偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响_陈领.pdf

Vol.43 No.2Feb.2023第 43 卷 第 2 期2023 年 2 月中 南 林 业 科 技 大 学 学 报 Journal of Central South University of Forestry&Technologyhttp:/收稿日期：2022-06-23基金项目：国家国际科技合作专项（2014DFA53120）；中南林业科技大学科学研究项目（9010263203077）；第一作者：陈领（），硕士研究生。通信作者：王解军（），教授，博士，博士生导师。引文格式：陈领,刘佳桐,刘瑞越,等.偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响 J.中南林业科技大学学报,2023,43(2):166-179.CHEN L,LIU J T,LIU R Y,et al.Influences of eccentricity on the compressive performance of glulam hollow columnsJ.Journal of Central South University of Forestry&Technology,2023,43(2):166-179.偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响陈 领，刘佳桐，刘瑞越，王解军（中南林业科技大学 土木工程学院，湖南 长沙 410004）摘 要：【目的】为探讨落叶松胶合木空心柱的偏心受压性能，【方法】对 7 组不同偏心距的试件进行单向偏心受压承载力试验，研究胶合木空心柱的破坏模式、破坏机理、承载力、荷载-应变关系、荷载-挠度关系，并将偏心受压柱与轴心受压柱进行对比。通过考虑柱中侧向挠度来增大偏心压力产生的弯矩，提出了胶合木空心柱偏压承载力计算公式。【结果】小偏心受压柱破坏模式为弯曲凹侧木材被压屈，产生纵向裂缝，弯曲凸侧木材没有明显的破坏；大偏心受压柱破坏模式为弯曲凹侧木材压屈，纵向开裂，弯曲凸侧木材被拉断破坏。偏心距为 30 100 mm 的试件，其极限承载力分别下降至轴心受压试件承载力的 61.51%31.16%。偏心受压柱承载力改进公式计算结果与试验值相差在 10%以内，比目前我国木结构设计标准及胶合木结构技术规范公式的计算更准确。【结论】空心柱大小偏心的界限偏心率约为 0.6。大偏心受压破坏与小偏心受压破坏不同的是：弯曲凸侧有明显的破坏现象，且破坏比较突然；试件承载力迅速降低，挠曲变形较大。随着偏心距增加，木柱的承载力逐渐降低，但下降幅度减小。从荷载-应变关系、荷载-挠度关系曲线中可以看出，空心胶合木柱具有一定的塑性变形能力，满足工程用材的要求。研究成果可为工程设计提供理论参考。关键词：胶合木空心柱；偏心受压；极限承载力；模型试验；理论分析中图分类号：S718.2 文献标志码：A 文章编号：1673-923X(2023)02-0166-14Influences of eccentricity on the compressive performance of glulam hollow columnsCHEN Ling,LIU Jiatong,LIU Ruiyue,WANG Jiejun(College of Civil Engineering,Central South University of Forestry&Technology,Changsha 410004,Hunan,China)Abstract:【Objective】This article aimed to explore the eccentric compressive performance of larch glulam hollow columns.【Method】One-way eccentric compressive bearing tests were conducted on seven groups of the specimen with different eccentric distances to study the failure mode,failure mechanism,bearing capacity,load-strain relationship,and load-deflection relationship of glulam hollow columns,and to compare the eccentric compressive columns with the axial compressive columns.By considering the lateral deflection in the column to increase the bending moment generated by the eccentric pressure,the calculation formula of the eccentric compressive bearing capacity of glulam hollow columns was proposed.【Result】The failure mode of the small eccentric compressive columns was that the timber on the curved concave side was compressed,resulting in longitudinal cracks,and the timber on the curved convex side had no obvious failure.The failure mode of large eccentric compressive columns was that the timber on the curved concave side was compressed and cracked longitudinally,and tensile failure was observed on the timber on the curved convex side.The ultimate bearing capacity of the specimens with an eccentric distance of 30-100 mm decreased from 61.51%to 31.16%of the bearing capacity of the axially compressed specimens.The difference between the calculation results of the improved formula of bearing capacity of the eccentric compressive column and the test value was within 10%,which was more accurate than the calculation of the current Standard for design of timber structures and the formula of the Technical code of glued laminated timber structures in China.【Conclusion】The eccentricity of the hollow column is about 0.6 for the limit of dimension eccentric.Differences between the large eccentric compressive failure and small eccentric compressive failure:the obvious failure observed on the curved convex side,the sudden failure of the curved convex side,the rapid decrease of the specimen bearing capacity,and the large flexural deformation.With the increase of eccentricity distance,the bearing capacity of the wooden column gradually decreases,but the declining range decreases.According to the load-strain relationship and load-deflection relationship curves,it is observed that the hollow glulam timber column has a certain plastic deformation capacity that meets the requirements of engineering materials.The research results provide theoretical references for engineering design.Keywords:glulam hollow column;eccentric compression;ultimate bearing capacity;model test;theoretical analysisDoi:10.14067/ki.1673-923x.2023.02.018167中 南 林 业 科 技 大 学 学 报第 43 卷现代胶合木结构在欧美等西方国家应用广 泛1。胶合木结构是将规格材木板用胶黏剂黏合起来，制成工程所需的各种尺寸的试件，除去了木节、开裂、腐烂等缺陷，提高了材料的匀质性2，同时也能将小尺寸试件胶合成大型胶合木试件3，从而提高木材的利用率。周佳乐等4通过对 5 组各 15 个试件进行试验分析，得到国产落叶松胶合木的力学性能可以媲美甚至超过美国花旗松等国外木材，并能满足建筑结构要求的结论。木柱的破坏一般分为强度破坏和失稳。对于长细比较小的木柱，Engesser 提出的切线模量理论可以提供与试验相近的承载能力预测；对于中等长细比，Karman 提出的折算模量理论所得的承载力与试验结果吻合较好，这意味着这些柱的破坏主要以塑性失稳为特征；当柱的长细比接近弹性屈曲临界值时，试验荷载承载能力介于欧拉理论和冯卡门理论之间5。黄绍胤6-7采用简化模型分析的方法，通过对轴心压杆和偏心压杆的承载力、失稳现象及破坏过程的研究，同时考虑木材应力应变关系的非线性变化和二阶效应的影响，推导出简单而统一的承载力计算公式。王倩8通过对 5 组不同尺寸的落叶松胶合木试件进行研究，得出木柱顺纹受压的平均极限强度并推导了相应的经验公式。胶合木空心柱试件形式首先由Kent等9提出，采用的是由 4 块规格材相互正交胶合压制形成中空的方形柱试件，类似层板胶合木（Glulam）。张露10以云杉为原材料，通过对不同长细比、偏心距及偏心角的空心柱进行研究，提出了一种基于极限状态的偏心受压空心木试件的极限承载力计算方法，但是计算过程较为复杂，难以在实际工程中应用。王骁睿11结合空心木柱的试验结果，研究了欧拉公式、切线模量理论公式、折算模量理论公式的适用情况。杨孝博等12以空心胶合木柱的轴心受压性能试验为基础，得出相同截面积下，空心胶合木柱比圆木柱的理论承载力提高4.3%，且稳定性有所改善的结论。朱厚源等13通过将落叶松胶合木实心柱与空心柱偏心受压承载力进行对比，得出相同面积下的空心柱比实心柱承载力提高约 20的结论。综上所述，国内外学者针对木柱的破坏模式、受力性能等展开了研究，同时出于节能减材的考虑，提出空心胶合木柱的结构形式，取得了诸多有价值的研究成果，促进了胶合木结构的发展。但现有的研究还存在以下不足：1）胶合木空心柱在不同偏心距下的受压性能尚未十分明确，而现实工程中边角柱与中柱的偏心距各不相同；2）没有提出简单且准确的承载力计算公式。故本研究通过设置不同偏心距的模型试验，研究偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响。并结合现有规范公式并进行改进，使之适用于胶合木空心柱承载力的计算。1 试件设计1.1 材 料本试验采用国产兴安落叶松锯材作为原材料，锯材尺寸为 4 200 mm145 mm37 mm；以水基聚氨酯结构胶作为胶黏剂，将木板胶合加压并养护 24 h 后制成空心木柱。木材的基本物理力学性能根据朱厚源14的研究成果（使用同一批次木材），其具体数值如表 1 所示：表 1 木材物理力学性能Table 1 Physical and mechanical properties of timber初始密度Initial density/(gcm-3)含水率Water content/%抗拉强度Tensile strength/MPa抗压强度Compressive strength/MPa抗弯强度Bending strength/MPa弹性模量Elastic modulus/MPa0.6614.87128.683086.2310 600胶粘剂的物理特性：固体含量（583）%，剪切强度 10 MPa，抗拉强度 40 MPa，抗压强度 75 MPa，木破率 70%，弹性模量 3 500 MPa。1.2 试件构造试件设计如图 1 所示。为了避免柱发生屈曲，试验木柱按照木结构设计标准 GB 50005201715选取，柱长 1 200 mm，空心截面外形尺寸为 100 mm100 mm，由 4 块厚 20 mm 木板胶合而成（图 1C）。根据木结构试验方法标准 GB/T50329 201216，柱的长细比为 35 150，本试件的长细比为 35.65，符合要求。考虑局部受力需要，按照规范要求在柱子两端设置牛腿，牛腿部分采用粘贴木板制作，并使用直径 10 mm 普通螺栓加强。牛腿长度为 300 mm，矩形截面牛腿长度与柱端截面总宽 B 相等，B=200 mm。共制作 14 个试件，各试件尺寸完全相同。按试验加载偏心距的不同分为 7 组，每组 2 个试件，分组编号为 Z1 Z7，加载中心线相对木柱中部截面形心的偏心距 e0（图 3）分别为 0、30、50、60、70、80、100 mm。偏心率为e0/h，h=100 mm（柱中截面高度，图 1C），Z1 Z7 组的偏心率分别为 0、0.3、0.5、0.6、0.7、0.8、1。陈 领，等：偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响168第 2 期2 测量与加载试验在中南林业科技大学土木工程试验中心进行。采用 5 000 kN 电液伺服压力试验机、东华测试系统、100 mm 量程的位移传感器及 12080AA应变片，通过设置不同偏心距模型加载试验，得到破坏模式、承载力、拉压应变以及侧向变形等试验结果。测点布置方案见图 2。在木柱中部横截面共布置 10 个纵向应变片，其中正面 5 个、背面 1 个、2 个侧面各 2 个，测量木柱纵向应变；在柱中部共布置 6 个横向应变片，其中正面和背面各 1 个、2 个侧面各 2 个，测量木材横纹应变。在木柱侧面（弯曲凹侧）中部布置一个水平位移计，测量柱中侧向挠度。试验时，首先将试件几何对中，保证试件截面的几何中心、刀铰中心、压力机头的中心重合于同一纵向轴线；再通过物理轴线对中的方法，待应变片及位移计与测试系统连接后进行加载，观察试件同一横截面的 4 个侧面的应变值是否相等；若不相等，则调整试件位置，直至测得的应变值与其平均值相差在 5%以内；记录此时物理轴线的位置，再调整到对应的加载偏心距（图 3）。正式加载前，先进行 10 20 kN 的预加载，以检查对中情况并消除拼装间隙。为得到试件详细的应力应变关系曲线，正式加载的初期阶段采用力值控制，速度为 9 kN/min，达到预期极限荷载的80%后改为位移控制，速度为 1 mm/min17。试验终止条件为荷载瞬时下降 30%以上。图 1 试件示意Fig.1 Schematic diagram of specimen/mm图 2 测点布置Fig.2 Measurement point layout/mm169中 南 林 业 科 技 大 学 学 报第 43 卷图 3 装置设计与实物Fig.3 Device design and physical objects/mm图 4 Z1 组轴心受压柱破坏模式Fig.4 The failure mode of axially compressed columns in the Z1 group陈 领，等：偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响170第 2 期3 试验现象及结果3.1 试验现象3.1.1 轴心受压柱轴心受压柱（Z1 组）的破坏模式如图 4 所示。在加载前期，Z1 组试件处于弹性阶段，应力-应变呈线性关系，所有纵向应变值显示为受压，横向应变值显示为受拉。Z1-1 试件加载至极限荷载约 85%时，柱中部一个侧面出现纵向裂缝、柱端牛腿部位木材出现受压褶皱，随着荷载增加，裂缝扩展直至破坏（图 4A）。Z1-2 试件首先在靠近牛腿的木节边缘发生局部压屈破坏，随着荷载的增加不断向两侧延伸，最终整个横截面被压屈而破坏（图 4B)。轴心受压柱的侧向位移小，破坏过程较缓慢，属于塑性破坏。3.1.2 偏心受压柱偏心受压柱破坏模式如图 5 和图 6 所示。所有试件在加载前期，应力-应变呈线性关系，侧向位移较小；当荷载增加到极限荷载的 70%左右时，木材首次出现开裂声，试件发生弯曲变形；当达到极限荷载的 90%时，有较大开裂声，木柱侧移持续增加，弯曲凹侧木材压屈褶皱。Z2 Z3组试件达到极限荷载时，弯曲凹侧木材被压屈、产生纵向（竖向）裂缝，弯曲凸侧木材没有明显的破坏，属于小偏心受压；Z4 Z7 组试件极限荷载下，弯曲凹侧木材压屈、纵向开裂，弯曲凸侧木材被拉断破坏，属于大偏心受压。各试件具体破坏模式分述如下：图 5 Z2 Z3 组偏心受压柱破坏模式Fig.5 Failure mode of Z2-Z3 groups eccentric compressed columns171中 南 林 业 科 技 大 学 学 报第 43 卷图 6 Z4 Z7 组偏心受压柱破坏模式Fig.6 The failure mode of eccentric compressed columns in the Z4-Z7 groups陈 领，等：偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响172第 2 期续图 6Continuation of Fig.6173中 南 林 业 科 技 大 学 学 报第 43 卷Z2-1 试件随着荷载增加，首先在弯曲凹侧靠近下端牛腿的木节位置，木材发生压屈褶皱（缺陷处存在应力集中），并沿木节向上出现纵向裂缝，直至试件被压溃（图 5A）。Z2-2 试件达到极限荷载时，弯曲凹侧柱中部出现较长的纵向裂缝并横向延伸，直至破坏（图 5B）。Z3-1 试件首先是弯曲凹侧靠近柱下部牛腿的木节处发生局部压屈，形成褶皱，最后由于裂缝的延伸，试件破坏（图 5C）。Z3-2 试件最终由于弯曲凹侧中部整个横截面被压屈而破坏（图 5D）。Z4-1 试件首先在弯曲凹侧中部胶缝处出现两条纵向裂缝18，并随着荷载的增加持续向两端延伸，随后弯曲凸侧靠近牛腿位置的木材被拉断（图6A）；Z4-2 试件首先在柱中部弯曲凹侧靠近边缘的位置出现两道细微纵向裂缝，并随着荷载的增加持续向两端延伸，最后弯曲凸侧柱中部出现一道较长的横向裂缝，部分木材与试件整体脱离，破坏较为突然（图 6B）。Z5-1 试件首先在弯曲凹侧靠近下端牛腿的位置出现一道纵向裂缝，并随着荷载增加持续向两端发展，随后弯曲凸侧柱中部开裂（此时挠曲变形较为明显），最后弯曲凸侧靠近下端牛腿位置的木材被拉裂而破坏（图 6C）；Z5-2 试件首先在弯曲凹侧靠近下端牛腿的位置出现褶皱，并在试件中部出现纵向裂缝，最后弯曲凸侧靠近试件边缘的位置出现纵向裂缝并持续延伸，试件破坏（图 6D）。Z6-1 试件在达到极限荷载时试件并未出现明显破坏现象，当荷载降至极限荷载的 83%左右，随着续图 6Continuation of Fig.6陈 领，等：偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响174第 2 期一声巨响，靠近上端牛腿位置的上下截面脱离，试件完全失去承载力（图 6E）；Z6-2 试件的弯曲凹侧没有明显的破坏现象，达到极限荷载时，试件弯曲凸侧中部截面木材被拉断而突然破坏（图 6F）。Z7-1 试件首先在弯曲凹侧靠近上端牛腿的位置出现一道纵向裂缝，并随着荷载的增加持续向下发展，然后弯曲凸侧柱中部木材拉裂破坏（图6G）；Z7-2 试件做最终由于弯曲凸侧中部靠近边缘的木材达到顺纹受拉极限强度，木材被拉裂而破坏（图 6H）。3.1.3 破坏机理分析由于木材顺纹抗压强度与横纹抗拉强度分别为顺纹抗拉强度的约 45%和 5%，相对较低。因此空心胶合木柱承受轴心压力时，木材首先达到其顺纹受压强度，被压屈形成褶皱，随后截面的横向拉应力超过木材的横纹抗拉强度，木材开裂并向着两端延伸，或者褶皱沿横截面延伸导致刚度下降，承载力降低。由于木材裂缝的延伸导致试件出现应力重分布，以及木材顺纹受压具有明显的塑性变形特征等原因，轴心受压试件的破坏表现出一定的塑性。对于小偏心受压试件，弯曲凸侧应力较小，破坏前未达到其顺纹受拉强度，其破坏主要是弯曲凹侧截面产生压应力，破坏模式与轴心受压柱类似。对于大偏心受压柱，首先同样是弯曲凹侧被压屈形成褶皱或开裂，但随着荷载增加，弯曲凸侧达到其顺纹受拉极限强度，此时木材纤维被拉断，并迅速沿横截面延伸导致试件丧失承载力。以上为典型破坏试件对应的破坏机理。结合试验现象和破坏机理可知，随着偏心距增加，Z4 组试件出现弯曲凸侧破坏现象，因此Z4组试件为分界试件，大小偏心界限值约为0.6。3.2 试验结果3.2.1 承载力由表 2 可知，随着偏心距增加，试件的极限承载力不断降低，偏心距为30100 mm的试件，极限承载力分别下降至轴心受压试件极限承载力的 61.51%31.16%。由图7可知，随着偏心距增加，曲线微微内凹，斜率变缓，即试件承载力下降幅度减小，这也与木材试验通常情况相符合。3.2.2 荷载-应变关系在柱的弯曲凹侧及弯曲凸侧跨中位置对称布置 4 个纵向应变片，测量木材顺纹（纵向）应变，同样在柱中部布置 4 个横向应变片，测量木材横纹（横向）应变，并选取典型破坏试件的数据进行分析（下同），得到其荷载-应变平均值的关系曲线（图 8）。表 2 偏心受压柱与轴心受压柱承载力对比Table 2 Comparison of the bearing capacity between eccentric compression columns and axial compression columns试件Specimen试验值Test value/N平均值Average value/N相对值Relative value/%偏心距Eccentric distance/mmZ1-1186 167197 0091000Z1-2207 850Z2-1127 050121 17561.5130Z2-2115 300Z3-196 16794 625 48.0350Z3-293 083Z4-181 08386 93344.1360Z4-292 783Z5-181 15077 55939.3770Z5-273 967Z6-175 66770 25035.6680Z6-264 833Z7-159 48361 38731.16100Z7-263 291图 7 荷载-偏心距关系曲线Fig.7 Relation curves of load-eccentric distance由图 8 可知，纵向应变及弯曲凸侧横向应变可分为 3 个阶段：加载初期，试件处于弹性阶段，荷载-应变呈线性增长；加载中期，荷载-应变仍然表现为线性，说明试件仍处于弹性阶段；随着荷载继续增加，曲线斜率减小，试件进入弹塑性工作阶段，直至达到极限荷载；随着试件被压屈变形或开裂，承载力下降直至试件破坏。而弯曲凹侧横向应变以弹性阶段为主。由图 8A 可知，对于小偏心受压试件，达到极限荷载后弯曲凹侧纵向应变继续增加，荷载下175中 南 林 业 科 技 大 学 学 报第 43 卷降较为平缓，木柱发生弹塑性屈曲；与小偏心受压试件相比，大偏心受压试件纵向应变较小（除Z6-1 试件外），且达到极限强度后应变降低，同时荷载急剧下降。由图 8B 可知，达到极限荷载后，荷载-横向应变曲线弯曲凹侧出现荷载不变或略微下降的情况下应变减少的现象，这是由于荷载的增加，木材达到其顺纹受压屈服强度，木材被压紧，顺纹方向形成褶皱，而不是受泊松效应的影响继续向两边膨胀。在试件正立面布置 5 个纵向应变片，测量加载过程中不同截面高度的应变变化，结合弯曲凹侧和弯曲凸侧（处于试件边缘）的应变值，得到不同荷载状况下截面高度-应变关系曲线（图 9）。图 8 荷载-应变关系曲线Fig.8 Relation curves of load-strain由图 9 可知，在加载前中期，截面应变在高度方向基本呈线性变化，即截面始终保持平面，因此试件在加载初期变形符合平截面假定；随着荷载增加，试件进入弹塑性工作阶段，弯曲凹侧边缘首先被压缩为非线性应力状态，而其他纤维则保持弹性应力状态，因此柱截面可根据其应力状态从弯曲凹侧到弯曲凸侧分为 3 个区域，即塑性压缩区、弹性压缩区、弹性拉伸区。随着荷载继续增加，塑性受压区逐渐由弯曲凹侧边缘向弯曲凸侧延伸，同时弯曲凸侧纤维应力线性增大，并逐渐接近其极限抗拉强度。对于小偏心受压试件，试件发生破坏时弯曲凸侧仍处于弹性阶段（图 9AB）；大偏心受压试件，随着荷载增加，两侧均发生塑性变形（图9CF）。这与试验现象相符。3.2.3 荷载-挠度关系根据试验测得的荷载和木柱中部侧向挠度曲线可知，加载前中期，试件挠度随荷载线性增加；但与纯弯曲试件不同的是，一方面由于弯矩作用产生的挠度使偏心弯矩进一步增大，即 P-效应，另一方面因为木材的几何非线性和材料非线性，使木结构存在压杆稳定的问题，对试件的挠度和变形有较大影响，当达到极限荷载的 80%，挠度增速加快（图 10）。在达到极限荷载后，小偏心受压试件的挠曲变形相对较小，荷载下降较为缓慢。大偏心受压试件与小偏心受压试件相比，前中期的挠曲变形更加明显，达到极限荷载后，试件没有发生破坏，但此时荷载快速下降，挠度也在快速增加，说明胶合木空心柱试件具有一定的塑性变形能力。4 极限承载力计算与分析4.1 偏心受压木柱承载力计算公式木结构设计标准（GB 500052017）中，偏心受压木柱的承载能力计算公式：0ncnm1NeNA fW f+。（1）式中：N 为轴向压力设计值（N）；An为试件净截面面积（mm2），试件无缺孔，则 An=A；fc为试件材料的顺纹抗压强度（N/mm2）；e0为试件轴向压陈 领，等：偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响176第 2 期图 9 柱高度方向应变分布Fig.9 Strain distribution along column height177中 南 林 业 科 技 大 学 学 报第 43 卷力的初始偏心距（mm）；Wn为试件净截面抵抗矩（mm3）；fm为试件材料的抗弯强度（N/mm2）。4.2 偏心受压木柱承载力计算公式胶合木结构技术规范19（GB/T 507082012）中，当轴心受压试件沿一个截面主轴方向承受弯矩时，承载能力按下式（2）（4）进行计算：20ncnmncE()11NeNA fNW fA f+|。（2）cE200.47(/)Eflh=。（3）cENfA。（4）式中：fm为截面抗弯强度设计值（N/mm2）；E 为材 料弹性模量（N/mm2）；h 为试件截面高度（mm）；l0为计算长度（两端铰接 l0=1.0 L），L 为试件实际长度（mm）。4.3 改进偏心受压柱承载力计算公式由于木结构设计标准（GB 500052017）中的强度计算公式未考虑侧向位移对弯矩的影响，而胶合木结构技术规范（GB/T 507082012）通过弯矩增大系数对此进行了考虑，但是计算过程较为复杂。通过考虑木柱侧向挠度，直接对偏心荷载产生的弯矩进行修正（放大），提出改进的偏心受压柱承载力计算公式。参考美国 USDA 手册20，对弯矩和轴向压力共同作用下的木柱侧向挠度在纯受弯试件挠度的基础上进行放大：01crNN=。（5）22(/)crEANL r=。（6）式中：为组合荷载下的跨中挠度（mm）；0为无轴向荷载情况下的跨中挠度（mm）；Ncr为弹性临界力（N）；A 为试件全截面面积（mm2）；r为最小回转半径（mm）。偏心荷载产生的初始弯矩 Ne0作用下两端铰支的柱中侧向弹性挠度 0按式（7）计算：200/8Ne LEI=。（7）式中：I 为截面抗弯惯性矩（mm4），其余符号含义同前。将式（7）代入式（5）求得极限侧向挠度，对式（1）中轴向压力产生的偏心弯矩进行修正，得到胶合木空心柱单向偏心受压承载力的改进公式（8）（9）如下：0ncnm()1N eNA fW f+。（8）208(1)crNe LNEIN=。（9）根据表 1 中试验数据和试件截面特性可得试件承载力计算参数（表 3）。每组试件初始偏心距不同，通过式（1）、（2）、（8）计算，即分别按木结构设计标准胶合木结构技术规范及本研究改进公式共 3 种方法得到胶合木空心柱偏心受压承载力理论值，并与试验结果对比（表 4）。由表 4 可知，按照木结构设计标准计算的承载力结果大于试验值，且随着偏心距增加，计算结果与试验值偏差更趋明显,最大误差为18.95%（Z7 组试件）；胶合木结构技术规范的承载力计算值在小偏心情况下与试验结果吻合较好，误差基本在 10%以内，但大偏心受压时，误差逐步增大，最大为 15.1%（Z7 组试件）；采用本研究提出的改进承载力公式计算，理论值与试验值误差均小于 10%，最大为 9.96%,表明改进公式的计算精度高于我国 木结构设计标准 和 胶合木结构技术规范中的计算公式。图 10 荷载-侧向挠度关系曲线Fig.10 Relation curves of load-lateral deflection陈 领，等：偏心距对胶合木空心柱受压性能的影响178第 2 期5 结论与讨论5.1 结 论1）胶合木空心柱大小偏心的界限偏心率约为0.6。小偏心受压试件一般是弯曲凹侧屈服或开裂，而弯曲凸侧基本没有破坏现象。大偏心受压试件首先是弯曲凹侧屈服，然后弯曲凸侧被拉断。大偏心受压破坏与小偏心受压破坏明显不同的是：弯曲凸侧有明显的破坏现象且破坏比较突然；试件承载力迅速降低，挠曲变形较大。2）随着偏心距增加，试件承载力逐渐降低，偏心距为 30 100 mm 的试件其极限承载力分别下降至轴心受压试件承载力的 61.51%31.16%，同时荷载-偏心距曲线斜率变缓，即试件承载力下降幅度减小。3）从荷载-应变关系、荷载-挠度关系曲线可以看出，空心胶合木柱具有一定的塑性变形能力，满足工程用材的要求。4）本研究通过考虑柱中侧向挠度来增大轴向压力产生的弯矩荷载，改进了胶合木柱偏压承载力计算公式。理论计算值与试验结果相差小于10%，计算精度较高，研究成果可为工程设计提供理论参考。5.2 讨 论1）国内外学者针对空心胶合木柱的研究集中在轴心受压以及偏心率较小的木柱，对于偏心率较大的情况以及大、小偏心受压柱的对比研究较少。2）本研究的局限性在于样本数量有限，界限偏心率为根据试验现象所得的预估值，没有推导出具体的理论计算公式。3）木材通常存在木节、斜纹理、裂纹以及因生长应力或自然损伤而形成的天然缺陷，这会导致木材材性的降低，从而影响构件的承载力，在理论计算中应适当考虑裂纹等缺陷的影响。4）本研究仅针对木柱进行试验，需要更多学者对梁柱节点、框架结构等整体结构受力性能进行研究，以期促进胶合木结构的发展。参考文献：1 陆 伟 东,杨 会 峰,刘 伟 庆,等.胶 合 木 结 构 的 发 展、应用 及 展 望 J.南 京 工 业 大 学 学 报(自 然 科 学 版),2011,33(5):105-110.LU W D,YANG H F,LIU W Q,et al.Development,application and prospect of glued wood structureJ.Journal of Nanjing University of Technology(Natural Science Edition),2011,33(5):105-110.2 李登华,杨学兵,王永维.胶合木结构特点评述 J.四川建筑科学研究,2010,36(5):62-66.LI D H,YANG X B,WANG Y W.Review on the structural characteristics of GlulamJ.Sichuan Architectural Science 表 3 计算参数Table 3 Calculation parametersfc/MPafm/MPaE/MPah/mmA/mm2Wn/mm3L/mmr/mmI/mm43086.2310 6001006 400145 0671 20033.6657 253 333表 4 木结构设计标准胶合木结构技术规范、改进公式承载力计算值与试验结果对比Table 4 Comparison of bearing capacity calculation values and test results between Standard for design of wood structures,Technical code of glued laminated timber structures and the improved formula试件Specimen试验平均值Test average/N木结构设计标准GB 50005/N误差Error/%胶合木结构技术规范GB/T 50708/N误差Error/%改进公式Improved formula/N误差Error/%Z2-1121 175131 4657.83118 940-1.88118 176-2.54Z2-2Z3-194 625108 63212.8999 9945.3796 9282.38Z3-2Z4-186 93399 95213.0392 8096.3389 2012.54Z4-2Z5-177 55992 55616.2086 63610.4882 7156.23Z5-2Z6-170 25086 18018.4881 25713.5577 1768.97Z6-2Z7-161 38775 74318.9572 30115.1068 1759.96Z7-2179中 南 林 业 科 技 大 学 学 报第 43 卷Research,2010,36(5):62-66.3 陈银慧,胡瑾,孙友富,等.胶合空心木柱结构设计与制造工艺 J.林业机械与木工设备,2014,42(9):33-36.CHEN Y H,HU J,SUN Y F,et al.Structural design and manufacturing process of glued hollow wood columnsJ.Forestry Machinery&Woodworking Equipment,2014,42(9):33-36.4 周佳乐,冯新,周先雁.落叶松胶合木力学性能试验研究 J.中南林业科技大学学报,2016,36(8):125-129,135.ZHOU J L,FENG X,ZHOU X Y.Experimental study on mechanical properties of larch plywoodJ.Journal of Central SouthUniversity of Fores