正交膠合木增強(qiáng)疊木斗栱受力性能試驗(yàn)

蔡金妹,張仁杰,余泓睿,張 浩,程小武

(1.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,江蘇 南京 211800;2.千年舟新材科技股份有限公司,浙江 杭州 311113;3.南京工業(yè)大學(xué) 建筑設(shè)計(jì)研究院,江蘇 南京 210009)

斗栱作為中國(guó)木結(jié)構(gòu)古建筑中的重要角色,被廣泛應(yīng)用于我國(guó)各大型古建筑中。目前大多數(shù)對(duì)于斗栱的研究還集中于傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)。梁思成[1-2]首先展開(kāi)了對(duì)木結(jié)構(gòu)古建筑斗栱節(jié)點(diǎn)的研究,從歷史建筑與理論的角度進(jìn)行了深入剖析。張雙寅[3]將斗栱模型簡(jiǎn)化為二維進(jìn)行力學(xué)分析,從靜力學(xué)角度明確了斗栱在結(jié)構(gòu)中的傳力機(jī)制。呂璇[4]對(duì)斗栱節(jié)點(diǎn)分別進(jìn)行了軸心、偏心受壓試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)斗為受壓構(gòu)件,栱為受彎構(gòu)件,栱的開(kāi)口部位尤其薄弱,易發(fā)生應(yīng)力集中破壞,且破壞范圍隨著荷載的增大不斷擴(kuò)大,造成其剛度下降;斗栱在破壞前發(fā)生嚴(yán)重的塑性變形,破壞多為不同程度的橫紋和順紋的劈裂。李海娜[5]采用靜力學(xué)方法提出了斗栱在水平及豎向荷載作用下的極限承載力計(jì)算方法。袁建力等[6]選取3種典型應(yīng)縣木塔斗栱分別進(jìn)行了豎向和水平加載試驗(yàn)，結(jié)果表明:其破壞特征主要為櫨斗在剪壓狀態(tài)下的豎向劈裂;斗栱的水平抗側(cè)剛度與豎向荷載成正比,破壞特征主要為泥道栱薄弱內(nèi)槽面的水平劈裂。隋龔等[7-8]分別對(duì)3種鋪?zhàn)餍问降亩窎砉?jié)點(diǎn)模型開(kāi)展了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn):①水平滑移為斗栱變形的主要形式;②摩擦滑移具有耗能、隔震的作用;③鋪?zhàn)鲗泳哂辛己玫臏睾哪芴匦?④其力學(xué)模型屬于線(xiàn)性強(qiáng)化彈塑性模型;⑤得出了側(cè)向剛度退化規(guī)律。Fujita等[9-10]以日本斗栱節(jié)點(diǎn)為研究對(duì)象,分別對(duì)其進(jìn)行了豎向和水平加載試驗(yàn)研究。通過(guò)試驗(yàn)研究了斗栱節(jié)點(diǎn)的抗震性能,分析了其在結(jié)構(gòu)中作用,并提出了斗栱節(jié)點(diǎn)的滯回模型以及模型側(cè)向剛度的計(jì)算方法。研究表明:傳統(tǒng)斗栱節(jié)點(diǎn)往往是最下層木枋發(fā)生彎剪破壞,而上層木枋完好[9-10]。因此若能對(duì)斗栱進(jìn)行簡(jiǎn)化處理,并增強(qiáng)薄弱層,這樣既能繼承斗栱的結(jié)構(gòu)作用和力學(xué)性能,而且也能滿(mǎn)足現(xiàn)代工程項(xiàng)目結(jié)構(gòu)受力和施工的要求,對(duì)加速現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)的發(fā)展有著重要意義[9-10]。

正交膠合木(CLT)因其由相互交錯(cuò)的層板膠合而成,因而在2個(gè)方向均有很好的力學(xué)性能。高詣民[11]利用有限元軟件分析不同疊合層數(shù)、長(zhǎng)寬比、邊界條件和規(guī)格材對(duì)CLT靜力性能的影響,通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn):作為受彎構(gòu)件時(shí),頂層和底層沿跨度方向順紋布置對(duì)構(gòu)件力學(xué)性能有利。李敏[12]將理論和有限元分析結(jié)合,研究了CLT在水平荷載作用下變形、剛度和強(qiáng)度的變化,并研究樹(shù)種、高寬比和單層板厚度等變量對(duì)CLT墻體的受力影響,為CLT 在工程上的應(yīng)用提供了理論基礎(chǔ)。毛榮駿[13]進(jìn)行了CLT板平面內(nèi)單調(diào)加載試驗(yàn)研究。通過(guò)改變跨高比、層數(shù)和布置方式分析其力學(xué)性能,研究表明:層數(shù)較多,跨高比較小,外側(cè)板沿跨度方向?yàn)轫樇y的CLT平面內(nèi)力學(xué)性能更好[14]。

南京工業(yè)大學(xué)程小武課題組前期對(duì)傳統(tǒng)斗栱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了簡(jiǎn)化設(shè)計(jì),發(fā)現(xiàn)在豎向加載試驗(yàn)中表現(xiàn)出較好的完整性,且極限承載力相較于傳統(tǒng)斗栱節(jié)點(diǎn)提高較多。前期研究發(fā)現(xiàn)：出挑間距越大模型抵抗豎向變形能力越差,延性也越差,而層數(shù)在極限承載力方面的影響并不是很大。因此,本文依據(jù)課題組前期研究成果,采用簡(jiǎn)化后的斗栱模型,采用CLT替換層板膠合木,以期通過(guò)試驗(yàn)研究CLT增強(qiáng)疊木斗栱受力性能的作用效果。

1 CLT局部承壓性能試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)?zāi)康臑橛懻摬煌瑓?shù)(試驗(yàn)參數(shù)為膠合木順紋、橫紋和斜紋的布置方式及試件受壓形式)對(duì)膠合木局部受壓承載力的影響。采用花旗松,參考文獻(xiàn)[14],設(shè)計(jì)了8組對(duì)比試驗(yàn),試件尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為315 mm×105 mm×105 mm,每組3個(gè)，共24個(gè)試件。選用3層順紋、橫紋和斜紋不同布置方式的CLT,每組采用平面內(nèi)及平面外2種中間局部受壓部位。試件具體參數(shù)見(jiàn)表1,試件詳細(xì)尺寸見(jiàn)圖1,受壓方式見(jiàn)圖2。

1.2 加載裝置及測(cè)量方案

參考文獻(xiàn)[14],本次試驗(yàn)選用600 kN電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)。試件上、下表面各設(shè)置厚度為30 mm的鋼墊板,并保持其表面光潔平整使之與承壓試件緊密貼合。裝置底座采用能自動(dòng)對(duì)中并且均勻加載的球鉸支座,保證上表面鋼墊板與試件同寬度。

試驗(yàn)主要測(cè)量試件的變形與荷載變化關(guān)系,在壓頭與鋼墊板之間設(shè)置荷載傳感器。采用位移控制模式,試件兩側(cè)各設(shè)置一個(gè)位移計(jì),單調(diào)勻速加載,加載速率為2.0 mm/min,試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖3。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

1.3.1 破壞形態(tài)和破壞機(jī)制

1)平面內(nèi)受壓破壞形態(tài)及破壞機(jī)制。

4組試件在試驗(yàn)加載初期,經(jīng)歷壓機(jī)壓實(shí)階段后,隨著荷載增加,試件處于彈性階段,承載力迅速直線(xiàn)上升達(dá)到峰值,試件表面無(wú)明顯破壞;隨著荷載的不斷增加,試件達(dá)到屈服狀態(tài),承載力趨于平緩,受壓區(qū)變形增大,并不斷發(fā)出木材的劈裂聲,破壞特征明顯。試件典型破壞情況見(jiàn)圖4。

表1 試件參數(shù)設(shè)計(jì)

圖1 CLT木板試件形式

從圖4可以看出:主要破壞形態(tài)為試件受壓區(qū)承壓變形、端部劈裂、試件兩端沿膠縫翹起以及試件底部褶皺變形。兩側(cè)沿跨度方向?yàn)闄M紋板,中間沿跨度方向?yàn)轫樇y板(HSH)承載力最大,且無(wú)明顯破壞形態(tài)。兩側(cè)沿跨度方向?yàn)轫樇y板,中間沿跨度方向?yàn)闄M紋板(SHS)承載力次之,兩側(cè)木材端部發(fā)生劈裂破壞。兩側(cè)沿跨度方向?yàn)?5°斜紋板,中間沿跨度方向?yàn)轫樇y板(XSX)破壞較明顯,兩側(cè)出現(xiàn)沿紋路的裂縫,中間層發(fā)生從端部開(kāi)始的劈裂破壞。兩側(cè)沿跨度方向?yàn)轫樇y板,中間沿跨度方向?yàn)?5°斜紋板(SXS)與SHS破壞類(lèi)似。試件破壞的主要原因?yàn)樵嚰植渴軌呵?隨著荷載不斷增加,受壓變形增大而導(dǎo)致試件端部木材劈裂破壞。

圖2 不同受壓部位

圖3 試驗(yàn)裝置

圖4 平面內(nèi)受壓典型破壞模式

2)平面外受壓破壞形態(tài)及破壞機(jī)制。

4組試件在加載初期,經(jīng)歷壓實(shí)階段后,隨著荷載增加,試件處于彈性階段,承載力迅速直線(xiàn)上升,試件表面無(wú)明顯破壞。試件典型破壞見(jiàn)圖5。由圖5可以看出:隨著荷載的不斷增加,試件達(dá)到屈服狀態(tài),承載力上升緩慢,受壓區(qū)變形增大,并不斷發(fā)出木材的劈裂聲,出現(xiàn)明顯破壞,受壓區(qū)壓屈變形,破壞特征與平面內(nèi)受壓類(lèi)似,多為木材端部劈裂破壞與沿膠縫翹起。

圖5 平面外受壓典型破壞模式

1.3.2 CLT局部受壓荷載-位移曲線(xiàn)

為方便直觀(guān)比較,取每組試驗(yàn)結(jié)果的平均值,并將每組結(jié)果繪制于同一圖中。通過(guò)荷載-位移曲線(xiàn)直觀(guān)反映出在相對(duì)位移的變化下試件所受荷載的變化趨勢(shì)以及極限荷載。各組試件的荷載-位移曲線(xiàn)見(jiàn)圖6。

圖6(a)為各組試件分別在平面內(nèi)局部受壓的荷載-位移曲線(xiàn)圖。由圖6(a)可知:各組試件開(kāi)始都處于彈性階段,其中HSH、SHS試件在達(dá)到峰值后有一小段下降段,這是因?yàn)榇祟?lèi)構(gòu)件都有沿跨度方向?yàn)闄M紋(即沿受壓方向?yàn)轫樇y),使試件具有一定的延性,并且在破壞前都有一定的征兆。通過(guò)對(duì)比,試件中有沿受壓方向?yàn)轫樇y的構(gòu)件,極限承載力都較大,這是因?yàn)槟静牡母飨虍愋?順紋抗壓強(qiáng)度比橫紋要大得多,HSH比SHS承載力大約169.86 kN，增幅約81.21%。HSH與XSX對(duì)比,中間層沿受壓方向都為橫紋,外層沿受壓為順紋比斜紋承載力大約236.56 kN，增幅約171.86%。SHS與SXS對(duì)比,兩側(cè)沿受壓方向都是橫紋木材,中間層沿受壓方向?yàn)轫樇y比斜紋承載力大約78.45 kN，增幅約50.16%。

圖6(b)為各組試件分別在平面外局部受壓的荷載-位移曲線(xiàn)圖。由圖6(b)可知:各組試件開(kāi)始都處于彈性階段,隨之荷載增加,迅速達(dá)到拐點(diǎn)進(jìn)入屈服狀態(tài),但由于是平面外受壓,且試件為紋路不同的木材膠合而成,在表面層木材達(dá)到極限承載力后,由下面兩層木材一起承受所受荷載,因此承載力達(dá)到拐點(diǎn)后繼續(xù)不同程度的上升。由于各組試件平面外都屬于橫紋受壓,故彈性階段承載力無(wú)過(guò)大差距。

圖7為各組試件平面內(nèi)受壓與平面外受壓對(duì)比圖。由圖7可知:平面內(nèi)受壓承載力明顯比平面外受壓大很多,且迅速達(dá)到峰值。因此,平面內(nèi)受壓多為脆性破壞,平面外受壓多為延性破壞。其中HSH-N比HSH-W屈服階段承載力大約325.23 kN，增幅約606.84%,SHS-N比SHS-W屈服階段承載力大約123.45 kN，增幅約225.35%,XSX-N比XSX-W屈服階段承載力大約82.44 kN，增幅約188.89%,SXS-N比SXS-W屈服階段承載力大約47.65 kN，增幅約52.94%。

圖6 試件的局部受壓荷載-位移曲線(xiàn)

圖7 試件平面內(nèi)、外受壓對(duì)比的荷載-位移曲線(xiàn)

依據(jù)歐洲規(guī)范[15]求得每組數(shù)據(jù)的抗壓強(qiáng)度及彈性模量見(jiàn)表2。

表2 試件抗壓承載力、抗壓強(qiáng)度和彈性模量

從表2可以得出:每組試件平面內(nèi)受壓抗壓強(qiáng)度及彈性模量普遍都比同組試件平面外受壓要大得多;平面內(nèi)受壓中HSH無(wú)論抗壓強(qiáng)度還是彈性模量較其余試件均有明顯增加。由此說(shuō)明,在后續(xù)膠合木疊木斗栱薄弱構(gòu)件性能增強(qiáng)試驗(yàn)中,利用木材平面內(nèi)受壓及順紋受壓是有利的。而平面外受壓試驗(yàn)中,各組試件均為木材橫紋受壓,相比而言各組試件性能無(wú)較大差異。

2 CLT增強(qiáng)疊木斗栱試驗(yàn)

2.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)均采用三鋪?zhàn)鳢B木斗栱,木枋截面尺寸為50 mm×100 mm,每跳長(zhǎng)度為150 mm。每種疊木斗栱都是由截面尺寸相同長(zhǎng)度不等的矩形膠合木枋縱橫疊置于櫨斗之上,并最終組裝成一個(gè)完整的疊木斗栱模型。簡(jiǎn)化模型的構(gòu)件詳細(xì)尺寸見(jiàn)表3。

表3 簡(jiǎn)化模型的構(gòu)件尺寸

從圖7和表2可知:CLT試件平面內(nèi)受壓承載力遠(yuǎn)大于平面外受壓,且木材順紋受壓承載力大于斜紋、橫紋布置的試件。因此,本文設(shè)計(jì)了3種不同布置方式的CLT木枋來(lái)替換原本層板膠合木第一層橫枋,研究其平面內(nèi)受壓的增強(qiáng)效果，具體設(shè)計(jì)方式見(jiàn)圖8。

2.2 加載方案

本試驗(yàn)試件由25 t油壓伺服作動(dòng)器通過(guò)分載板形式加載到斗栱節(jié)點(diǎn)最上一層木枋上,模擬上部施加的均布荷載,將櫨斗擱置在鋼槽中模擬底固結(jié)約束。加載采用位移控制,加載速度為2 mm/min,當(dāng)觀(guān)察到構(gòu)件嚴(yán)重破壞時(shí)停止加載。由于木材加工誤差與組裝原因,構(gòu)件組裝完成后仍然存在間隙,為使試驗(yàn)結(jié)果更加準(zhǔn)確,在正式加載之前設(shè)置程序，首先對(duì)模型施加10 kN的力進(jìn)行預(yù)加載,使木材壓實(shí)去除木材之間的間隙,力保載10 s,再自動(dòng)卸荷;待卸荷完后試驗(yàn)加載正式開(kāi)始。試驗(yàn)加載裝置見(jiàn)圖9。

本試驗(yàn)測(cè)量選用量程-50～50 mm的位移計(jì)。位移計(jì)位置:位移計(jì)主要用于測(cè)量第一層縱橫木枋位移(VD-1、VD-2)和模型整體位移(VD-3)。應(yīng)變片位置:主要分布于櫨斗與第一層木枋卡槽處(1、2點(diǎn)),第一層木枋之間的卡槽口水平位置(3、4、5和6點(diǎn))以及木枋與木枋卡槽處(7、8、9和10點(diǎn)),詳情見(jiàn)圖10。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

增強(qiáng)試驗(yàn)的試驗(yàn)方案均與未增強(qiáng)試件一致,為便于比較分析,對(duì)各方案進(jìn)行編號(hào)并以R(reinforced)結(jié)尾,詳情見(jiàn)表4。

2.3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

DG1-R在加載過(guò)程中“斗耳”無(wú)明顯破壞,當(dāng)荷載加載至80 kN時(shí),橫枋開(kāi)始?jí)呵?隨后模型之間的擠壓聲變大。當(dāng)橫枋槽口發(fā)生沿木材纖維剪切破壞時(shí),構(gòu)件破壞后停止加載。拆解破壞后的構(gòu)件見(jiàn)圖11。

DG2-R的2個(gè)試件在加載初期,橫枋一側(cè)就快速發(fā)生沿木材纖維的剪切破壞,但模型整體還能繼續(xù)承載,當(dāng)縱枋端部發(fā)生劈裂破壞時(shí),停止加載。構(gòu)件破壞詳情見(jiàn)圖12。

圖8 CLT設(shè)計(jì)示意圖

圖9 加載裝置

圖10 應(yīng)變片、位移計(jì)位置

表4 模型編號(hào)與特點(diǎn)

圖11 DG1-R構(gòu)件破壞圖

圖12 DG2-R構(gòu)件破壞圖

DG3-R荷載加載至72 kN發(fā)出第一聲“咔嚓”聲,橫枋開(kāi)始?jí)呵?當(dāng)荷載加至82 kN時(shí),縱枋兩端端部開(kāi)始劈裂;隨后木材之間的斷裂聲變頻繁,當(dāng)位移加至31 mm時(shí),“斗耳”壓斷,停止加載;拆解破壞后的模型發(fā)現(xiàn),橫枋CLT中間層沿受壓方向順紋布置層板發(fā)生沿木材纖維的剪切破壞,而外側(cè)層板發(fā)生順紋拉斷,構(gòu)件破壞見(jiàn)圖13。

2.3.2 CLT增強(qiáng)前后疊木斗拱荷載-位移曲線(xiàn)

為了便于直觀(guān)比較,取每組相同試件試驗(yàn)值的平均值,并將增強(qiáng)前后試件的荷載-位移曲線(xiàn)繪制于同一圖中(圖14)。從圖14可以得出:各組曲線(xiàn)變化趨勢(shì)一致,呈現(xiàn)明顯的彈性階段、彈塑性階段,各組增強(qiáng)效果各異。

圖13 DG3-R構(gòu)件破壞圖

圖14 各組增強(qiáng)前后荷載-位移曲線(xiàn)對(duì)比

從圖14還可以看出:各組試件極限承載力通過(guò)線(xiàn)性回歸方法計(jì)算彈性階段與塑性階段的剛度,分別見(jiàn)圖15和表5。對(duì)比分析后可以得出:

1)與未增強(qiáng)相比,3種方式中DG1-R極限承載力提高了18.25 kN,增幅約19.15%,其他2種方式極限承載力均有所降低。

2)與未增強(qiáng)相比,除DG2-R外，其余2方式彈性階段剛度均有所提高,DG1-R提高最大，可達(dá)20%;彈塑性階段各剛度差異不大。

3)各組試件均具有較好延性,其中DG1-R最大。

圖15 極限承載力與彈性階段剛度對(duì)比

2.3.3 應(yīng)變規(guī)律

各組試件應(yīng)變變化見(jiàn)圖16,通過(guò)對(duì)其應(yīng)變結(jié)果的分析可得到其豎向荷載的傳遞規(guī)律,為理論分析提供參考。從圖16可以看出:與未增強(qiáng)類(lèi)似,每組應(yīng)變變化趨勢(shì)基本一致,加載初期,各層內(nèi)力發(fā)生較小變化,這是因?yàn)榧虞d初期木材處于不斷壓實(shí)階段,構(gòu)件內(nèi)部所受內(nèi)力較小。隨著荷載的增加,各層受力開(kāi)始發(fā)生明顯變化,一層槽口開(kāi)始發(fā)生相對(duì)較大變化,這是因?yàn)樯蠈幽捐食袎好娲笥谝粚?造成豎向荷載直接傳遞至下層,導(dǎo)致其內(nèi)力大于其他各層,當(dāng)一層木枋發(fā)生壓屈之后,模型所受承載力轉(zhuǎn)由上層承擔(dān),與之對(duì)應(yīng)的應(yīng)變開(kāi)始增大。從圖16還可以看出:櫨斗所受應(yīng)變最大,說(shuō)明其承擔(dān)荷載最大,與其破壞形態(tài)最為嚴(yán)重相對(duì)應(yīng)。

表5 各組試件性能對(duì)比

圖16 DG1-R、DG2-R和DG3-R的應(yīng)變變化

每組最大應(yīng)變見(jiàn)表6。從圖16和表6可以看出:1)各層以壓應(yīng)變?yōu)橹?從上層至下應(yīng)變?cè)龃?說(shuō)明荷載傳遞呈“倒三角”形式;其中柱端和一層槽口應(yīng)變最大;2)各層所受應(yīng)變大小與其荷載成正比;3)櫨斗應(yīng)變中,DG3-R最大,與其破壞形態(tài)對(duì)應(yīng),“斗耳”斷裂導(dǎo)致其應(yīng)變急劇增大。

表6 模型各層最大應(yīng)變

2.4 CLT增強(qiáng)受力機(jī)制分析與建議

對(duì)比3種不同布置方式第一層橫枋破壞形態(tài):均為一側(cè)沿木材纖維方向發(fā)生剪切破壞。構(gòu)件破壞圖見(jiàn)圖17。從圖17和表5可以看出:DG1-R(外側(cè)兩層沿跨度方向?yàn)闄M紋,中間一層沿跨度方向?yàn)轫樇y)加固效果最佳,DG2-R(外側(cè)兩層沿跨度方向?yàn)?5°斜紋,中間一層沿跨度方向?yàn)轫樇y)效果最差。而前文CLT局壓試驗(yàn)可知:木材抗壓強(qiáng)度為順紋、斜紋和橫紋,DG1-R與DG3-R比較,DG1-R有2/3木材順紋受壓,而DG1-R僅有1/3木材順紋受壓。因此,DG1-R抗壓強(qiáng)度最大。

根據(jù)橫枋的受力分析可知,橫枋在豎向荷載的作用下易發(fā)生彎剪破壞。加載初期,橫枋處于局部受壓狀態(tài),上部受拉,下部受壓,此時(shí)DG1-R和DG3-R存在順紋受壓木材的存在優(yōu)勢(shì),抗壓強(qiáng)度較其他布置方式大;當(dāng)荷載加載至一定階段,橫枋發(fā)生彎剪破壞,開(kāi)始彎曲,受力方向與受力面垂直,此時(shí)易發(fā)生沿木材纖維方向的剪切破壞。DG2-R外側(cè)兩層木材沿45°斜紋布置,一側(cè)木材纖維方向正好與受力方向一致,因此槽口一側(cè)易發(fā)生沿木材纖維方向的剪切破壞;而另一側(cè)木材纖維正好與受力方向垂直,不易破壞?？煽紤]兩側(cè)紋路均與木材彎剪力垂直布置,發(fā)生壓屈時(shí),充分利用木材順紋抗壓強(qiáng)度高這一原理,詳見(jiàn)圖18。

圖17 構(gòu)件破壞圖

圖18 斜紋布置圖

3 結(jié)論

1)不同布置方式下的膠合木構(gòu)件破壞形態(tài)多為受壓區(qū)壓屈屈服、木材兩端劈裂破壞以及試件兩端沿膠縫翹起;

2)平面內(nèi)受壓抗壓強(qiáng)度、彈性模量普遍要遠(yuǎn)大于平面外受壓,其中HSH-N比HSH-W極限承載力大約325.23 kN，增幅約606.84%,SHS-N比SHS-W極限承載力大約123.45 kN，增幅約225.35%,XSX-N比XSX-W極限承載力大約82.44 kN，增幅約188.89%,SXS-N比SXS-W極限承載力大約47.65 kN，增幅約52.94%;

3)兩側(cè)沿受壓方向?yàn)轫樇y的受壓承載力大于斜紋、橫紋布置的試件,其中HSH比XSX平面內(nèi)極限承載力最大可提高約236.56 kN，增幅約171.86%。

4)從破壞形態(tài)來(lái)看:整體破壞特征為櫨斗壓縮變形、“斗耳”斷裂、第一層木枋壓屈,第一層橫枋剪切破壞;

5)從荷載-位移曲線(xiàn)來(lái)看:DG1-R(兩側(cè)沿受壓方向?yàn)轫樇y板)增強(qiáng)效果最佳,其極限承載力較未增強(qiáng)試件提高約19.15%;而沿45°斜紋布置,增強(qiáng)效果較差。