陳 領(lǐng)，劉佳桐，劉瑞越，王解軍

（中南林業(yè)科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410004）

現(xiàn)代膠合木結(jié)構(gòu)在歐美等西方國(guó)家應(yīng)用廣泛[1]。膠合木結(jié)構(gòu)是將規(guī)格材木板用膠黏劑黏合起來(lái)，制成工程所需的各種尺寸的試件，除去了木節(jié)、開(kāi)裂、腐爛等缺陷，提高了材料的勻質(zhì)性[2]，同時(shí)也能將小尺寸試件膠合成大型膠合木試件[3]，從而提高木材的利用率。周佳樂(lè)等[4]通過(guò)對(duì)5組各15個(gè)試件進(jìn)行試驗(yàn)分析，得到國(guó)產(chǎn)落葉松膠合木的力學(xué)性能可以媲美甚至超過(guò)美國(guó)花旗松等國(guó)外木材，并能滿足建筑結(jié)構(gòu)要求的結(jié)論。

木柱的破壞一般分為強(qiáng)度破壞和失穩(wěn)。對(duì)于長(zhǎng)細(xì)比較小的木柱，Engesser提出的切線模量理論可以提供與試驗(yàn)相近的承載能力預(yù)測(cè)；對(duì)于中等長(zhǎng)細(xì)比，Karman提出的折算模量理論所得的承載力與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，這意味著這些柱的破壞主要以塑性失穩(wěn)為特征；當(dāng)柱的長(zhǎng)細(xì)比接近彈性屈曲臨界值時(shí)，試驗(yàn)荷載承載能力介于歐拉理論和馮·卡門(mén)理論之間[5]。

黃紹胤[6-7]采用簡(jiǎn)化模型分析的方法，通過(guò)對(duì)軸心壓桿和偏心壓桿的承載力、失穩(wěn)現(xiàn)象及破壞過(guò)程的研究，同時(shí)考慮木材應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的非線性變化和二階效應(yīng)的影響，推導(dǎo)出簡(jiǎn)單而統(tǒng)一的承載力計(jì)算公式。王倩[8]通過(guò)對(duì)5組不同尺寸的落葉松膠合木試件進(jìn)行研究，得出木柱順紋受壓的平均極限強(qiáng)度并推導(dǎo)了相應(yīng)的經(jīng)驗(yàn)公式。

膠合木空心柱試件形式首先由Kent等[9]提出，采用的是由4塊規(guī)格材相互正交膠合壓制形成中空的方形柱試件，類(lèi)似層板膠合木（Glulam）。張露[10]以云杉為原材料，通過(guò)對(duì)不同長(zhǎng)細(xì)比、偏心距及偏心角的空心柱進(jìn)行研究，提出了一種基于極限狀態(tài)的偏心受壓空心木試件的極限承載力計(jì)算方法，但是計(jì)算過(guò)程較為復(fù)雜，難以在實(shí)際工程中應(yīng)用。王驍睿[11]結(jié)合空心木柱的試驗(yàn)結(jié)果，研究了歐拉公式、切線模量理論公式、折算模量理論公式的適用情況。楊孝博等[12]以空心膠合木柱的軸心受壓性能試驗(yàn)為基礎(chǔ)，得出相同截面積下，空心膠合木柱比圓木柱的理論承載力提高4.3%，且穩(wěn)定性有所改善的結(jié)論。朱厚源等[13]通過(guò)將落葉松膠合木實(shí)心柱與空心柱偏心受壓承載力進(jìn)行對(duì)比，得出相同面積下的空心柱比實(shí)心柱承載力提高約20%的結(jié)論。

綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)木柱的破壞模式、受力性能等展開(kāi)了研究，同時(shí)出于節(jié)能減材的考慮，提出空心膠合木柱的結(jié)構(gòu)形式，取得了諸多有價(jià)值的研究成果，促進(jìn)了膠合木結(jié)構(gòu)的發(fā)展。但現(xiàn)有的研究還存在以下不足：1）膠合木空心柱在不同偏心距下的受壓性能尚未十分明確，而現(xiàn)實(shí)工程中邊角柱與中柱的偏心距各不相同；2）沒(méi)有提出簡(jiǎn)單且準(zhǔn)確的承載力計(jì)算公式。

故本研究通過(guò)設(shè)置不同偏心距的模型試驗(yàn)，研究偏心距對(duì)膠合木空心柱受壓性能的影響。并結(jié)合現(xiàn)有規(guī)范公式并進(jìn)行改進(jìn)，使之適用于膠合木空心柱承載力的計(jì)算。

1 試件設(shè)計(jì)

1.1 材 料

本試驗(yàn)采用國(guó)產(chǎn)興安落葉松鋸材作為原材料，鋸材尺寸為4 200 mm×145 mm×37 mm；以水基聚氨酯結(jié)構(gòu)膠作為膠黏劑，將木板膠合加壓并養(yǎng)護(hù)24 h后制成空心木柱。木材的基本物理力學(xué)性能根據(jù)朱厚源[14]的研究成果（使用同一批次木材），其具體數(shù)值如表1所示：

表1 木材物理力學(xué)性能Table 1 Physical and mechanical properties of timber

膠粘劑的物理特性：固體含量（58±3）%，剪切強(qiáng)度≥10 MPa，抗拉強(qiáng)度≥40 MPa，抗壓強(qiáng)度≥75 MPa，木破率≥70%，彈性模量≥3 500 MPa。

1.2 試件構(gòu)造

試件設(shè)計(jì)如圖1所示。為了避免柱發(fā)生屈曲，試驗(yàn)?zāi)局凑漳窘Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)GB 50005—2017[15]選取，柱長(zhǎng)1 200 mm，空心截面外形尺寸為100 mm×100 mm，由4塊厚20 mm木板膠合而成（圖1C）。根據(jù)木結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)GB/T50329—2012[16]，柱的長(zhǎng)細(xì)比為35～150，本試件的長(zhǎng)細(xì)比為35.65，符合要求?？紤]局部受力需要，按照規(guī)范要求在柱子兩端設(shè)置牛腿，牛腿部分采用粘貼木板制作，并使用直徑10 mm普通螺栓加強(qiáng)。牛腿長(zhǎng)度為300 mm，矩形截面牛腿長(zhǎng)度與柱端截面總寬B相等，B=200 mm。

共制作14個(gè)試件，各試件尺寸完全相同。按試驗(yàn)加載偏心距的不同分為7組，每組2個(gè)試件，分組編號(hào)為Z1～Z7，加載中心線相對(duì)木柱中部截面形心的偏心距e0（圖3）分別為0、30、50、60、70、80、100 mm。偏心率為e0/h，h=100 mm（柱中截面高度，圖1C），Z1～Z7組的偏心率分別為0、0.3、0.5、0.6、0.7、0.8、1。

圖1 試件示意Fig.1 Schematic diagram of specimen /mm

2 測(cè)量與加載

試驗(yàn)在中南林業(yè)科技大學(xué)土木工程試驗(yàn)中心進(jìn)行。采用5 000 kN電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)、東華測(cè)試系統(tǒng)、100 mm量程的位移傳感器及120—80AA應(yīng)變片，通過(guò)設(shè)置不同偏心距模型加載試驗(yàn)，得到破壞模式、承載力、拉壓應(yīng)變以及側(cè)向變形等試驗(yàn)結(jié)果。

測(cè)點(diǎn)布置方案見(jiàn)圖2。在木柱中部橫截面共布置10個(gè)縱向應(yīng)變片，其中正面5個(gè)、背面1個(gè)、2個(gè)側(cè)面各2個(gè)，測(cè)量木柱縱向應(yīng)變；在柱中部共布置6個(gè)橫向應(yīng)變片，其中正面和背面各1個(gè)、2個(gè)側(cè)面各2個(gè)，測(cè)量木材橫紋應(yīng)變。在木柱側(cè)面（彎曲凹側(cè)）中部布置一個(gè)水平位移計(jì)，測(cè)量柱中側(cè)向撓度。

圖2 測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Measurement point layout /mm

試驗(yàn)時(shí)，首先將試件幾何對(duì)中，保證試件截面的幾何中心、刀鉸中心、壓力機(jī)頭的中心重合于同一縱向軸線；再通過(guò)物理軸線對(duì)中的方法，待應(yīng)變片及位移計(jì)與測(cè)試系統(tǒng)連接后進(jìn)行加載，觀察試件同一橫截面的4個(gè)側(cè)面的應(yīng)變值是否相等；若不相等，則調(diào)整試件位置，直至測(cè)得的應(yīng)變值與其平均值相差在5%以內(nèi)；記錄此時(shí)物理軸線的位置，再調(diào)整到對(duì)應(yīng)的加載偏心距（圖3）。正式加載前，先進(jìn)行10～20 kN的預(yù)加載，以檢查對(duì)中情況并消除拼裝間隙。為得到試件詳細(xì)的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線，正式加載的初期階段采用力值控制，速度為9 kN/min，達(dá)到預(yù)期極限荷載的80%后改為位移控制，速度為1 mm/min[17]。試驗(yàn)終止條件為荷載瞬時(shí)下降30%以上。

圖3 裝置設(shè)計(jì)與實(shí)物Fig.3 Device design and physical objects /mm

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

3.1.1 軸心受壓柱

軸心受壓柱（Z1組）的破壞模式如圖4所示。在加載前期，Z1組試件處于彈性階段，應(yīng)力-應(yīng)變呈線性關(guān)系，所有縱向應(yīng)變值顯示為受壓，橫向應(yīng)變值顯示為受拉。Z1-1試件加載至極限荷載約85%時(shí)，柱中部一個(gè)側(cè)面出現(xiàn)縱向裂縫、柱端牛腿部位木材出現(xiàn)受壓褶皺，隨著荷載增加，裂縫擴(kuò)展直至破壞（圖4A）。Z1-2試件首先在靠近牛腿的木節(jié)邊緣發(fā)生局部壓屈破壞，隨著荷載的增加不斷向兩側(cè)延伸，最終整個(gè)橫截面被壓屈而破壞（圖4B)。軸心受壓柱的側(cè)向位移小，破壞過(guò)程較緩慢，屬于塑性破壞。

圖4 Z1組軸心受壓柱破壞模式Fig.4 The failure mode of axially compressed columns in the Z1 group

3.1.2 偏心受壓柱

偏心受壓柱破壞模式如圖5和圖6所示。所有試件在加載前期，應(yīng)力-應(yīng)變呈線性關(guān)系，側(cè)向位移較小；當(dāng)荷載增加到極限荷載的70%左右時(shí)，木材首次出現(xiàn)開(kāi)裂聲，試件發(fā)生彎曲變形；當(dāng)達(dá)到極限荷載的90%時(shí)，有較大開(kāi)裂聲，木柱側(cè)移持續(xù)增加，彎曲凹側(cè)木材壓屈褶皺。Z2～Z3組試件達(dá)到極限荷載時(shí)，彎曲凹側(cè)木材被壓屈、產(chǎn)生縱向（豎向）裂縫，彎曲凸側(cè)木材沒(méi)有明顯的破壞，屬于小偏心受壓；Z4～Z7組試件極限荷載下，彎曲凹側(cè)木材壓屈、縱向開(kāi)裂，彎曲凸側(cè)木材被拉斷破壞，屬于大偏心受壓。各試件具體破壞模式分述如下：

圖5 Z2～Z3組偏心受壓柱破壞模式Fig.5 Failure mode of Z2-Z3 groups eccentric compressed columns

圖6 Z4～Z7組偏心受壓柱破壞模式Fig.6 The failure mode of eccentric compressed columns in the Z4-Z7 groups

續(xù)圖6Continuation of Fig.6

續(xù)圖6Continuation of Fig.6

Z2-1試件隨著荷載增加，首先在彎曲凹側(cè)靠近下端牛腿的木節(jié)位置，木材發(fā)生壓屈褶皺（缺陷處存在應(yīng)力集中），并沿木節(jié)向上出現(xiàn)縱向裂縫，直至試件被壓潰（圖5A）。Z2-2試件達(dá)到極限荷載時(shí)，彎曲凹側(cè)柱中部出現(xiàn)較長(zhǎng)的縱向裂縫并橫向延伸，直至破壞（圖5B）。

Z3-1試件首先是彎曲凹側(cè)靠近柱下部牛腿的木節(jié)處發(fā)生局部壓屈，形成褶皺，最后由于裂縫的延伸，試件破壞（圖5C）。Z3-2試件最終由于彎曲凹側(cè)中部整個(gè)橫截面被壓屈而破壞（圖5D）。

Z4-1試件首先在彎曲凹側(cè)中部膠縫處出現(xiàn)兩條縱向裂縫[18]，并隨著荷載的增加持續(xù)向兩端延伸，隨后彎曲凸側(cè)靠近牛腿位置的木材被拉斷（圖6A）；Z4-2試件首先在柱中部彎曲凹側(cè)靠近邊緣的位置出現(xiàn)兩道細(xì)微縱向裂縫，并隨著荷載的增加持續(xù)向兩端延伸，最后彎曲凸側(cè)柱中部出現(xiàn)一道較長(zhǎng)的橫向裂縫，部分木材與試件整體脫離，破壞較為突然（圖6B）。

Z5-1試件首先在彎曲凹側(cè)靠近下端牛腿的位置出現(xiàn)一道縱向裂縫，并隨著荷載增加持續(xù)向兩端發(fā)展，隨后彎曲凸側(cè)柱中部開(kāi)裂（此時(shí)撓曲變形較為明顯），最后彎曲凸側(cè)靠近下端牛腿位置的木材被拉裂而破壞（圖6C）；Z5-2試件首先在彎曲凹側(cè)靠近下端牛腿的位置出現(xiàn)褶皺，并在試件中部出現(xiàn)縱向裂縫，最后彎曲凸側(cè)靠近試件邊緣的位置出現(xiàn)縱向裂縫并持續(xù)延伸，試件破壞（圖6D）。

Z6-1試件在達(dá)到極限荷載時(shí)試件并未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象，當(dāng)荷載降至極限荷載的83%左右，隨著一聲巨響，靠近上端牛腿位置的上下截面脫離，試件完全失去承載力（圖6E）；Z6-2試件的彎曲凹側(cè)沒(méi)有明顯的破壞現(xiàn)象，達(dá)到極限荷載時(shí)，試件彎曲凸側(cè)中部截面木材被拉斷而突然破壞（圖6F）。

Z7-1試件首先在彎曲凹側(cè)靠近上端牛腿的位置出現(xiàn)一道縱向裂縫，并隨著荷載的增加持續(xù)向下發(fā)展，然后彎曲凸側(cè)柱中部木材拉裂破壞（圖6G）；Z7-2試件做最終由于彎曲凸側(cè)中部靠近邊緣的木材達(dá)到順紋受拉極限強(qiáng)度，木材被拉裂而破壞（圖6H）。

3.1.3 破壞機(jī)理分析

由于木材順紋抗壓強(qiáng)度與橫紋抗拉強(qiáng)度分別為順紋抗拉強(qiáng)度的約45%和5%，相對(duì)較低。因此空心膠合木柱承受軸心壓力時(shí)，木材首先達(dá)到其順紋受壓強(qiáng)度，被壓屈形成褶皺，隨后截面的橫向拉應(yīng)力超過(guò)木材的橫紋抗拉強(qiáng)度，木材開(kāi)裂并向著兩端延伸，或者褶皺沿橫截面延伸導(dǎo)致剛度下降，承載力降低。由于木材裂縫的延伸導(dǎo)致試件出現(xiàn)應(yīng)力重分布，以及木材順紋受壓具有明顯的塑性變形特征等原因，軸心受壓試件的破壞表現(xiàn)出一定的塑性。對(duì)于小偏心受壓試件，彎曲凸側(cè)應(yīng)力較小，破壞前未達(dá)到其順紋受拉強(qiáng)度，其破壞主要是彎曲凹側(cè)截面產(chǎn)生壓應(yīng)力，破壞模式與軸心受壓柱類(lèi)似。對(duì)于大偏心受壓柱，首先同樣是彎曲凹側(cè)被壓屈形成褶皺或開(kāi)裂，但隨著荷載增加，彎曲凸側(cè)達(dá)到其順紋受拉極限強(qiáng)度，此時(shí)木材纖維被拉斷，并迅速沿橫截面延伸導(dǎo)致試件喪失承載力。以上為典型破壞試件對(duì)應(yīng)的破壞機(jī)理。結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞機(jī)理可知，隨著偏心距增加，Z4組試件出現(xiàn)彎曲凸側(cè)破壞現(xiàn)象，因此Z4組試件為分界試件，大小偏心界限值約為0.6。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

3.2.1 承載力

由表2可知，隨著偏心距增加，試件的極限承載力不斷降低，偏心距為30～100 mm的試件，極限承載力分別下降至軸心受壓試件極限承載力的61.51%～31.16%。

表2 偏心受壓柱與軸心受壓柱承載力對(duì)比Table 2 Comparison of the bearing capacity between eccentric compression columns and axial compression columns

由圖7可知，隨著偏心距增加，曲線微微內(nèi)凹，斜率變緩，即試件承載力下降幅度減小，這也與木材試驗(yàn)通常情況相符合。

圖7 荷載-偏心距關(guān)系曲線Fig.7 Relation curves of load-eccentric distance

3.2.2 荷載-應(yīng)變關(guān)系

在柱的彎曲凹側(cè)及彎曲凸側(cè)跨中位置對(duì)稱(chēng)布置4個(gè)縱向應(yīng)變片，測(cè)量木材順紋（縱向）應(yīng)變，同樣在柱中部布置4個(gè)橫向應(yīng)變片，測(cè)量木材橫紋（橫向）應(yīng)變，并選取典型破壞試件的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析（下同），得到其荷載-應(yīng)變平均值的關(guān)系曲線（圖8）。

由圖8可知，縱向應(yīng)變及彎曲凸側(cè)橫向應(yīng)變可分為3個(gè)階段：加載初期，試件處于彈性階段，荷載-應(yīng)變呈線性增長(zhǎng)；加載中期，荷載-應(yīng)變?nèi)匀槐憩F(xiàn)為線性，說(shuō)明試件仍處于彈性階段；隨著荷載繼續(xù)增加，曲線斜率減小，試件進(jìn)入彈塑性工作階段，直至達(dá)到極限荷載；隨著試件被壓屈變形或開(kāi)裂，承載力下降直至試件破壞。而彎曲凹側(cè)橫向應(yīng)變以彈性階段為主。

由圖8A可知，對(duì)于小偏心受壓試件，達(dá)到極限荷載后彎曲凹側(cè)縱向應(yīng)變繼續(xù)增加，荷載下降較為平緩，木柱發(fā)生彈塑性屈曲；與小偏心受壓試件相比，大偏心受壓試件縱向應(yīng)變較?。ǔ齔6-1試件外），且達(dá)到極限強(qiáng)度后應(yīng)變降低，同時(shí)荷載急劇下降。

由圖8B可知，達(dá)到極限荷載后，荷載-橫向應(yīng)變曲線彎曲凹側(cè)出現(xiàn)荷載不變或略微下降的情況下應(yīng)變減少的現(xiàn)象，這是由于荷載的增加，木材達(dá)到其順紋受壓屈服強(qiáng)度，木材被壓緊，順紋方向形成褶皺，而不是受泊松效應(yīng)的影響繼續(xù)向兩邊膨脹。

圖8 荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.8 Relation curves of load-strain

在試件正立面布置5個(gè)縱向應(yīng)變片，測(cè)量加載過(guò)程中不同截面高度的應(yīng)變變化，結(jié)合彎曲凹側(cè)和彎曲凸側(cè)（處于試件邊緣）的應(yīng)變值，得到不同荷載狀況下截面高度-應(yīng)變關(guān)系曲線（圖9）。

由圖9可知，在加載前中期，截面應(yīng)變?cè)诟叨确较蚧境示€性變化，即截面始終保持平面，因此試件在加載初期變形符合平截面假定；隨著荷載增加，試件進(jìn)入彈塑性工作階段，彎曲凹側(cè)邊緣首先被壓縮為非線性應(yīng)力狀態(tài)，而其他纖維則保持彈性應(yīng)力狀態(tài)，因此柱截面可根據(jù)其應(yīng)力狀態(tài)從彎曲凹側(cè)到彎曲凸側(cè)分為3個(gè)區(qū)域，即塑性壓縮區(qū)、彈性壓縮區(qū)、彈性拉伸區(qū)。隨著荷載繼續(xù)增加，塑性受壓區(qū)逐漸由彎曲凹側(cè)邊緣向彎曲凸側(cè)延伸，同時(shí)彎曲凸側(cè)纖維應(yīng)力線性增大，并逐漸接近其極限抗拉強(qiáng)度。

對(duì)于小偏心受壓試件，試件發(fā)生破壞時(shí)彎曲凸側(cè)仍處于彈性階段（圖9A—B）；大偏心受壓試件，隨著荷載增加，兩側(cè)均發(fā)生塑性變形（圖9C—F）。這與試驗(yàn)現(xiàn)象相符。

圖9 柱高度方向應(yīng)變分布Fig.9 Strain distribution along column height

3.2.3 荷載-撓度關(guān)系

根據(jù)試驗(yàn)測(cè)得的荷載和木柱中部側(cè)向撓度曲線可知，加載前中期，試件撓度隨荷載線性增加；但與純彎曲試件不同的是，一方面由于彎矩作用產(chǎn)生的撓度使偏心彎矩進(jìn)一步增大，即P-δ效應(yīng)，另一方面因?yàn)槟静牡膸缀畏蔷€性和材料非線性，使木結(jié)構(gòu)存在壓桿穩(wěn)定的問(wèn)題，對(duì)試件的撓度和變形有較大影響，當(dāng)達(dá)到極限荷載的80%，撓度增速加快（圖10）。

圖10 荷載-側(cè)向撓度關(guān)系曲線Fig.10 Relation curves of load-lateral deflection

在達(dá)到極限荷載后，小偏心受壓試件的撓曲變形相對(duì)較小，荷載下降較為緩慢。大偏心受壓試件與小偏心受壓試件相比，前中期的撓曲變形更加明顯，達(dá)到極限荷載后，試件沒(méi)有發(fā)生破壞，但此時(shí)荷載快速下降，撓度也在快速增加，說(shuō)明膠合木空心柱試件具有一定的塑性變形能力。

4 極限承載力計(jì)算與分析

4.1 偏心受壓木柱承載力計(jì)算公式

《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50005—2017）中，偏心受壓木柱的承載能力計(jì)算公式：

式中：N為軸向壓力設(shè)計(jì)值（N）；An為試件凈截面面積（mm2），試件無(wú)缺孔，則An=A；fc為試件材料的順紋抗壓強(qiáng)度（N/mm2）；e0為試件軸向壓力的初始偏心距（mm）；Wn為試件凈截面抵抗矩（mm3）；fm為試件材料的抗彎強(qiáng)度（N/mm2）。

4.2 偏心受壓木柱承載力計(jì)算公式

《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》[19]（GB/T 50708—2012）中，當(dāng)軸心受壓試件沿一個(gè)截面主軸方向承受彎矩時(shí)，承載能力按下式（2）～（4）進(jìn)行計(jì)算：

式中：fm為截面抗彎強(qiáng)度設(shè)計(jì)值（N/mm2）；E為材料彈性模量（N/mm2）；h為試件截面高度（mm）；l0為計(jì)算長(zhǎng)度（兩端鉸接l0=1.0L），L為試件實(shí)際長(zhǎng)度（mm）。

4.3 改進(jìn)偏心受壓柱承載力計(jì)算公式

由于《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50005—2017）中的強(qiáng)度計(jì)算公式未考慮側(cè)向位移對(duì)彎矩的影響，而《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB/T 50708—2012）通過(guò)彎矩增大系數(shù)對(duì)此進(jìn)行了考慮，但是計(jì)算過(guò)程較為復(fù)雜。通過(guò)考慮木柱側(cè)向撓度，直接對(duì)偏心荷載產(chǎn)生的彎矩進(jìn)行修正（放大），提出改進(jìn)的偏心受壓柱承載力計(jì)算公式。

參考美國(guó)USDA手冊(cè)[20]，對(duì)彎矩和軸向壓力共同作用下的木柱側(cè)向撓度在純受彎試件撓度的基礎(chǔ)上進(jìn)行放大：

式中：Δ為組合荷載下的跨中撓度（mm）；Δ0為無(wú)軸向荷載情況下的跨中撓度（mm）；Ncr為彈性臨界力（N）；A為試件全截面面積（mm2）；r為最小回轉(zhuǎn)半徑（mm）。

偏心荷載產(chǎn)生的初始彎矩Ne0作用下兩端鉸支的柱中側(cè)向彈性撓度Δ0按式（7）計(jì)算：

式中：I為截面抗彎慣性矩（mm4），其余符號(hào)含義同前。

將式（7）代入式（5）求得極限側(cè)向撓度Δ，對(duì)式（1）中軸向壓力產(chǎn)生的偏心彎矩進(jìn)行修正，得到膠合木空心柱單向偏心受壓承載力的改進(jìn)公式（8）～（9）如下：

根據(jù)表1中試驗(yàn)數(shù)據(jù)和試件截面特性可得試件承載力計(jì)算參數(shù)（表3）。每組試件初始偏心距不同，通過(guò)式（1）、（2）、（8）計(jì)算，即分別按《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》及本研究改進(jìn)公式共3種方法得到膠合木空心柱偏心受壓承載力理論值，并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比（表4）。

表3 計(jì)算參數(shù)Table 3 Calculation parameters

由表4可知，按照《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》計(jì)算的承載力結(jié)果大于試驗(yàn)值，且隨著偏心距增加，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值偏差更趨明顯,最大誤差為18.95%（Z7組試件）；《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》的承載力計(jì)算值在小偏心情況下與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，誤差基本在10%以內(nèi)，但大偏心受壓時(shí)，誤差逐步增大，最大為15.1%（Z7組試件）；采用本研究提出的改進(jìn)承載力公式計(jì)算，理論值與試驗(yàn)值誤差均小于10%，最大為9.96%,表明改進(jìn)公式的計(jì)算精度高于我國(guó)《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》和《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》中的計(jì)算公式。

表4 《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》、改進(jìn)公式承載力計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)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

5 結(jié)論與討論

5.1 結(jié) 論

1）膠合木空心柱大小偏心的界限偏心率約為0.6。小偏心受壓試件一般是彎曲凹側(cè)屈服或開(kāi)裂，而彎曲凸側(cè)基本沒(méi)有破壞現(xiàn)象。大偏心受壓試件首先是彎曲凹側(cè)屈服，然后彎曲凸側(cè)被拉斷。大偏心受壓破壞與小偏心受壓破壞明顯不同的是：彎曲凸側(cè)有明顯的破壞現(xiàn)象且破壞比較突然；試件承載力迅速降低，撓曲變形較大。

2）隨著偏心距增加，試件承載力逐漸降低，偏心距為30～100 mm的試件其極限承載力分別下降至軸心受壓試件承載力的61.51%～31.16%，同時(shí)荷載-偏心距曲線斜率變緩，即試件承載力下降幅度減小。

3）從荷載-應(yīng)變關(guān)系、荷載-撓度關(guān)系曲線可以看出，空心膠合木柱具有一定的塑性變形能力，滿足工程用材的要求。

4）本研究通過(guò)考慮柱中側(cè)向撓度來(lái)增大軸向壓力產(chǎn)生的彎矩荷載，改進(jìn)了膠合木柱偏壓承載力計(jì)算公式。理論計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果相差小于10%，計(jì)算精度較高，研究成果可為工程設(shè)計(jì)提供理論參考。

5.2 討 論

1）國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)空心膠合木柱的研究集中在軸心受壓以及偏心率較小的木柱，對(duì)于偏心率較大的情況以及大、小偏心受壓柱的對(duì)比研究較少。

2）本研究的局限性在于樣本數(shù)量有限，界限偏心率為根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象所得的預(yù)估值，沒(méi)有推導(dǎo)出具體的理論計(jì)算公式。

3）木材通常存在木節(jié)、斜紋理、裂紋以及因生長(zhǎng)應(yīng)力或自然損傷而形成的天然缺陷，這會(huì)導(dǎo)致木材材性的降低，從而影響構(gòu)件的承載力，在理論計(jì)算中應(yīng)適當(dāng)考慮裂紋等缺陷的影響。

4）本研究?jī)H針對(duì)木柱進(jìn)行試驗(yàn)，需要更多學(xué)者對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)、框架結(jié)構(gòu)等整體結(jié)構(gòu)受力性能進(jìn)行研究，以期促進(jìn)膠合木結(jié)構(gòu)的發(fā)展。