側壓竹集成材柱軸心受壓試驗研究

謝亞孜,陳伯望,劉哲,王柳,鄧謀韜

（中南林業(yè)科技大學 土木工程學院，長沙 410004）

傳統(tǒng)結構如鋼結構、混凝土結構、砌體結構等雖然材料強度高，但生產(chǎn)和使用過程不環(huán)保，所以開發(fā)新型環(huán)保建筑結構材料是必然趨勢。竹材具有可再生、易降解、生長周期短等優(yōu)點，是一種優(yōu)質的綠色建筑結構材料，以竹代木可以減少對森林的破壞，有利于維持生態(tài)平衡。中國竹資源豐富，主要分布在云南、貴州、湖南等長江以南的經(jīng)濟欠發(fā)達地區(qū)，發(fā)展竹結構有利于促進當?shù)禺a(chǎn)業(yè)發(fā)展，提高當?shù)亟?jīng)濟水平[1]。傳統(tǒng)竹結構主要是以原竹為主要材料，但原竹幾何尺寸受限且受力性能不穩(wěn)定，不能滿足現(xiàn)代建筑結構材料的要求，所以需要把竹材加工成重組竹、竹集成材及格魯斑一類的工業(yè)竹材[2-5]。竹集成材是將竹材去青去黃后加工成定寬定厚的竹片，干燥至含水率為8%～12%，再通過膠黏劑將竹片膠合，然后壓制而成的一種型材。竹集成材有竹片條平置、窄面膠合的平壓型和竹片條側立、寬面膠合的側壓型兩種。平壓竹集成材強度相對較低，多用于家具制作；側壓竹集成材力學性能較好,可用于各種結構構件[6]。學者們對竹集成材的力學性能進行了一些相關研究，結果表明，側壓竹集成材順紋抗拉和抗壓強度均較高，是一種力學性能良好的材料[7-11]。

學者們對現(xiàn)代竹結構材料的受壓性能進行了研究。李海濤等[12]研究了側壓竹集成材的受壓應力—應變關系，探討了其受壓破壞機理并提出了相應的受壓應力—應變模型。蘇靖文等[13]研究了竹集成材方柱墩各向軸心受壓的破壞機理，并建立了適用于3 個方向的荷載—軸向位移關系模型。肖巖等[14]開展了不同長細比的格魯斑膠合竹柱軸心受壓試驗研究，并將試驗結果與不同規(guī)范中的理論結果進行比較，提出了相應的設計建議。劉玉琪[15]研究了重組竹軸心受壓的破壞形態(tài)與破壞機理，并提出了相應的極限承載力計算公式。張?zhí)K俊等[16]探究了重組竹柱受壓破壞形態(tài)，并將試驗得到的壓桿穩(wěn)定承載力和理論計算的臨界荷載相比較。王驍睿[17]提出了重組竹矩形截面構件在壓彎荷載作用下的極限承載力非線性計算方法。方佳偉[18]探究了膠合竹柱長細比與極限承載能力的變化規(guī)律和加載過程中試件側向與軸向位移、應變隨荷載的變化曲線。目前，學者們對側壓竹集成材柱的受壓力學性能及承載力計算方法研究較少，筆者以長細比為變量，設計了6 組共18 根試件對側壓竹集成材柱的軸心受壓性能進行研究。

1 試驗概況

1.1 試件設計與測點布置

材料來源于湖南桃花江竹材科技股份公司，考慮長細比的影響，設計6 組試件，每組3 個，截面尺寸均為60 mm×60 mm，各組試件長度分別為200、400、600、1 000、1 200、1 600 mm。

以長細比最小的試件為基準，試驗測得足尺構件的順紋抗壓強度平均值為68.47 MPa，并根據(jù)試件荷載—應變關系曲線彈性階段的斜率，算得抗壓彈性模量為11 855.8 MPa，含水率為6.3%，密度為0.640 g/cm3。

在試件4 個側面的中央各粘貼一片縱向應變片來測定試件截面中央的順紋應變值，同時，在4 個側面的長度中央垂直于側面各設一個量程為100 mm的位移計來測定試件的側向位移。

1.2 試驗裝置與加載制度

根據(jù)《木結構試驗方法標準》（GB/T 50329—2012）[19]進行試驗設計。采用5 000 kN 微機控電液伺服壓力試驗機進行加載，為保證試件全截面均勻受壓，最短的A0組和A 組試件兩端不采用支承裝置，B 組～E 組試件兩端的加載支承裝置采用如圖1所示的雙向刀鉸支座。荷載和軸向位移數(shù)據(jù)均由機控電液伺服壓力試驗機導出，側向位移數(shù)據(jù)用位移計測量，應變和側向位移數(shù)據(jù)采集選用DH3818靜態(tài)應變測試系統(tǒng)，以5 s/次的速度記錄數(shù)據(jù)。

圖1 雙向刀鉸裝置圖Fig.1 Two-way knife hinge device diagram

加載裝置如圖2 所示。為保證試件軸心受壓，采用幾何對中與物理對中相結合的方法。采用幾何對中時，應保證試件截面中心、刀鉸中心和壓力機中心在同一縱軸上。采用物理對中時，應在預加載過程中觀察四面的應變值，并不斷調整試件位置，直至4 個面的應變值與其平均值相差不大于5%。在3 次預加載后開始正式加載，加載過程中全程采用位移控制，速率為1 mm/min，以保證5～10 min內(nèi)達到最大荷載，最后，當荷載降低至峰值荷載的80%時，停止加載并卸載。

圖2 加載裝置圖Fig.2 Loading device diagram

2 試驗結果與分析

2.1 破壞特征

側壓竹集成材柱在軸心受壓試驗中表現(xiàn)出兩種破壞形式，第1 種是長細比較小時試件所受荷載達到自身極限強度導致的強度破壞；第2 種是長細比較大時試件由于柱中側向位移過大導致的失穩(wěn)破壞。試驗結果統(tǒng)計見表1。

表1 試件試驗結果統(tǒng)計Table 1 Statistics of test results of specimens

根據(jù)《木結構設計標準》（GB 50005—2017）[20]規(guī)定，將高寬比不大于10 或長細比不大于35 的構件定義為短柱，高寬比大于10 或長細比大于35 的構件定義為長柱。A0組～B 組試件為短柱，發(fā)生強度破壞；C 組～D 組試件為長柱，發(fā)生失穩(wěn)破壞。

最短的A0組試件破壞形式為強度破壞。在加載初期，荷載增長很快，試件幾乎完全豎直，荷載增長到峰值荷載的90%左右時，增速變慢且在到達峰值后幾乎穩(wěn)定不變，此時軸向位移不斷增大，試件不斷發(fā)出砰砰的膠合面開裂聲和內(nèi)部纖維斷裂聲，隨后試件迅速破壞。破壞后的試件如圖3 所示，試件兩端因竹纖維受壓屈曲而鼓起或沿膠合面開裂。

圖3 A0組試件破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of A0 group of specimens

A、B 兩組試件的破壞形式為強度破壞。在加載初期，荷載增加快，試件幾乎沒有側向變形，當荷載上升到峰值荷載的80%～90%時，試件進入塑性變形階段，此時荷載增速減慢。荷載達到峰值后開始緩慢下降，當下降到峰值荷載的90%左右時，試件內(nèi)部開始發(fā)出細微的纖維斷裂聲，此時柱橫向變形逐漸增大，柱身表現(xiàn)出一定的彎曲，最后，A、B 兩組試件因受拉側中部竹節(jié)處的竹片被拉斷，受壓側竹片被壓屈而破壞，破壞后的試件見圖4。

圖4 試件B-1 破壞形態(tài)Fig.4 Failure mode of B-1 specimen

C 組～E 組試件的破壞形式為失穩(wěn)破壞。加載前期的試驗現(xiàn)象與B 組試件相同，當荷載上升到峰值荷載的60%～80%左右時，試件進入塑性變形階段，且開始有較為明顯的側向變形。當荷載達到峰值時，試件內(nèi)部開始發(fā)出纖維斷裂聲，隨著側向位移的增大，試件逐漸失去穩(wěn)定性，荷載開始緩慢下降直至破壞，破壞時柱身彎曲明顯，試件表現(xiàn)出較好的延性。3 組試件中，除試件C-1、D-1 外，其余試件表面均無明顯裂縫。試件C-1、D-1 的破壞特征見圖5 和圖6，兩根試件均在柱中部的拐角處竹節(jié)位置開裂，且試件D-1 的破壞特征比試件C-1 更明顯，說明長細比越大，試件越容易發(fā)生雙向失穩(wěn)破壞[21]，且容易在竹節(jié)等薄弱位置開裂。

圖5 試件C-1 破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of C-1 specimen

2.2 荷載—軸向位移關系

試件的軸向變形由兩部分組成：一是試件在軸向的彈性變形和塑性變形，二是側向變形導致的兩端支座位移。繪制每組試件的荷載—軸向位移關系圖，如圖7 所示。在加載前期，A0組試件荷載增長快，軸向上主要發(fā)生彈性變形，荷載到達峰值后，有一個基本穩(wěn)定階段，此時軸向上主要發(fā)生塑性變形，塑性變形的變形量遠大于彈性變形的變形量。試驗前期A、B 兩組試件狀況基本與A0組試件相同，在到達峰值荷載的80%左右時，荷載增長速度明顯減慢，軸向上除了發(fā)生塑性變形外，還有部分由兩端支座移動引起的位移。C 組～E 組試件在加載前期側向變形就開始增加，因此，加載前期軸向變形主要由材料彈性變形和兩端支座移動引起的少量位移組成，隨著試件逐漸進入彈塑性階段，軸向變形主要由材料塑性變形和兩端支座移動引起的位移組成。

圖7 荷載—軸向位移關系曲線Fig.7 Curves of load-axial displacement

2.3 荷載—柱中側向位移關系

取每根試件4 個面位移中的最大值來繪制荷載—側向位移關系曲線，如圖8 所示。在加載到峰值荷載之前，A、B 兩組試件側向位移都較小，當?shù)竭_峰值荷載的80%～90% 左右時，試件進入彈塑性階段，側向位移迅速增加。在荷載到達峰值后，隨著受拉面纖維不斷被拉斷和受壓面纖維被壓屈，試件發(fā)生強度破壞。在加載前期，C 組～E 組試件處于彈性變形階段，柱身側向位移不明顯。當荷載增加到峰值荷載的50%～60%左右時，荷載—位移曲線的斜率不斷減小，此時試件同時存在軸向變形和橫向變形。隨著荷載的繼續(xù)增加，試件的側向位移不斷增大，因明顯的彎曲而逐漸失去穩(wěn)定性，隨后荷載緩慢下降，直至最后發(fā)生失穩(wěn)破壞。由于位移計的量程僅有100 mm，而E 組試件側向位移較大，導致加載后期一部分側向位移未被測到，因此，破壞時E 組試件的柱中側向位移實測值偏小。

圖8 荷載—側向位移關系曲線Fig.8 Curves of load-lateral displacement

隨著長細比的增大，在軸向壓力作用下，試件的撓曲二階變形愈加顯著，破壞時柱身的彎曲變形越大，相較于A 組試件，B 組～E 組試件的平均柱中側向位移分別增加了約1、2、3、5.5 倍。

3 極限承載力分析

對6 組不同長細比試件所對應的極限承載力實測值進行分析，并與《木結構設計標準》（GB/T 50005—2017）[20]、《膠合木結構技術規(guī)范》（GB/T 50708—2012）[22]、美國《木結構設計規(guī)范》[23]中的理論計算結果進行比較，結合軸心壓桿理論，提出適合側壓竹集成材材料特性的軸心受壓承載力計算公式。

以各組試件軸心受壓極限承載力的平均值作為計算軸壓承載力折減系數(shù)的依據(jù)。根據(jù)軸心壓桿理論，軸心受壓桿件的承載力折減系數(shù)計算按式（1）確定。

式中：φ1為根據(jù)試驗實測的軸心抗壓承載力折減系數(shù)；Npeak為每組試件的峰值荷載平均值；N0為無長細比影響的柱軸心抗壓極限承載力，以長細比最小的A0組試件為基準。

3.1 按《木結構設計標準》計算

《木結構設計標準》中考慮樹種和強度等級給出了相應的承載力折減系數(shù)計算公式。

當樹種強度等級為TC17、TC15 及TB20 時

當樹種強度等級為TC13、TC11、TB15、TB13及TB11 時

3.2 按《膠合木結構技術規(guī)范》計算

不同于《木結構設計標準》中只考慮樹種和強度等級，《膠合木結構技術規(guī)范》還綜合考慮了材料的順紋抗壓彈性模量、順紋抗壓強度等因素對承載力折減系數(shù)的影響，并提出了統(tǒng)一連續(xù)的計算公式，見式（4）。

式中：b為試件矩形截面邊長；E為順紋抗壓彈性模量；FcE為歐拉屈服強度；Fc為無長細比影響的試件順紋抗壓強度實測平均值，68.47 MPa。

3.3 按美國《木結構設計規(guī)范》計算

美國《木結構設計規(guī)范》在《膠合木結構技術規(guī)范》的基礎上考慮了材料的各向異性及試件的初始偏心和初始缺陷等因素，調整了彈性模量，給出了軸心受壓極限承載力計算公式。

式中：CD為荷載影響系數(shù)，取1.0；CM為含水率影響系數(shù)，本試驗含水率為6.3%，取1.0；Ct為溫度影響系數(shù)，取0.9；Ci為開槽系數(shù)，計算受壓承載力時取0.8，計算彈性模量修正值時取0.95；Cp為軸壓穩(wěn)定性折減系數(shù)。

式中：為臨界長細比柱的極限受壓設計強度；為彈性模量修正值；CV為尺寸因素，取1.0；CT為失穩(wěn)剛度系數(shù)，一般大于1.0，試驗中偏保守，取1.0。

將計算結果匯總，見表2。

表2 試件軸壓承載力折減系數(shù)Table 2 Reduction coefficient of axial compression bearing capacity of specimen

由表2 可知，側壓竹集成材柱的極限承載力隨長細比的增大而減小，承載力折減系數(shù)也相應地減小。對于長柱（λ>35），承載力折減系數(shù)較小，說明構件的穩(wěn)定性在承載力中起決定性作用。因此，在實際工程運用中，為了安全適用，構件的長細比不宜過大?！赌z合木結構技術規(guī)范》規(guī)定，軸心受壓構件的長細比不允許超過50。將表2 繪制成相應的曲線，見圖9。

圖9 承載力折減系數(shù)—長細比關系曲線Fig.9 Curves of bearing capacity reduction coefficientslenderness ratio

從圖9 可以看出，對于B 組～E 組試件（λ>30），采用《木結構設計標準》和美國《木結構設計規(guī)范》進行設計均不安全。對于A 組～E 組試件，采用《膠合木結構技術規(guī)范》進行設計，結果均偏安全。經(jīng)過數(shù)據(jù)擬合可知，試驗結果與《膠合木結構技術規(guī)范》中所計算的結果趨勢相近，說明考慮材料的力學性質和非線性的計算方法比較適合側壓竹集成材柱。

由于《膠合木結構技術規(guī)范》中的公式并不是用長細比來計算的，為了探求承載力折減系數(shù)與長細比的關系，還需把相關參數(shù)換算成長細比。

將式（12）代入式（4）中，得到長細比與承載能力折減系數(shù)的關系。

通過調整式（12）中的常數(shù)來對側壓竹集成材實測軸心受壓承載力折減系數(shù)進行非線性擬合分析，計算得到系數(shù)為7.92 時，實測值與擬合值誤差最小，因此，可以得出調整后的歐拉公式為

將式（14）代入式（4）中，得到適合側壓竹集成材柱的承載力折減系數(shù)修正公式

對以上結果進行匯總，見表3。

表3 承載力折減系數(shù)擬合結果誤差分析Table 3 Error analysis of fitting results of bearing capacity reduction coefficient

因此，工程設計中，側壓竹集成材柱軸心受壓承載力設計值可采用式（16）計算。

式中：fc為側壓竹集成材抗壓強度設計值。

將表3 中的結果繪制成相應的曲線，見圖10。從表3 和圖10 可知，對于A 組～D 組試件，試驗結果與擬合結果的誤差均不超過5%，對于E 組長柱試件，擬合結果與試驗結果雖然相差較多，但擬合結果偏安全。

圖10 折減系數(shù)—長細比擬合曲線Fig.10 Fitting curve of reduction coefficient-slenderness ratio

4 結論

1）試件的受力過程分為彈性變形階段、彈塑性變形階段及破壞階段。對于中長柱和長柱，隨著長細比的增大，峰值荷載對應的縱向應變急劇減小，側壓集成材柱的材料利用率迅速降低。因此，為了充分利用材料的強度，工程中柱的長細比取值不宜過大。

2）側壓集成竹柱在軸心受壓時表現(xiàn)出兩種破壞形式：當長細比較小時，試件因受拉側竹纖維被拉斷和受壓側竹纖維被壓潰而發(fā)生強度破壞；當長細比較大時，試件由于柱中側向位移過大逐漸失去穩(wěn)定性而發(fā)生失穩(wěn)破壞，且長細比越大，試件越容易發(fā)生雙向失穩(wěn)破壞。

3）試件達到峰值荷載后沒有立即破壞，而是隨著側向位移的不斷增大，承載力緩慢下降，說明側壓集成竹柱的破壞是一種延性破壞。

4）現(xiàn)行《木結構設計標準》的計算結果偏于不安全，筆者提出了側壓竹集成材柱的軸心受壓承載能力計算公式，試驗結果與計算結果誤差較小。