面）以承受压力为主，而1个侧面（D面）以承受拉力为主.

2.4 荷载变形曲线

图7给出了实测各试件的荷载与柱中部侧向挠度之间的关系曲线.对于弦向偏心受压试件，由于有初始偏心，在加载初期，试件中部侧向挠度随荷载的增大而增加，跨中挠曲变形较为明显，荷载挠度曲线呈线性发展；偏心距越大，跨中挠度增加越快，相同荷载下试件变形越大.随着荷载的增加，偏心距较大的试件较快进入非线性阶段.最后，试件在达到极限荷载后，因跨中挠度过大，使得各试件受拉侧中部或牛腿附近竹片接长部位（见图1）或竹节部位断裂致使整个试件丧失承载力而破坏.

图8为实测的各试件的荷载与纵向位移之间的关系曲线，s为纵向位移.由图8可知，在加载初期，荷载纵向位移曲线基本沿线性发展.对于弦向偏压试件，由于有初始偏心，纵向位移随荷载的增加快于轴心受压试件，偏心距越大，纵向位移增加越快.

综合图7和图8，对比荷载挠度曲线和荷载纵向位移曲线可知，试件的极限荷载随着偏心距的增大而减小.偏心距越大，曲线的上升段越平缓，挠度和纵向位移的增加发展就越快.

2.5 平截面假定验证

典型的跨中截面平均应变分布实测结果见图9.由图可见，试件在初期加载过程中，沿截面高度各纤维的平均应变基本上为直线，截面应变分布基本符合平截面假定；随着荷载的增大，应变值出现偏离直线的趋势，偏心距越大，这种趋势越明显.

2.6 极限值与偏心率

图10和图11分别给出了试件3个代表性侧面纵向和横向极限应变随偏心率变化的关系.极限应变为极限荷载对应的应变，偏心率为e0/h.由图10可看出，在本次试验范围内D面的纵向极限拉应变，随着偏心率的增大有增大的趋势；B面和C面的纵向极限压应变绝对值，随着偏心率的增大有减小的趋势；对于纵向极限应变，偏心距较小的试件离散性较大.由图11可看出，在本次试验范围内D面横向极限压应变的绝对值，随着偏心率的增大有增大的趋势；C面和B面的横向极限拉应变绝对值，随着偏心率的增大有减小的趋势；对于横向极限应变，所有试件试验结果的离散性均较大.

图12 （a），（b）分别给出了试件纵向位移和侧向挠度极限值随偏心率变化的关系.极限值均为极限荷载对应的位移，su为纵向极限位移.由图可看出，在本次试验范围内纵向极限位移随着偏心率的增大有明显增大的趋势，而侧向挠度极限值受偏心率的影响较小.偏心距较小的试件，实测的纵向极限位移离散性较小，偏心距越大，离散性越大.

图13给出了实测各试件极限荷载与其偏心率之间的关系曲线.由图13可看出，试件的极限承载力随着偏心距的增大而减小.偏心率较小时，随着偏心率的增大，试件极限承载力下降比较快；偏心率较大时，试件极限承载力下降相对较缓慢.由图13还可看出，偏心距较小的试件离散性大一些.

3 承载力计算

确定沿弦向偏压竹集成材柱承载力计算公式为：

4 结 论

根据试验研究与分析结果，得出结论如下：

1）弦向偏压竹集成材柱的破坏形式可分为三类：受拉侧柱高度中心线位置附近首先出现裂缝而导致试件的破坏；非牛腿区域受拉侧靠近牛腿位置附近首先出现裂缝并向柱中部延伸而导致的破坏；牛腿区域受拉侧最外层纤维首先出现断裂而导致的破坏.竹片接长部位及竹节部位为弦向偏压柱受拉区域的薄弱部位，该位置决定了偏压柱的破坏形态.

2）弦向偏压柱跨中截面平均应变基本上呈现线性分布，符合平截面假定.试件中竹材的抗压强度没有充分发挥，破坏时的跨中挠度远超规范的规定值.

3）沿弦向偏心，随着偏心率的增大，柱受拉侧C面的纵向和横向极限应变绝对值呈上升趋势，而受压侧A面及对称两侧面B面和D面的纵向和横向极限应变绝对值呈下降趋势.对于纵向极限应变，偏心距较小的试件离散性较大；对于横向极限应变，所有试件试验结果的离散性均较大.

4）偏心距是影响竹集成材柱力学性能的主要因素之一，随着构件偏心距的增大，试件的刚度和极限承载力均呈下降趋势.偏心率较小时，随着偏心率的增大，试件极限承载力下降比较快，但试验结果离散性较大；偏心率较大时，试件极限承载力下降相对较缓慢，且试验结果离散性较小.

5）在试验研究与分析的基础上，给出了弦向偏压竹集成材柱稳定承载力计算公式，推导公式的计算结果与试验结果吻合良好.

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