側(cè)壓竹集成材弦向偏壓試驗(yàn)研究*1

李海濤，吳　剛，張齊生，陳　國(guó)

(1. 南京林業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 江蘇 南京　210037；2. 東南大學(xué) 土木工程學(xué)院, 江蘇 南京　210096；3. 南京林業(yè)大學(xué) 江蘇林業(yè)資源高效加工利用協(xié)同創(chuàng)新中心, 江蘇 南京　210037)

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側(cè)壓竹集成材弦向偏壓試驗(yàn)研究*1

李海濤1, 2, 3?，吳剛2，張齊生1，陳國(guó)1

(1. 南京林業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 江蘇 南京210037；2. 東南大學(xué) 土木工程學(xué)院, 江蘇 南京210096；3. 南京林業(yè)大學(xué) 江蘇林業(yè)資源高效加工利用協(xié)同創(chuàng)新中心, 江蘇 南京210037)

為了研究側(cè)壓竹集成材弦向偏壓的力學(xué)性能，考慮偏心距的變化，設(shè)計(jì)18個(gè)長(zhǎng)細(xì)比為36、截面為77mm×77mm、弦向偏壓的竹集成材柱試件，進(jìn)行試驗(yàn)研究與分析.結(jié)果表明：弦向偏壓竹集成材柱的竹片接長(zhǎng)部位或竹節(jié)部位為受拉區(qū)域的薄弱部位，其位置決定了偏壓柱的破壞形式.隨著偏心率的增大，C面的縱向和橫向極限應(yīng)變絕對(duì)值呈上升趨勢(shì)，而A面及兩側(cè)面B面和D面的縱向和橫向極限應(yīng)變絕對(duì)值呈下降趨勢(shì).對(duì)于縱向極限應(yīng)變，偏心距較小試件的試驗(yàn)結(jié)果離散性較大；對(duì)于橫向極限應(yīng)變，所有試件試驗(yàn)結(jié)果的離散性均較大.偏心距較小時(shí)，試件的極限承載力下降較快且離散性較大；偏心距較大時(shí)，極限承載力下降較慢.弦向偏壓柱試件跨中截面平均應(yīng)變基本上呈現(xiàn)線性分布，符合平截面假定.給出了弦向偏壓竹集成材柱承載力計(jì)算公式，公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好.

竹集成材；弦向偏壓；偏心率；變形

竹材引起越來(lái)越多學(xué)者[1-9]的關(guān)注.竹集成材[8]是將速生、短周期(通常3～6年)的竹材加工成定寬、定厚的竹片(去竹青、竹黃)，干燥至8%～12%的含水率，再用膠黏劑將竹片膠合而成的型材.李海濤等[8]、WeiY等[9]、SinhaA等[10]、LimaDouglasMateusde等[11]均對(duì)竹集成材梁的力學(xué)性能開(kāi)展了研究.LunaP等[12]研究了長(zhǎng)細(xì)比對(duì)竹(瓜多竹)集成材實(shí)心和空心方柱力學(xué)性能的影響，但實(shí)心柱截面尺寸只有50mm，空心柱截面尺寸為100mm.李海濤等[13-15]研究了由不同原竹部位制作的短柱軸心受壓力學(xué)性能，還考慮長(zhǎng)細(xì)比因素的影響，探討了竹集成材柱軸壓破壞機(jī)理.蘇靖文等[16]探討了竹集成材方柱墩的軸心受壓各向力學(xué)性能.李海濤等[17]考慮偏心距的影響，初步探討了重組竹柱的偏壓力學(xué)性能.整體上講，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)竹集成材柱力學(xué)性能的研究較少，對(duì)其偏心受壓力學(xué)性能的研究更少.由于竹材或木材的抗剪性能較差，對(duì)其展開(kāi)偏壓力學(xué)性能試驗(yàn)的裝置較復(fù)雜，這是該領(lǐng)域研究較少的一個(gè)原因.實(shí)際工程中的柱常是偏心受壓，并且制作或施工工藝誤差等原因也會(huì)造成一定的偏心.在此背景下，本文對(duì)側(cè)壓竹集成材方柱弦向偏壓的破壞機(jī)理展開(kāi)了試驗(yàn)研究.

1　試驗(yàn)情況

1.1試件設(shè)計(jì)與制作

選用的毛竹產(chǎn)自江西靖安.為保證材性的穩(wěn)定，統(tǒng)一選取根部原竹制作竹集成材試件，采用的膠黏劑為酚醛膠，竹片截面尺寸為8mm× 21mm，排列方式見(jiàn)圖1(a).單個(gè)竹片的長(zhǎng)度方向采用了機(jī)械連接，見(jiàn)圖1(b).竹集成材的實(shí)測(cè)含水率為7.6%；密度為635kg/m3；抗壓強(qiáng)度為58.68MPa；彈性模量為9 643MPa；極限荷載對(duì)應(yīng)的極限壓應(yīng)變?yōu)?.05；泊松比為0.338.

圖1　竹集成材Fig.1　Laminated bamboo lumber

考慮偏心距的影響，設(shè)計(jì)6組長(zhǎng)細(xì)比[21]為36的試件，每組3個(gè)，共18根；其中一組為軸心受壓試件；其余組對(duì)應(yīng)的偏心距e0分別為25mm，40mm，55mm，70mm和85mm，試件截面寬度b和高度h均為77mm，長(zhǎng)度L均為800mm.試驗(yàn)設(shè)計(jì)偏心方向示意圖見(jiàn)圖2(a)，為弦向偏心.竹條矩形斷面長(zhǎng)向沿x軸方向.正對(duì)讀者的面標(biāo)為“A”，右側(cè)面為“B”，左側(cè)面為“D”，背面為“C”.

圖2　試驗(yàn)示意圖Fig.2　Tangential eccentric direction sketch

1.2試驗(yàn)加載制度

依據(jù)GB/T50329-2012[18]進(jìn)行加載制度設(shè)計(jì)和試驗(yàn).試驗(yàn)示意圖見(jiàn)圖2(b).采用的加載儀器為新三思100t電液伺服長(zhǎng)柱試驗(yàn)機(jī).試件加載初期采用荷載控制，荷載達(dá)到極限荷載80%左右，改為位移控制.試驗(yàn)從加載到破壞所用時(shí)間控制在5～10min以內(nèi).試驗(yàn)在南京林業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室完成.

1.3測(cè)定布置

測(cè)量?jī)?nèi)容包括：柱中部、橫向和縱向應(yīng)變、沿柱高度三分點(diǎn)的側(cè)向撓度及豎向荷載等.試件跨中側(cè)面均貼有橫向和豎向應(yīng)變片，試件B面、C面、D面均布置一個(gè)橫向應(yīng)變片和一個(gè)縱向應(yīng)變片； A面除布置一個(gè)橫向應(yīng)變片外，沿側(cè)面高度粘貼5個(gè)豎向應(yīng)變片，測(cè)試柱跨中沿截面高度方向的應(yīng)變變化，應(yīng)變片布置方式見(jiàn)圖3.在試件D面?zhèn)认蛭恢脤?duì)應(yīng)三分點(diǎn)共布置3個(gè)激光位移傳感器(LDS，Keyence牌，型號(hào)為IL-300)，測(cè)試側(cè)向變形，另布置2個(gè)激光位移傳感器測(cè)試軸向變形.

圖3　應(yīng)變片布置Fig.3　Strain gauge arrangement

2　試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1破壞形態(tài)與分析

根據(jù)試件的破壞過(guò)程和最終破壞形態(tài)，可將其分為3類.第一類破壞：受拉側(cè)柱高度中心線位置附近首先出現(xiàn)裂縫而導(dǎo)致試件的破壞.當(dāng)加載到極限荷載附近時(shí)，試件側(cè)向變形較大，柱中部受拉側(cè)D面最外層竹片首先斷裂；繼續(xù)加載，竹纖維由受拉側(cè)最外層向內(nèi)層層斷裂，斷裂的豎向裂縫沿著A面、D面和C面向柱子兩端延伸，最終導(dǎo)致試件破壞.本次試驗(yàn)中，多數(shù)試件發(fā)生此類破壞，典型破壞形式見(jiàn)圖4(a)，對(duì)應(yīng)表1中的M.第二類破壞：非牛腿區(qū)域受拉側(cè)靠近牛腿位置附近首先出現(xiàn)裂縫并向柱中部延伸而導(dǎo)致的破壞.這類試件在荷載值達(dá)到極限荷載開(kāi)始下降時(shí)，非牛腿區(qū)域靠近牛腿的受拉側(cè)最外層竹片首先斷裂；隨著加載的持續(xù)，竹纖維層層斷裂并且裂縫向柱中部延伸，最終導(dǎo)致試件破壞.典型破壞形式見(jiàn)圖4(b)，對(duì)應(yīng)表1中的L.本次試驗(yàn)中，發(fā)生該類破壞的試件為JZD40-1和JZD55-2.第三類破壞：牛腿區(qū)域受拉側(cè)最外層纖維首先出現(xiàn)斷裂而導(dǎo)致的破壞.該類試件在加載到極限荷載時(shí)，牛腿區(qū)域受拉側(cè)最外層竹片首先出現(xiàn)斷裂；隨著加載的繼續(xù)，裂縫向柱中部延伸，并且受拉側(cè)纖維層層斷裂，導(dǎo)致試件承載力急劇降低.典型破壞形式見(jiàn)圖4(c)，對(duì)應(yīng)表1中的B.發(fā)生該類破壞的試件為JZD40-3和JZD55-3.

(a) 第一類破壞(JZD25-2)

(b) 第二類破壞(JZD40-1)

(c) 第三類破壞(JZD40-3)圖4　典型的破壞形式Fig.4　Typical failure modes

仔細(xì)觀察所有試件首先出現(xiàn)破壞的位置，發(fā)現(xiàn)破壞的原因有兩類，其一，竹片機(jī)械連接(見(jiàn)圖1)位置膠層開(kāi)裂，由于膠縫位置的纖維已經(jīng)打斷，只有膠的連接，膠的強(qiáng)度不夠時(shí)，連接位置會(huì)首先出現(xiàn)開(kāi)裂，見(jiàn)圖5.其二，自然竹節(jié)部位首先斷裂.竹節(jié)部位是竹材的薄弱部位，該部位抗拉強(qiáng)度較其它部位低，在拉力作用下，易斷裂.

圖5　機(jī)械連接破壞Fig.5　Mechanical connection failure

2.2主要試驗(yàn)結(jié)果

軸心受壓柱均發(fā)生失穩(wěn)破壞，實(shí)測(cè)的極限荷載分別為274.7kN，270.2kN，275.0kN.偏壓試件試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1，表中Nu為極限荷載；wu為極限荷載對(duì)應(yīng)的柱中部撓度；εuasD,εulsD分別為極限荷載對(duì)應(yīng)的柱中部受拉側(cè)(D面)豎向應(yīng)變和橫向應(yīng)變；εuasB,εulsB分別為極限荷載對(duì)應(yīng)的柱中部受壓側(cè)(B面)豎向應(yīng)變和橫向應(yīng)變；M表示受拉側(cè)柱高度中心線位置附近首先出現(xiàn)裂縫并向兩端延伸而導(dǎo)致試件的破壞；L表示非牛腿區(qū)域受拉側(cè)靠近牛腿位置附近首先出現(xiàn)裂縫并向柱中部延伸而導(dǎo)致的破壞；B表示牛腿區(qū)域受拉側(cè)最外層竹片首先出現(xiàn)斷裂而導(dǎo)致的破壞.GB50005-2003[19]中規(guī)定受彎構(gòu)件跨中最大撓度不能超過(guò)跨度的1/250，對(duì)于跨度為800mm的試件，規(guī)范容許撓度不超過(guò)3.2mm；由表1知，對(duì)于所測(cè)試件，無(wú)論偏心距大小，其極限荷載對(duì)應(yīng)的撓度均大于3.2mm，為規(guī)范規(guī)定撓度的6倍以上，GB50005-2003[19]的要求是基于正常使用極限狀態(tài)來(lái)規(guī)定的，即使考慮安全可靠度等因素，實(shí)測(cè)大偏心距試件的極限撓度仍遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于規(guī)范規(guī)定.本次試驗(yàn)結(jié)果表明，對(duì)于弦向偏壓竹集成材柱，控制其設(shè)計(jì)的是變形或剛度而不是強(qiáng)度.另外試件極限壓應(yīng)變均遠(yuǎn)小于竹集成材的實(shí)測(cè)極限壓應(yīng)變，說(shuō)明材料的抗壓強(qiáng)度沒(méi)充分發(fā)揮.

表1　試驗(yàn)結(jié)果Tab．1　Test results

2.3荷載縱向應(yīng)變關(guān)系

為了研究試件從開(kāi)始加載到破壞整個(gè)過(guò)程的受力情況，選代表性試件，繪出跨中截面的荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系曲線，見(jiàn)圖6.

由圖6可知，在加載初始階段，竹集成材處于彈性狀態(tài)，荷載-應(yīng)變曲線呈線性變化.軸壓試件在加載初期4個(gè)側(cè)面的應(yīng)變比較接近，隨荷載的增加，4個(gè)應(yīng)變值的差別開(kāi)始增大，荷載增大到50kN后，4個(gè)側(cè)面的應(yīng)變值差別越來(lái)越明顯.對(duì)于偏心距較小的試件在極限荷載之前，試件跨中截面受拉區(qū)應(yīng)變較小，且發(fā)展緩慢，而受壓區(qū)應(yīng)變發(fā)展較快；由于試件具有初始偏心，隨著荷載的增大，縱向應(yīng)變發(fā)展逐步加快，待加載到極限荷載后，試件跨中截面受拉側(cè)外層竹片接長(zhǎng)部位(見(jiàn)圖1(b))或竹節(jié)部位開(kāi)裂，退出工作，荷載驟減，截面應(yīng)力重分布，試件側(cè)面變形迅速發(fā)展，受拉側(cè)竹片層層劈裂.對(duì)于大偏心受壓試件，由于初始偏心距較大，附加彎矩影響顯著，試件跨中截面受拉區(qū)和受壓區(qū)應(yīng)變均發(fā)展較快.整體上講，本次試驗(yàn)軸心受壓試件4個(gè)側(cè)面的應(yīng)變值一直為負(fù)值，即4個(gè)側(cè)面一直承受壓力；偏心受壓試件有3個(gè)側(cè)面(A面、B面、C面)以承受壓力為主，而1個(gè)側(cè)面(D面)以承受拉力為主.

圖6　荷載-縱向應(yīng)變曲線Fig.6　Load-axial strain curves

2.4荷載變形曲線

圖7給出了實(shí)測(cè)各試件的荷載與柱中部側(cè)向撓度之間的關(guān)系曲線.對(duì)于弦向偏心受壓試件，由于有初始偏心，在加載初期，試件中部側(cè)向撓度隨荷載的增大而增加，跨中撓曲變形較為明顯，荷載-撓度曲線呈線性發(fā)展；偏心距越大，跨中撓度增加越快，相同荷載下試件變形越大.隨著荷載的增加，偏心距較大的試件較快進(jìn)入非線性階段.最后，試件在達(dá)到極限荷載后，因跨中撓度過(guò)大，使得各試件受拉側(cè)中部或牛腿附近竹片接長(zhǎng)部位(見(jiàn)圖1)或竹節(jié)部位斷裂致使整個(gè)試件喪失承載力而破壞.

w/mm圖7　 荷載-撓度關(guān)系曲線Fig.7　Load-deflection curves

圖8為實(shí)測(cè)的各試件的荷載與縱向位移之間的關(guān)系曲線,s為縱向位移．由圖8可知，在加載初期，荷載-縱向位移曲線基本沿線性發(fā)展．對(duì)于弦向偏壓試件，由于有初始偏心，縱向位移隨荷載的增加快于軸心受壓試件，偏心距越大，縱向位移增加越快．

綜合圖7和圖8，對(duì)比荷載-撓度曲線和荷載-縱向位移曲線可知，試件的極限荷載隨著偏心距的增大而減?。木嘣酱?，曲線的上升段越平緩，撓度和縱向位移的增加發(fā)展就越快．

s/mm圖8　荷載-縱向位移曲線Fig.8　Load-longitudinal displacement curves

2.5平截面假定驗(yàn)證

典型的跨中截面平均應(yīng)變分布實(shí)測(cè)結(jié)果見(jiàn)圖9.由圖可見(jiàn)，試件在初期加載過(guò)程中，沿截面高度各纖維的平均應(yīng)變基本上為直線，截面應(yīng)變分布基本符合平截面假定；隨著荷載的增大，應(yīng)變值出現(xiàn)偏離直線的趨勢(shì)，偏心距越大，這種趨勢(shì)越明顯.

圖9　截面應(yīng)變分布Fig.9　Strain profile for the cross section

2.6極限值與偏心率

圖10和圖11分別給出了試件3個(gè)代表性側(cè)面縱向和橫向極限應(yīng)變隨偏心率變化的關(guān)系.極限應(yīng)變?yōu)闃O限荷載對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，偏心率為e0/h.由圖10可看出，在本次試驗(yàn)范圍內(nèi)D面的縱向極限拉應(yīng)變，隨著偏心率的增大有增大的趨勢(shì)；B面和C面的縱向極限壓應(yīng)變絕對(duì)值，隨著偏心率的增大有減小的趨勢(shì)；對(duì)于縱向極限應(yīng)變，偏心距較小的試件離散性較大.由圖11可看出，在本次試驗(yàn)范圍內(nèi)D面橫向極限壓應(yīng)變的絕對(duì)值，隨著偏心率的增大有增大的趨勢(shì)；C面和B面的橫向極限拉應(yīng)變絕對(duì)值，隨著偏心率的增大有減小的趨勢(shì)；對(duì)于橫向極限應(yīng)變，所有試件試驗(yàn)結(jié)果的離散性均較大.

圖12 (a)，(b)分別給出了試件縱向位移和側(cè)向撓度極限值隨偏心率變化的關(guān)系.極限值均為極限荷載對(duì)應(yīng)的位移，su為縱向極限位移.由圖可看出，在本次試驗(yàn)范圍內(nèi)縱向極限位移隨著偏心率的增大有明顯增大的趨勢(shì)，而側(cè)向撓度極限值受偏心率的影響較小.偏心距較小的試件，實(shí)測(cè)的縱向極限位移離散性較小，偏心距越大，離散性越大.

圖10　縱向極限應(yīng)變與偏心率的關(guān)系Fig.10　Relationship between the ultimate axial strain and eccentricity ratio

圖11　 橫向極限應(yīng)變與偏心率的關(guān)系Fig.11　Relationship between the ultimate lateral strain and eccentricity ratio

圖12　位移與偏心率的關(guān)系Fig.12　The displacement and eccentricity ratio relationship

圖13給出了實(shí)測(cè)各試件極限荷載與其偏心率之間的關(guān)系曲線.由圖13可看出，試件的極限承載力隨著偏心距的增大而減小.偏心率較小時(shí)，隨著偏心率的增大，試件極限承載力下降比較快；偏心率較大時(shí)，試件極限承載力下降相對(duì)較緩慢.由圖13還可看出，偏心距較小的試件離散性大一些.

3　承載力計(jì)算

確定沿弦向偏壓竹集成材柱承載力計(jì)算公式為：

Nu=φeN0．

(1)

式中:Nu為弦向偏壓柱的極限承載力；φe為偏心距

影響系數(shù)；N0為軸壓柱的極限承載力.

圖13　荷載與偏心率的關(guān)系Fig.13　Load and eccentricity ratio relationship

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，經(jīng)過(guò)回歸分析和理論計(jì)算，可確定偏心距影響系數(shù)φe的表達(dá)式為

φe=0.34(e0/h)2-0.7e0/h+0.61．

(2)

表2　計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.2　Comparison between calculation results and test results

4　結(jié)　論

根據(jù)試驗(yàn)研究與分析結(jié)果，得出結(jié)論如下：

1)弦向偏壓竹集成材柱的破壞形式可分為三類：受拉側(cè)柱高度中心線位置附近首先出現(xiàn)裂縫而導(dǎo)致試件的破壞；非牛腿區(qū)域受拉側(cè)靠近牛腿位置附近首先出現(xiàn)裂縫并向柱中部延伸而導(dǎo)致的破壞；牛腿區(qū)域受拉側(cè)最外層纖維首先出現(xiàn)斷裂而導(dǎo)致的破壞.竹片接長(zhǎng)部位及竹節(jié)部位為弦向偏壓柱受拉區(qū)域的薄弱部位，該位置決定了偏壓柱的破壞形態(tài).

2)弦向偏壓柱跨中截面平均應(yīng)變基本上呈現(xiàn)線性分布，符合平截面假定.試件中竹材的抗壓強(qiáng)度沒(méi)有充分發(fā)揮，破壞時(shí)的跨中撓度遠(yuǎn)超規(guī)范的規(guī)定值.

3)沿弦向偏心，隨著偏心率的增大，柱受拉側(cè)C面的縱向和橫向極限應(yīng)變絕對(duì)值呈上升趨勢(shì)，而受壓側(cè)A面及對(duì)稱兩側(cè)面B面和D面的縱向和橫向極限應(yīng)變絕對(duì)值呈下降趨勢(shì).對(duì)于縱向極限應(yīng)變，偏心距較小的試件離散性較大；對(duì)于橫向極限應(yīng)變，所有試件試驗(yàn)結(jié)果的離散性均較大.

4)偏心距是影響竹集成材柱力學(xué)性能的主要因素之一，隨著構(gòu)件偏心距的增大，試件的剛度和極限承載力均呈下降趨勢(shì).偏心率較小時(shí)，隨著偏心率的增大，試件極限承載力下降比較快，但試驗(yàn)結(jié)果離散性較大；偏心率較大時(shí)，試件極限承載力下降相對(duì)較緩慢，且試驗(yàn)結(jié)果離散性較小.

5)在試驗(yàn)研究與分析的基礎(chǔ)上，給出了弦向偏壓竹集成材柱穩(wěn)定承載力計(jì)算公式，推導(dǎo)公式的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好.

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Experimental Study on Side Pressure LBL under Tangential Eccentric Compression

LI Hai-tao1,2,3?, WU Gang2, ZHANG Qi-sheng1, CHEN Guo1

(1. School of Civil Engineering, Nanjing Forestry Univ, Nanjing, Jiangsu210037, China; 2. College of Civil Engineering, Southeast Univ, Nanjing, Jiangsu210096, China; 3.Jiangsu Collaborative Innovation Center for Efficient Processing and Utilization of Forestry Resource, Nanjing Forestry Univ, Nanjing, Jiangsu210037, China )

Inordertoinvestigatetheeccentriccompressionperformanceofsidepressurelaminatedbamboolumber(LBL), 18LBLcolumnspecimenswiththeslendernessratioof36andcross-sectionof77mm× 77mmweredesignedconsideringdifferenteccentricity,andloadedundertangentialeccentriccompression.Thetestresultsshowthatthebamboo-stripconnectionsandbamboojointsaretheweakzonesfortheLBLcolumnsundertangentialeccentriccompression,whichdeterminethefailuremodes.TheultimatelongitudinalandlateralstrainsforFaceCincreasedwiththeincreaseoftheeccentricityratio,whilethesevaluesforFaceA,FaceB,andFaceDdecreased.Thediscretenessfortheultimatelongitudinalstrainofthespecimenswithsmalleccentricitywasrelativelylarge.However,theultimatelateralstrainvaluesforallspecimensexhibitedobviousdiscreteness.Aftertheultimatestrength,theload-carryingcapacitiesofthespecimenswithsmalleccentricitydecreasedsignificantlycomparedwiththoseofthespecimenswithlargeeccentricity.However,thesmallereccentricityresultedinmoreevidentdiscretenessoftheultimateloadvalues.Inaddition,thestrainwasdistributedlinearlyatthecross-sectionofthecolumns,whichsatisfiestheplane-sectionassumption.Furthermore,anequationtopredicttheeccentricityinfluencingcoefficientonthebearingcapacityoflaminatedbamboolumbercolumnswasproposed.Thepredictionsgaveagoodagreementwiththetestresults.

laminatedbamboolumber;tangentialeccentriccompression;eccentricityratio;deformation

1674-2974(2016)05-0090-07

2015-11-30

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51308301),National Natural Science Foundation of China(51308301)；江蘇省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(BK20130978)；中國(guó)博士后基金資助項(xiàng)目(2015M580382)；江蘇省博士后基金資助項(xiàng)目(1501037A)；江蘇高校優(yōu)勢(shì)學(xué)科建設(shè)工程資助項(xiàng)目(PAPD)

李海濤(1982-)，男，河南臨潁人，南京林業(yè)大學(xué)副教授

?通訊聯(lián)系人，E-mail:lhaitao1982@126.com

TU398

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