李亮翔，劉 清，韓 霞，譚鑫宇，殷 芳

(新疆大學(xué) 建筑工程學(xué)院，新疆 烏魯木齊 830017)

0 引言

新疆楊屬于落葉喬木類，廣泛分布在新疆地區(qū)[1]，具有耐干旱、耐鹽漬、喜光、速生等特性，新疆楊材質(zhì)較好，樹干紋理順直，是一種綠色生態(tài)、低碳環(huán)保的可再生資源[2-5].同時，我國現(xiàn)行《木結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50005―2017）[6]尚未明確給出新疆楊材料基本力學(xué)性能指標(biāo)和強(qiáng)度等級的劃分標(biāo)準(zhǔn)，這限制了新疆楊在木結(jié)構(gòu)建筑中的推廣應(yīng)用.

目前國內(nèi)外學(xué)者對木柱開展了許多研究，并取得了一定的研究成果.國外學(xué)者Plevris[7]、Husam[8]等對木柱進(jìn)行了試驗研究，國內(nèi)學(xué)者朱雷[9]、許清風(fēng)[10]、李向民[11]、周鐘宏[12]、周長東[13]等分別對花旗松、杉木等進(jìn)行了軸壓力學(xué)性能研究.歐陽煜[14-15]等以樟子松為基材，對60 mm×60 mm×850 mm長木柱進(jìn)行偏心受壓試驗，結(jié)果表明：偏心荷載作用下長木柱的橫向應(yīng)變不明顯，其受壓極限承載力為53.34 kN，延性系數(shù)為1.35.然而，國內(nèi)外學(xué)者針對新疆楊木柱研究較少，王靜輝[16]等研究偏心距分別為0 mm、50 mm和100 mm的新疆楊木方形截面長柱的偏心受壓力學(xué)性能，結(jié)果表明：長柱以典型的中部彎曲破壞形式為主，偏心距對其受壓承載力影響更為顯著.文獻(xiàn)[16]設(shè)計偏心距的增大值較大，未能充分考慮偏心距增大值較小時對新疆楊木柱偏心受壓力學(xué)性能的影響.

綜上所述，針對松木、杉木等少數(shù)樹種的木柱進(jìn)行軸心受壓力學(xué)性能研究較多，同時，在實(shí)際土木工程中偏心受壓木柱比較常見，對新疆楊木柱偏心受壓力學(xué)性能的研究相對較少，尤其是當(dāng)偏心距增量值較小時，對新疆楊木柱的偏心受壓力學(xué)性能等的影響研究更少.因此，本文以新疆楊為原材料，針對木柱長細(xì)比為48，偏心距分別為0 mm、30 mm、45 mm、60 mm的新疆楊木柱，制作12根試件，主要研究不同偏心距對試件的破壞形態(tài)及偏心受壓力學(xué)性能的影響，從而為新疆楊木在土木工程中的推廣應(yīng)用提供試驗及理論依據(jù).

1 試驗概況

1.1 試驗原材料

本試驗材料取自新疆和田林場的新疆楊，所有試件均取同一批次原木，新疆楊基本物理力學(xué)性能指標(biāo)如表1所示.

表1 新疆楊基本物理力學(xué)性能

1.2 木柱設(shè)計與制作

根據(jù)《木結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50329―2012）[17]設(shè)計4組試件尺寸為100 mm×100 mm×1 300 mm的偏心受壓木柱（圖1），每組3根，共12根，參數(shù)見表2.

圖1 木柱尺寸圖（mm）

表2 新疆楊木柱設(shè)計參數(shù)

1.3 試驗及量測方案

1.3.1 試驗裝置

本試驗采用WEY5000微機(jī)控制電液伺服壓力試驗機(jī)，使用DH3816靜態(tài)應(yīng)變測試儀同步采集試驗數(shù)據(jù)，支座上下均采用單向刀鉸支座，為了保證試驗準(zhǔn)確性，試驗前應(yīng)在試件兩端標(biāo)記偏心距位置并且通過單向刀鉸裝置上兩側(cè)螺桿的伸縮來實(shí)現(xiàn)偏心距.試驗加載裝置如圖2所示.

圖2 試驗裝置

1.3.2 試驗加載

根據(jù)《木結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50329―2012）[17]規(guī)定，試驗采用位移加載方式，加載速度為2 mm/min的連續(xù)均勻加載，當(dāng)施加荷載下降至試件極限荷載的85%或試件發(fā)生明顯破壞時，停止試驗.

1.3.3 試驗量測

如圖3（a）所示，軸心受壓木柱A、B、C側(cè)面中部分別布置1個豎向應(yīng)變片，D側(cè)面中部布置1個橫向應(yīng)變片，用于測量各個側(cè)面的應(yīng)變及確定木材的泊松比，同時在A側(cè)面高度的1/2、3/4處和C側(cè)面高度的1/4、1/2處分別安裝位移計，用于測量軸心受壓木柱的側(cè)向撓度.

如圖3（b）所示，偏心受壓木柱受拉側(cè)高度的四分點(diǎn)處和受壓側(cè)高度的1/2處分別安裝位移計，以測量側(cè)向撓度.在木柱受壓側(cè)A面和受拉側(cè)G面中部分別布置1個豎向應(yīng)變片，H面中部布置1個橫向應(yīng)變片.在B面中部寬度處等間距布置5個豎向應(yīng)變片，用來驗證平截面基本假定.

圖3 應(yīng)變片及位移計布置圖（mm）

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 主要試驗結(jié)果

本試驗的主要結(jié)果見表3，其中：Δ0、Δu分別為峰值荷載所對應(yīng)的豎向位移、荷載下降到峰值荷載85%時所對應(yīng)的豎向位移；ωm為峰值荷載所對應(yīng)的柱中部的側(cè)向撓度；Mu為試件極限彎矩值.

表3 試驗結(jié)果

2.2 試驗破壞現(xiàn)象

如圖4（a）所示，對于偏心距為0 mm的PXJ1試件，加載初期試件中部無明顯撓度.當(dāng)荷載達(dá)到176 kN時，柱身側(cè)向撓度出現(xiàn)明顯增加的跡象，試件中部受壓側(cè)邊緣首先出現(xiàn)橫向細(xì)微裂縫并伴隨著輕微開裂聲；當(dāng)荷載達(dá)到峰值220.28 kN時，試件出現(xiàn)明顯的撓度，受壓側(cè)中部發(fā)生明顯褶皺.同時，橫向裂縫向受拉側(cè)延伸，并伴隨著連續(xù)“噼啪”聲，最終試件因受壓側(cè)發(fā)生局部褶皺同時受拉側(cè)邊緣木纖維被拉斷，整個破壞主要表現(xiàn)壓彎破壞現(xiàn)象.

如圖4（b）所示，對于偏心距為30 mm的PXJ2試件，當(dāng)荷載達(dá)到約80 kN時，試件發(fā)出連續(xù)輕微響聲，側(cè)向撓度增長較明顯，加載至峰值100.57 kN時，發(fā)出巨大開裂聲并且試件中部受拉側(cè)邊緣出現(xiàn)細(xì)小斜裂縫，隨后，受拉側(cè)裂縫緩慢向上發(fā)展，最終以受拉側(cè)邊緣木纖維被拉斷而導(dǎo)致試件破壞，斷口表現(xiàn)為鋸齒形.

如圖4（c）所示，對于偏心距為45 mm的PXJ3試件，當(dāng)荷載達(dá)到約41 kN時，木柱發(fā)出連續(xù)的劈裂聲；荷載加載至峰值82.52 kN時，發(fā)出巨響“噼啪”聲并伴隨著受拉側(cè)中部邊緣出現(xiàn)縱向裂縫；隨后，受拉側(cè)裂縫緩慢向下發(fā)展，最終試件破壞時裂縫延伸長度約為200 mm，對應(yīng)的主裂縫寬度約為10 mm.

如圖4（d）所示，對于偏心距為60 mm的PXJ4試件，當(dāng)荷載達(dá)到約32 kN時，木柱發(fā)出連續(xù)的劈裂聲，加載至峰值63.94 kN時，發(fā)出巨響劈裂聲并且試件中部受拉側(cè)及正面邊緣處出現(xiàn)斜裂縫.隨后，受拉側(cè)裂縫緩慢斜向上延伸，最終以受拉側(cè)中部偏上225 mm處木纖維被拉斷而導(dǎo)致試件破壞.

圖4 軸壓和偏壓木柱典型的破壞形態(tài)

綜上所述，雖然PXJ1～PXJ4試件的破壞形態(tài)均表現(xiàn)為壓彎破壞，但是破壞過程有所區(qū)別.其中：PXJ1試件中部受壓側(cè)首先出現(xiàn)局部褶皺破壞，然后受拉側(cè)邊緣木纖維被拉斷，受壓側(cè)先于受拉側(cè)發(fā)生破壞；而偏心受壓PXJ2～PXJ4試件中部受拉側(cè)邊緣木纖維先發(fā)生拉斷，受壓側(cè)表現(xiàn)出不同程度的褶皺，受拉側(cè)先于受壓側(cè)發(fā)生破壞.

2.3 荷載-位移曲線分析

圖5（a）為不同偏心距下新疆楊木柱的荷載-豎向位移曲線.試件的荷載-豎向位移曲線的整體變化趨勢為：在加載初期，豎向位移隨著荷載增加呈線性增加，其中偏心距為0 mm的試件荷載增長速度最快；隨著荷載繼續(xù)增大，荷載-豎向位移曲線斜率逐漸減小，曲線趨于平緩并最終達(dá)到峰值點(diǎn)，之后曲線逐漸下降.對比不同偏心距工況下的試件，極限荷載對應(yīng)的豎向位移隨著偏心距的增大而增大，其極限荷載值為220.28 kN、100.57 kN、82.52 kN和63.94 kN時對應(yīng)的豎向位移分別為12.83 mm、15.00 mm、18.21 mm和19.18 mm.此外，隨著偏心距的增大，試件極限荷載顯著減小，曲線下降段逐漸趨于平緩.定義豎向位移延性系數(shù)μ=Δu/Δ0，式中Δ0、Δu分別為峰值荷載所對應(yīng)的豎向位移、荷載下降到峰值荷載85%時所對應(yīng)的豎向位移.偏心受壓試件PXJ2～PXJ4的延性系數(shù)分別為1.54、1.38和1.36，隨著偏心距的增大，試件的豎向位移延性系數(shù)減小.這表明雖然極限荷載對應(yīng)的豎向位移隨著偏心距的增大而增大，但是試件達(dá)到峰值后的延性有所降低.

圖5（b）為不同偏心距下試件的荷載-側(cè)向撓度曲線.其中偏心距為0 mm的軸心受壓試件（PXJ1），在加載初期，荷載與側(cè)向撓度呈線性關(guān)系，且斜率較大，表現(xiàn)出木柱較強(qiáng)的承載能力；當(dāng)加載達(dá)到極限荷載時，木柱試件開始出現(xiàn)明顯撓度，之后曲線平緩呈現(xiàn)出荷載基本不變而側(cè)向撓度仍然繼續(xù)增大的趨勢；當(dāng)試件的側(cè)向撓度約達(dá)到13 mm后，木柱承載能力下降速度很快，并最終發(fā)生壓彎破壞.偏心受壓試件（PXJ2～PXJ4）的荷載-側(cè)向撓度曲線反映了在偏心加載過程中試件的側(cè)向變形狀況.各試件的荷載-側(cè)向撓度曲線與相應(yīng)的荷載-豎向位移曲線形狀相近，相同豎向荷載作用下，偏心距越大的試件其側(cè)向撓度越大，說明對于偏心受壓的新疆楊木柱其受壓偏心距越大，側(cè)向彎曲變形越顯著.

圖5 新疆楊木柱荷載-位移曲線

2.4 荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系

由圖6（a）可知，軸心受壓試件PXJ1在試驗加載初期，全截面承受壓應(yīng)力，A面和C面的縱向應(yīng)變都表現(xiàn)為壓應(yīng)變，試件A面的壓應(yīng)變發(fā)展速率比C面的快，且隨著加載線性增加.當(dāng)試件荷載接近極限荷載時，C面的壓應(yīng)變增速放緩，達(dá)到極限荷載后，壓應(yīng)變出現(xiàn)減小趨勢，進(jìn)而轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，主要受木材的天然缺陷及不均勻性等因素影響，試件受壓時必然會產(chǎn)生附加彎矩，由附加彎矩引起的拉應(yīng)變與軸向壓力引起的壓應(yīng)變共同作用造成的.當(dāng)試件荷載達(dá)到極限荷載時，新疆楊木柱A面壓應(yīng)變約為6 500×10-6，最終試件破壞時，A面發(fā)生局部褶皺，C面邊緣木纖維被拉斷，木柱的破壞主要表現(xiàn)出整體壓彎破壞現(xiàn)象.

由圖6（b）可知，對于偏心受壓試件（PXJ2～PXJ4）從開始加載至最終破壞，試件表現(xiàn)出中部A面受壓以及G面受拉的應(yīng)變反應(yīng)，規(guī)律較明顯，偏心荷載產(chǎn)生的彎曲效應(yīng)顯著，并且A面和G面荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系曲線基本對稱，荷載達(dá)到極限荷載時偏心受壓試件的受壓側(cè)所對應(yīng)的壓應(yīng)變值約為（5 850～7 680）×10-6，試件的受拉側(cè)拉應(yīng)變約為（2 850～6 000）×10-6，各偏心受壓試件都表現(xiàn)為受拉側(cè)先于受壓側(cè)破壞.同時，根據(jù)圖6（a）和圖6（b）對比，得出偏心受壓試件的受壓側(cè)壓應(yīng)變值略大于軸心受壓試件，從受壓側(cè)的應(yīng)變變化規(guī)律可以看出，新疆楊木柱的偏心受壓試件的受壓變形能力及強(qiáng)度得到了充分的發(fā)揮.

圖6 典型新疆楊木柱荷載-縱向應(yīng)變曲線

圖7為整體加載過程中偏心距為30 mm、45 mm、60 mm的各個試件中部截面的縱向應(yīng)變沿截面高度的分布情況.所有試件橫截面應(yīng)變沿高度方向呈線性關(guān)系，但中和軸的位置存在差異，偏心距為30 mm和45 mm的試件截面的中和軸分別向受拉側(cè)移動了約15 mm和10 mm，而偏心距為60 mm的試件，中和軸位置向受壓側(cè)移動了約4 mm.說明隨著偏心距的增加，中和軸從受拉側(cè)向受壓側(cè)移動的趨勢，基本上滿足平截面假定.

圖7 應(yīng)變沿截面高度的分布

2.5 極限承載力分析

如圖8所示，當(dāng)偏心距從0 mm變化到30 mm時，試件的極限承載力從220.28 kN下降至100.57 kN，下降幅度為54%，承載力降低幅度較大；當(dāng)偏心距從30 mm變化到45 mm、60 mm時，隨著偏心距的增大，極限承載力分別從100.57 kN下降至82.52 kN、63.94 kN，下降幅度分別為17.9%、22.5%，承載力降低幅度相對較小.這說明隨著偏心距的增大，極限承載力降低幅度呈現(xiàn)出減小趨勢.同時，由圖8可以看出：當(dāng)偏心距從0 mm變化到60 mm時，試件的極限承載力從220.28 kN下降至63.94 kN，下降幅度為71%.整體上新疆楊木柱極限承載力隨著偏心距的增大呈現(xiàn)減小的趨勢，雖然偏心距增量較小時承載力降低幅度較小，但是偏心距從0 mm增加到60 mm時，承載力的降低幅度最大，因此，偏心距對木柱的偏心受壓極限承載力影響顯著.其主要原因是試件在偏心壓力作用下，隨著偏心距的增大，側(cè)向撓度逐漸增大，并且側(cè)向撓度產(chǎn)生附加彎矩，最后，試件在破壞截面處的初始彎矩和附加彎矩同時作用下，其極限承載力急劇降低.

圖8 偏心距對木柱極限承載力的影響

2.6 偏心受壓承載力計算

圖9給出了在極限偏壓荷載作用下，典型新疆楊木柱1/2高度處截面彎矩-軸力相關(guān)關(guān)系.由圖9可知，隨著偏心距的增大，試件的軸向壓力呈現(xiàn)減小的趨勢，而彎矩值表現(xiàn)為增大的變化規(guī)律，隨著偏心距從0 mm變化到45 mm，彎矩值增大幅度較大，但偏心距從45 mm變化到60 mm，彎矩值基本不變.

圖9 新疆楊木柱彎矩-軸力關(guān)系曲線

圖10給出了新疆楊木柱相對偏心率與軸力比的關(guān)系曲線.由圖10可知，隨著相對偏心率的增大，軸力比呈現(xiàn)減小的趨勢，相對偏心率與軸力比的關(guān)系近似反比例函數(shù).基于相對偏心率折減系數(shù)的新疆楊木柱承載力計算公式為：

圖10 新疆楊木柱相對偏心率與軸力比的關(guān)系

式中：Nu為新疆楊木柱的偏心受壓極限承載力；β為相對偏心率折減系數(shù)；N0為軸心受壓木柱的極限承載力.參考《木結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50329―2012）[17]計算試件的相對偏心率m，其計算公式為：

式中：e為偏心距，取荷載與試件軸線之間的距離（mm）；h為試件的截面高度（mm）.

根據(jù)試驗結(jié)果計算相對偏心率折減系數(shù)β為：

結(jié)合公式（1）和公式（2）計算出的新疆楊木柱的偏心受壓承載力結(jié)果見表4.由表4可知，試驗均值與極限承載力計算值相對誤差小于10%，因此，上述公式計算偏心受壓柱的受壓極限承載力與試驗值吻合較好.

表4 試驗結(jié)果與計算結(jié)果對比

3 結(jié)論

（1）所有試件的破壞形態(tài)均表現(xiàn)為壓彎破壞，但破壞過程有所區(qū)別.其中：軸心受壓試件中部受壓側(cè)首先出現(xiàn)局部褶皺破壞，然后受拉側(cè)邊緣木纖維被拉斷，受壓側(cè)先于受拉側(cè)發(fā)生破壞；而偏心受壓試件中部受拉側(cè)邊緣木纖維先發(fā)生拉斷，受壓側(cè)表現(xiàn)出不同程度的褶皺，受拉側(cè)先于受壓側(cè)發(fā)生破壞.

（2）不同偏心距工況下的新疆楊木柱，隨著偏心距的增大，荷載-豎向位移曲線峰值點(diǎn)對應(yīng)的豎向位移增大，但豎向位移延性系數(shù)不斷減??；荷載-側(cè)向撓度曲線峰值點(diǎn)對應(yīng)的側(cè)向撓度隨著偏心距的增大而增大，試件的側(cè)向彎曲變形更顯著.

（3）通過荷載-縱向應(yīng)變分析，發(fā)現(xiàn)隨著偏心距的增大峰值點(diǎn)對應(yīng)的受壓側(cè)壓應(yīng)變不斷增大，偏心受壓試件的受壓側(cè)木材的受壓變形能力及強(qiáng)度得到充分發(fā)揮；在不同偏壓荷載作用下，木柱中部橫截面應(yīng)變沿截面高度的變化規(guī)律基本滿足平截面假定.

（4）隨著偏心距的增大，新疆楊木柱極限承載力呈現(xiàn)減小的趨勢；相對偏心率與軸力比的關(guān)系近似反比例函數(shù).基于此，本文提出了與偏心距相關(guān)的新疆楊木柱偏心受壓承載力計算公式，相對誤差小于10%，計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好.