《层板胶合木层间断裂韧度研究》由会员上传分享，免费在线阅读，更多相关内容在学术论文-天天文库。
犬拔？＾大ｆＤＡＬＩＡＮＵＮＩＶＥＲＳＩＴＹＯＦＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ硕＿士害位１￡文ＭＡＳＴＥＲＡＬＤＩＳＳＥＲＴＡＴＩＯＮ＿层板胶合木层间断裂初度研究学科专业结构工程作者姓名王亚敢指导教师徐博答辨日期２０１５ｊｇ＿６Ｒ 硕士学位论文层板胶合木层间断裂＿度研究ＳｔｕｄｙｏｎＩｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒＦｒａｃｔｕｒｅＴｏｕｈｎｅｓｓｇ－ｉｎＧｌｕｅｄＬａｍｉｎａｔｅｄＴｉｍｂｅｒ？？．作者姓名：王亚勒学科、专业：结构工程学号：２１２０６０４２指导教师：徐博输完成日期：２０１５年５月大理工大旁ＤａｌｉａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ 大连理工大学学位论文独创性声明作者郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师的指导下进行研究工作所取得的成果。尽我所知，除文中巳经注明引用内容和致谢的地方外，本论文不包含其他个人或集体已经发表的研究成果，也不包含其他已申请学位或其他用途使用过的成果一。与我同工作的同志对本研究所做的贡献均巳在论文中做了明确的说明并表示了谢意。若有不实之处，本人愿意承担相关法律责任。学位论文题目：层板胶合水层间断裂初度研究作者签名：日期：＾月１日 大连理工大学硕士学位论文．摘要层板胶合木凭借其良好的力学性能而被广泛应用于现代木结构建筑中。在许多情况下层板胶合木由于出现断裂而发生破坏，现阶段已有的相关研究大多集中在其层内断裂一行为方面，仅有少量关于其层间断裂行为的研宄。木材是种正交各向异性材料，不同年轮角度的层板组合可能会对层板胶合木层间断裂初度产生影响，因此对该问题进行断裂力学分析是必要的一，进而对层板胶合木的生产工艺及性能研究也会提供定的指导。基于层板胶合木层间断裂韧度问题研究的必要性，本文开展了如下的研宄工作：（１）层板胶合木层间断裂朝度试验测定分别对不同年轮层板组合的层板胶合木进行了Ｉ型层间断裂的双悬臂梁试验和１１型层间断裂的端部切口三点弯曲试验，在得到临界荷载Ｐｉｃ和Ｐｉｉｃ后基于经典梁理论计算了其层间断裂勒度双悬臂梁试验结果表明，该种试验所得的层板胶合木层间断裂初度Ｇ一ｉｃ随着组合层板的年轮角度差值的增大有定的增大趋势；端部切口三点弯曲试验结果表明，该种试验所得的层板胶合木层间断裂铜度Ｃ？？ｃ随着组合层板的年轮角度差值的増大有轻微增大的趋势。对不同年轮层板组合的层板胶合木进行了Ｉ型层间断裂的单边切口三点弯曲试验，试验结果表明，该种试验测得的层板胶合木层间断裂临界荷载Ｐｉｃ随着组合层板的年轮角度差值的增大有轻微的减小趋势。（２）层板胶合木层间断裂韧度ＧＧ有限元分析ｉｃ和ｉｉｃ的分别对不同年轮层板组合的层板胶合木进行了Ｉ型层间断裂的双悬臂梁试验和ＩＩ“型层间断裂的端部切口三点弯曲试验的有限元模拟，釆用ＡＢＡＱＵＳ程序利用回路积”计算得到Ｊ积分值，分法，在线弹性情况下其与断裂軔度Ｇｉｃ和Ｇｎｃ是等价的有限元计算的结果与试验测定结果吻合良好。对不同年轮层板组合的层板胶合木进行了Ｉ型层间断裂的单边切口三点弯曲试验“”的有限元模拟，采用ＡＢＡＱＵＳ程序利用回路积分法计算得到？／积分值，在线弹性情况下其与断裂朝度Ｇ，，ｉｃ是等价的结果表明该种试验不同年轮角度差值的层板组合对于层板胶合木层间断裂钥度Ｇ，ｃ无显著影响。双悬臂梁试验的层间断裂軔度Ｇ，ｃ有限元计算结果与单边切口三点弯曲试验的层间断裂朝度Ｇｉｃ有限元计算结果相比偏小，这可能是由于木材性质的离散性、试件的形式与尺寸差别、裂纹制作误差、提取临界荷载的误差误差等因素造成的。（３）层板胶合木层间断裂钥度ｉｉＴｉｃ和的有限元分析－Ｉ－ 层板胶合木层间断裂擁研宄对不同年轮层板组合的层板胶合木进行了Ｉ型层间断裂的双悬臂梁试验和ＩＩ型层间断裂的端部切口三点弯曲试验的有限元模拟，采用应力外推法计算得到层间断裂軔度尤Ａ：。，ＩＣ和？Ｃ双悬臂梁有限元计算结果表明该种试验所得的层板胶合木层间断裂初度ｉｉＴｉｃ随着组合层板的年轮角度差值的增大有轻微的增大趋势；端部切口三点弯曲有限元计算结果表明，该种试验所得的层板胶合木层间断裂韧度Ｋ？ｃ随着组合层板的年轮角度差值的增大有轻微的增大趋势。对不同年轮层板组合的层板胶合木进行了Ｉ型层间断裂的单边切口三点弯曲试验的有限元模拟，，，采用应力外推法计算得到层间断裂軔度尺ＩＣ结果表明该种试验中截面方向上不同年轮角度差值的层板组合对于层板胶合木层间断裂临界荷载无显著影响。双悬臂梁试验的层间断裂朝度Ｋｉｃ有限元计算结果与单边切口三点弯曲试验的层间断裂朝度ｉｆ元计算结果相比偏小，这可能是由于木材性质的离散性、试件的形ｉｃ有限式与尺寸差别、裂纹制作误差、提取临界荷载的误差以及采用有限元应力外推法进行计算应力强度因子的误差等因素造成的。关键词：层板胶合木；断裂初度；层间断裂；年轮方向有限元；－－ＩＩ 大连理工大学硕士学位论文ｎ－ＳｔｕｄｙｏｎＩｔｅｒｌａｍｉｎａｒＦｒａｃｔｕｒｅＴｏｕｈｎｅｓｓｏｆＧｌｕｅｄＬａｍｉｎａｔｅｄＴｉｍｂｅｒｇＡｂｓｔｒａｃｔＢｅｃａｕｓｅｏｆｉｔｓｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌａｎｄｅｃｏｎｏｍｉｃｂｅｎｅｆｉｔｓ，ｇｌｕｌａｍｉｓｗｉｄｅｌｙｕｓｅｄｉｎｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｓｅｃｔｏｒｓ．Ｈｏｗｅｖｅｒｔｈｅｆｒａｃｔｕｒｅｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｌｕｌａｍｉｓｍｏｒｅｃｏｍｌｅｘｔｈａｎｔｈａｔｏｆ，ｇｐｗｏｏｄ．Ｔｈｅｒｅａｒｅｔｗｏｔｙｐｅｓｏｆｆｒａｃｔｕｒｅｔｈａｔｃａｎｏｃｃｕｒｉｎｇｌｕｌａｍｍｅｍｂｅｒｓ：ｉｎｔｒａｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅａｎｄｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅ．Ｉｎｔｒａｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｉｓｉｎｅｓｓｅｎｃｅｔｈｅｆｒａｃｔｕｒｅｉｎｗｏｏｄ，ｗｈｉｌｅｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｏｃｃｕｒｓａｔｔｈｅｉｎｔｅｒｆａｃｅｏｆｔｗｏａｄａｃｅｎｔｌａｍｉｎａｅ．Ｗｏｏｄｉｓａｎｏｉｔｈｏｔｒｏｉｃｊｐｍａｔｅｒｉａｌ，ｔｈｅｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｄｅｐｅｎｄｏｎｄｉｆｆｅｒｅｎｔｇｒｏｗｔｈｒｉｎｇｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓ，ｔｈｕｓｔｅｃｅｓｔｔｔｌｔｌｎｃｅｔｃｅｏｆｉｉｓｎｓａｒｙｏｄｏｈｅｉｎｅｒａｍｉｎａｒｆｒａｃｕｒｅａｎａｌｓｉｓｏｆｌｕａｍｃｏｒｎｉｎｇｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｙｇｇｒｏｗｔｈｒｉｎｇｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓａｎｄｔｈｅｎｒｏｖｉｄｅｓｓｏｍｅｕｉｄａｎｃｅｔｏｒｏｄｕｃｔｉｏｎｒｏｃｅｓｓａｎｄ，ｐｇｐｐｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｓｔｕｄｙｏｆｌｕｌａｍ．Ｔｈｅｒｅｌａｔｉｖｅｓｔｕｄｉｅｓｗｅｒｅｃａｒｒｉｅｄｏｕｔａｓｆｏｌｌｏｗｓ：ｇ（１）ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｎｔｈｅｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｏｆｌｕｌａｍｇＴｈｅｄｏｕｂＤＣＢ－ｌｅｃａｎｔｉｌｅｖｅｒｂｅａｍｔｅｓｔｓｆｏｒＭｏｄｅＩｆｒａｃｔｕｒｅａｎｄｔｈｒｅｅｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎ（）ｐｇｅｎｄ－ｔｃｅｘｕｒｅ３ｔＭｏｄＩＩｎｏｈｅｄｆｌＥＮＦｅｓｔｓｆｏｒｅｆｒａｃｔｕｒｅｗｅｒｅｅｒｆｏｒｍｅｄｔｏｏｂｔａｉｎｔｈｅ（）ｐｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓＧｉｃａｎｄＧｎｃｏｆｌｕｌａｍｗｉｔｈｆｏｃｕｓｉｎｏｎｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｇｇｇｒｏｗｔｈｒｉｎｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓｔｈｅＧ＼ｃａｎｄＧｍｃｗｅｒｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｅｌｅｍｅｎｔａｒｂｅａｍｔｈｅｏｒａｆｔｅｒｇ，ｙｙｙａ＊ｃｃｏｒｄｉｎｔｏｔｈｅｃｒｉｔｉｃａｌｏａｄｓＰａｎｄ／ｏｂｔａｉｎｅｄｉｎｔｈｅｅｓｔｓ．ｔｅｓｔｓｒｅｓｕｌｔｓｓｇｌｉｃｕｃｔＤＣＢｈｏｗｅｄＧｉｎｃｒｅａｓｅａｔａｃｅｒｔａｉｎｄｅｒｅｅａｓｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｂｅｔｗｅｅｎｔｗｏａｄａｃｅｎｔｉｃｇｊｌａｍｉｎａｅ．３ＥＮＦｔｅｓｔｓｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄＧｃｉｎｃｒｅａｓｅｓｌｉｈｔｌａｓｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｎｇｙｂｅｔｗｅｅｎｔｗｏａｄａｃｅｎｔｌａｍｉｎａｅ．ｊ－Ｔｈｅｔｈｒｅｅｏ－－ｉｎｔｂｅｎｄｉｎｔｅｓｔｓｏｆａｓｉｎｌｅｅｄｅｎｏｔｃｈｅｄｓｅｃｉｍｅｎ３ＳＥＮＢｆｏｒＭｏｄｅＩｐｇｇｇｐ（）ｆｒａｃｔｕｒｅｗｅｒｅｅｒｆｏｒｍｅｄｗｉｔｈｆｏｃｕｓｉｎｏｎｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｒｏｗｔｈｒｉｎｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓ，ｔｈｅｔｅｓｔｓｐｇｇｇｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄＰｄｅｃｒｅａｓｅｌｉｈｔｌａｓｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｂｅｔｗｅｅｎｔｗｏａｄａｃｅｎｔｉｃｓｇｙｊｌａｍｉｎａｅ．（２）ＤｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓＧｉｃａｎｄＧｎｃｏｆｇｌｕｌａｍｉｎｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓＴｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆＤＣＢｔｅｓｔｓ３ＥＮＦｔｅｓｔｓｗｅｒｅｐｅｒｆｏｒｍｅｄｗｉｔｈｆｏｃｕｓｉｎｇｏｎ“＂ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｒｏｗｔｈｒｉｎｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓｔｈｅＡＢｓｏｆｔｗａｒｅｕｓｅｓｔｈｅｃｏｎｔｏｕｒｉｎｔｅｒａｌｇ，ＡＱＵＳｇｇｍ？？ｗｈｉｃｈｃｏｕｅｔｈｏｄｔｏｃａｌｃｕｌａｔｅ／ｉｎｔｅｒａｌｌｄｂｅｉｎｔｅｒｒｅｔｅｄａｓｂｅｉｎｅｕｉｖａｌｅｎｔｔｏｔｈｅｅｎｅｒｇ，ｐｇｑｇｙｒｅｌｅａｓｅｒａｔｅＧｕｎｄｅｒｌｉｎｅａｒｅｌａｓｔｉｃｍａｔｅｒｉａｌａｓｓｕｍｔｉｏｎ．Ａｃｃｏｒｄｉｎｔｏｔｈｅｃｒｉｔｉｃａｌｌｏａｄｓ尸ｃａｎｄｐｇｉ尸ｉｃ，ｔｈｅＧｉｃａｎｄＧｗｃｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ（ＦＥＭ）ｗｅｒｅｆｏｕｎｄｂｅｇｏｏｄａｒｅｅｍｅｎｔｗｉｔｈｔｈｅｔｅｓｔｓｒｅｓｕｌｔｓ，ｇＩＩＩ 层板胶合木层间断裂郁度研究Ｔｈｅ－ｍｅｎｔｓａｍｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓａｂｏｖｅｉｏｎｅｄｗｅｒｅａｌｓｏｃｏｎｄｕｃｔｅｄｏｎ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓｔｏｏｂｔａｉｎｔｈｅＧｉｃｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｒｏｗｔｈｒｉｎｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓｏｆ，ｇｇｔｗｏａｄａｃｅｎｔｌａｍｉｎａｅｏｎＧｃｗａｓｓｌｉｈｔ．ｊｉｇＴｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓｏｆＧｉｃｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍＤＣＢｗｅｒｅｓｍａｌｌｅｒｔｈａｎｔｈａｔｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓ，ｗｈｉｃｈｍｉｇｈｔｂｅｃａｕｓｅｄｂｙｔｈｅｗｏｏｄｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｄｉｓｃｒｅｔｅｎｅｓｓ，ｔｈｅｄｉｆｅｒｅｎｃｅｏｆ＇ｓｐｅｃｉｍｅｎｓｓｉｚｅａｎｄｆｏｒｍｔｈｅｃｒａｃｋｒｏｄｕｃｉｎｅｒｒｏｒｔｈｅｅｒｒｏｒｏｆｃｒｉｔｉｃａｌｌｏａｄｓｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎ，，ｐｇ，ａｎｄｓｏｏｎ．（３）ＤｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓＫｉｃａｎｄＫｎｃｏｆｇｌｕｌａｍｉｎｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓＴｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆＤＣＢｔｅｓｔｓ３ＥＮＦｔｅｓｔｓｗｅｒｅｅｒｆｏｒｍｅｄｗｉｔｈｆｏｃｕｓｉｎｇｏｎｐｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｒｏｗｔｈｒｉｎｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓｔｈｅＫａｎｄ尺ｗｅｒｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｕｓｉｎｔｈｅｓｔｒｅｓｓｇｇ＼ｃｎｃ，ｇｅｘｔｒａｐｏｌａｔｉｏｎ．ＤＣＢｔｅｓｔｓｎｕｍｅｒｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄＫｉｃｉｎｃｒｅａｓｅａｔａｃｅｒｔａｉｎｄｅｇｒｅｅａｓｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｅｔｗｅｅｎｔｗｏａｄａｃｅｎｔａｍｎａｅ．３ＥＮＦｔｅｓｔｓｎｕｍｅｒｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄｈｅｂｊｌｉＡ＾ｉｎｃｒｅａｓｅｓｌｉｈｔｌａｓｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｂｅｔｗｅｅｎｔｗｏａｄａｃｅｎｔｌａｍｉｎａｅ．ｉｃｇｙｊＴｈ－ｅｓａｍｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓａｂｏｖｅｍｅｎｔｉｏｎｅｄｗｅｒｅａｌｓｏｃｏｎｄｕｃｔｅｄｏｎ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓｔｏｏｂｔａｉｎｔｈｅＫｉｃ，ｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｇｒｏｗｔｈｒｉｎｇｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓｏｆｔｗｏａｄａｃｅｎｔｌａｍｉｎａｅｏｎｗａｓｓｌｉｇｈｔ．ｊＴｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓｏｆＫｉｃｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍＤＣＢｗｅｒｅｓｍａｌｌｅｒｔｈａｎｔｈａｔｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓｗｈｉｃｈｍｉｈｔｂｅｃａｕｓｅｄｂｙｔｈｅｗｏｏｄｒｏｐｅｒｔｉｅｓｄｉｓｃｒｅｔｅｎｅｓｓｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｏｆ，，，ｇｐｓｅｃｉｍｅｎｓｓｉｚｅａｎｄｆｏｒｍｔｈｅｃｒａｃｋｒｏｄｕｃｉｎｅｒｒｏｒｔｈｅｅｒｒｏｒｏｆｃｒｉｔｉｃａｌｌｏａｄｓｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎｐ，ｐｇ，，ｔｈｅｅｒｒｏｒｏｆｔｈｅｓｔｒｅｓｓｅｘｔｒａｐｏｌａｔｉｏｎａｎｄｓｏｏｎ．，ＫｅｙＷｏｒｄｓ：Ｇｌｕｌａｍ；ＦｒａｃｔｕｒｅＴｏｕｇｈｎｅｓｓ；ＩｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒＦｒａｃｔｕｒｅ；ＧｒｏｗｔｈＲｉｎｇＯｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓ；ＦｉｎｉｔｅＥｌｅｍｅｎｔＭｅｔｈｏｄＩＶ 大连理工大学硕士学位论文目录ｍｍＩＡｂｓｔｒａｃｔＩｌｌ－－１舰１－１１概况－１．－－１２．断裂力学２－－１１．２．断裂力学的起源与发展２２－－１．２．能量释放率与脆性断裂的能量准则４－１２３－．．应力强度因子与断裂准则６１３－６－．木材顺纹断裂－－１．３．１木材顺纹断裂行为的研宄９２－－１．３．木材胶结面断裂行为的研究１５－－１３１７．３．层板胶合木断裂行为的研宄－１４本文的－１７．研究内容－－１．４．１层板１７胶合木层间断裂勃度Ｇｉｃ和Ｇｕｃ的研究－－１．４．２层板胶合木层间断裂朝度和ｉｉＣｎｃ的研宄１８－２－１层板胶合木层间断裂试验９－－２．１木材弹性常数测定１９－－２．２层板年轮方向角度代表值２２－２－．３层板胶合木层间断裂ＤＣＢ试验２７－２３１ＤＣＢ－．．试验概况２７－－２．３．２ＤＣＢ试验结果３０－－２．４层板胶合木层间断裂３ＥＮＦ试验３２－２１３ＥＮ－．４．Ｆ试验概况３２２４２３ＥＮＦ－－．．试验结果３４－－２．５层板胶合木层间断裂３ＳＥＮＢ试验３５－－２．５．１３ＳＥＮＢ试验概况３５－－２．５．２３ＳＥＮＢ试验结果３７２－－．６本章小结３８－－３：．有限元分析４０－３１ＤＣＢ试验的有限元分析－４２．层板胶合木层间断裂－－３．１．１ＤＣＢ试验能量释放率Ｇ计算４２－Ｖ－ 层板胶合木层间断裂韧度研究．－－３．１．２ＤＣＢ试验应力强度因子计算４４－－－３２ＥＮＦ４６．层板胶合木层间断裂３试验的有限元分析．－－３２１３Ｅ４６．．ＮＦ试验能量释放率Ｇ计算：．．．３－－．２．２３ｉｉ：计算４８ＥＮＦ试验应力强度因子－３３ＳＥＮＢ－５１．３层板胶合木层间断裂试验的有限元分析－３３１３５１－．．ＳＥＮＢ试验能量释放率Ｇ计算…Ｂ－－３．３．２３ＳＥＮ试验应力强度因子ｉｉ：计算５３－－３．４试验结果与有限元结果对比５５３－５５－．４．１ＤＣＢ试验结果与有限元结果对比－３ＥＮＦ５５－．４．２３试验结果与有限元结果对比３４３ＤＣＢ３ＳＥＮＢ－５６－．．有限元与有限元结果对比３－－．５本章小结５７－－４结论与展望５９－－４１５９．誠－－４．２展望６０－－＾＾Ｘｍ６１－６６－攻读硕士期间发表学术论文情况－－致谢６７－６８－大连理工大学学位论文版权使用授权书ＶＩ 大连理工大学硕士学位论文１绪论１．１概况木材是人类从大自然获得的一种天然材料，被广泛应用于建筑和室内装修等领域，在欧美等国家，大量的住宅、学校、办公楼等建筑主要采用现代技术生产的工程木来建⑴造。与时下被普遍应用的砖混结构、钢筋混凝土结构以及钢结构相比，木结构有很多２［］优点：节能环保、木材可再生、轻质高强等。虽然由于历史原因目前我国林木资源相对匮乏，但是经过国家相关部门多年的经营，林木资源日益丰富，尤其是速生林的种植规模不断壮大，这些都为利用木质建筑材料发展绿色建筑提供了契机。一一结构用木材般分为两类：针叶材和阔叶材。针叶材质地般较软，又被称为软木；３一］［而阔叶材质地般较硬，所以又被称为硬木。结构中的承重构件大多采用针叶材。目前已经列入我国《木结构设计规范》的结构用木材，有落叶松、红松、云杉等国产针叶材和桦木和水曲柳等国产阔叶材，此外还有北美花旗松、欧洲云杉和俄罗斯红松等进口木材。随着胶合技术的发展，出现了各种以不同大小天然木材单元体为原料进行重组胶一［４］工程木有层板胶合木合而成的木质材料。目、，般被称为工程木前应用比较广泛的旋切板胶合木、平行木片胶合木和层叠木片胶合木等。２０ｍｎ￣４５ｎ层板胶合木，是以厚度为ｉｉｍ的板材，沿顺纹方向叠层胶合而成的工程木５［］制品。由于在层板胶合木的制作过程中，人工剔除了木材自然生长带有或者后天因素造成的各种缺陷，因此层板胶合木的抗拉和抗压强度均优于天然木材，并且在材料质量６［，”的均匀化方面也优于天然木材。在西方的发达国家和地区，，木结构的应用已经有很长的历史并且胶合木的应用也十分普遍。由联合国欧洲经济委员会（ＵＮＥＣＥ）和联合国粮农组织（ＦＡＯ）共同发布—８［］的《２００７２００８林产品年度市场报告》显示，在北美地区，用于民用建筑或者学校、商店等其他非民用建筑的工程木占其全部产量的６０％以上；欧洲地区２００７年的工程木３制产品的总产量大约为２５０万ｍ，这些产品也主要被用于桥梁和体育馆等大型建筑的建造。随着新型木结构用胶粘剂和连接件的出现与发展，各种新建桥梁、车站、商场以及体育馆等公共建筑和商业建筑也大多采用胶合木结构，展现了胶合木结构的经济性、‘实用性以及艺术价值。随着我国经济的快速发展，人民物质生活条件的不断提高，低碳环保的意识也逐渐在人民的心中生根发芽苗壮成长，因此，越来越多的人开始对既经济环保又美观舒适的木结构建筑产生了偏爱。目前在苏州、成都、上海等许多城市，许多－－１ ‘－－层板胶合木层间断裂朝度研宄．层板胶合木建筑相继建起，如广西柳州开元寺、苏州胥河上即将建成的仿古桥、成都欢９口门［】乐谷入厅、上海欢乐谷过山车结构体系等。在按照传统的材料力学强度理论进行材料强度校核时，木材被视为均质、连续的理想固体，忽略了其内部存在的各种初始裂纹，因此在使用中有可能发生初始裂纹扩展引起的意外断裂行为。天然木材是自带缺陷（裂纹和木节等）的，并且木材在加工和水分循环变化过程中也会产生裂纹，在这些缺陷附近或者裂纹尖端都可能出现应力的奇异’１Ｇ］证实了木材内部微小裂紋的起裂与扩展是其失效的主要原因【性。实践。由于传统旳材料力学强度准则并不能有效的预测含有初始裂纹木材的破坏，通常需要采用断裂力学准［＂］则评估含裂纹构件在低应力下的强度和安全。层板胶合木与传统原木、方木相比最大的优势在于层板胶合木构件的尺寸可以不受。限制，而这种优势得益于其制造工艺过程中的接长和层积手段鉴于这两项技术在整个一，，以获得科学的接长和层积技术参数制造阶段的重要性国内外学者直在研究，进而１２［］制造出理想的结构用木材产品。由于层积制作的要求，层板胶合木中存在大量的胶结一一面，而胶结面上的边界条件实际上代表了侧的材料对另侧的变形约束，这种约束可１３能会使胶结面端部［】、折点、裂纹等处也产生应力奇异性，引起层板胶合木层间断裂行为的出现，进而导致层板胶合木构件发生分层破坏。一Ｒ木材作为种正交各向异性材料，，，其三个弹性主轴（纵向Ｌ轴径向轴弦向Ｔ）轴方向上弹性常数以及强度差异较大，所以在进。由于木材弦向和径向的胀缩率不同行层板胶合木层板拼合时需要依次改变年轮布置方向。如果年轮方向垂直于板面，可能会使木材湿度发生变化时所引起的翘曲度减小。层板胶合木胶结面两侧很可能出现不同年轮角度的层板组合，这代表了不同的边界条件，也可能会引起层板胶合木层间断裂韧度的变化。因此，本文基于断裂力学理论，釆用试验与有限元模拟相结合的方法，研宄层板胶合木胶结面两侧不同年轮角度层板组合对其层间断裂軔度的影响，本研宄对层板胶合木的生产工艺及性能研究具有一定的理论价值和指导意义。’１．２断裂力学１．２．１断裂力学的起源与发展一断裂力学出现之前，人们般釆用传统的强度准则进行构件或者结构的设计，通过保证构件不产生强度失效从而保证整体结构可以安全工作。传统强度准则即经典强度理１５论的基本思想是保证构件的工作应力不超过材料的许用应力［］，可表示为：（１．１）－２－ 大连理工大学硕士学位论文经典强度理论作为结构设计的基本理论被沿用至今，并且在进行设计时考虑了由于荷载计算、材料特性和分析方法等诸多不确定因素引起的误差，通过釆用量值大于１的安全系数来保证构件和结构的安全但是，在生产实践中不断出现了构件的工作应力低于材料的许用应力情况下的脆断事故，尤其是高强度和超高强度材料构件、低温或腐、。烛环境中的结构爆接结构等部分上述情况的典型脆断事故如下：（１）１８８５年长岛的铆接水塔在静水压力试验中脆断。“”（２）第二次世界大战期间，美国全岸接自由号货轮连续发生多起脆断事故，到１９４８年，其中的２３８艘因损伤严重而完全报废。（３）１９４４年，美国克里夫兰发生了液化气罐大破裂的灾难性事故。“”（４）１９５４年，英国的ｄｅＨａｖｉｌａｎｄ公司研制的旅客机彗星Ｉ号在印度上空失事。“”（５）１９５８年，美国北极星导弹的发动机壳体在进行试车时突然发生爆炸。一系列的脆断事故产生的原因，主要是基于经典强度准则的基本设计理论将材料作为无缺陷的均勾连续体进行研究，忽略了材料和构件以及结构内部的缺陷、煌接处存在的爆缝以及疲劳荷载等因素的作用，使得微观裂纹发生扩展造成的低应力状态下的脆断事故。为了保证结构和构件的安全工作，以裂纹体为研宄对象的断裂力学应运而生。ｉ７ｉ８，［１９２１年和１９２４年，Ｇｒｉｆｉｔｈ％现由于内部细小的裂纹缺陷导致玻璃的实际强度远低于采用分子结构理论所预期的理论强度的现象，并基于能量原理提出了裂纹的失稳扩展条件：当裂纹扩展所释放出来的应变能（裂纹扩展力）大于形成新裂纹所需的表面，裂纹就会失稳扩展能时，这项研宄奠定了现代断裂力学发展的基础。严格地说一，Ｇｒｉｆｉｔｈ理论只适用于理想脆性材料，对于金属材料等般的工程材料一ｉ９［２Ｇ［］应用误差较大。为了将Ｇｒｉｆｆｉｔｈ理论转化为门工程科学，Ｉｒｗｉｎ＾Ｏｒｏｗａｘ各自独立的考虑了裂纹尖端区域塑性耗散功的存在，然后对裂纹扩展表面能进行了补充与修Ｇ一正ｒｉｆｉｔｈ理论适用于，使得修正的般工程材料的断裂问题分析，并引入了能量释放２ｉ［］率Ｇ，为线弹性断裂力学的快速发展奠定了理论基础。１９５７年ｉｎ基于裂纹尖端，Ｉｒｗ附近应力场奇异性的分析，提出了应力强度因子尤的概念，并将能量释放率Ｇ和裂纹＊一ｉ：尖端应力强度因子ｉ通过等效模量五联系起来，证明了上述两个参数的等效性，进步推动了线弹性断裂力学的发展与成熟。因此一，现代线弹性断裂力学中用来度量材料中裂纹推动力的参数般有两个，即能量释放率Ｇ和应力强度因子Ａ：，在线弹性材料Ｉ型，但是这两个参数并不是相互独立的和１１型断裂类型中存在以下的对应关系：ｒ２ｊＧ＝２）（１．＾Ｅ－３－ 层板胶合木层向断裂賴３度研究＊［２２］式中：五为等效弹性模量。对于木材的顺纹断裂则有式（１．３）：士？（１．３）提谓女＊式中：Ｘ和ｙ分别代表木材试件长度方向和高度方向的弹性主轴，ｆｘ、分别为两个方向的弹性模量，ＧＷ为剪切模量，＃ｘ为泊松比。ｙ一３在断裂力学的理论分析中，根据裂纹的受力和位移特点，般把裂纹抽象为种基本类型（参见图１．１）（１）张开型裂纹（Ｉ型）：外荷载是垂直于裂纹平面的正应力，裂纹面相对位移，也是垂直于裂纹平面的则其裂纹面上表面和下表面沿着ｙ方向的位移分量不连续；（２）滑幵型裂纹（ＩＩ型）：外荷载是平行与裂纹平面的剪力，裂纹面在其自身平面内做垂直于裂纹前缘的剪切滑动，则其裂纹面上表面和下表面沿着Ｘ方向的位移分量不连续；（３），撕开型裂纹（ｍ型）：外荷载是离面的剪力裂纹面在其自身平面内作平行Ｚ于裂纹前缘的错动，则其裂纹面上表面和下表面沿着方向的位移分量不连续。Ｍ■＿Ａ＂斷（Ｊ丨（ａ）张开型裂纹（ｂ）滑开塑裂纹（Ｃ）撕裂型裂纹图１．１裂纹的３种基本类型Ｆ．１．１Ｔｅｅｂａｃｏｆｉｇｈｒｓｉｔｙｐｅｓｃｒａｃｋ１．２．２能量释放率与脆性断裂的能量准则能量释放率Ｇ是线弹性断裂力学中裂纹扩展推动力的重要参数之一，其代表着裂纹扩展时释放出的能量提供了形成新裂纹表面的表面能和裂纹尖端附近的塑性形变功。由于能■释放率Ｇ是通过能量分析所得出的概念，所以具有普遍适用的特点。假定一裂纹体的初始裂纹面积为儿当其裂纹面积扩展了＆４时，在裂纹扩展的过程中外荷载做功为裂纹表面能增量为３ｒ，塑性功增量为３Ａ，整个系统的弹性应变能增量为５Ｕ一。根据能量第定律，当不考虑能量损失时，整个体统的能量是守恒的，即外荷载所做的功等于整个系统能量的增加，那么：－４－ 大连理工大学硕士学位论文５Ｗ＝５Ｕ＋ＳＴ＋ＳＫ（１．４）－／：況＜５＾，记『，为裂纹面积扩展时整个弹性系统所释放的能量则上式看写为－５Ｕ＝－＝ＳＷｄＵ５Ｔ＋ＳＫ（１．５）将裂纹扩展单位面积时所释放的全部能量定义为其能量释放率Ｇ’则有：見ａ（１．６）ｄＡｄＡｄＡ能量释放率Ｇ代表了在裂纹扩展单位面积时向外提供的推动裂纹扩展的能力，因此能量释放率Ｇ也被称为裂纹ｔ展力。在具体试验中可以通过测定试件柔度去确定能量释放率Ｇ。在外荷载位移Ａ恒定的Ａ＝＝情况下０，０。，在裂纹扩展的过程中，施力点的位移无变化，即ｉ／故外力功增量＾＾＾＾（１则由式．６）可得：Ｇ一担（１．７）ｄＡｄＡ在线弹性情况下，弹性体的变形能等于外力所做的功，并且加载点位移Ａ与外荷载Ｐ成正比，即：＝－ＵＦＡ（１．８）２Ａ＝）ＣＡＰ（１．９（）式中，，为裂纹体的柔度它只是裂纹面积乂的函数。＝（１．９）可得由￡Ｍ０和式：＝＝＝－ｄＡＡＣｄＰ＋ＰｄＣＡ０ＰｄＣ（１．１０）｛Ａ）即ＣＡ）ｄＰ）｛）（（＝再由式（１，．９）和式（１．１０）＜Ｍ０，可得：．８）并考虑式（１以及＾＝－－－－－＾＾＾＾－－ＭＰ＝ｄＵＰｄｈ＾＝ＣＡＰＰｄＣＡ（１１１）ＭＰ＋ｉ）．ｉ））（２２２２Ｃ（Ａ）２１１１）１７将式（．再代入式（．）可得：Ｇ＝＝型（１１２）ｄＡｄＡ２ｄＡ则基于能量释放率的断裂准则可表示为：Ｇ＞Ｇ（１．１３）ｃ其中用Ｇｃ为裂纹矿展单位面积时所消耗的能量，当能量释放率Ｇ超过材料对裂纹扩展抵抗能力Ｇｃ时即认为发生断裂。Ｇ和Ｇｃ的单位相同，其国际单位为Ｎ／ｍ；工程上２常用单位为Ｊ／ｍ。５ 层板胶合木层间断裂韧度研宄一定材料而言，对于其内部裂纹扩展过程所消耗的总能量被认为是材料常数，与外荷载情况、试件形状与尺寸以及裂纹的几何形状与尺寸等因素无关，因此Ｇｃ反映了材料抵抗断裂破环的能力，，通常被统称为材料旳断裂軔度需要通过试验确定。对于Ｉ型和ＩＩ型裂纹，能量释放率分别记为和Ｇｎ，相应的断裂初度分别记为Ｇｉｃ和Ｇｕｃ。１．２３．应力强度因子与断裂准则基于裂纹尖端附近应力场的分析表明，裂纹尖端应力场具有奇异性，此时采用裂纹尖端附近某一点处应力大小来衡量材料在裂纹尖端是否安全是没有意义的，因此引入了应力强度因子尤来衡量整个裂纹尖端附近应力集中的强弱程度一。对于定的裂纹尖一端附近的应力场ｉ：，其应力强度因子ｉ是个有限量，它的大小与坐标选择无关，与裂纹一和构件的几何形状、作用力的大小和形式相关。般情况下的应力强度因子可由式（１．１４）来定义？，即．＝＇＝Ｋｒｌｉｍｌｎｒａ「ｊ１＾０＾°（１．１４）＼＿Ｉ＝Ｌ＇＝ｌｉｍＪｌＴｃｒｒ００“＼ｒ－＾ＯＩ应力强度因子作为线弹性断裂力学的一个重要的物理参量，除了有明确的定义外，２３［必须能够由计算和试验来测定］。常用的应力强度因子的计算方法有：复变函数法、边２４２５６２７２８３Ｇ］［＞２，］２９，］ｌ，３２，３３，３４［］［［Ｐ］界配置法、权函数法、积分变换法、奇异积分方程以及有限元法等。一些含裂纹的特殊构型对于，学者们己经求得了应力强度因子闭合形式的解，这些应力强度因子的解已经汇编成了几本应力强度因子手册供工程师参考使用基于力学原理的断裂准则可表示为：Ｋ＞Ｋ（１．１５）ｃ其中用Ｘｃ为应力强度因子的临界值，当应力强度因子Ｘ超过材料对裂纹扩展的抵抗能力尺Ｃ时即认为发生断裂。尺和ｉＴｃ的单位相同，其国际单位为工程上常用单位为。一一对于定材料而言，应力强度因子临界值尺Ｃ也是个常数，其反映了材料抵抗断裂破环的能力，通常也被统称为材料的断裂韧度，需要通过试验确定。对于Ｉ型和ＩＩ型ｉ＾ｉｉ：裂纹，应力强度因子分别记为尺，Ｘｎ。Ｉ和ｎ相应的断裂靭度分别记为，ｃ和ｃ１．３木材顺纹断裂木材是由中空的细胞组成的蜂窝状结构，细胞壁的主体是厚度最大的次生壁中层，°°？其微细纤维紧密靠拢，与纵轴有约呈１０３０的交角，这是木材呈各向异性的基本原６ 大连理工大学硕士学位论文⑴一。因木材在般情况下表现出线弹性的本构关系，在进行断裂力学研究时，通常将木材当作正交各向异性材料，并忽略早晚材性质差异引起的非均质性，从而采用线弹性断裂力学分析。木材的３个弹性主轴分别为纵向Ｌ轴，径向Ｒ轴和弦向Ｔ轴（参见图１．２），３个弹性主轴相互垂直，每个主轴方向的弹性常数以及强度互不相同。木材清材试件的顺纹？？抗拉强度可达１２０ＭＰａ１５０ＭＰａ，为顺纹抗压强度的２３倍；木材清材试件的横纹抗一３８？［］３０４０。拉强度比顺纹抗拉强度低得多，般只有顺纹抗拉强度的１／１／Ｔ／【．Ｚ■乂图１．２木材的３个弹性主轴Ｆｉ．１．２Ｔｈｒｅｅｒｉｎｃｉａｌａｘｉｓｏｆｗｏｏｄｇｐｐ木材中裂纹的扩展受到材料弹性主轴方向函数的影响一，通常并不定沿着其初始方３９［］向扩展，而是沿着纤维方向扩展。Ｗｕ最早将木材作为正交各向异性材料开展了断裂力学研宄，并应用线弹性断裂力学预测了含裂纹木材的强度根据Ｗｕ的理论，将应力强度因子概念用于各向异性材料的断裂预测需基于以下假定：（１）裂纹相对于对称主轴的方向是固定的；（２）各向异性情况下应力强度因子的确定方法与各向同性材料相同；一４１重合［］（３）临界裂纹扩展方向与弹性主轴方向之。Ｗｕ认为当裂纹与弹性主轴重合且其沿着初始裂缝方向扩展时，各向同性材料的断４１［］裂力学可用于各向异性材料。一６木材断裂模式般由两个弹性主轴字母组合代表种断裂模式，、ＲＬ、，共计即ＴＬＬＲ、ＬＴ、ＲＴ、ＴＲ，其中第１个字母代表裂纹平面的法线方向，第２个字母代表预期的裂纹扩展方向（参见图１．３）。顺纹断裂为ＴＬ模式和ＲＬ模式。，７ 层板胶合木层间断裂１０度研究：＾ＴＬＲＬＬＲ？１？ＴＲＲＴＬＴ图１．３木材的６种断裂模式Ｆｉ．１３Ｓｉｘｒｉｎｃｉａｌｃｒａｃｋｒｏａａｉｏｎｓｓｅｍｓｏｆｗｏｏｄｇ．ｐｐｐｐｇｔｙｔ断裂朝度是表征材料对裂纹扩展抵抗能力的重要力学参数ｉｎ对辖射松。Ｋｇ等人（Ｍｏｎｔｅｒｅｙｉｎｅ）的断裂朝度进行了试验测定，发现其横纹断裂軔度比顺纹断裂軔度大ｐ４２［］１０倍。邵卓平等人也对杉木进行了横纹断裂的三点弯曲试验，发现其具有很高的抵［“］抗横纹断裂的能力。木材顺纹长木质纤维的构造特性决定了其具有很高的抵抗横纹断裂的能力，含横纹裂纹的木材构件不会因为裂纹尖端应力奇异性而发生低应力破坏，可以采用传统的材料力学强度准则对其进行评价。由于木材在树木生长过程中和加工过程中形成的裂纹和缺陷大都在纤维方向上，而木材又在沿纤维方向上对裂纹扩展的抵抗能４３量是最小的［］因此，木材断裂研宄主要集中在顺纹断裂方面。，一一在其他材料的研究中断裂初度般被认为是个材料常数，但是随着材料试件的几一４４１何形式或尺寸的改变］，其某些力学性能参数可能会发生定的变化，为了确定断裂朝一一度是否是木材的个材料常数，些学者开展了木材断裂靭度尺寸效应的研宄。Ｂｏａｔｒｉｈｔ等人在南美松ｉｎｕｓｒａｄｉａｔａ）顺口四ｇ（Ｐ纹断裂的非对称加载的单边切点剪切（４ＳＥＮＢ）试验中，设计了厚度在Ｉｍｍ到５０ｍｍ之间的９种试件，发现当试件厚度大４５１］０ｍｍ－于，ＳＴ。ＳｔａｌＴｓｃｈ１时试件厚度对其■ｉｃ值无显著影响ｎｚｅｇｇ等人对不同朝带长度和试件厚度的云杉（Ｓｐｍｃｅ）试件进行了顺纹断裂的楔入勞拉（ＷＳ）试验，发现当軔带长度和试件厚度分别大于７０ｍｍ和３０ｎｉｍ时，试件尺寸满足平面应变和断裂过程区的要＿求，其顺纹断裂值无明显尺寸效应。Ｍｏｕｒａ等人采用了６种几何相似但尺寸不同的试件对挪威云杉ＣＰｉｃｅａａｂｉｅｓＬ．）顺纹断裂的单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验进行了／：数值模拟，得到了当试件尺寸满足断裂过程区要求时，该种木材顺纹断裂显ｉｃ值无明４７的尺寸效应的结论［］。邵卓平采用６种厚度在１０ｍｍ到４５ｍｍ之间的杉木和马尾松试件进行了ＴＬ断裂模式的紧凑拉伸试验（ＣＴ），试验结果也表明当试件厚度大于１０ｍｍ时３９４３这两种木材值受试件厚度变化的影响不大［，］。王坚伟对３种不同厚度的杉木和－８－ 大连理工大学硕士学位论文－－Ｓ．ｒｉｎｒ），．ＰＦ．材（ＳｐｕｃｅＰｅＦｉ试件进行了顺纹断裂的紧凑拉伸试验（ＣＴ〉也发现了两种４８［］木材的ｉＴｉｃ值随着厚度的变化无明显变化的现象。Ｙｏｓｈｉｈａｒａ等人采用５种不同高度的试件，对西部铁杉Ｗｅｓｔｅｒｎｈｅｍｌｏｃｋ）开展顺纹断裂的双悬臂梁（ＤＣＢ）试验和端部切（口三点弯曲（３ＥＮＦ）试验，发现了Ｇｃ值随着试件高度的变化没有显著变化的现象，并４９［］？证明了经裂纹长度修正后的断裂朝度Ｇｃ值也无明显尺寸效应。上述研究表明，当满足平面应变状态与断裂过程区要求时，木材顺纹断裂初度无明显的尺寸效应。１．３１．木材顺纹断裂行为的研究Ｇ常用的测定木材顺纹断裂軔度ｉｃ值的试验方法是双悬臂梁（ＤＣＢ）试验。邵卓平对杉木、云杉和杨木进行了顺纹断裂的ＤＣＢ试验，发现木材顺纹断裂是否出现纤维桥接现象与木材种类相关，杉木没有桥接现象而云杉和杨木有不同程度的桥接现象釆用经典梁理论计算断裂韧度时忽略了裂纹尖端变形和横向剪力的影响，误差较大。为此Ｙｏｓｈｉｈａｒａ在釆用ＤＣＢ试验测定西部铁杉（Ｗｅｓｔｅｒｎｈｅｍｌｏｃｋ）ＴＬ断裂模式的Ｇ一，ｃ值时，提出了通过附加应变片测定试件某点应变进而计算Ｇ，ｃ值的柔度组合法。５１利用该方法可以不需要测定木材的弹性常数即可简便地得到其顺纹断裂？［］（，（：值，而且通过相互对比发现柔度组合法的计算结果与附加裂纹长度修正的Ｔｉｍｏｓｈｅｎｋｏ梁理论的４９［］计算结果以及采用修正的虚拟裂纹闭合有限元法所得的计算结果接近。，＾玲［？图１．４特殊试件截面Ｆｉｇ．１．４Ｓｐｅｃｉａｌｃｒｏｓｓｓｅｃｔｉｏｎｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎｓ＾￣ｃｕｒｖ）为了得到中密度纤维板ＴＬ断裂模式的裂纹扩展阻力曲线Ｕｅ，Ｙｏｓｈｉｈａｒａ还采用了特殊截面（参见图１．４）的试件进行ＤＣＢ试验，该形式的试件截面保证了裂纹－９－ ＿．层板胶合木层间断裂軔度研究．的稳定扩展，试验结果展现了裂纹两侧的木质纤维桥接作用引起的扩展断裂朝度随着裂纹扩展而增大，最后趋于稳定值的现象（参见图１．５）．？？＞．６「＇■Ｓ／３Ｉ１＾２ｉＴＬ断裂模式■”Ｌ＿１＿＿．＿ｉＩ．＿＿Ｉ．＿Ｉ￣￣“？ｏ‘“０２０４０６０８０１００１２０１４０Ａａ／ｍｍ５２［］图１．５Ｉ型断裂ＤＣＢ试验裂纹扩展阻力曲线－５２［Ｆｉ．１．５Ｔｉｃａｌｃｕｒｗｅｏｂｉ］ｇｙｐｍｏｄｅＩＲｔａｎｅｄｂｙｔｈｅＤＣＢｔｅｓｔＭｏｕｒａ等人将海岸松（Ｍａｒｉｔｉｍｅｐｉｎｅ）ＲＬ断裂模式的ＤＣＢ试验与粘聚力损伤模型（Ｃｏｈｅｓｉｖｅｄａｍａｇｅｍｏｄｅｌ）相结合，把Ｃ？ｉｃ分为裂纹扩展和纤维桥接（Ｇｉｂ）两部分（参见图１．６），利用该方法可不需要监测裂纹的扩展情况，只通过分析试验的荷－５３［］载位移曲线即可简便而准确得到０。１０值‘．／￣—＋，ＧｉｃＧｉＧｉｂｆｔｊ“裂纹扩展）ｌ＼＞．．？ｓ．．．．．．．Ｖ．ｆｔｂ（纤维桥接）＼．．：ｘ．乙—Ｚｉ８０５１５ｃ裂纹张开位移１’？５３图［】１．６粘聚力损伤模型５３Ｆ［］．ｍｌｉｇ．１６Ｃｏｈｅｓｉｖｅｄａｍａｇｅｏｄｅ在ＤＣＢ试验基础上Ｍｏｒｅｌ等人开展了锥形双悬臂梁（ＴＤＣＢ）试验，特殊形状的锥一形悬臂试件使得裂纹的扩展速度与加载点速度致，保证了Ｉ型断裂裂纹的稳定扩展，－－１０ 大连理工大学硕士学位论文［５４进而可以得到￣］ｉ？ｃｕｒｖｅ，并且当试件设计合理时可以使得试件柔度与裂纹长度呈线性［５５］关系，那么值就可以不需测定裂纹的长度而直接由荷载值计算得到。（？三点弯曲（ＥＮＦ。测定木材顺纹断裂，ｉｃ值的试验方法主要是端部缺口３）试验为研宄试件跨高比对３ＥＮＦ试验测定Ｇ，ｉｃ值的影响，Ｙｏｓｈｉｈａｒａ采用了８种不同跨高比的西部铁杉（Ｗｅｓｔｅｒｎｈｅｍｌｏｃｋ）试件进行试验，并应用式（１．１６）和（１．１７）计算Ｇｈｃ值，发现含有弹性模量的式（１．１６）的计算结果稳定，而含有柔度值的式（１．１７）在跨高比６［５］较小时计算结果偏大（参见图．７）。因此，３ＥＮＦ，（１．１７）计１在试验中当采用式算Ｇｉｉｃ值时，通常需要限定试件跨高比，最小跨高比约为１２。－０．６ｒ０．６二９ＣＰ－０．５王「＿ｙ０．５Ｇ－－与０．４土￡０．４■？ＳＴＴｔ３－－一０．３ＩＩ一０．３ＴＴＩＴ“＂－０－２０．２？：ｏ１＾ｉ：；１ＩＪＪ：：－－０．１０．１ＩＩＩ■ＩＩ■Ｉ‘Ｉ■丨ＩＩＩ■？？■？＿Ｉ■■ＱＱＱＱ５１０１５２０２５３０５１０１５２０２５３０试件跨高比试件跨高比６５图【］１．７断裂朝度Ｇｉｉｃ与试件跨高比关系Ｆ．１．７ｅａｏｎｅｗｅｅｎｈｅａｃｕｒｅｏｕｈｎｅｓｓＧｌｃｕｌａｅｄｂｅａｃｈｅｕａｏｎａｎｄｅｓａｎｅｉｇＲｌｔｉｂｔｔｆｒｔｔｇｎｃｃａｔｙｑｔｉｔｈｐ／ｄｐｔｈ５６［］ｒａｔｉｏ９户Ｃ（１．１６）ｌｉｅ？３２２９ＣｐＧ＝（１１７）Ｃ．？３＇３＇２５２Ｚ＋３ａ（）柔度组合法同样可用于计算木材３ＥＮＦ试验的顺纹断裂軔度。Ｙｏｓｈｉｈａｒａ对西部铁杉（Ｗｅｓｔｅｒｎｈｅｍｌｏｃｋ）ＴＬ断裂模式进行了３ＥＮＦ试验，并采用柔度组合法、附加裂纹长度修正的Ｔｉｍｏｓｈｅｎｋｏ梁理论和修正的虚拟裂纹闭合有限元法计算所得Ｇ？ｃ值，发现３一４９，５７［］种方法计算结果致，验证了柔度组合法计算Ｇ。ｉｃ值的准确性Ｓｉｌｖａ在海岸松（Ｍａｒｉｔｉｍｅｉｎｅ）的３ＥＮＦ试验中分别采用柔度组合法和其他２种修ｐ正的梁理论以及虚拟裂纹闭合有限元法计算了Ｇｉ，ｃ值，发现柔度组合法与有限元法所得－？１１ 层板胶合木层间断裂搬研究．结果吻合，验证了柔度组合法计算Ｇ？ｃ值的准确性，同时发现裂纹表面的摩擦力对断裂一５８［］朝度Ｇ？Ｃ值计算结果影响很小。Ｙｏｓｈｉｈａｒａ采用特殊试件截面（参见图１．４）的试件对中密度纤维板（ＭｅｄｉｕｍＤｅｎｓｉｔｙＦｉｂｅｒｂｏａｒｄ）进行了ＴＬ断裂模式旳３ＥＮＦ试验，得到了其ＩＩ型断裂的ｃｕｒｖｅ，发现了由于裂纹两侧的木质纤维桥接作用引起的扩展断裂靭度随着裂纹扩展而持续增大的现５２［］象（参见图１．８）。１０「Ｚ８一．、［ｙＡ６－一＇ＺＺ、４－ＨＺＯ？初试非线性２ＴＬ断裂模式＼ＩＩＩＩＩ．ＩＪ０Ｉ０１０２０３０４０５０Ａａ／ｍｍ５２［］图１．８ＩＩ型断裂３ＥＮＦ试验裂纹扩展阻力曲线５２－［Ｆ］．１，８Ｔｌｃｕｏｂｉｅｄｂｈｅ３ＥＮＦｅｓｉｇｙｐｉｃａｍｏｄｅＩＩＲｒ＼ｅｔａｎｙｔｔｔ端部荷载勞裂（ＥＬＳ）试验可以保证木材顺纹ＩＩ型断裂试验中裂纹的稳定扩展进而＿＂Ｃｕｒｖｅ。Ｓｉｉｉ）得到ｉ？ｌｖａ等人对海岸松（Ｐｎｕｓｐｎａｓｔｅｒ进行了ＲＬ断裂模式的ＥＬＳ试验，一／？＂Ｋ，，并将试验得到的：ｕｒｖｅ与虚拟裂纹闭合有限元法所得的对比发现两者致５９［验证了ＥＬＳ］试验测定木材断裂軔度的准确性。常用的测定Ｉ型断裂尤，Ｃ值的试验方法有单边切口试件的三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验和楔入勞拉（ＷＳ）试验。Ｗａｔａｎａｂｅ等人米用ｓａｎｄｗｉｃｈ型试件对日本柳杉Ｃｒｔｏｍｅｒｉａ．（ｙｐｊａｐｏｎｉｃａ）进行了３ＳＥＮＢ试验，通过改变中间块木材的预制裂纹形式得到不同的木材断裂９）－模式（参见图１，ＴＬＴＲ．测定了该种木材从断裂模式变化到断裂模式下的荷载裂纹张幵位移曲线（参见图１．１０），发现ｉ：ＴＬ断裂模式变化到ＴＲ断裂模式逐渐，ｃ值从１１１）ＴＬ降低（参见图．。这表明了该种木材断裂模式起裂勒度高、脆性强的特点；同时也解释了该种木材在自然干燥时容易出现与ＴＲ断裂模式类似的裂纹但并不持续扩展＿的现象。－－１２ 大连理工大学硕士学位论文．Ｂ＿°°０ＴＬ３０（）■＿＿。。６０９０ＴＲ（）６［印图１．９ｓａｎｄｗｉｃｈ型试件断裂模式的变化Ｆ＇６０．１．９Ｔｈｉｄｄｌｉ［］ｉｇｅｍｅｅｃｅｗｏｏｄｓａｎｌｅｖａｒｉａｔｉｏｎｏｆｓａｎｄｗｉｃｈｓｅｃｍｅｎｓｉｐｇｐ■—￣。０ＴＬ（）「力■：歡＿ＩＩ‘１０ＩＩＩＩ０．００．５１．０．．１５２０ＣＯＤ／ｍｍ１－图．１０不同断裂模式的荷载裂纹张开位移曲线６０Ｆ－［］ｉｇ．１．１０ＬｏａｄＣＯＤｃｕｒｖｅｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｆｒａｃｔｕｒｅｓｓｔｅｍｓｙ０．３０「＇．．．Ｔ．．．－０．２５Ｍ＿２－Ｂ０．２０－ＩＩ０．１５Ｉ“－＾０．１０－０．０５■■Ｌｉ．１‘１‘Ｌ０．０００３０６０９０裂纹面与。ＬＴ平面夹角／图１．１１不同断裂模式的断裂軔度值６ｏ］Ｆｉ［ｇ１．１１Ｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｎｅｓｓｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｆｒａｃｔｕｒｅｓｓｔｅｍｓｇｈｙ－－１３ 层板胶合木层间断裂初度研究Ａｒｄａｌａｎｙ也米用ｓａｎｄｗｉｃｈ型试件对福射松（Ｍｏｎｔｅｒｅｉｎｅ）锯材和由福射松制成的ｙｐ单板层积材（ＬＶＬ）进行了顺纹断裂３ＳＥＮＢ试验，发现单板层积材的尤显高ｉｃ值要明于福射松（Ｍｏｎｔｅｒｅｉｎｅ）锯材Ａ＾，ｙｐｉｃ值并在试验实测值的基础上采用有限元法对一该试验进行了数值模拟，结果显示数值模拟预测的临界荷载与试验实测值致，表明线６１［］弹性断裂力学方法可以有效的预测带裂纹木梁的断裂破坏。王坚伟采用ｓａｎｄｗｉｃｈ型试件的３ＳＥＮＢ试验分别测定了杉木和Ｓ．Ｐ．Ｆ材Ｓ－Ｐ－（ｒｕｃｅｉｎｅＦｉｒ）ＴＬＲＬｉＴ断裂模式和断裂模式的，ｐｉｃ值并结合声发射技术确定临界荷载尸Ｃ以保证测试结果的精确性，然后与同种材料的紧凑拉伸）（ＣＴ试验结果进行了４８［］对比，发现两者吻合较好。Ｒｅｉｔｅｒｅｒ等人采用ＷＳ试验研究了含水率变化对云杉（ｓｐｒｕｃｅ）ＴＬ断裂模式仏ｃ值的影响，发现当木材含水率从７％增大到１２％（标准含水率）时其ｌ显著减小，木ｉｅ值材含水率从１２％（标准含水率）增大到５５％（含水率高于纤维饱和点）时其Ｋ，ｃ值保６２１］持稳定（参见图．１２）。１０６．「：０．５＾－土Ｔ１Ｔ－￡０－＾“Ｉ民．］２丄１丄蓉０－：：．３截－由＾ｊ－０．２Ｉ—Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿＿ＩＪ＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿１＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ＿ＩＱ＊５１０１５２０２５３０３５４０４５５０５５６０木材含水率／％图１．１２不同含水率木材断裂軔度＾Ｆ］ｉ．１．１２ＦｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｈｎｅｓｓＡＴｏｆｄｉｆｆｅｔｉｔｔ＃ｇｇｉｃｒｅｎｍｏｓｕｒｅｃｏｎｅｎＳｃｈａｃｈｎｅｒ等人在应用有限元法对云杉（ｓｐｒｕｃｅ）３ＳＥＮＢ试验进行数值模拟时，在裂纹尖端布置退化的１／４节点的奇异单元，通过节点位移值求解值的方法。他们发现木材纵向长纤维的构造特性使得从ＲＬ断裂模式到ＬＲ断裂模式其断裂朝度不断增大，一６３［］Ｒ这现象证实了木材突出的各向异性性质ｅｉｔｅｒｅｒ。等人将上述有限元方法用于像木（ｏａｋ）和水曲柳（ａｓｈ）顺纹断裂ＷＳ试验的数值模拟中，发现两种木材的ＲＬ断裂模式的尺ＩＣ值均高于ＴＬ断裂模式的Ｋｉｃ，这表明木材径向木质纤维对顺纹断裂朝度具有６４［］强化作用。ＲｅｔＳｔａｎｚｌ－Ｔｉｅｒｅｒ和ｓｃｈｅｇｇ采用同样的方法对比了软木云杉（ｓｐｒｕｃｅ）与硬－４－１ 大连理工大学硕士学位论文木桤木（ａｌｄｅｒ）、橡木（ｏａｋ）和水曲柳（ａｓｈ）顺纹断裂籾度的试验结果，发现硬木的木质纤维长度较软木的短，，，因此纤维桥接作用较弱导致裂纹起裂后不稳定扩展而软木云杉（ｓｐｒｕｃｅ）有稳定的裂纹扩展；同时还发现同种木材顺纹断裂值随着其密度增大而增大；并再次验证了木材径向木质纤维强化作用引起的ＲＬ断裂模式ｉ＾于，ｃ值高一６５６６ＴＬ断裂模式的值这［，】结论（参见图１．１３）。■＿ＴＬ断裂模式１．２［Ｙ■□ＲＬ＾断裂模式．Ｖ．。：－１：＿０．４０．２４５０５００５５０６００６５０７００７５０木材密度＇／（ｋｇ／ｍ）？■［］图１．１３不同种类木材的断裂軔尺Ｃ（从左到右度：云、桤木、１杉橡树、水曲柳）Ｆ６５ｉ．１．１３Ｆｒａｃｈｎｆｄｉｆｆｅｓｉｆｒｉ［］ｔｕｒｅｔｏｕｅｓｓＡＴｏｒｅｎｗｏｏｄｅｃｅｓｏｍｌｅｆｔｏｒｈ：ｓｒｕｃｅａｌｄｅｒｏａｋａｓｈｇｇｉｃｔｐ（ｔｇｔｐ，，，）测定ＩＩ型断裂軔度Ｊ＾ｕＣ值的试验方法主要是非对称加载的单边切口试件四点弯曲（４ＳＥＮＢ）试验。Ｙｏｓｈｉｈａｒａ采用非对称加载的４ＳＥＮＢ试验与虚拟裂纹闭合有限元法相结合的方法计算了北美云杉（Ｓｉｔｋａｓｐｒｕｃｅ）ＴＬ断裂模式的Ｇ？ｃ值与／＾ｉｉｃ值，并与３ＥＮＦ－试验结果进行了对比，发现非对称加载的４ＳＥＮＢ试验中裂纹长度ａ的变化对荷载位移￣曲线的影响很小，因此不适宜采用柔度标定法计算其Ｇ，但是当（ａ／Ｈ）值在０７０８５，ｉｃ值．．之间时两种方法测得的值是近似的，验证了非对称加载的４ＳＥＮＢ试验在测定木材６７［】顺纹断裂＆，ｃ值的可行性与准确性。Ｓｕｓａｎｔｉ等人则对贝壳杉（Ａｇａｔｈｉｓｓｐ．）短裂纹锥形截面的试件进行了ＴＬ断裂模式非对称加载的４ＳＥＮＢ试验，发现含短裂纹试件的剪切控制应力明显低于无裂纹试件，并且在进行裂纹长度修正后非对称加载的４ＳＥＮＢ试验所得／Ｇｉｃ值与３ＥＮＦ试验所得值吻合，再次证实了非对称加载的４ＳＥＮＢ试验测定Ｋ，ｉｉｃ值的可行性与准确性也发现在进行裂纹长度进行修正后即使无裂纹的试件也可应６８用断裂力学计算其破坏的控制剪应力［】。１．３．２木材胶结面断裂行为的研究工程木中存在大量的胶结面，其中气泡、残澄和收缩过程产生的裂纹处都可能出现应力奇异性。众多学者采用能量原理对木材胶结面的断裂问题进行了研宄。－－１５ 层板胶合木层间断裂韧度研宄ＣＣＢＤ－ｌｆｉ对于木材胶结面的Ｉ型断裂，ｏｎｒａｄ等人釆用Ｄ试验测定了花旗松（ｏｕｇａｓｒ）－Ｃ？Ｆｌｅｘｏｈｉｉｔｉ酷酸树脂胶合剂胶结面的，ｒａｃｒｎｎｉｃ值并结合了柔性版印刷技术（ｇｐｐｇｔｅｃｈｎｉｑｕｅ）分析胶粘剂微滴直径和间距对该种胶结面的Ｇ，ｃ值影响，发现了其随着微滴直径和粒径与间距的比值增大而增大，随着胶合剂微滴间距增大而减小的现象（参见图＿ｄｌ１．１４和图１．１５）。Ｖｇｅ等人也采用ＤＣＢ试验方法，研究了纤维素添加剂对于云杉（ｓｐｒｕｃｅ）的脲酸胶合剂胶结面Ｇｉｃ值的影响，发现纤维素的加入可以增强该种胶结面７？［］（？０。之Ｖｅｉｅ【ｕｃｅ）胶结面，值后ｇ等人采用同样的方法研究了不同胶合剂对云杉（ｓｐｒ’断裂靭度的影响，发现聚氨酷胶合剂的云杉（ｓｐｒｕｃｅ）胶结面Ｇｉｃ值大约是脲酸胶合剂的１．７９倍，并得出了断裂试验能较好的区分胶合剂之间的差异，断裂軔度适合用来表征［７１］胶合剂胶结性能的结论。３００■■微粒间距ｌ．Ｏｍｍ［■。Ｏ２５０／微粒间距．Ｓｍｍ＇．ｓ１／ｙ■參１５０／。、。。．Ａ■０：色＿Ｉ．１１Ｉ０２００４００６００８００１０００微粒直径．图１１４不同微滴直径的断裂軔度Ｇ，６９Ｆ［］ｉ．１．１４ＦｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｎｅｓｓＧｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｒｏｌｅｄａｍｅｔｅｒｇｇｈｉｃｐｔｉ‘？４００ｒ、－ｌ３５０■微粒间距．Ｏｍｍ□０．５ｍｍ．微粒间距２ＱＱ２５０．言＜２００－Ｘ＾．ｉ５ｏｙ；ｉ＾＂－１００５０、■ｏＬ＿．＿－ＩＩ０．００．００．２０．４０．６．８１微粒直径／微粒间距比值图１．１５不同微粒直径／微粒间距的断裂朝度６９Ｆ［］ｉ．１．１５ＦｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｈｎｅｓｓＧｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｒｏｌｅｔｄｉａｍｅｔｅｒｄｉｖｄｅｄｂｒｏｌｅｓａｃｉｎｇｇｉｃｐｉｙｄｐｔｐｇ－－１６ 大连理工大学硕士学位论文对于云杉（ｓｐｒｕｃｅ）胶结面的．ＩＩ型断裂，Ｑｉａｏ等人则采用锥形端部缺口三点弯曲（３ＴＥＮＦ）￣ｃｕｒｖｅＴＥＮＦ试验克试验测定了其Ｇｉｉｃ值和ｉ？，３服了裂纹初始长度难以精确测定以及当初始裂纹长度小于０．３５倍支座跨度时裂纹不稳定扩展的缺点。与ＴＤＣＢ试验类似，当试件形状被合理设计时可以使试件柔度与裂纹长度呈线性关系，从而简化了一值的计算，，，并将计算结果值并与数值模拟结果值相对比发现两者致验证了该试７２７３，［］验方法测定木材胶结面Ｇ？ｃ值的可行性和准确性。１．３３．层板胶合木断裂行为的研究，对于层板胶合木，其断裂行为可能是发生在层板内部的层内断裂也有可能是发生在层间胶结面处的层间断裂。层板胶合木的层内断裂实际上就是木材的顺纹断裂，相关的研究己经比较充分。但是，对于层板胶合木层间断裂行为的研究十分缺乏。层板胶合木制作过程中木质层板的胶结存在一定的随机性，那么层间胶结面可能出现两侧不同年轮角度的木质层板组合，Ｗａｎｇ等人采用图像分析技术结合ＤＣＢ试验对层板胶合木进行了层间胶结面断裂韧度测定，发现胶结面两侧不同年轮角度的层板组合会引起断裂軔度７４一Ｇ值的变化【］，但是由，ｉｃ于试验数据较少并未得到定性的结论。木材是种正交各向，异性材料，不同年轮角度的层板组合可能会对层板胶合木层间断裂韧度产生影响因此对该问题进行断裂力学分析是必要的。１．４本文的研究内容本文将层板胶合木作为研宄对象，通过对全部试件截面的数码照片进行图像分析确定层板年轮角度的代表值，并对年度角度进行了统计分析。然后，分别对不同年轮角度层板组合的层板胶合木进行了层板胶合木层间断裂軔度的双悬臂梁（ＤＣＢ）试验、端部切口三点弯曲（３ＥＮＦ）试验和单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验，在试验的基础上对３种层间断裂试验进行有限元模拟，分析不同年轮角度层板组合对层板胶合木层间断裂朝度的影响一，为层板胶合木的断裂理论分析和工业制作工艺提供定的指导。１．４．１层板胶合木层间断裂朝度仏Ｃ和汉ＣＩ的研究对不同年轮角度层板组合的层板胶合木分别进行了Ｉ型层间断裂的双悬臂梁（ＤＣＢ）试验和ｎ型层间断裂的端部切口三点弯曲（３ＥＮＦ）试验，以层板胶合木胶结面两侧层板年轮角度的差值为参量，研究了角度差值对两种断裂试验的临界荷载的影响，在得到两种断裂试验的临界荷载后基于经典梁理论分别计算了层板胶合木层间断裂朝度Ｇ，，ｃ和Ｇ，ｉｃ进而研究角度差值对两种断裂试验的层间断裂勒度的影响。１７ 层板胶合木层间断裂朝度研究；应用ＡＢＡＱＵＳ程序分别对上述两种断裂试验进行了不同年轮角度层板组合的三维有限元模拟，采用ＡＢＡＱＵＳ自带模块计算了两种层间断裂试验在临界荷载下的／积分，在线弹性情况下的Ｊ积分即为层间断裂勃度（Ｊｉｃ和Ｇ？ｃ，研宄不同年轮角度差值对于上述两种试验所得层板胶合木的层间断裂軔度Ｇ，ｉｃ和Ｇｉｉｃ的影响。最后将有限元所得结果与经典梁理论所得结果进行对比分析。此外，对不同年轮角度层板组合的层板胶合木进行了Ｉ型层间断裂的ｓａｎｄｗｉｃｈ型试３ＳＥＮＢ一件单边切口三点弯曲（）试验，．基于试验所得到的临界荷载对该试验进行了系＋列不同年轮角度层板组合的三维有限元模拟并通过回路积分法计算得到层间断裂韧度（７，，Ｃ研究不同年轮角度差值对于该种试验所得层板胶合木的层间断裂韧度Ｇｉｃ的影响。最后，将双悬臂梁（ＤＣＢ）试验和单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验所得层间断裂铜度Ｇ．ｃ的有限元计算结果进行对比分析。１．４．２层板胶合木层间断裂钢度Ｋ、和／ｒ？。的研究。应用ＡＢＡＱＵＳ程序对不同年轮角度层板组合的层板胶合木分别进行了Ｉ型层间断裂的双悬臂梁（ＤＣＢ）试验和ＩＩ型层间断裂的端部切口三点弯曲（３ＥＮＦ）试验的三维有限元模拟，基于在临界荷载下裂纹尖端节点的应力场的分析釆用应力外推法分别计算ｉｉＣＺｉＴＨ了其层间断裂韧度ｉｃ和Ｃ，研宄不同年轮角度差值对于上述两种试验所得层板胶合木的层间断裂韧度尺ｉＴ。ＩＣ和ｉｉｉｃ的影响此外应用ＡＢＡＱＵＳ程序对不同年轮角度层板组合的层板胶合木分别进行了Ｉ型层间断裂的ｓａｎｄｗｉｃｈ型试件单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验的三维有限元模拟，基于对临界荷载下裂纹尖端的应力场的分析采用应力外推法计算了其层间断裂軔度Ｋｉｃ’研究不同年轮角度差值对于上述试验所得层板胶合木的层间断裂初度的影响。最后，将双悬臂梁（ＤＣＢ）试验和单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验所得层间断裂軔度Ｋ、ｃ的有限元计算结果进行对比分析。－－１８ 大连理工大学硕士学位论文２层板胶合木层间断裂试验本文对不同年轮角度层板组合分别进行了Ｉ型层间断裂的ＤＣＢ试验和３ＳＥＮＢ试一验，ＩＩ型层间断裂的３ＥＮＦ试验。本文试验所用的材料为工厂批量生产的同批层板胶一合木，材料均性较好，因此忽略了胶粘剂性能、胶结面状况、粘结工艺和胶层厚度等其他因素的差异对于层板胶合木层间断裂初度的影响，重点关注胶结面两侧年轮角度对于层板胶合木层间断裂勒度的影响。己有的层板胶合木层间断裂研宄并未充分考虑木材的正交各向异性性质，而是忽略的木材径向与切向弹性性质的差别，因此本研宄将年轮角度作为影响参数，主要考虑层板年轮角度差值（即充分考虑木材径向与切向弹性性质的差别）对层板胶合木层间断裂初度的影响。２．１木材弹性常数测定层板胶合木层间断裂试验使用的试验材料是由大连双华木业有限公司生产的同一＞＜＞＜批层板胶合木００ｍｍ１００ｒｎｍ６０ｍｎｉ。，层板基材为樟子松，尺寸全部为１０该批层板胶３０合木的层板组成形式是同等组合，其在厚度方向上由两层ｍｔｎ厚的木质层板胶结而成，并且在长度方向上无指接，在宽度方向上无拼接。层板胶合木制作采用的胶粘剂是－－：ＫＲ１３４ＡＸ２００）。２１水性高分子乙炼基聚氨酯胶粘剂（主剂，固化剂：图．为本文所用的层板胶合木以及其截面示意图。层板胶合木平均含水率约为９．６％，平均密度约＾５８３５８ｍｏ为．ｋｇ／Ｉ：图２．１本文采用的层板胶合木ｌＦｉ．２１ＴｈｅＧｌｕａｍｕｓｅｄｉｎｔｈｅｔｅｓｔｓｇ．－－１９ 层板胶合木层间断裂铜度研究；一本研宄忽略了木材早晚材之间的性质差异，将其作为种线弹性的正交各向异性材料进行研究。正交各向异性材料具有３个相互正交的弹性对称面，其独立的弹性常数有７５９［】个，在进行层板胶合木层间断裂试验的有限元模拟时需要输入木材特定的９个弹性常数。本文采用了单向轴压试验和变跨距三点弯曲试验测定了层板木材樟子松的１２个弹性常数，其中包含３个杨氏模量及３，６、Ｅｒ．Ｅｌ，个剪切模量ＧＬＲ、ＧＬＴ．ＧＲＴ个泊松比／化Ｒ、／＾ＬＴ、／＜ＲＴ、／／ＲＬ、／＜ＴＬ、＂ＴＲ。；本文测定木材弹性常数所用的为清材试件，试件不包含裂纹和木结等缺陷，也不包一含胶结面，木材性质均性相对较好３。采用单向轴压试验可以测定层板木材个方向上￡ＥＥ２２，的杨氏模量１、Ｒ、ＪＴ和泊松比《ｌｒ、ｕｌｔ＾／ＲＴ以及剪切模量ＧＲＴ。如图．所不单；／ｊ２０＞＜２（））＞＜４０ｍｍ（）向轴压试验试件的尺寸全部为ｒｎｒｎ（长）ｒｎｍ（宽高，其中（ａ）型、（ｂ）型和（Ｃ）型试件高度方向分别为木材的Ｔ向、Ｒ向和Ｌ向，（ｄ）型试件高度方°向为年轮４５方向，每种类型试件各３个。荷载沿着试件长度方向施加，加载速度为Ｉｍｍ／ｍｉｎ，并保证加载时试件处于线弹性范围内。隠於＿隱晒＿＿＿ａｂｃ（ｄ（）（）（））图２．２单向轴压试验试件Ｆ．ｉｇ２．２Ｓａｍｐｌｅｓｏｆｔｈｅｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎｔｅｓｔｓ）２对相互垂直的应变片－（ａ）型、（ｂ）型和（ｃ型试件表面分别贴有，通过应力一应变曲线可以得到杨氏模量，通过对应变片应变的比值可以得到泊松比。从应变片的布置可以知道，（ａ）型试件可以测得Ｅｔ’；／ｌｔ和／＾Ｔ，（ｂ）型试件可以测得Ｅｒ，ｆｉｉＲ一和＜ＴＲ，（ｃ）型试件可以测得五，Ｔ和Ｚ。（ｄ）型／！＾／ＴＬ／ＲＬ试件上贴有对相互垂直的应变°－片，根据其应力应变曲线和应变的比值可以分别得到４５年轮方向上的杨氏模量五４５和泊松比／／４５，那么剪切模量ＧＲＴ可以根据式（２．１）计算：－＿＿＾Ｑ一ＲＴ０／，＼２１１＋（＂）４５（２．１）－２０－ 大连理工大学硕士学位论文采用变跨距三点弯曲试验可以测定木材的剪切模量Ｇｕｉ、Ｇｌｔ。试件尺寸为３００ｍｍ＞＜２０ｍ＞＜２０ｍｍ（高（长）ｉｎ（宽））Ｌ向，宽，其中长度方向为木材的度方向和高度方向分别为木材的Ｒ向和Ｔ向。荷载沿着试件高度方向施加，加载速度为Ｉｍｍ／ｍｉｎ，并保证加载时试件处于线弹性范围内一。当荷载施加方向与木材Ｒ向致时可以测得剪切模一量（？ＬＲ，当荷载施加方向与木材Ｔ向致时可以测得剪切模量ＧＬＴ。变跨距三点弯曲试验要求试件的跨度与高度的比值应在５－２０之间．５，在本文中分别选取了２４０ｍｎｉ，２ｌ０ｎｉｍ＞１８０ｍｍ．１５０ｍｍ，１２０ｍｍ这５种跨距进行三点弯曲试驗，根６［７］据得到的不同跨距下木材的抗弯弹性模量ＭＯＥ，采用式（２．２）求出对应的剪切模量：２１．２Ａ（今＞Ｇ＝—＾（２．２）ａ（）ｍｏｅＡＰｆｉ＝ＭＯＥ（２．３），通过单向轴压试验所测得的杨氏模量、泊松比和剪切模量以及通过变跨距三点弯曲试验所测得的剪切模量见表２．１和表２．２。试验测得木材弹性常数结果的变异系数不大，因此将上述两种试验所测定的木材弹性常数用于第３章的有限元模拟是合适的。表２．１试验木材层板弹性常数Ｔａｂ．２．１Ｅｌａｓｔｉｃｃｏｎｓｔａｎｔｓｏｆｗｏｏｄｌａｍｉｎａｅｉｎｔｈｅｔｅｓｔｓ－弹性常数序ａ？Ｅｔ／ＭｐｊＥｇ／Ｍｐａｆｉｔ／ＭｐａＧＲｉ／ＭｐａＧｂＲ／ＭｐａＧｔｒ／Ｍｐａ１１０７７９．６８１３９０．８６６３４．１３５２．８１７３４．３５６３２．２９２１２０３８５８１１６４１８８．．．７３５．１５６３．７６０３５１７３１．４５３１１５７２３１００５３７２０４８４４３２７１７４７７．５．２．．．７６２１．４／／／／７７４．６５７０５．３８平均值１１４６３．６０１１８６．７６６９６．５９ｓｌｗ７５７．５６６７２．７２标准差６３６．４８１９３．８０５４５８＾３０５５３．９９￣变异系数ｓＪｓｉＭｉｉｌ？５Ｊ３－２－１ 层板胶合木层间断裂軔度研宄表２．２试验木材层板泊松比Ｔ＇ａｂ．２．２Ｐｏｉｓｓｏｎｓｒａｔｉｏｏｆｗｏｏｄｌａｍｉｎａｅｉｎｔｈｅｔｅｓｔｓ泊松比序号ＵＬＲｉ＾＂ＴＬ／ｆＶＴＭＲｌ／ＲＴＭＴＲｙ１０．３９７０．６２６００３８０．８３３０．０２５０．４０６，２０．３６６０．６６９０．０２７０．６８４０．０３３０．４２２３０３４６０．６１９０．０４５０．７７８００３２０．３３３．．￣平均值０＾０．６３８０＾０？＾０．０３００．３８７标准差０＾０．０２７０．００９０．０７５０．００４０．０４７变异系数＾＾２４？Ｍ＾１４＾５３１２＾２２．层板年轮方向角度代表值在试验中对３种断裂试验的所有试件截面进行了拍照，然后通过对图片的处理和分析确定胶结面两侧层板木材年轮角度的代表值。如图２．２所示，将试件截面图片导入ＡｕｔｏＣＡＤ２０１３程序中，然后在胶结面中点处分别做上下层板年轮的切线，取切线与胶，结面的夹角作为年轮角度代表值。为便于统计与分析并根据对称性，试验中将较小年轮角度的层板定义为胶结面的下层板，较大年轮角度的层板为胶结面的上层板。ｉｍ７图２．２试件年轮方向角度定义Ｆｉｇ．２．２Ｅｘａｍｐｌｅｓｏｆｔｈｅｐｈｏｔｏｇｒａｐｈｓｕｓｅｄｔｏｉｄｅｎｔｉｆｙｔｈｅｇｒｏｗｔｈｒｉｎｇｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎｓ一由于试验所使用的层板胶合木为工厂批量生产的，其层板组合般遵循了破心下料的原则，因此层板年轮角度组合以及其差值分布存在随机性。ＤＣＢ试件、３ＥＮＦ试件和３ＳＥＮＢ试件的总数目分别分７６个、９０个和７０个，其层板角度分布统计分别见图２．３、°°图２．４和图２．５。ＤＣＢ试件的《１和６（２平均值分别为２０．２１和３８．７１。３ＥＮＦ试件的ｃｔｉ和°°°°ｃｔ２平均值分别为２５．４９和４０．０３。３ＳＥＮＢ试件的ａｉ和平均值分别为１６．２９和２６．２７。－２２－ 大连理工大学硕士学位论文２０ｒ６０？■ｒｒｓ■ｍ■？狗■１５■．４０、？：■■１。．■顏？、ｉ？＜ｆ批？—Ｖ￣￣：Ｂ２０门ＪＩＩｊ「■■．＿５？？．■■门Ｈ■■？．■■■１■－￣■“■”０Ｕｎ、义ｉ＇ｐ＇－－—￣‘￣■￣■■■”■■＿—Ｊ￣■￣￣Ｉ—Ｉ＿．Ｉ．１１１ｌｉ１．１Ｕ１．１１．１．１Ｉ１１Ｉｒｒｉｑ１ｆ．．０１０２０３０４０８０５０６０７００１０２０３０４０５０６０。试件编号丨（ａ）下层板角度ｃｔｉ１００１２「「■＿８０－Ｉ■９－ｎ－６０－卿：ＰＤｂｎ．：■—＿睡＞４０■！＾＾？、■＊？、ｒｒ＿＿？■？■：■：」＾２０■■３门，二■‘■＿■？■■０，１■■」＿贝ｎ０Ｌ＿０１０２０３０４０５０６０７０８０９００１０２０３０４０５０６０７０８０９０‘。＂丨试件编号１（ｂ）上层板角度ａ２图２．３ＤＣＢ试件层扳年轮角度ａ）（下层板角度…（ｂ）上层板角度ａ２＇Ｆ．２．Ｒｉｇ３ｅｒｅｓｅｎｔａｔｉｏｎｏｆＤＣＢｅｃｐｓｉｍｅｎｓｒｏｗｔｈｒｎｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓａｎｌｐｇｉｇｅｓａｔｈｅｏｗｅｒｌａｍｉｎａｅａｇ（）ｌ＼（ｂ）ｔｈｅｕｅｒｌａｍｉｎａｅａｐｐｉ２０ｒ６■＿０ｐ！■－－１５“－■＼Ｖ！？＂４■０■？”读■■■■？■、ｇｉｏ－ｈ■■：＿－－握；■■－－ｒａｎｎｎ２０．－■；！．■■＂■■■５－ｒａｍ■■‘－ｎ￣．ｆ．Ｉ■！】Ｈｉｌｉ１．１１１ＩＩｒ＾．ｌｉｍ．ｑＩ０１０２０３０４０５０７０８０９０１０００６０１０２０３０４０５０６０。ａ试件编号ｊ（ａ）下层板角度ｃｔ丨－２３－ 层板胶合木层间断裂勒度研究２１００１「「８０－Ｉ‘■９ｒｎ＿■－■６０■：ｎ？■■■■■「■■■、■■、－－６■‘｜门“？－－■頃４０—？？ｎｎＳ■■■－■‘■■、■■－２０－“３门＇＇０ｎｎ■卜ＩＩ１１ＩＩＩＩ１ＩＩＩＩＩＩＩＩ１１，■■■■ｑ０１０２０３０４０５０６０７０８０９００１０２０３０４０５０６０７０８０９０。试件编号ａｊ（ｂ）上层板角度０Ｃ２图２．４３ＥＮＦ试件层板年轮角度（ａ）下层板角度（ｂ）上层板角度ａ２Ｆ＇２ｉ．．４Ｒｅｐｒｅｓｅｎｔａｔｉｏｎ３ＥＮＦｓｅｃｎｒｏｗｒｎｒｅｎａｎｇｏｆｐｉｍｅｓｇｔｈｉｇｏｉｔｔｉｏｓａｎｇｌｅｓａｔｈｅｌｏｗｅｒｌａｍｉｎａｅａｂ＼（）（）ｈｅｕｅｒｌａｍｎａｅａｔｐｐｉｉ６０ｒ２５ｒ■５０■■２０■目４０－■■１５■■？３０ｉ■■栽９＾■－＿暖＝■２０．＂，，１０一＂■？ｈ５■［（ｊ－１０■■■Ｏ门—＂门ｎｒｒ－ｎ■ＩＪ■？？隱■？－■（Ｊ＂＂“：、１■■■■■■ｌｉｌ｛．ｆＩＩＵ１１ｉｌｌＩＩｆＬ賴Ｉ■ｔｉＡｌ．．．．ｌ．．０１０２０３０４０５０６０７００１０２０３０４０５０６０。Ｏｌ试件编号Ｌ＼（ａ）下层板角度ａｉ７０１２■［６０－■１。－■■？■－■．５０．？．？＿■广■■‘－ｎｎ■Ｒｒｒｒ，４００ｉ＿＿■？？ｔＴ？载６ｉｉｒ＿网：ｐｊ３Ｑ■““—＝＾■＞‘Ｈ产暖３？？■２０？４一一■Ｉ１ＩＩ■“■■■、■■‘＿ｎｎ：１０？＾门＾■■■ｒ■？睡？＼？■■门１■＿＿ＩＩ１１ｉｌＩＩｉＩＩ１．Ｉ．１＿＿１．＿ＩＩ＿．Ｑ１－．１ｌ－■１０４０５０６０７０００２０３０１０２０３０４０５０６０７０试件编号（ｂ）上层板角度《２图２．４３ＳＥＮＢ试件层板年轮角度（ａ）下层板角度ａ（）上ｉｂ层板角度Ｆ＇ｉ．２．４Ｒｅｒｅｓｅｎｔａｔｉｏｎｏｆ３ＳＥＮＢｓｅｃｎｇｉｍｅｎｓｒｏｗｔｈｒｏｒｅｎｔａｉｏｎｓａｎｌｅｓａｔｈｅｌｏｐｐｇｉｇｉｔｇｗｅｒｌａｍｉｎａｅａｉｂ（）（）ｅｕｌｉｎａｅｔｈｐｐｅｒａｍａｉ－２４－ 大连理工大学硕士学位论文ＤＣＢ试件、３ＥＮＦ试件和３ＳＥＮＢ试件的层板角度《丨与ａ２的关系见图２．５。，８０ｒ８０ｒ■７０－７０－■■６０６０■‘？？－５０－５０．：■＂。＝＾４０Ｖ？＂““＿■．－■－３０．３０‘■■．？２０２０．＂■“■？＿Ｓ■■－１０１０－■■０■－＾００１０２０３０４０５０６０７０８０００３０４０７０１０２５０６０８０ａ，．（ａ）ＤＣＢ３ＥＮＦ试件（ｂ）试件７０ｒ６０－■■■■■５０－？■＿■■■＿■■■＜＊■■、４０－■■？ｃＴ譯３０－．■．？？■■＿２０？？■■１０－：０５０１０２０３０４０５０６０ｏａ／，（ｃ）３ＳＥＮＢ试件图２．５层板年轮角度ａ与《２（ａ）ＤＣＢ试件（）３ＥＮＦｃ）３ＳＥＮＢｉｂ试件（试件＇－Ｆ．．ｉｇ２５ＲｅｐｒｅｓｅｎｔａｔｉｏｎｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎｓｒｏｗｔｈｒｉｎｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎｓａｎｌｅｓａａａＤＣＢｓｅｃｉｍｅｎｓｂ３ＥＮＦｇｇｇ＼２（）ｐ（）ｓｐｅｃｉｍｅｎｓｃ３ＳＥＮＢｓｅｃｉｍｅｎｓ（）ｐ为了便于分析和处理数据－，本文将角度《２《《差值，那么丨定义为角度２与角度１的角度《２－可以用来代表胶结面两侧层板年轮角度的差异性。ＤＣＢ试件、３ＥＮＦ试件和１°°°ＥＮＢ２６３Ｓ试件的角度分布见图．，其平均值分别为１７．２９、１４．６３和９．９９。－２５－ 层板胶合木层间断裂朝度研究．６０２０「「■■■５０？．Ｗ■■■■１５■４０－｜：？＾■■親３０ｉｎｎ１０－■與於」■＿？Ｑ■？１Ｆ■１■■２０．■：￣ｎ■■■■＇■■■．■■５■■■■■■１０■■■＿‘■‘‘网…ｉ．．．ｎｎ．ＩＩ１１ＩＩ１１ｌｎｎ』ｎ，ｐ０１０２０３０４０５０６０７０８００１０２０３０４０５０６０试件编号？尸２－１（ａ）ＤＣＢ试件５０ｒ３０「－４０■？２５Ｔ■“■‘２０：、３０．．“■■■■：■１５■■續ｎ２０■■■■．＾－＿＿！！Ｊ＿＿１０■，ｎ＂—ｎ—－＂Ｉ－■■■ｆｒ１■１０门门■■５＇■■■■＿■■０＇■‘■“「■＿■ＪＩ．ＩＩ＾００２０４０６０８０１０００１０２０３０４０。《试件编号／２■丨（ｂ）３ＥＮＦ试件５０ｒ３０ｒ—■２５４０－：■２０、３０－■■ｐ３■錢．１５。■■、２０．．展■？＂？１１０门？■‘■■■—＾￣■—＾１０■，■＝““■■■■ｃ■，＇＇？■？？ｏｋ：：：：ＩＩＩＩＩ．Ｉｉｎ．ｒｉｎ．ｎ．ｑ０１０２０３０４０５０６０７００１０２０３０４０试件编号ｏａｊ（ｃ）３ＳＥＮＢ试件图２．６《２－（ａ）ＤＣＢ３ＥＮＦｃ）３ＳＥＮＢ层板年轮角度１试件（ｂ）试件（试件Ｆ．２．６Ｒｅｒｅｓｅｎｔａｉｏｎｏｆａｎｅｓａ－ａＤＣＢｉｂ３ＥＮＦｓ３ＳＥＮＢｓｉｓｉｇｐｔｇｌｓｅｃｍｅｎｓｅｃｉｍｅｎｓｃｅｃｍｅｎｉｘ（）ｐ（）ｐ（）ｐ－２６－ 大连理工大学硕士学位论文２３ＤＣＢ．层板胶合木层间断裂试验２．３．１ＤＣＢ试验概况本文采用ＤＣＢ试验测定层板胶合木层间Ｉ型断裂軔度Ｇ，ｃ，ＤＣＢ试验试件的几何形状如图２．７所示，试件长度Ｉ为３００ｍｍ，高度２／／为６０ｍｍ，厚度５为３０ｍｍ，预制裂纹总长（《＋如）为１２０ｍｒｎ，其中ｆｌｏ代表加载点距试件边缘的距离，为２０ｍｍ。预制裂，２ｎｉｍ１１８，０５ｍｍ缝位置处于层板胶结面处先使用厚度为的带据预制ｍｍ再使用厚度为．２ｍｎ，１２０，（Ｌ）。的刀片切割ｉ得到总长为ｍｍ的尖锐裂纹裂纹的初始方向为顺纹方向ｎＰ应变片２＾／间胶结面一―－＂士／〒口：丨ＩａａＴ？）ＷＬ＿啦１．ＨＩ舰２－图．７双悬臂梁（ＤＣＢ）试验模型Ｆｉ．２．７ＳａｍｌｅｏｆｔｈｅｄｏｕｂｌｅｃａｎｔｉｌｅｖｅｒｂｅａｍＤＣＢｔｅｓｔｇｐ（）ＤＣＢ试验采用的试验机为济南时代试金试验机有限公司制造的ＷＡＷ－３００型微机控制电液伺服万能试验机（参见图２．８），并为ＤＣＢ试验订做了专用的加载设备（参见２图．９）。试验采用位移控制的加载方式，加载速度为２ｍｍ／ｍｉｎ。为提升测量数据的精ｌＮ的±Ｐ和确度，分别附加了Ｏｋ拉压力传感器和量程为５０ｍｍ的位移计进行荷载加载点－２７－ 层板胶合木层间断裂朝度研究；ＩＭＣ。ＤＣＢ线位移（５的测量，并采用数据采集器进行数据的釆集试验中裂纹随着荷载Ｐ下０？的增加是持续扩展的，试验在荷载值降至时停止。２－图．８ＷＡＷ３００型微机控制电液伺服万能试验机Ｆ－－ｉｇ．２．８ＷＡＷ３００ｔｙｐｅｃｏｍｐｕｔｅｒｃｏｎｔｒｏｌｅｌｅｃｔｒｏｈｙｄｒａｕｌｉｃｓｅｒｖｏｕｎｉｖｅｒｓａｌｔｅｓｔｉｎｇｍａｃｈｉｎｅＨｇＴｖｆｉ．＾ｗ．脅＾”Ｍ－＿：ｆ丨，＿＿图２．９ＤＣＢ试验加载设备Ｆｉｇ．２．９ＬｏａｄｉｎｇｅｑｕｉｐｍｅｎｔｓｏｆＤＣＢｔｅｓｔｓ－２８－ 大连理工大学硕士学位论文２－．１０ＤＣＢ图为试验典型的荷载加载点线位移⑷曲线，从该曲线可以看出，一Ｐ一裂纹在起裂之后存在定程度的扩展，荷载值在裂纹起裂后段时间内继续增加，达￣到峰值荷载后缓慢下降，直至荷载值Ｐ降为０。本文在ＤＣＢ试验中ＰＳ曲线线性段的终点所对应的荷载定义为临界荷载Ｐｃ’进而计算层间Ｉ型断裂初度值。由于试验所得一试验曲线的形式是致的，并且由于需要在试验曲线上指明临界荷载的定义，为了便于一阅读，因此试验给出了条具有代表性的试验曲线２１１ＣＢ。图．为Ｄ试验曲线线性－纵向应变－。段对应的荷载、ＰｅＯ曲线６００ｒ５。。…４。。．ＲＳ３００－广／１２００／１００Ｉ＊０—‘‘‘‘’０５１０１５２０２５Ｓ／ｍｍ２－图１０ＤＣＢ．试验荷载加载点线位移（尸４）曲线Ｆ－ｉ．２．１０Ｅｘａｍｌｅｏｆｌｌｉｌｉｉｌｉｇｐｔｈｅｏａｄｏａｄｎｇｎｅｄｓｐａｃｅｍｅｎｔ（ＰＳ）ｃｕｒｖｅｓｏｂｔａｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅＤＣＢｔｅｓｔ６００ｒ５００．４００．３００■Ｉ２００－？１００＊＾．０００．０５０．１００１５０．２００．２５，ｔＪＷ图２－－．１１ＤＣＢ试验荷载纵向应变（ＰＳＬ）曲线Ｆ－－ｉ．２．１１ＥｘａｍｌｅｏｆｌｏａｄｌｏｎｉｔｕｄｉｎａｌｓｔｒａｉｎＰｅｉｃｕｒｖｅｓｏｂａｅｄｏｍｅｇｐｔｈｅｇ（）ｔｉｎｆｒｔｈＤＣＢｔｅｓｔｓ图２．１２为ＤＣＢ试验试件破坏形式示意图，在荷载作用下初始裂纹基本沿着胶结面处做自相似的扩展，为层间Ｉ型断裂破坏。由于层板胶合木制作时使用的为水性胶粘剂，０１ｍｍ左右）并且胶层厚度较薄（．，胶层破坏没有明显现象。－２９－ 层板胶合木层间断裂初度研究－－—ｍｌＩ１Ｉｉ１１Ｍｒ１ＴｆＩｉｒｉＨｆｉｉ１ｎｆｆＴｆｒｉ１ｆＴＴｉｎｉ；ａｖ？？—ａｍ—！＾■‘：￣￣￣＾．图２．１２ＤＣＢ试件破坏形式Ｆｉ．２．１２ＤａｍａｅｆｏｒｍｓｏｆＤＣＢｓｅｃｉｍｅｎｓｇｇｐ２．３．２ＤＣＢ试验结果２－。图．１３ＤＣＢ试验Ｐ２．１３可以看出由于木为的临界荷载ｉｃ与角度《２１的关系从图材性能自身离散性较大使得户，（：的分布较为分散，／＾（：的平均值和标准差分别为４７４．５１＾和９２．０５Ｎ。在不考虑《２－随机性引起不同角度差的试件数目不平均的情况下对１分布的一－Ｐａ．，可以发现Ｐ－，当ｃ－添加直线型趋势线《ｔ＼ｃｉ＼ＩＣ随着２】的增大有定的增大趋势２ｉ°。从０增大至５７时趋势线上所对应的Ｐｉｃ值从４４８．９９Ｎ增大至５３９．３３Ｎ，约增大了２０％。８００ｒ７００■■‘■６００■？？■■？■■■■“■一５５００？＿■＇：－■＾００？４■．■■；：■－■＿—■■．？３００■２００■，■１００？１—————————■—０？‘Ｉ‘Ｉ‘”■—‘——■‘‘０１０２０３０４０５０６０。＜ｈＪ－图２．１３ＤＣＢ试验《２．１与临界荷载Ｐｉｃ关系ＦｉｆｒＣＢｔｉ．２．１３ＲｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅａｎｅｌａｉＡａｎｄｔｈｅｃｒｉｔｉｃａｌｌｏａｄＰｏｂｔａｎｅｄｏｍｔｈｅＤｅｓｔｓｇｐｇ＼ｃ７７［］Ｇ－Ｋ，可采用Ｉｒｗｉｎ，根据能量原理断裂试验中材料的ｃ值ｉｅｓ关系式计算计算式如下：－３０－ 大连理工大学硕士学位论文Ｇ＝…（２．１）ｃ（）告盖丨Ｃ：荷载式中Ｐｃ为临界，５为试件厚度，Ｃ为试件的柔度，＾；为裂纹长度，ｆｌｃ为临界裂纹长度。ＳＴ的标准试验方法之一美国材料与试验协会（ＡＭ）将柔度标定法作为计算Ｇｃ值，因此众多学者采用该方法计算木材的顺纹断裂Ｇｃ值。试件的柔度值可以基于经典梁理７８７９一［，论４十算，也有些文献对经典梁理论进行了裂纹尖端变形修正或者考虑８４了横向剪力的修正［：＂等。本文中忽略了裂纹尖端变形和横向剪力对计算结果的影响。基于经典梁理论，ＩＧ可由式（２２）层板胶合木型层间断裂钥度．，ｃ１２ｊＧｙ（２．２）图２．１４为基于经典梁理论计算的ＤＣＢ试验Ｇｉｃ与０（２－１关系，从图２．１４可以看出由，Ｇ００６１于木材自身离散性较大引起的Ｇｉｃ分布较为分散ｉｃ的平均值和标准差分别为１．２２Ｊ／ｍ和３６．８１Ｊ／ｍ。在不考虑《２－ｉ分布的随机性引起不同角度差的试件数目不平均的情一，可以发现（？的增大有况下对添加直线型趋势线，，Ｃ随着定的增大趋势°°２２当《２－０５７８９０１Ｊ２７５３Ｊ／ｍ１从增大至时趋势线上所对应的Ｇｉｃ值从．／ｍ增大至１．，约增大了４３％。并且从公式（２．２）可以确定，０应／＾，（：与所对０的平方值是呈线性关系的。２００？「■■■■■■－■１５０＊■■霧■■■■Ｉ■５‘１００■＊Ｏ？？■“”＂■５０■Ｑ１‘‘‘■０１０２０３０４０５０６０。？丨２－１图２．１４ＤＣＢ试验与断裂韧度Ｇｉｃ关系Ｆｉ．２．１４Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅａｎｅｌ？２－ａｎｄｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｈｎｅｓｓＧｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅｇｐｉＤＣＢｔｅｓｔｓｇ１ｇｃ－－３１ 层板胶合木层间断裂初度研宄■２４３ＥＮＦ．层板胶合木层间断裂试验２．４．１３ＥＮＦ试验概况本文采用３ＥＮＦ试验测定层板胶间ＩＩ型断裂靭度Ｃ？，３ＥＮＦ佘木层，ｉｃ试验试件的几２．１５Ｚ２４０ｍｍ３０何形状如图所示，试件总长３００ｍｍ，跨度２为，高度为ｒｍＴｉ，厚度Ｂ％３０ｍｍ，预制裂纹总长（ａ＋ｏｏ）为９０ｍｍ，其中ｏｏ代表支座距试件边缘的距离，为３０ｍｍ。预制裂缝位置处于层板胶结面处，先使用厚度为２ｍｍ的带锅预制８８ｍｍ，再使用厚度为０．５ｍｔｎ的刀片切割２ｎｉｍ，得到总长为９０ｍｒｎ的尖锐裂纹，裂纹的方向为顺纹（Ｌ）方向。Ｐ：ｚｘｐｒ＿图２．１５端部切口三点弯曲试验（３ＥＮＦ）试验模型Ｆ－ｉ．２．１５Ｓａｍｌｅｏｆｔｈｉｔｂｆｌ３ＥＮＦｔｇｐｒｅｅｐｏｎｅｎｄｅｎｄｎｏｔｃｈｅｄｅｘｕｒｅ（）ｔｅｓ３ＥＮＦ试验采用的试验机仍然为济南时代试金试验机有限公司制造的ＷＡＷ－３００型微机控制电液伺服万能试验机（参见图２．８）。试验采用位移控制的加载方式，加载速度为２ｍｍ／ｍｉｎ。为提升测量数据的精确度，分别附加了３０ｋＮ的拉压力传感器和量程为±５０ｍｍ的位移计进行荷载Ｐ和加载点线位移＾的测量，并采用ＩＭＣ数据采集器进行数－３２－ 大连理工大学硕士学位论文据的采集。在３ＥＮＦ试验中，裂缝不会随着荷载的增加而持续扩展，其裂纹最多扩展至跨中位置，如果继续加载试件最终会发生受弯破坏３ＥＮＦ。试验在目测试件跨中下部由于受弯而出现破坏时停止加载。１１６３ＥＮＦ－￣ｄ图为试验典型的荷载加载点线位移、Ｐ、曲线，从该曲线可以看出，该３ＥＮＦ试验中裂纹是不存在扩展的脆性断裂，荷载值尸在裂纹起裂后先骤降继而增大，并且在裂纹起裂后由于裂缝长度的改变，荷载值可能会超过起裂荷载，然后可能发生裂￣纹再次扩展的现象，如果继续加载试件最终会发生受弯破坏。本文在３ＥＮＦ试验中将Ｐｄ曲线初始线性段的终点所对应的荷载定义为临界荷载Ｐｃ’进而计算层间Ｉ型断裂初度值一。由于试验所得试验曲线的形式是致的，并且由于需要在试验曲线上指明临界荷载一的定义，２１７３ＥＮＦ，为了便于阅读因此试验给出了条具有代表性的试验曲线。图．为－－ｅＬ试验曲线对应的荷载纵向应变）曲线。４５００「４０００－一－３５００－Ｕ，－－３０００５ｙ７１，２５００－ｎｃ／！２０００－／１５００－／－／１０００５００－／０２４６８１０１２１４１６＜ｍｍ５／一２＿图．１６３ＥＮＦ试验荷载加载点线位移（Ｐｊ）曲线－Ｆｉ．２．６Ｅｘａｍｌｌｇ１ｅｏｆｔｈｅｏａｄｌｏａｄｉｎｌｉｎｅｄｉｓｌａｃｅｍｅｎｔ｛ＰＳｃｕｒｖｅｓｏｂｔａｎｅｄｏｍｅ３ＥＮＦｅｓｓｐｇｐ）ｉｆｒｔｈｔｔ４０００ｒ３５００－３０００．Ａ５２５００－＼／＊２０００－／－／１５００－１０００／５００７Ｌ＿—Ｉ＿？＿＿－Ｑ■Ｉ０１２３４５６７８９１０－３ＶｌＯ图２１７３ＥＮＦ一－．试验荷载纵向应变（Ｐ曲线－－Ｆｉ．２．１７ＥｘａｍｌｅｏｆｅｌｏａｄｌｏｎｉｔｕｄｉｎａｌｓｔｒａｉｎＰｃｕｒｖｅｓｏｂｔａｄｔｈ３ＥＮＦｔｇｐｔｈｇ（ｓｉ）ｉｎｅｆｒｏｍｅｅｓｔｓ－３３－ 层板胶合木层间断裂初度研究图２．１８为３ＥＮＦ试验试件破坏形式示意图，由于是剪切型破坏，裂纹上下表面仍然是闭合的，因此用黑笔标识出了裂纹扩展的长度，在荷载作用下初始裂纹基本沿着胶结，Ｉ型断裂破坏面处做自相似的扩展为层间Ｉ。由于层板胶合木制作时使用的为水性胶粘剂，并且胶层厚度较薄（Ｏ．ｈＴｉｍ左右），胶层破坏没有明显现象。：：。…十…ｗ－Ｖ．ｔ？？－ｗ－？－‘：ｆｖ■？＜？（．：Ｋ‘圓■■隱一？，．．、ＩＪ？‘‘‘２１ＥＮＦ试件破坏形式图．８３Ｆｉｇ．２．丨８Ｄａｍａｇｅｆｏｒｍｏｆ３ＥＮＦｓｐｅｃｉｍｅｎ２４．２３ＥＮＦ．试验结果＿２１ＥＮＦ－图．９为３试验的临界荷载Ｐ？ｃ与角度《２关系。从图２．１９可以看出由于木１的材自身离散性较大引起＾＾，（，３４９５．０１Ｎ：的分布较为分散的平均值和标准差分别为和６０９０２Ｎ。－．在不考虑ａ２布的随机性引起不同角度差的试件数目不平均的情况下对ｉ分尸＾直线型趋势线ＰＣ－＾－ｔ－，《（＾２＾添加，可以发现ｉｉＣ随着２１的增大有轻微增大的趋势当２１°°从０增大至４４时趋势线上所对应的Ｐｉｉｃ值从３４０７．８７Ｎ增大至３７２４．７２Ｎ，约增大了９．３０％。６０００「＿－＿５０００？■■■４。。。■＂５一：■－■？■３０００■■吕．．．：！．．：＾■？？■．２０００■－１０００°０１０２０３０４０５０？尸－２丨２１ＮＦ试验尸图．９３Ｅ《２．丨与临界荷载ｌｉｅ关系Ｆｉ．２１Ｒｌｔｏｎｓｈｔｗｅｅｎｅｎｅａ－ａｎｄｅｒｉｉＰｏｂａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅＥ１Ｓ１Ｆｔｔｇ．９ｅａｉｉｐｂｅｔｈａｇｌｉｉｔｈｃｔｃａｌｌｏａｄｎｃｔ３ｅｓｓ８５２［基于经典粱理论层板胶合木ＩＩ型层间断裂朝度Ｇ？ｃ可由式（．３）Ｈ十算：－３４－ 大连理工大学硕士学位论文■＇９七＝（２３）．Ｉｉｃ巧图２．２０为基于经典梁理论计算的３ＥＮＦ试验Ｇ与《２．，Ｇ？平均值和标，ｉｃ１的关系ｃ：的２２准差分别为７３１．７０Ｊ／ｍ和２６４．４０Ｊ／ｍ。在不考虑《２－引起不同角度差的试１分布的随机性件数目不平均的情况下对Ｇ？Ｃ＞４２－１添加直线型趋势线，可以发现Ｇ？Ｃ随着《２－１的增大有°°一２定的增大趋势，０－０４４Ｇ．当Ｃ２６８４６１Ｊ／ｍ１从增大至时趋势线上所对应的ｉｉｃ值从２８３２２４Ｊ，２１５６％２３）？增大至．／ｍ约增大了．。并且从公式（．可以确定，Ｃ？ｃ与所对应的．７＾。１（：的平方值是呈线性关系的．１８００ｒ丨１５００■■■■■一－？１２００■＿…？Ｉ■■■■－＿■５９００■■■－ｒ０．丄ｒｒ＋ｎ＼■■－＿．０６００■‘？■？■‘３００■－°０１０２０３０４０５０？尸２－丨图２．２０３ＥＮＦ试验《２－１与断裂籾度Ｇｉｉｃ关系Ｆ．２．２Ｒｅｎａｎ－ｈｎｅｉｇ０ｌａｔｉｏｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｅｌａｊａｎｄｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｓｓＧｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍｈｅＦｅｓｓｇｉｇｎｃｔ３ＥＮｔｔ２．５层板胶合木层间断裂３ＳＥＮＢ试验２．５．１３ＳＥＮＢ试验概况．．本文同时也采用了３ＳＥＮＢ试验进行层板胶合木层间Ｉ型断裂行为研宄。为克服树一８６［］木直径的限制，在木材的３ＳＥＮＢ试验中单边切口试件般釆用由Ｗａｎｇ提出的ｓａｎｄｗ，ｉｃｈ型试件本文也对工厂出产的层板胶合木进行了再加工和粘合，得到如图２２１．所示的ｓａｎｄｗｉｃｈ型单边切口试件。３ＳＥＮＢ试验试件的几何形状如图２．２２所示，试件总长３００ｍｍ，跨度２Ｚ为２４０ｍｍ，高度２／／为６０ｉｎｍ，厚度５为３０ｎｉｍ，预制裂纹总长ａ为２７ｎｉｍ，裂缝高度比例Ｕ／２／／）为０．４５。预制裂缝位置处于层板胶结面处，先使用厚度为２ｍｍ旳带锯预制２５ｍｍ，再使用厚度为０．５ｍｍ的刀片切割２ｍｍ，得到总长为２７ｍｍ的尖锐裂纹，裂纹的方向为顺纹（Ｌ）方向。－３５－ ．？层板胶合木层间断裂郁度研究；？．＼、、＾－？－ｒ＾Ｔ＾Ａｉ，－ｈ．５ｒ＾．一，＾４‘．‘、、Ｌ＿＿＿？＿＿＿＿ｉ＂慕Ｉ．」图２．２１ｓａｎｄｗｉｃｈ型单边切口试件－－Ｆｉ．２．２１Ｔｈｅｓａｎｄｗｉｃｈｔｅｏｆａｉｌｅｅｄｅｎｏｔｃｈｅｄｓｅｃｉｍｅｎｇｙｐｓｎｇｇｐ层间胶结面ｊ＾￣＿＾＾．ＬＬＩＢ＼＼ｉ｜小瀰ｍＩｔ＇■＼ＬＪ．图２．２２单边切口三点弯曲试验（３ＳＥＮＢ）试验模型Ｆ２２２Ｓａｍｅ－－ｅ－ｓｅｃｍｅｎｉｇ．．ｐｌｏｆｔｈｒｅｅｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｔｅｓｔｏｆａｓｉｎｌｅｅｄｎｏｔｃｈｅｄｉ３ＳＥＮＢｐｇｇｇｐ（）３ＳＥＮＢ试验釆用的试验机仍然为济南时代试金试验机有限公司制造的ＷＡＷ－３００？型微机控制电液伺服万能试验机（参见图２．８）。试验采用位移控制的加载方式，加载■？速度为Ｉｍｍ／ｍ，ＯｌＮ的拉压力传感器和量程ｉｎ。为提升测量数据的精确度分别附加了ｌｃ为±５０ｍｍ的位移计进行荷载Ｐ和加载点线位移Ｓ的测量，并采用ＩＭＣ数据采集器进行数据的采集。３ＳＥＮＢ试验中裂纹随着荷载的增加是持续扩展的，试验在荷载值Ｐ下降至０时停止。一２２３３ＳＥＮＢ￣）曲试验典型的荷载加载点线位移ＣＰＳ线，在达到峰值荷载图．为￣＾曲线近似于直线３ＳＥＮＢ前Ｐ，当达到峰值荷载后起裂荷载Ｐ骤降，因此本文取试验一中的峰值荷载作为临界荷载Ｐ，，ｃ。由于试验所得试验曲线的形式是致的并且由于需一，要在试验曲线上指明临界荷载的定义，为了便于阅读因此试验给出了条具有代表性－－３６ 大连理工大学硕士学位论文的试验曲线．２４３ＳＥＮＢ，。图２为试验试件破坏形式示意图．在荷载作用下初始裂纹基本．？沿着胶结面处做自相似的扩展，为层间Ｉ型断裂破坏。由于层板胶合木制作时使用的为０？水性胶粘剂．１ｍｍ，，并且胶层厚度较薄（左右）胶层破坏没有明显现象。．２１０ｒ－……０：＞１８二八？１５０／＼？．／＼（．１：：／ｖ初始非线性３０－Ｉ—１——ｆ——‘—．—■■０．．００．５１．０１．５２０ＳＩｍｍ２一图．２３３ＳＥＮＢ试验荷载加载点线位移曲线Ｆ－ｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｉ．２．２３Ｅｘａｍｌｅｏｆｅｌｏａｄｌｏａｄｉｎｌｉｎｉｌａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅ３ＳＥＮＢｔｅｇｐｔｈｇｅｄｓｐｃｅｏｂｔａｓｔｓ‘＂■‘４‘Ｍ＃‘：－聽廳越蘇纖Ａ海！儀：！纖編着，１＿＿＿麵、图２，２４３ＳＥＮＢ试件破坏形式‘Ｆｉ．２．２４Ｄａｍａｅｆｏｒｍｏｆ３ＳｓｅｃｉｍｅｎｇｇＥＮＢｐ－２．５．２３ＳＥＮＢ试验结果２２５３ＳＥＮＢＰ－２２５图．为试验的临界荷载０（２。．ｉｃ与角度１的关系从图可以看出由于木材自身离散性较大引起／＾〔的分布较为分散，Ｐｉｃ的平均值和标准差分别为３５１．２８Ｎ和７９．５０Ｎ。在不考虑ａ２－ｉ分布的随机性引起不同角度差的试件数目不平均的情况下对－／＾ｃ＾２＾添加直线型趋势线，可以发现Ｐ《－的趋势，当ａ２．ｉｃ随着２１的增大有轻微减小ｉ°°从０增大至４２时趋势线上所对应的Ｐｉｃ值从３５７．０８Ｎ减小至３３３．４８Ｎ，约减小了６．６１％。－３７－ ．层板胶合木层‘间断裂籾度研宄；？－■．‘．．，，７００■「．、－，■．６０－－０■■５００－．．．５，■■＾■．°■．３００．■■■：■■■■“■■２００■■■１００■０１０２０３０４０５０图２．２５３ＳＥＮＢａ２－Ｐ试验丨与临界荷载ｃ关系Ｆｉｇ．２．２５Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅａｎｇｅｌａ２－ｉａｎｄｔｈｅｃｒｉｔｉｃａｌｌｏａｄ尸ｃｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓ２６．本章小结对层板胶合木进行了层间Ｉ型断裂的双悬臂梁（ＤＣＢ）试验和单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验、层间ＩＩ型断裂的端部切口三点弯曲（３ＥＮＦ）试验，通过对全部试件截面的图片分析确定层板胶合木胶结面两侧年轮角度值，研究了不同年轮角度层板组合对于层板胶合木层间断裂临界荷载和断裂朝度的影响，得到如下结果和结论：（１）由于试验所使用的层板胶合木全部出自于工厂制作，胶结面两侧层板的年轮角度是随机出现的，通过对全部试件的截面图片进行分析，得到了不同试验方案试件的层板年轮角度ａ．。ｉ和ＣＣ２以及其差值６（２１的分布图（２）层板胶合木层间Ｉ型断裂的ＤＣＢ试验所得临界荷载Ｐｉｃ随着层板年轮角度差一值的增大有定的增大趋势，基于经典梁理论计算所得的层板胶合木层间Ｉ型断裂朝度一Ｇ也有－引起不同角度差，Ｃ定的增大趋势。在不考虑层板年轮角度差Ｃ（２ｌ分布的随机性°的试件数目不平均的情况下对添加直线型趋势线，发现随着《２－０１从°４４７Ｇ３４０７８７Ｎ３７２４７２Ｎ增大至时趋势线上所对应的＾０和ｉｃ值分别从．增大至．、２２Ｕ．６８４．２４２０．６／ｍ增大至８３２Ｊ／ｍ，分别约增大了％、４３％。（３）层板胶合木层间ＩＩ型断裂的３ＥＮＦ试验所得临界荷载Ｐ？ｃ随着层板年轮角度差值《２－趋势，基于经典梁理论计算所得层板胶合木层间ＩＩ型断裂１的增大有轻微的增大初度Ｇ？ｃ也有轻微的增大趋势。在不考虑层板年轮角度差ａ２＿的随机性引起不同角ｉ分布－度差的试件数目不平均的情况下对Ｇ？Ｃａ２－直线型趋势线，ｌ添加发现随着－３８－ 大连理工大学硕士学位论文°°Ｎ增从０增大至５７时趋势线上所对应的Ｐｈｃ和Ｇｉｃ值分别从４４８．９９大至５３９．３３Ｎ、２２８９．０１Ｊ／ｍ增大至１２７．５３Ｊ／ｍ，分别约增大了９．３０％、２１．５６％。（４）层板胶合木层间Ｉ型断裂的３ＳＥＮＢ试验所得临界荷载ｉ＾ｃ随着层板年轮角度差值的增大有轻微的减小趋势。在不考虑层板年轮角度差《２－分布的随机性引起不同角１。度差的试件数目不平均的情况下对ｉ＾（＾＾２－＾添加直线型趋势线，发现随着《２－１从０增°大至４２时趋势线上所对应的Ｐｉｃ值从３５７．０８Ｎ减小至３３３．４８Ｎ，约减小了６．６１％。－３９－ 层板胶合木层间断裂初度研究３．有限元分析一有限元法是种先进并且高效的数值分析方法，在当今科学技术发展和工程分析中获得了广泛的应用。并且，，伴随着电子计算机科学与技术的迅猛发展有限元法已经成８７［］为计算机辅助设计（ＣＡＤ）和计算机辅助制造（ＣＡＭ）的重要组成部分。有限元法在力学分析研宄方面的功能十分强大，可以应用于弹性力学以及塑性力学。、静力学、动力学问题和固体力学、流体力学、热力学和磁力学等问题的研究中随着计算机技术的不断发展和提升，，多种多样的有限元法分析软件也不断涌现从早期的ＮＡＳＴＲＡＮ，ＡＫＳＫ，ＳＡＰ到当前的ＡＮＳＹＳ，ＭＡＲＣ和ＡＢＡＱＵＳ都拥有众多的用户。上述有限元软件不仅功能强大，而且使用方便，因此适用范围广本文将采用ＡＢＡＱＵＳ６．１２有限元分析软件对层板胶合木的上述层间断裂试验进行三维建模和分析与研宄。一一在有限元分析中，木材般被作为种正交各向异性的复合材料进行研宄。木材具一有粘弹性性质，在承受短期载荷作用时其材料特性般可以被当作线弹性的进行研宄，但实际上其力学性能随着加载速度、加载持续时间和木材含水率变化等因素是可能会变化的。并且，木材的线弹性假设只适合于小变形情况下的力学分析，甚至该假设在木材三个弹性主轴方向上也有一定的差异因此，对层板胶合木进行断裂力学研宄是相对困难的。目前将断裂力学应用于层板胶合木层间断裂行为的研宄较少，应用有限元法进行层板胶合木层间断裂軔度计算尚未出现，对其建立三维有限元模型难度较大，因此必须对木材的性质进行一定的简化。一１ｍｍ在对工程木材料进行有限元分析的过程中，由于其含有的胶层厚度般很小（０．左右），所以在大多数情况下可以不考虑胶层对其整体力学性能的影响。特别是脆性胶，８９［］由于胶粘剂的性能与木材类似，所以大多可以忽略胶层的影响。本文研究的重点内容为层板胶合木胶结面商侧不同年轮角度层板组合对其层间断一，裂韧度的影响问题，因此忽略了木材的非均质性、粘弹性和非线性将其作为种均质并连续的正交各向异性材料进行弹性分析，同时也忽略了胶层的影响，重点关注胶结面两侧不同层板年轮角度的差值与层板胶合木层间断裂初度的关系。ＰＧ一Ｒ］ｉｃｅ基于全量塑性理论得到的个与裂纹尖端路径无关的积分值，即积分值。■／积分不仅具有守恒性，对于线弹性材料而言，■／积分和能量释放率Ｇ是等价的，是计算能量释放率的有效工具。／积分的计算通常采用等效积分区域法，，即通过散度定理一９１［］将Ｊ积分中的回路积分转变为个包含裂纹尖端的区域积分。４０ 大连理工大学硕士学位论文＝应力强度因子ｉｆ是对应于裂纹尖端ｒ０时的值，然而在采用数值方法计算Ｚ时，＝由于裂纹尖端应力的奇异性使得无法取得ｒ０时的应力值，因此而无法完成Ｋ的计算。（３因此，参考公式．１），本文采用应力外推法来计算／ｉ：，以１型断裂／＾，的计算为例，其基本思路如下。＝－Ｗｍｓａ＝尺ｊｌｎｒ１００「，＾Ａ＿（３．１）＝＝ＬＫ，，Ｗｍ－Ｊｌ＾ｒｒｒ００“巧｜Ｉ－－｜＞０在裂纹尖端前缘直线上＝０一＞０一，即０时，对应于每个ｒｉ，有个非奇异的应力ｉＴ值以及对应的：ｉｉ（３．２）然后，构造数据对（ｎ，Ｋｎ），并采用最小二乘法对已经构造成的数据对进行拟合。假定ｎ和尺：ｌｉ之间可以用线性关系来近似，则有Ｋ＝Ａｒ＋Ｂ（＼３．３）＝＝＝ｒ￣当０时，Ｋ、ｉｉ：ｉｒ０；Ｂ。（）因此，需在有限元程序中提取裂纹尖端前缘直线上若干单元积分点的主应力和坐，标值构造若干组（ｎ，Ｋ“）的数据对，然后进行线性拟合并得到拟合直线的截距，即为所需的应力强度因子Ｋ”那么对应于临界荷载Ｐｃ时的应力强度因子即为断裂初度Ｘ，Ｋｉｃ。需要注意的是，在接近裂纹尖端时，（ｎｕ）的数据对可能会有较大的振９［１荡］，应当通过剔除靠近裂纹尖端的数据来提高计算精度。本文釆用ＡＢＡＱＵＳ自带积分模块计算能量释放率Ｇ时，在裂纹尖端设置了退化的１／４节点奇异单元，其能使常规的２０节点二次等参元（Ｃ３Ｄ２０）的应力呈现的奇异性进而提高计算精度。本文在应用应力外推法计算应力强度因子ｉｉ：时采用ＡＢＡＱＵＳ的八节点常规单元（Ｃ３Ｄ８），由于裂纹尖端奇异性的存在，为得到较为可靠的结果，对所有有限元裂纹尖端进行了不同程度的网格细化。°°０－由于实测的层板年轮角度《，ａ丨和在５０之间，因此在三维有限元模型中丨°°°。。。０１２００４０＞和ａ２取为、０、、３、、５０并满足ａ２ａ〗，那么得到的角度差值４１ 层板胶合木层间断裂軔度研究°°°°°０－也为（Ｔ、１０、２０、３０、４０、５０。－２根据角度差值ｃ（１２ｉ与试验实测临界荷，平均值作为限元分析中的施加荷载Ｐ载Ｐｃ的关系取对应于附近Ｐｃ的。建立有限元模型时输入的材料参数取自本文第２章第１节试验测定所得的木材弹性常数。本文有限元分析部分主要包含以下内容：首先，采用ＡＢＡＱＵＳ有限元分析软件建立不同年轮角度层板组合的层板胶合木层间断裂试验有限元模型？，，利用ＡＢＡＱＵＳ自带模块计算对应于临界荷载Ｐｃ时的／积分进而得到层间断裂朝度Ｇｏ分析不同年轮角度层板组合对其层间断裂顿度的影响Ｇｃ；然后，基于对不同年轮角度层板组合的层板胶合木层间断裂试验有限元模型对应于临界荷载Ｐｃ时裂纹尖端的应力场进行分析，提取裂纹尖端前部附近的若干单元积分点的主应力和坐标值，进而采用应力外推法计算得到相应的层板胶合木层间断裂初度Ｋｃ；最后，将基于基本梁理论的Ｇｃ计算结果与有限元的Ｇｃ计算结果进行对比分析，并将不同试验方法通过有限元所得同种断裂类型的断裂朝度Ｇｃ或ｉＣｃ进行对比分析。３．１层板胶合木层间断裂ＤＣＢ试验的有限元分析３．１ＤＣＢＧ．１试验能量释放率计算３１ＡＢＡＤＣＢ图．为本文采用ＱＵＳ有限元程序进行试验能量释放率Ｇ计算时建立的三维模型。该模型在裂纹尖端设置奇异单元部分网格尺寸大约为Ｌ６７ｍｍ，其余部分网＂”格尺寸为４ｍｍ。ＡＢＡＱＵＳ有限元程序采用了回路积分法进行Ｊ积分的计算，而对于线弹性材料Ｊ积分与能量释放率Ｇ是相等的。（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖端图３．１ＤＣＢ试件有限元模型ＦＴｉ！ｉｉ．３．１ｈｅｆｉｎｔｅｅｌｅｔｄｅｏｆｈｅＤＣＢｔｓｔｅｄｅｃｍｅｇｍｅｎｍｏｔｅｓｐｎ°上述三维有限元模型共计有１６５４８个单元。图３．２为和ａ３０ｉ同时为时的有限元模型变形图。－４２－ 大连理工大学硕士学位论文■（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖端图°°、３．２年轮角度组合为３０和３０时的ＤＣＢ试验有限元模型变形Ｆｉｇ．３．２ＴｈｅｍｏｄｅｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆＤＣＢｔｅｓｔｓｉｎｔｈｅＦＥｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｓｉｎｔｈｅｓｔａｔｅｏｆａｎｇｌｅｓｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｉｓ°°３０ａｎｄ３０采用有限元法计算不同年轮角度层板组合的ＤＣＢ试验层间断裂初度Ｇｉｃ的施加荷３１２－３３。载尸见表．，Ｇｃ．，Ｇａ２见图．ｉ计算结果见表３ｉｃ与ｉ关系表３．１不同年轮角度组合时ＤＣＢ试验有限元施加荷载ＰＴａｂ．３．１ＡｐｐｌｉｅｄｌｏａｄＰｉｎＦＥＭｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｎｇｅｌｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｓｏｆＤＣＢｔｅｓｔｓＰ／Ｎ。ａｉｌ０ｆｏ２０＾４０＾Ｉ０４６６４４７．６７．８０４２９．７０５７１．９６５３８．９２．９１５０９１０４６６．９１４４７．６７５０９．８０４２９．７０５７１．９６２０６６．９４４．６７５０９．８．７０４１７０４２９３０４６６．９１４４７６７５０９．８０．４０４６６．９１４４７．６７５０４６６．９１表３．２不同年轮角度组合时ＤＣＢ试验有限元计算所得断裂初度Ｔａｂ．３．２Ｇ］ｃｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙＦＥＭｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｎｇｅｌｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｓｏｆＤＣＢｔｅｓｔｓ＾Ｇ２／Ｊ／ｍｉｃ（）ｏａｒ０１０Ｗ＾４０５０Ｉ０８４．３０７９．０６１０７．９１２．．１３７＾１４２８６９９１０８７，７２８４．３４１１３，９６８２．５９１４６．４１２０９６．１５９２．２２１２２．２１８６．８２３０１０４．８８９８．６０１２７．７１４０１０９．７３１００．７８５０１０９．５３－４－３ 层板胶合木层间断裂軔度研究２００「－１５０ａ＂Ｓｇ一一＾＾＾－＿＿１００１＿＿＿ＭＳｇＩ５０－００１０２０３０４０５０６０。？２－＂３．３ＤＣＢａ２＿图有限元试验ｉ与断裂朝度Ｇｉｃ关系Ｆｉ．３．３Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｂｅｔｗｅｅｎ？－ａｎｄＧｉＤＣＢｔｔｂＦＥＭ２ｏｂｔａｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅｅｓｓｇｐ１ｉｃｙ直线型趋势线Ｇ《－－对ＤＣＢ试验有限元结果的Ｇ，Ｃ＾２１添加，可以发现ｉｃ随着２１的°°一Ｇ９３４０２．Ｊ／ｍ增大有定的增大趋势，当《２０５０．１从增大至时趋势线上所对应的ｉｃ从２２５增大至１．１４Ｊ／ｍ，约增大了３４％。３．１．２ＤＣＢ试验应力强度因子／ｒ计算图３．４为本文釆用ＡＢＡＱＵＳ有限元程序进行ＤＣＢ试验应力强度因子计算时建立的三维模型。该模型在裂纹尖端进行了网格细化，裂纹前缘直线方向上网格细化部分长度为５ｍｍ，其网格尺寸为０．０５ｍｍ，其余部分网格尺寸为２ｍｍ。．ｈｉＡ孤ｉｂ（ａ）试件整体模型（）裂纹尖端图３．４ＤＣＢ试件有限元模型Ｆｉｉ．３．４ＴｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｍｏｄｅｌｏｆｈｅＤＣＢｅｓｔｅｄｓｅｃｍｅｎｇｔｔｔｐ°上述三维有限元模型共计有７７８７０个单元。图３．５为ｃｔｉ和ａｉ同时为３０时的有限元模型变形图。－４４－ 大连理工大学硕士学位论文（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖端°°图３．５年轮角度组合为３０和３０时的ＤＣＢ试验有限元模型变形Ｆ．．ｈｌｄｒａｉＣＢｅｓｓｉｌｌａｏｎｉｎｈｅｅｏｆａｎｌｅｓｃｏｉｎａｉｏｉｉｇ３５ＴｅｍｏｄｅｅｆｏｍｔｏｎｏｆＤｔｔｎｔｈｅＦＥｃａｃｕｔｉｓｔｓｔａｔｇｍｂｔｎｓ。°３０ａｎｄ３０采用有限元法计算不同年轮角度层板组合的ＤＣＢ试验层间断裂朝度的施加荷°载尸见表３．１，当ａｉ和同时为３０时应力外推法的方案见图３．６，尺ｉｃ计算结果见３．３ｉＳＴ３７。表，ｃ．ｉ与丨关系见图０．４ｒ＝．＋．ｙ０２００１ｘ０２１２２？０＝．３Ｒｆ０．９８６７ｉ－ｆ０．２＾？０．１°１．００．２０．４０．６０．８ｒ／ｍｍ°。图３，６年轮角度组合为３０和３０时的ＤＣＢ试验应力外推法Ｆｉ．３ＴｌＢｔｅＥａｔｉｏｎｇ．６ｈｅｓｔｒｅｓｓｅｘｔｒａｐｏａｔｉｏｎｏｆＤＣｓｔｓｉｎｔｈｅＦｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｓｉｎｔｈｅｓｔａｔｅｏｆａｎｇｌｅｓｃｏｍｂｉｎｉｓ。。３０ａｎｄ３０表３．３不同年轮角度组合时ＤＣＢ试验有限元计算所得断裂朝度Ｔａｂ．３．３ＫｃｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙＦＥＭｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｎｅｌｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｓｏｆＤＣＢｔｅｓｔｓ＼ｇＫｌＭａ＾］ｃ（Ｊｍｐ）ａｉｒ０ｉｏ２０３０４０５０Ｉ￣“￣００．２１４０．２０６０．２３７０．２０００，２４９０．２２６１００．２１４０．２０６０．２３６０．１９８０．２４６－４５－ 层板胶合木层间断裂軔度研宄￣＂““ａｒ０Ｗ：ＭＭ４０５０ｔＩ￣２００．２１４０．２０５０３３，２０＾３００．２２８．２１２０．２０１０４００．２０００．１９２５００．１８５０．３０「？－‘．？Ｂ＾０．２５＾”？＝？ｎ，ｎ■Ｄ０？ｒ．２０１。。．＾０．１５＾－４０．１０■０．０５‘￣‘￣‘―‘￣‘￣‘￣‘￣￣■＿Ｉ■￣Ｉ００００１０２０３０４０５０６０。？２－＂３７ＤＣＢ试验ａ２－／Ｔ图．有限兀与断裂韧度ｃｉｉ关系Ｆ．．ｌｉ－ｉｇ３７Ｒｅａｔｏｎｓｈｉｂｅｔｗｅｅｎａ２ａｎｄＫｏｂａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅＤＣＢｔｅｓｔｂＦＥＭｐｉ＼ｃｔｓｙ＂Ｃ－《－对ＤＣＢ试验有限元结果的尺ｉＣｔ２ｌ添加直线型趋势线，可以发现ｒｉｃ随着２１的°°一增大有定的增大趋势．０５０，当《２１从增大至时趋势线上所对应的尺ＩＣ值从＂０．２０５Ｍａ＞０２３７Ｍ，５１ｐ／ｉｉｒ增大至．ｐａ＞／ｉｉｉ约增大了１．６％。３．２层板胶合木层间断裂３ＥＮＦ试验的有限元分析３．２１３ＥＮＦ＜？．试验能暈释放率计算．图３．８为本文采用ＡＢＡＱＵＳ有限元程序进行３ＥＮＦ试验能量释放率Ｇ计算时建立的三维模型。在建立３ＥＮＦ试验模型过程中，在裂纹面设置了接触对以避免裂纹表面相互侵入，，法向的接触属性硬接触切向的接触属性为无摩擦。该模型在裂纹尖端设置奇异单元部分网格尺寸大约为１，．２５ｍｍ其余部分网格尺寸为４ｔｎｍ。４６ －大连理工大学硕士学位＾论文－圖．（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖’＇ＥＮＦ试件有限元模型？图３．８３Ｆｉ．３．８Ｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅ３ＥＮＦｔｅｓｔｅｄｓｅｃｉｍｅｎｇｐ°上述三维有限元模型共计有９０４８个单元。图３．９为和同时为３０时的有限元模型变形图。隱．（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖端°°图３，９年轮角度组合为３０和３０时的３ＥＮＦ试验有限元模型变形Ｆｉ．３．９ＴｈｅｍｏｄｅｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆＮＦｅｓｉｔＦＥｃａｌｃｕｌａｏｎｓｅａｅａｎｌｅｓｃｏｍｂｉｎａｏｎｓｇ３Ｅｔｔｓｎｈｅｔｉｉｎｔｈｓｔｔｏｆｇｔｉｉ°°３０ａｎｄ３０采用有限元法计算不同年轮角度层板组合的３ＥＮＦ试验层间断裂初度Ｇ？ｃ的施加荷３－．４，Ｇ？计算结果见表３．５，Ｇ？ｃ０２３．１０。载见表ｃ与１关系见图表３．４不同年轮角度组合时３ＥＮＦ试验有限元施加荷载尸Ｔａｂ．３．４ＡｌｉｅｄｌｏａｄＰｉｎＦＥＭｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｎｅｌｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｓｏｆ３ＥＮＦｔｅｓｔｓｐｐｇ０１０２０＾４０＾＾＾０３４１１．．３９３４００．０９３５５２５７３６７５．６３３１７６３６．１０３４１１．３９３４００．０９３５５２．５７３６７５．６３３１７６３６２０３４１１．３９３４００．０９３５５２．５７３６７５．６３３０４１１．３９３４００．０９３５５２５７３．４０３４１１．３９３４００．０９５０３４１１．３９－４７－ 层板胶合木层间断裂軔度研究■＾°°°ａ３ＥＮＦ试验中实测所得最大值为４４，因此，对于角度组合为０和５０的情况，由于缺少临界荷载Ａ：而并未进行有限元计算表３．５不同年轮角度组合时３ＥＮＦ试验有限元计算所得断裂朝度Ｔａｂ３．５ＧｉｉｃｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙＦＥＭｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｎｇｅｌｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｓｏｆ３ＥＮＦｔｅｓｔｓＧ２／Ｊｍｉｃ（／）￣＂“。＼２／０ｆＯ２０＾４＾５０＾＾０８２０—．５０８１４．９８８９０．３９５５．５４７１６．８２１１０８２０．８８８１６．６０８９３．６６９５９．８７７１６．８２．８９５２０８２０．８８８１７．６４．９５９６０．１０．３０８２０．８８８１８．６９８９４．９１４０、＾８２３．１８８１９．４５．．５０８２７０２．．１２００ｒ■０＾９００一ａ０今°、６００■。ａＯ３００！—，—．Ｉ—．—Ｉ—．—Ｉ—‘—Ｉ——■＞Ｑ—０１０２０３０４０５０。？丨２－丨．’“‘图３．１０有限元３ＥＮＦ试验ａ２－与断裂朝度Ｇｉｃ关系ｉｉＦｉｉｏｎｓｈ－ｉ．３．１０Ｒｅｌａｔｉｂｅｔｗｅｅｎ０：２ａｎｄＧｏｂｔａｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅ３ＥＮＦｔｅｓｔｓｂＦＥＭｇｐ１ｈｃｙ对３ＥＮＦ试验有限元结果的添加直线型趋势线，可以发现Ｇｃ随，着的°°２增大有轻微的增大趋势，当从０增大至４０时趋势线上所对应Ｃ？ｎｃ从８３７．３０Ｊ／ｍ２８５７３Ｊ增大至．５／ｍ，约增大了２．４１％。３．２．２３ＥＮＦ试验应力强度因子／Ｔ计算图３．１１为本文采用ＡＢＡＱＵＳ有限元程序进行３ＥＮＦ试验应力强度因子计算时建立的三维模型。同样的，在建立３ＥＮＦ试验模型过程中，在裂纹面设置了接触对以避免裂纹表面相互侵入，法向的接触属性为硬接触，切向的接触属性为无摩擦。该模型在裂纹－４８－ 大连理工大学硕士学位论文尖端进行了网格细化，裂纹前缘直线方向上网格细化部分长度为４ｍｍ，其网格尺寸为０．０２ｍｍ，其余部分网格尺寸为２ｍｍ。．＂：＾■５變８５３：１（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖端图３．１１３ＥＮＦ试件有限元模型Ｆｉｇ．３．１１Ｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅ３ＥＮＦｔｅｓｔｅｄｓｐｅｃｉｍｅｎ上述三维有限元模型共计有１２５６４０个单元。图３．１２为和ａｉ同时为３｛ｒ时的有限元模型变形图。（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖端°°图３．１２年轮角度组合为３０和３０时的３ＥＮＦ试验有限元模型变形Ｆｉｇ．３．１２Ｔｈｅｍｏｄｅｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆ３ＥＮＦｔｅｓｔｓｉｎｔｈｅＦＥｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｓｉｎｔｈｅｓｔａｔｅｏｆａｎｇｌｅｓｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｉｓ。。３０ａｎｄ３０采用有限元法计算不同年轮角度层板组合的３ＥＮＦ试验层间断裂初度的施加荷°载Ｐ见表３．４，当ａｉ和ａ＿ｉ同时为３０时应力外推法的方案见图３．１３，／Ｇｉｃ计算结果见３－表．６，ｉＣ《３．１４。丨丨Ｃ与２丨关系见图＂对３ＥＮＦ试验有限元结果的；＾？－加直线型趋势线，可以发现兄着《２－，，￡＾２１添，ｃ随１的°°一增大有定的增大趋势，当从０增大至５０时趋势线上所对应的ｉｉ：？ｃ值从０５８５．６６３１６．Ｍｐａ＾／＾＾增大至０２ＭｐａＮ／ｉ＾，约增大了１．％。－４９－ 层板胶合木层间断裂軔度研究．１．５「＝４－－ｙ２．０７７６ｘ０．５１５＿１２－ＩＲ＝０．９８０＾０９【０－：．６■＾０－．３＇‘‘‘‘ｏ．ｏ０．００．１０．２０．３０．４ｒ／ｍｍ。。图３．１３年轮角度组合为３０和３０时的３ＥＮＦ试验应力外推法Ｆｉ．３１４Ｔｓｒｅｓｓｅｘｒａｏｌａｉｏｎｏｆ３ＥＮＦｅｓｓｉｎｈｅＦＥｃａｃｕｌａｔｉｏｎｓｎｈｅｓａｅｏｆａｎｌｅｓｃｏｍｂｉｎａｉｏｎｇ．ｈｅｔｔｐｔｔｔｔｌｉｔｔｔｇｔ。。ｉｓ３０ａｎｄ３０表３．６不同年轮角度组合时３ＥＮＦ试验有限元计算所得断裂韧度Ｔａｂ．３．６ＡＴｃａｌｃｕｌａｅｄｂＦＥＭｗｉｈｄｉｆｆｅｒｅｎａｎｅｌｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｓｏｆ３ＥＮＦｔｅｓｓｉｃｔｙｔｔｇｔ＾ＩＩｃ／（Ｍｐａ＾／ｍ）０ａｉｒ１０＾３０４０５０Ｉ００—．６４８０．６７７０．７０００．６０３１００．６４２０．６４００．６９３０，６８９０．５９３２００．６１８０．６１５０．６４００．６５９３００．５７５０．５７１０．５９３４００．５１４０．５０９５００．４３５１．０「一０－奶．８。曰８０＾“＂一０．６一＝ａ！！。Ｓ。“０－％．４０－．２——————‘‘■—‘■—‘■—‘—■‘—■‘０．００１０２０３０４０５０。？丨２－１图３．１４有限元３ＥＮＦ试验《２－１与断裂朝度／＾ｕｃ关系Ｆｉ．３．１４Ｒｅｌａｔｏｎｈｉｅｗｅｅｎａ－ａｎｄＫＥＮＦｉｓｐｂｔｚｉｃｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅ３ｔｅｓｔｓｂＦＥＭｇｉｉｙ－５０－ 大连理工大学硕士学位论文３３ＳＥＮＢ．３层板胶合木层间断裂试验的有限元分析３．３．１３ＳＥＮＢ试验能量释放率Ｇ计算图３．１５为本文采用ＡＢＡＱＵＳ有限元程序进行３ＳＥＮＢ试验能量释放率Ｇ计算时建立的三维模型。该模型在裂纹尖端设置奇异单元部分网格尺寸大约为２ｎｉｍ，其余部分网格尺寸为４ｍｍ。舰七瓶瓜（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖图３．１５３ＳＥＮＢ试件有限元模型Ｆ．３．１５ｆｉｉｔｌｔｌ３ＳＥＮＢｅｄｓｅｃｅｎｉｇＴｈｅｎｅｅｅｍｅｎｍｏｄｅｏｆｔｈｅｔｓｔｅｐｉｍ°上述三维有限元模型共计有１８２２８个单元。图３．１６为０Ｃ１和《２同时为３０时的有限元模型变形图。（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖端°。图３．１６年轮角度组合为３０和３０时的３ＳＥＮＢ试验有限元模型变形Ｆ．ｄｅｆｏｌｔｉｉｔｈｔｏｆｌｉｉｇ．３１６Ｔｈｅｍｏｌｄｅｒｍａｔｉｏｎｏｆ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓｉｎｔｈｅＦＥｃａｌｃｕａｏｎｓｎｅｓｔａｅａｎｇｅｓｃｏｍｂｎａｔｉｏｎ°°ｓ３０ａｎ３０ｉｄ采用有限元法计算不同年轮角度层板组合的３ＳＥＮＢ试验层间断裂朝度Ｇｉｃ的施加荷载Ｐ见表３．７，Ｇｉｃ计算结果见表３．８，Ｇｉｃ与ａ２．ｉ关系见图３．１７。－５－１ 层板胶合木层间断裂韧度研宄表３．７不同年轮角度组合时３ＳＥＮＢ试验有限元施加荷载ＰＴａｂ．３．７ＡｌｉｅｄＰＦｈｄｉｆｆｅｌｃｉｐｐｌｏａｄｉｎＥＭｗｉｔｒｅｎｔａｎｅｏｍｂｉｎａｔｏｎｓｏｆ３ＳＥＮＢｅｓｓｇｔｔ。ａｉｌ０１０２０３０４０５０Ｉ０３６１４６．二．３３６２３３２７．９６３６０．１９３９９．６６１０３６１４６３３６．２３３２７．９６３６０９３９９．６６．．１２０３６．４６３３６．１２３３２７．９６３６０．１９３０６．３１４６３３６．２３３２７．９６４０３６１．４６３３６．２３５０３６１．４６°°ａ°３ＳＥＮＢ试验中实测所得ａ２－ｉ最大值为４２，因此，对于角度组合为０和５０的情况，由于缺少临界荷载Ｐｃ而并未进行有限元计算？表３．８不同年轮角度组合时３ＳＥＮＢ试验有限元计算所得断裂軔度Ｔａｂ３．８ＧｃａｌｃｕｌａｅｄｂＦＥＭｗｉｔｈｄｉｆｆｅｎｅｌｃｏｍｂｉｎａｏｎｓｏｆｉｃｔｙｒｅｎｔａｇｔｉ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓＧ２／Ｊ／ｍｉｃ（）￣０ａｉｒ１０＾３０４＾５０＾＝０１１３．７３１１１．１６１２３．５９１６６．０５２０９．６９１０１５７．８４１５３．０９１５０．４７．１８２７２２３．３２２０１８９．１８．７１７２．１７７３０８２０５．２６３０２２４．８０２０２．９４９１．５１１４０２４８．０８２１４．９７５０２５３．４８３００ｒ２５０－Ｂ＂°°２００－？ｉ？ｊ。。．°。ｉ１５０°°Ｏ－１００５０■ＱＩ■０１０２０３０４０５０。？２－＂图３．１７有限元３ＳＥＮＢ试验ａ２－ｉ与断裂軔度Ｇ系ｉｃ关Ｆ．３．１７ｉｉｉｇＲｅｌａｔｏｎｓｈｂｅｔｗｅｅｎａｚ－ａｎｄＧｏｂａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅ３ＳＥＮＢｔｅｓｓＦＥＭｐｊｉｃｔｔｂｙ－５２－ 大连理工大学硕士学位论文－ａ－，可以发现Ｇ对ＤＣＢ试验有限元结果的Ｇ，ｃ２ｉ添加直线型趋势线，ｃ随着的增大是近似保持恒定的。３．３．２３ＳＥＮＢ试验应力强度因子／Ｔ计算图３．１８为本文采用ＡＢＡＱＵＳ有限元程序进行３ＳＥＮＢ试验应力强度因子计算时建立的三维模型。该模型在裂纹尖端进行了网格细化，裂纹前缘直线方向上网格细化部分长度为３ｍｍ，其网格尺寸为０．０５ｒｎｒｎ，在试件高度方向上网格细化部分以上部分的网格尺寸为，其余部分网格尺寸为２ｒｎｍ。Ｉｍｍ（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖端图３．１８３ＳＥＮＢ试件有限元模型Ｆｉ３．ｈｅｆｉｎｉｅｌｅｍｏｄｅｌｆｈｅｅｄｅｃｉｍｅｎ．１８Ｔｔｅｍｅｎｔｏｔ３ＳＥＮＢｅｓｓｇｔｔｐ°上述三维有限元模型共计有１０２９６０个单元。图３．１９为ａｉ和ａｉ同时为３０时的有限元模型变形图。（ａ）试件整体模型（ｂ）裂纹尖端°°图３．１９年轮角度组合为３０和３０时的３ＳＥＮＢ试验有限元模型变形Ｆｉ．３．１９Ｔｈｅｍｏｄｅｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓｔｈｅＥｃｉｔｅｔｔｅｆａｎｃｏｔｇｉｎＦａｌｃｕｌａｔｏｎｓｉｎｈｓａｏｇｌｅｓｍｂｉｎａｉｏｎ。°ｉｓ３０ａｎｄ３０－－５３ 层板胶合木层间断裂钥度研究采用有限元法计算不同年轮角度层板组合的３ＳＥＮＢ试验层间断裂初度Ｚ，ｃ的施加°Ｐ见３．７．荷载表，当和ａｉ同时为３０时应力外推法的方案见图３２０，ＡＴｉｃ计算结果３．９，ｉＣａ－３２１见表．。，ｃ与２ｉ关系见图１．５ｒ＝１．７７４５Ｘ＋０．３６５７■ｙ＿１．２２２＝Ｒ０．９６２．。．．９＃？６■０－．３１‘———？——‘‘——‘—０■‘‘‘．００．００．１０．２０．３０．４０．５ｒ／ｍｍ°°图３．２０年轮角度组合为３０和３０时的３ＳＥＮＢ试验应力外推法Ｆｉｇ．３．２０Ｔｈｅｓｔｒｅｓｓｅｘｔｒａｐｏｌａｔｉｏｎｏｆ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓｉｎｔｈｅＦＥｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｓｉｎｔｈｅｓｔａｔｅｏｆａｎｌｅｓｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｇ°＝＾ａｎｄ３０ｉｓ３０表３．９不同年轮角度组合时３ＳＥＮＢ试验有限元计算所得断裂朝度Ｔａｂ．３．９Ｋ＼ｃｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙＦＥＭｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｎｇｅｌｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｓｏｆ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓＡｒ／Ｍａｉｉｃ（ｐ＼／ｎ）ａｒ０１０＾３０４０５０ｔＩ°ａ／ｉ＝００．２４７０．２３６０．２４８０．２９４０．３４６１００．２６７０．２６７０．２８００．３２３０．３６７２００．３１６０．３１４０．３２１０．３５８３００．３６６０．３５６０．３５３４００．４０５０．３８４５００４２５．３Ｓ对ＥＮＢ试验有限，可以发ａ２－元结果的添加直线型趋势线现随着ｉ的增大是近似保持恒定。－５４－ 大连理工大学硕士学位论文■０．６「广■０．５０－°０．４０。。。。令三。“０－＾．３Ｉ°０ａａ０°°００■．２？０．１０＇—‘—‘—‘—‘—‘—■—‘—■—‘—‘—‘００１０２０３０４０５０。？丨２．１图３．２１有限元３ＳＥＮＢ试验ｃｔ２－ｉ与断裂初度／Ｔｉｃ关系３２ｌｉｂｉｆｒｂＦｉ．．１Ｒｅａｔｏｎｓｈｉｅｔｗｅｅｎａ２－ａｎｄ尺ｏｂｔａｎｅｄｏｍｔｈｅ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓＦＥＭｇｐｉｉｃｙ．３．４试验结果与有限元结果对比３４１ＤＣＢ．．试验结果与有限兀结果对比图３．２２为ＤＣＢ试验基于经典梁理论（ＥＢＴ）的Ｇｉｃ计算结果与有限元法（ＦＥＭ）的Ｇ，ｃ计算结果的对比。基于经典梁理论和采用有限元法的Ｇ，ｃ计算结果平均值分别为２２一１０４３５Ｊ０３３Ｊ．／ｍ和１１．／ｍ，并且两种方法所得结果的直线型趋势线十分致。３００「－Ｔｄ■ＥＢＴｌｉｆＥＢＴｒｅｎｎｅｏ－２５０□－－－ＦＥＭｒｅｎｅｏｆＦＴｄｌｉｎＥＭ２００－Ｃ■“＾■？ｉ■＾１５０－■■Ｂ“■■■－５０－广－■■■０Ｉ＿１＿＿＿Ｉ＿Ｉ＿＿Ｉ＿Ｉ＿＿Ｉ＿１＿Ｉ＿１＿＿Ｉ＿Ｉ＿Ｉ０１０２０３０４０５０６０。？２－＂图３．２２ＤＣＢ试验经典梁理论Ｇｉｃ结果与有限元Ｇｉｃ结果对比Ｆｉｇ．３．２２ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｔｈｅｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓＧｉｃｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅＤＣＢｔｅｓｔｓｂｙＥＢＴａｎｄＦＥＭ３４２３ＥＮＦ．．试验结果与有限元结果对比图３．２３为３ＥＮＦ试验基于经典梁理论（ＥＢＴ）的计算结果与有限元法（ＦＥＭ）的Ｇｉ，ｃ计算结果的对比。基于经典梁理论和采用有限元法的Ｇ？ｃ计算结果平均值分别为－５－５ 层板胶合木层间断裂靭度研宄２２７３１．７０Ｊ／ｍ和８４５．２５Ｊ／ｍ由于裂缝制作的误差很能引起Ｉ／ＩＩ复合型断裂的出现，因此导致了试验基于经典梁理论的Ｇ？ｃ计算结果略微偏小，但是两种方法所得结果的趋势线近似一致。２４００「？ＴｒｅｎｄｉｉｎｅｏｆＥＢＴ■丁２０。０－口ＦＥＭ－－－ＴｒｅｎｄｌＦＥＭｉｎｅｏｆ－＿＾１６００＿＊■■＾１２００－■■：■■■■Ｕ“，？口“■Ｄ■。８。。？＂■■■：■■４００■■■＿■ＩＩＩＩＩ１ＩＩ０ＩＩ０１０２０３０４０５０？尸２－丨图３．２３３ＥＮＦ试验经典梁理论Ｇｎｃ结果与有限元Ｇｉｃ结果对比Ｆｉ．３．２３ＣｏｍａｒｉｓｏｎｏｆｔｈｅｆｒａｃｕｒｅｏｕｈｎｅｓｓＧｏｂａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅ３ＥＮＦｔｅｓｔｓｂＥＢＴａｎｄＦＥＭｇｐｔｔｇｎｃｔｙ３．４．３ＤＣＢ有限元与３ＳＥＮＢ有限元结果对比图３．２４为ＤＣＢ试验和３ＳＥＮＢ试验采用有限元法计算所得Ｇｉｃ结果的对比。从图３．２４可以发现，３ＳＥＮＢ试验与ＤＣＢ试验相比有限元法计算Ｇｉｃ的结果离散性较大。并，３ＳＥＮＢ试验结果的直线型趋势线随着角度差《２－ＤＣＢ试验结果且１的增大保持稳定，一的直线型趋势线随着随着角度差ａ２－ｉ的增大有定的增大趋势。３５０“．—Ｔｒｅｎｄ３ＳＥＮＢｉｉｎｅｏｆ３ＳＥＮＢ［－３００□ＤＣＢ—ＴｒｅｎｄｉｉｎｅｏｆＤＣＢ２５０－■■５：“２００－．＿ｏ＿＿．＿＿：；■“Ｏ５０－■－１ａ°－Ｓ一＿１００－－§十８５０■°０１０２０３０４０５０６０。？Ｉ２－ｌ图３．２４ＤＣＢ试验与３ＳＥＮＢ试验有限元Ｇｉｃ结果对比Ｆ．３．２４ＣｏｍａｒｉｓｏｎｏｆｈｅａｃｔｕｒｅｏｕｈｎｅｓｓＧｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅＤＣＢａｎｄ３ＳＥＮＢｔｅｓｓＦＥＭｉｇｐｔｆｒｔｇｉｃｔｂｙ－５６－ 大连理工大学硕士学位论文．．．＾３．２５ＤＣＢ３ＳＥＮＢ尺。图为试验和试验采用有限元法计算所得ｉｃ结果的对比从图３．２５可以发现，３ＳＥＮＢ试验与ＤＣＢ试验相比有限元法计算尺，ｃ的结果离散性较大。并且，３ＳＥＮＢ试验结果的直线型趋势线随着角度差的增大保持稳定，ＤＣＢ试验结果一的直线型趋势线随着随着角度差ａ２－ｉ的增大有定的增大趋势。０．６ｒ．—Ｔｒｅｎｄ３ＳＥＮＢｌｉｎｅｏｆ３ＳＥＮＢ－—Ｔｄ０ｌｉｎｅｆＤＣＢ．５。ＤＣＢｒｅｎｏ．－４：：．Ｖ．：０．３：：：；身：■＆５．ｎ－Ｏ－０ｕ．２＆０－ｌｔ＾？０．１＾—————————‘‘‘■Ｉ＿‘ＩＩ—■‘—■‘０００２６１００３０４０５００。？２－＂图３．２５ＤＣＢ试验与３ＳＥＮＢ试验有限元Ｋｉｃ结果对比Ｆｉｇ．３．２５ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｔｈｅｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓＫ丨ｃｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅＤＣＢａｎｄ３ＳＥＮＢｔｅｓｔｓｂｙＦＥＭＤ２ＣＢ试验和３ＳＥＮＢ试验采用有限元法的Ｇｉｃ计算结果平均值分别为１１０．３３＿ｌ／ｍ和＂２１７４／ｍ．．８４Ｊ，＾＾：果平均值分别为０２１５Ｍａ＞ｆｉ０．３２４３ＳＥＮＢ试验结１０计算结ｐ／ｉｉ＾果较ＤＣＢ试验结果偏大，这可能是由于木材性质的离散性、试件的形式与尺寸差别、裂纹制作误差以及采用有限元应力外推法进行计算应力强度因子的误差等原因造成的。３．５本章小结采用ＡＢＡＱＵＳ程序对层板胶合木层间Ｉ型断裂的双悬臂梁（ＤＣＢ）试验和单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验、层间ＩＩ型断裂的端部切口三点弯曲（３ＥＮＦ）试验进行了三维数值模拟，通过定义不同材料的方向得到不同年轮角度层板组合情况的三维有限元模型，结合临界荷载值分别采用回路积分法和应力外推法计算得到层间断裂朝度Ｇｃ和Ｋｃ．研究了不同年轮角度层板组合对于层板胶合木层间断裂行为断裂初度的影响，并将有限元计算结果与基于经典梁理论计算结果进行了对比，以及将不同试验方式Ｇ，ｃ和ｃ，可以得到如下结果和结论：，的有限元计算结果进行对比（１）层板胶合木层间Ｉ型断裂的ＤＣＢ试验有限元结果表明，层间断裂初度随°°着年轮角度差值的增大有轻微的增大趋势，当从０增大至５０时趋势线上所对应Ｍ：Ｍ＾的冗０．２０５ａ＾ｉ＾ｉ０．２３７ａ＞，约增大了１５．６１％。１（：值从ｐ／增大至ｐｙ－５７－ 层板胶合木层间断裂初度研宄（２）层板胶合木层间ＩＩ型断裂的３ＥＮＦ试验有限结果表明，层间断裂軔度尺随°°着年轮角度差值的增大有轻微的增大趋势，当从０增大至５０时趋势线上所对应的ｉ＾０．５８ａｉｉｉ０．６６２约３．１６％。ｉｉｃ值从５Ｍｐ＞／增大至增大了１（３）层板胶合木层间Ｉ型断裂的３ＳＥＮＢ试验有限结果表明，层间ｆｆ裂勒度Ｇｉｃ和尺ＩＣ随着年轮角度差值的增大近似保持恒定。（４）层板胶合木层间Ｉ型断裂的ＤＣＢ试验基于经典梁理论与有限元法的Ｇｉｃ计算一致，基于经典梁理论和釆用有限元法的（７平均值结果的直线型趋势线十分，Ｃ计算结果２２分别为１０４．３５Ｊ／ｍ和１１０．３３Ｊ／ｍ，两者相差很小，有限元计算结果验证了试验结果的准确性。（５）层板胶合木层间ＩＩ型断裂的３ＥＮＦ试验基于经典梁理论与有限元法的（？，，ｃ计一算结果的直线型趋势线近似，有限元计算结果验证了试验结果的准确性致。但是，基２２于经典梁理论和采用有限元法的ＣＪｉｉｃ计算结果平均值分别为７３１．７０Ｊ／ｍ和８４５．２５Ｊ／ｍ，试验基于经典梁理论的Ｇ？ｃ计算结果略微偏小，这可能是由于裂缝制作的误差很能引起Ｉ／ＩＩ复合型断裂的出现引起的。（５）层板胶合木层间Ｉ型断裂的ＤＣＢ试验和３ＳＥＮＢ试验采用有限元法计算所得的Ｇｉｃ和ｒ，ｃ结果进行对比，发现３ＳＥＮＢ试验与ＤＣＢ试验相比Ｇｉｃ和Ｋｉｃ的结果离散性较大。并且，３ＳＥＮＢ试验有限元结果的直线型趋势线随着角度差的增大保持稳一定．，ＤＣＢ试验有限元结果的直线型趋势线随着随着角度差《２１的增大有定的增大趋２。ＤＣ３ＳＥＮＢＣＪ１１０３３Ｊ势Ｂ试验和试验采用有限元法的．／ｍｉｃ计算结果平均值分别为和＂２１７４．８４Ｊ／ｍ，＾：１（：计算结果平均值分别为０．２１５Ｍｐａ＾／ｉｉｉ和０．３２４３ＳＥＮＢ试验结果较ＤＣＢ试验结果偏大，这可能是由于木材性质的离散性、试件的形式与尺寸差别、裂纹制作误差、提取临界荷载的误差以及采用有限元应力外推法进行计算应力强度因子的误差等因素填成的。５８ 大连理工大学硕士学位论文４结论与展望４１．结论本文主要进行了不同年轮角度层板组合层板胶合木的层间Ｉ型断裂的双悬臂梁（ＤＣＢ）试验和单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验，以及层间ＩＩ型断裂的端部切口三点弯曲（３ＥＮＦ）试验，并釆用有限元法对试验进行了有限元模拟，研究了层板胶合木的层间断裂軔度与胶结面两侧层板年轮角度的关系。本文的主要结论如下：（１）层板胶合木层间Ｉ型断裂的双悬臂梁（ＤＣＢ）试验基于经典梁理论计算所得其层间断裂勒度Ｇ一，ｃ随着层板年轮角度差值的增大有定的增大趋势。有限元计算结果‘与试验结果吻合较好。（２）层板胶合木层间ＩＩ型断裂的端部切口三点弯曲（３ＥＮＦ）试验基于经典梁理论计算所得其层间断裂朝度（？？０随着层板年轮角度差值的増大有轻微的增大趋势。有限元计算结果与试验所得Ｇｕｃ结果相比略微偏小，可能是由裂纹制作误差引起的。但是，两种方法所得结果的趋势线近似一致。（３）层板胶合木层间Ｉ型断裂的双悬臂梁（ＤＣＢ）试验的有限计算所得其层间断裂軔度ＩＣｉＣ随着年轮角度差值的增大有轻微的增大趋势。（４）层板胶合木层间ＩＩ型断裂的端部切口三点弯曲（３ＥＮＦ）试验的有限元计算所得其层间断裂朝度ｉＣｎｃ随着年轮角度差值的增大有轻微的增大趋势。（５）层板胶合木层间Ｉ型断裂的单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验的有限元计算所得其层间断裂初度Ｇｉ＾ｉｃ随着年轮角度差值的增大近似保持恒定。ｉｃ和（６）层板胶合木层间Ｂ）试验和单边切口三点弯曲Ｉ塑断裂的双悬臂梁（ＤＣ（３ＳＥＮＢ）试验采用有限元法计算所得Ｇｉｃ和尺ＩＣ结果的对比发现，单边切口三点弯曲（３ＳＥＮＢ）试验结果较双悬臂梁（ＤＣＢ）试验结果偏大，这可能是由于木材性质的离散性、试件的形式与尺寸差别、裂纹制作误差、提取临界荷载的误差以及采用有限元应力外推法进行计算应力强度因子的误差等因素造成的。一批次由工厂生产的用于实际工程的层板胶合木本文的试验材料全部采用同，因此年轮角度的分布具有一定的局限性，并没有得到覆盖全部年轮角度差值的试件。但是，本文对于工程实际使用的层板胶合木中出现概率较大的年轮角度情况的试件进行了层间断裂韧度测定试验，得到的试验结果离散性较大，只进行了相关定性的趋势分析，但是本文为层板胶合木的断裂研宄提供了一个新的方向一，通过试验和有限元法得到了定一数目的断裂韧度值，为进步开展该问题的研究奠定了基础。－５９－ 层板胶合木层间断裂初度研宄４．２展望应用线弹性断裂力学研宄木材顺纹断裂行为的成果相对较多，这在传统的材料力学之外为评价木材的强度问题提供了一种新的并且更加有效的方法一。层板胶合木作为种集成材，其中存在大量的胶结面，充分考虑胶结面两侧木材年轮角度不同对其层间断裂軔度影响的相关研宄较为缺乏。本文对层板胶合木的Ｉ型层间断裂和ｎ型层间断裂分别进行了比较全面的试验研宄和有限元模拟，填补了该方面研宄的空白。虽然本文取得了一—一定的成果，些问题与不足：但仍然存在，需要进步的进行探索与研究（１）层板胶合木层间断裂朝度不仅与胶结面两侧层板的性质有关，也与层板胶合木制作时所采用的胶合剂种类、胶合剂用量、胶结加压压强大小与持续时间和胶合剂添一加剂（如纤维素）等原因相关，可以进行进步的研究；（２）由于本文采用的层板胶合木出自工厂制作，胶结面两侧层板年轮角度是随机出现的，没有得到角度组合分布均句且广泛的的目标试件，并且裂纹的预制是通过切割而成误差较大，后续研宄可对工厂制作层板胶合木的层板组合情况和预留裂纹等方面提一出定的要求；，便于对层板胶合木进行较为准确的层间断裂行为研究（３）本文在进行两种层板胶合木层间Ｉ型断裂试验的断裂窃度有限元计算结果对一一比时，发现存在定的差异，对于产生该差异的具体原因需要进步研究。６０ 大连理工大学硕士学位论文参考文献１］潘景龙祝恩淳．木结构设计原理［Ｍ］．北京：中国建筑工业出版社２００９．［，，一２－周海宾．中国木结构产业的现状及发展Ｊ．木材工业２０１２２６１：７１０．，［］（）［］，（）［３］樊承谋，王永维，潘景龙．木结构［Ｍ］．北京：高等教育出版社，２００９．［４］谢力生．木结构材料与设计基础［Ｍ］．北京：科学出版社，２０１３．５－［］中华人民共和国国家标准．ＧＢ／Ｔ５０７０８２０１２胶合木结构技术规范［Ｓ］．北京：中国建筑工业出版社，２０１２．６－陆继圣．日本胶合木的制造与应用［Ｊ］．木材工业９９６６：３０３１．［］，１，（）７樊承谋．北：［］，张盛东陈松来等．木结构基本原理［Ｍ］京中国建筑工业出版社２００８．，，—Ｎｅｗ８ＵＮＥＣＥ／ＦＡＯ．Ｆｏｒｅｓｔｒｏｄｕｃｔｓａｎｎｕａｌｍａｒｋｅｔｒｅｖｉｅｗ２００７２００８Ｒ．ＹｏｒｋａｎｄＧｅｎｅｖａ：［］，［］ｐＧｅｎｅｖａＴｉｍｂｅｒａｎｄＦｏｒｅｓｔＳｔｕｄｙＰａｐｅｒ，２３，２００８．９Ｊ－李登华杨学兵：２０１１：６２６６．［］王永维．胶合木结构特点评述［．３６，，］四川建筑科学研究，（５）［１０］ＳｍｉｔｈＩ，ＬａｎｄｉｓＥ，ＧｏｎｇＭ．Ｆｒａｃｔｕｒｅａｎｄｆｅｔｉｇｕｅｉｎｗｏｏｄ［Ｍ］．Ｈｏｂｏｋｅｎ，ＮｅｗＪｅｒｓｅｙ：ＪｏｈｎＷｉｌｅｙａｎｄＳｏｎｓ，２００３．－１１１．邵卓平．．２００３３９１１９１２５［］，任海青，江泽慧木材横纹理断裂及强度准则［Ｊ］林业科学，，（）：１２Ｊ２０１４周海宾．．３：［］，孙华林，张俊珍等结构用胶合木性能若干影响因素［］建筑材料学报，，（）５５３－５５８．１３．：．许金泉界面力学［Ｍ］．北京科学出版社，２００６［］￣１４１郭营洁．Ｊ，世２０１２４：４３４８．［］，任海青结构用胶合木生产工艺研究进展［］界林业研究，，－１５薛世峰侯密山．工程断裂力学［Ｍ］．东营：中国石油大学出版社２０１２：１１．［］，，－１６志东．北京：２０１２１１．郦正能，张纪奎等．应用断裂力学Ｍ北京航空航天大学出版社：［］，关［］，ｈ．ｈｅｎｏｍｅｎａｄｆｌｏｗｉｎｌｉｄｈｉｌｏｈｉｃａｌｆ１７ＧｒｉｆｉｔＡＡＴｈｅｏｆｒｕｔｕｒｅａｎｓｏｓＪ．Ｐｓｏｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｔｈｅ［】ｐｐ［］ｐｒｏａｌｓｏｃｉｅｔｙｏｆＬｏｎｄｏｎ．ＳｅｒｉｅｓＡｃｏｎｔａｉｎｉｎａｅｒｓｏｆａｍａｔｈｅｍａｔｉｃａｌｏｒｈｙｓｉｃａｌｃｈａｒａｃｔｅｒＡ１９２１ｙ，ｇ，，ｐｐｐ－２２１：１６３１９８．１８ＧｒｉｆｆｉｔｈＡＡ．ＴｈｅｔｈｅｏｒｏｆｒｕｔｕｒｅＪ．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆｔｈｅＦｉｒｓｔＣｏｎｒｅｓｓｏｆＡｌｉｅｄＭｅｃｈａｎｉｃｓ［ｙ］ｇ，］ｐ［ｇｐｐ４－１９２：５５６３．－１９Ｉｒｗ．ｉｎＧＲＦｒａｃｔｕｒｅｄｎａｍｉｃｓＪ．Ｆｒａｃｔｕｒｉｎｏｆｍｅｔａｌｓ１９４８：１４７１９６．［］ｙ［］ｇ，［２０］ＯｒｏｗａｘＥ．Ｆｒａｃｔｕｒｅａｎｄｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｓｏｌｉｄｓ［Ｊ］．ＲｅｐｏｒｔｓｏｎＰｒｏｇｒｅｓｓｉｎＰｈｙｓｉｃｓ，１９４９，１２；１８５．２１ＩｒｗｉｎＧＲ．ＡｎａｌｓｉｓｏｆｓｔｒｅｓｓａｎｄｓｔｒａｉｎｓｎｅａｒｔｈｅｅｎｄｏｆａｃｒａｃｋｔｒａｖｅｒｓｉｎｌａｔｅＪ．Ａｌｉｅｄ［］ｙｇａｐ［］ｐｐ－Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ１９５７２４：１０９１１４．，，２２ＧｕｓｔａｆｓｓｏｎＰ．ｆｒａｃｔｕｒｅｍｅｃｈａｎｉｃｓｍｏｄｅｌｓｆｏｒｓｔｒｅｎｔｈａｎａｌｓｉｓｏｆｔｉｍｂｅｒｂｅａｍｓｗｉｔｈａｈｏｌｅｏｒａｎｏｔｃｈ：［］ｇｙａ－ｒｅｏｒｔｏｆＲＩＬＥＭＴＣ１３３ｔｒｒａｎｄｉｎｉｉｌｃｒｒｒｅｏｒｔ：ｍｅａｎｓｅｓｓａｐｐｏａｃｈｔａａｃｋａｐｐｏａｃｈａｐｅｒｉｎＪ．Ｖｏｌｐ（ｐｐ）［］Ｒｅｏ－ｒｔＴＶＳ７１３４ＬｕｎｄＵｎｉｖｅｒｉｔｎ１ｐＭｓｙ９９３．，Ｓｗｅｄｅ，Ｍｕｓｋｈｅ．２３ｌｉｓｈｖｉｌｉＮＬ数学弹性力学的几个基本问题赵惠元．Ｍ．：１９５８．［］，译［］北京科学出版社，［２４］ＷｉｌｌｉａｍｓＭＬ．Ｏｎｔｈｅｓｔｒｅｓｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｔｔｈｅｂａｓｅｏｆａｓｔａｔｉｏｎａｒｙｃｒａｃｋ［Ｊ］，ＡＳＭＥ，ＪｏｕｒｎａｌｏｆＡ－ｐｐｌｉｅｄＭｅｃｈａｎｉｃｓ１９５７：１０９１１４．，－６－１ 层板胶合木层间断裂初度研究［２５】ＢｕｅｃｋｎｅｒＨ，ＢｕｅｃｋｎｅｒＨ．ＡｎｏｖｅｌｐｒｉｎｃｉｐｌｅｆｏｒｔｈｅｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｏｆｓｔｒｅｓｓｉｎｔｅｎｓｉｔｙｆａｃｔｏｒｓＪ．Ｚ．［］ｎ－ＡｅｗＭａ．Ｍｅｃ．１：５２５４６．ｇ．ｔｈｈ９７０９，［２６］ＷｕＸＲ，ＣａｒｉｓｓｏｎＪ．Ｗｅｉｇｈｔｆｕｎｃｔｉｏｎｓａｎｄｓｔｒｅｓｓｉｎｔｅｎｓｉｔｙｆａｃｔｏｒｓｏｌｕｔｉｏｎｓ［Ｍ］．Ｐｅｒｇａｍｏｎ，１９９１．一－２７赵伟学仁．Ｊ空材料学报１２２．航９９０：９．［］，吴种高效准确的三维权函数法及其应用［］，［２８］ＳｎｅｄｄｏｎＩＮ，ＬｏｗｅｎｇｒｕｂＭ．Ｃｒａｃｋｐｒｏｂｌｅｍｓｉｎｔｈｅｃｌａｓｓｉｃａｌｔｈｅｏｒｙｏｆｅｌａｓｔｉｃｉｔｙ［Ｊ］．ＪｏｈｎＷｉｌｅｙ８ｃｓ－－ＳｏｎＩｎｃ．ＮｅｗＹｏｒｋＬｏｎｄｏｎＳｄｎｅｙ１９６９．，，ｙ，ＥｒＦ－２９ｄｏａｎＧｕｔａＧ．ＴｈｅｔｒｅｓｓａｎａｌｉｆｍｕｌｔｉｌａｅｒｅｄｃｏｍｏｓｉｔｅｓｗｉｔｈａｆｌａｗＪ．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，ｓｓｓｏ［］ｇｐｙｙｐ［］Ｊｏｕｒｎａ－ｌｏｆＳｏａｎｄＳｒｒｅｓ１１７：３９６１ｌｉｄｓｔｕｃｔｕ９７．，，［３０］ＥｒｄｏｇａｎＦ，ＧｕｐｔａＧＤ，ＣｏｏｋＴＳ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｏｌｕｔｉｏｎｏｆｓｉｎｇｕｌａｒｉｎｔｅｇｒａｌｅｑｕａｔｉｏｎｓ［Ｍ］／／Ｍｅｔｈｏｄｓｏｆａｎａｎｄｓｏｕｎｃｋｎｅｒ－ｌｓＮｅｅｒａｎｄｓ１９７３：３６４２５．ｙｉｓａｌｔｉｏｓｏｆｃｒａｐｒｏｂｌｅｍｓ．Ｓｐｒｉｇｔｈｌ８，［３１］ＷｉｌｓｏｎＷＫ．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｓｆｏｒｅｌａｓｔｉｃｂｏｄｉｅｓｃｏｎｔａｉｎｉｎｇｃｒａｃｋｓ［Ｍ］／／Ｍｅｔｈｏｄｓｏｆａｎａｌｙｓｉｓ－ａｎｄｏｕｏｎｏｆｃｒａｃｋｒ．ｒｉｎｇｅｔｉｅｒｎｄ１９７３：４８４５１５ｓｌｔｉｓｐｏｂｌｅｍｓＳｐｒＮｅｉｌａｓ．，３２ＨｅｎｓｈｅｌｌＲＤＳｈａｗＫＧ．ＣｒａｃｋｔｉｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｓａｒｅｕｎｎｅｃｅｓｓａｒＪＩｔｔｉｌｌｆｏ［．ｎｅｒｎａｏｎａＪｏｕｒｎａｒ］，ｐｙ［］Ｍｅ－ｕｍｅｒｃａｔＥｉ１９７５３４５５０７Ｎｉｌｈｏｄｓｉｎｎｇｎｅｅｒｉｎｇ９；９．，，（）３３ＢａｒｓｏｕｍＲＳＯｎｔｈｅｉｔｉｃｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｓｉｎｌｉｎｅａｒｆｒａｃｔｒｅｍｅｃｈａｉｃｓＪ．［．ｕｓｅｏｆｓｏａｒａｍｅｒｕｎ］ｐ［］Ｍｅ－ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｆｏｒＮｕｍｅｒｉｃａｌｔｈｏｄｓｉｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ１９７６１０１：２５３７．，，（）［３４］王克仁，徐纪林，高桦．ＣａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆＳｔｒｅｓｓＩｎｔｅｎｓｉｔｙＦａｃｔｏｒｓＦｏｒＣｏｍｂｉｎｅｄＭｏｄｅＢｅｎｄｅｃ－ＳｐｉｍｅｎｓＪ．ＦｒａｃｔｕｒｅａｎｄＳｏｃｉｅｔｙ１９７８５：１２３１３３．［］，，（）３５Ｈｒｅｓ－ｎＳｉｈＧＣ．ａｎｄｂｏｏｋｏｆｓｔｓｉｔｅｎｓｉｔｙｆａｃｔｏｒｓＭ．ＬｅｈｉｇｈＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＦｒａｃｔｕｒｅａｎｄＳｏｌｉｄ［］［］，Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ１９７３．，３６ＲｏｏｋｅＤＰ，ＣａｒｔｗｒｉｇｈｔＤＪ．Ｃｏｍｐｅｎｄｉｕｍｏｆｓｔｒｅｓｓｉｎｔｅｎｓｉｔｙｆａｃｔｏｒｓ［Ｊ．ＰｒｏｃｕｒｅｍｅｎｔＥｘｅｃｕｔｉｖｅ，［］］ＭｎｉＤｅ．Ｈ．ＭＳ．１Ｂ．１ｉｓｔｒｙｆｅｎｃｅ．Ｏ．９７６３３０ｏｏｋ９７６．ｏｆ，ｐ（），３７ＴａｄａＨ，ＰｒａｉｓＰＣ，ＩｒｗｉｎＧＴ．ＴｈｅＳｔｒｅｓｓＩｎｔｅｎｓｉｔｙＦａｃｔｏｒｈａｎｄｂｏｏｋＭ．Ｈｅｌｌｅｒｔｗｏｎ：ＤｅｌＲｅａｓｅａｒｃｈ［］［］Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎ，１９８５．３８鲍甫成．中国主要人工林树种木材性质北京：中国林业出版社１９９８．］，［Ｊ－３９邵卓平．木材断裂初性测试研宄．力学与实践２００２２４４：４９５１．［］［］，，（）［４０］ＷｕＥＭ．ＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｆｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓｔｏａｎｉｓｏｔｒｏｐｉｃｐｌａｔｅｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｐｐｌｉｅｄ３４４－Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ．１９６７９６７９７４．，（）：－４１孙艳玲振友．木材断裂力学的研究Ｊ．１９９７１９３：８５９２．［］，鹿［】北京林业大学学报，，（）４２Ｋ－ＰｉｎｇＭＪＳｕｔｈｅｒｌａｎｄＩＪＬｅｎｏｃＬ．ＦｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｈｎｅｓｓｏｆｗｅｔａｎｄｄｒｉｎｕｓｒａｄｉａｔｅＪ．Ｈｏｌｚａｌｓ［］，，ｇｇｙ［］－ｒｋｏｆ－ＲｏｈｕｎｄＷｅｓｔ１９９９，５７４：２３５２４０．，（）４３邵卓平．：０９木材与竹材的断裂与损伤［Ｄ］．安徽安徽农业大学．２０．［］４４Ｐ－ｌａｎａｓＪＧｕｉｎｅａＶｉＭｅｎｅｒａｌｅｄｓｚｅｅｆｆｅｃｔｅｕａｔｉｏｎｆｏｒｕａｉｂｒｉｔｌｉａｌＭａｉａｌ［ＧＥｌｃｅｓ．ＧｉｉｓｔｅＭａｔｅｒｓ．ｔｅｒｓ］，，ｑｑｅｓ－ａｎｄＳｒｕｃｔｕｒ１９９７２０５：６７１．，，（）６８７［４５］ＢｏａｔｒｉｇｈｔＳＷＪ，ＧａｒｒｒｅｎｔｔＧＧ．Ｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｓｔｒｅｓｓｓｔａｔｅｏｎｆｒａｃｔｕｒｅｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆ－ｗｏｏｄ．．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｄ１９８３１８；２１８１２１９９，，４６Ｓ－ＴｓｃｅＳＥＴａｎＤＭＴｅＥＫＮｍｅｗｏｏｄｕｒｅｔａｎｚｌｈｓｃｈ．ｅｗｓｐｌｉｔｔｉｎｔｈｏｄｆｏｒｆｒａｃｔ［］ｇｇ，，ｇｇｇｃｈａｒａｃｅ－ｔｒｉｚａｔｉｏｎＴｅｃ１９２９：５０．．ＷｏｏｄＳｃｉｈｎｏｌ９５３１；６２ 大连理工大学硕士学位论文［４７］ＤＥＭｏｕｒａＭ，ＤｏｕｒａｄｏＮ，ＭｏｒａｉｓＪＪＬ．Ｃｒａｃｋｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｂａｓｅｄｍｅｔｈｏｄａｐｐｌｉｅｄｔｏｗｏｏｄｆｒａｃｔｕｒｅ－ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｕｓｉｎｇｔｈｅｓｉｎｇｌｅｅｄｇｅｎｏｔｃｈｅｄｔｈｒｅｅｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｔｅｓｔＪ．ＥｎｉｎｅｅｒｉｎＦｒａｃｔｕｒｅ［］ｇｇ－Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ２０１０７７３１０５２０：５．，，（）４８王坚伟．Ｄ．：．２００８木材断裂行为及其声发射特性研究［江苏南京林业大学．［］］４９ＹｏｓｈｉｈａｒａＨＳａｔｏｈＡ．Ｓｈｅａｒａｎｄｃｒａｔｉｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｒｒｅｃｔｉｏｎｆｏｒｔｈｅｄｏｕｂｌｅｔｉｌｂｅａｍ［］，ｃｋｐｃａｎｅｖｅｒ－－ａｎｄｔｈｒｅｅｌＩＩＩｆｒｐｏｉｎｔｅｎｄｎｏｔｃｈｅｄｆｅｘｕｒｅｓｐｅｃｉｍｅｎｓｆｏｒｍｏｄｅａｎｄｍｏｄｅａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｗｏｏｄＪＥｎｎｅｅｒｎＦｒ－ｔＭｅｃｃｓ２００９７６：３３５３４６ｏｆ，ｇｉｉｇａｃｔｕｒｅｈａｎｉ３．［］，，（）５０邵卓平任海青Ｊ．２００３７２：［］，江泽慧．柔度法标定木材断裂軔性的研究［林业科学１，］，，（）－１．１１２１６［５１］ＹｏｓｈｉｈａｒａＨ，ＫａｗａｍｕｒａＴ．ＭｏｄｅＩｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｅｓｔｉｍａｔｉｏｎｏｆｗｏｏｄｂｙＤＣＢｔｅｓｔ［Ｊ］．Ｃｏｓａｒｎｄｎｕｆａｃｎ－ｏｍＡ：ｅｄｎｃｅｕｒ２００６１１：２１２１１３ｉｔｅｓＰｔａｌｉｓｃｉｅａｍａｔｉ３７０５．ｐｐｐｇ，，（）５２ＹｏｓｈｉｈａｒａＨ．ＭｏｄｅＩａｎｄｍｏｄｅＩＩｉｎｉｔｉａｔｉｏｎｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓａｎｄｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｃｕｒｖｅｏｆｍｅｄｉｕｍ［］ｄｅｎｓ－－ｉｔｙｆｉｂｅｒｂｏａｒｄｍｅａｓｕｒｅｄｂｏｕｂｌｅｃａｎｔｉｌｅｖｅｒｂｅａｍａｎｄｔｈｒｅｅｉｎｔｂｅｎｄｅｎｄｎｏｔｃｈｅｄｆｌｅｘｕｒｅｔｅｓｔｓｙｄｐｏ－ＪＥｎｎＦｅｃｈａｎ．．ｇｉｅｅｒｉｎｇｒａｃｔｕｒｅＭｉｃｓ２０１０７７１３；２５３７２５４９［］，，（）５３ＤＥＭｏｕｒａＭＭｏｒａｉｓＪＪＬＤｏｕｒａｄｏＮ．ＡｎｅｗｄａｔａｒｅｄｕｃｔｉｏｎｓｃｈｅｍｅｆｏｒｍｏｄｅＩｗｏｏｄｆｒａｃｔｕｒｅ［］，，ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｕｓｉｎｔｈｅｄｏｕｂｌｅｃａｎｔｉｌｅｖｅｒｂｅａｍｔｅｓｔＪ．ＥｎｉｎｅｅｒｉｎＦｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓ２００８ｇ［］ｇｇ，，７５１３－：３８５２３８６５．（）５４ＭｅＢＥＪｉ－ｌｍｅｎｏｒｌＳｏｕｃｈａｕｄＳｍｉｔｂｕｈｌｅｔａｌ．？ｃｕｒｖｅｂｅｈａｉｒａｎｄｒｏｕｈｎｅｓｓｄｅｖｅｏｔｏｆｆｒａｃｔｕｒｅ［］，，ｃｈ，ｖｏｇｐｓｕｒｓＪｎｅｒｎａｏｎａＪｏｕｒｎａｏｆＦｕｒｅ２００２－ｆａｃｅ，Ｉｔｔｉｌｌｒａｃｔ１１４４：３０７３２５．［］，，（）［５５］ＭｏｒｅｌＳ，ＭｏｕｒｏｔＧ，ＳｃｈｍｉｔｂｕｈｌＪ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｓｐｅｃｉｍｅｎｇｅｏｍｅｔｒｙｏｎ及－ｃｕｒｖｅｂｅｈａｖｉｏｒａｎｄａｃｃｅＩＪｏｕｒｎａ２１－－４２ｒｏｕｇｈｅｎｉｎｇｏｆｆｒｔｕｒｅｓｕｒｆｅｓＪ．ｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｌｏｆＦｒａｃｔｕｒｅ，２００３，１１２：２３．［］（）５６ＹｏｓｈｉｈａｒａＨ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｓａｎ／ｄｅｔｈｒａｔｉｏｏｎｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｏｆｍｏｄｅＩＩｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｈｎｅｓｓｏｆ［］ｐｐｇ－Ｗ－ｗｏｏｄｌＪ４７ｂｅｎｄｎｏｔｃｈｅｄｆｅｘｕｒｅｔｅｓｔ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆｏｏｄＳｃｉｅｎｃｅ１１：８１２．ｙ，２００，［］（）５７Ｙｏｓｈ．ＭＩＩｈｎｂｉｎｅｄｂＥＮＦｉｈａｒａＨｏｄｅｉｎｉｔｉａｔｉｏｎｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｅｓｓａｎａｌｓｉｓｆｏｒｗｏｏｄｏｔａ３ｔｅｓｔ［Ｊ，［］ｙｙ］Ｃｓ－ｏｍｏｉｔｅｓｓｃｉｅｎｃｅａｎｄｅｃｈｎｏｌｏ２００５６５１４：２１２２０７ｔｇｙ９８．ｐ，，（）［５８］ＳｉｌｖａＭＡＬ，ＤＥＭｏｕｒａＭ，ＭｏｒａｉｓＪＪＬ．ＮｕｍｅｒｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅＥＮＦｔｅｓｔｆｏｒｍｏｄｅＩＩｗｏｏｄｆｒａｃ－ｔｕｒｅＪ．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＰａｒｔＡ：ＡｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎ，２００６，３７９：１３３４１３４４．［］ｐｐｇ（）［５９］ＳｉｌｖａＭＡＬ，ＭｏｒａｉｓＪＪＬ，ＤＥＭｏｕｒａＭ，ｅｔａｌ．ＭｏｄｅＨｗｏｏｄｆｒａｃｔｕｒｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｕｓｉｎｔｈｅｇＥＬＳｅｓＪｎＭ－ｔｔｉｒｉｎＦｒａｃｔｕｒｅ２００７７４１４１２４７．，Ｅｇｎｅｅｇｅｃｈａｎｉｃｓ：２３３１［］，，（）ｎａｂｎｏｆ－６０ＷａｔａｅＫＳｈｉｄａＳＯｈｔａＭ．Ｅｖａｌｕａｔｉｏ？ｎｄｃｈｅｃｋｏａｔｉｏｎｂａｓｅｄｏｎｍｏｄｅＩｆｒａｃｔｕｒｅ［】，，ｐｒｐｇａＪｌＳｃ２０１３－３７６ｔｏｕｈｎｅｓｓｏｆ．ｓｕｉ（Ｃｒｔｏｍｅｒｉａａｏｎｉｃａ．ＪｏｕｒｎａｏｆＷｏｏｄｉｅｎｃｅ１５７５：７１ｇｇｙｐ，，ｊｐ）［］（）６１ＡｒｄａｌａｎＭＤｅａｍＢＦｒａｉａｃｏｍｏＭ．Ｅｘｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓｏｆｆｒａｃｔｕｒｅｅｎｅｒａｎｄｆｒａｃｔｕｒｅ［］ｙ，，ｇｐｇｙｔｏｕｈｎｅｓｓｏｆＲａｄｉａｔａＰｉｎｅｌａｍｉｎａｔｅｄｖｅｎｅｅｒｌｕｍｂｅｒ（ＬＶＬ）ｉｎｍｏｄｅＩ（ｏｅｎｍｇ）［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓａｎｄｇｐｒｕｃｕｒｅ２０１２４５－Ｓｔｔｓ８：１１８９１２０５．，，（）［６２］ＲｅｉｔｅｒｅｒＡ，ＴｓｃｈｅｇｇＳ．ＴｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｍｏｉｓｔｕｒｅｃｏｎｔｅｎｔｏｎｔｈｅｍｏｄｅＩｆｒａｃｔｕｒｅｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆｒｕｃｅｗＪ－ｓｐｏｏｄ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅ２００２３７２０：４４８７４４９１．［］，，（）ｒｅｒｅｒ－ｗｏｏｄｎａ６３ＳｃｈａｃｈｎｅＡｃｈｅｒｔｒｏｃｏｕｓｓ．ＨＲｉｔｅＳｔａｎｚｌＴｓＳＥ．ＯｈｏｔｉｃｆｒａｔｕｒｅｔｏｆＪＪｏｕｒｌｏｆ［］，，ｇｇｐｇｈｎｅ［］ｅ－ｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅＬｅｔｅｒｓ２０００１９２０Ｍａｔ：１７８３１７８５．，，（）６３ 层板胶合木层间断裂軔度研究６４ＲｅｅｒｅｒＡＢｕｒｅＩｅａＴｒｅｒｃｅｍｅｉｔｉｔＳｉｎｎＧｔｌ．ｈｅｒａｄｉａｌｉｎｆｏｎｔｏｆｔｈｅｗｏｏｄｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｉｔｓ［］，ｇ，，ｍｅ＂￣ｉｍｌｉｃａｔｉｏｎｏｎｍｅｃｈａｎｃａａｎｄｆｒａｃｉｃｒｉｒｉｓｒｅｅｐｉｌｔｕｒｅｃｈａｎａｌｐｏｐｅｒｔｅｓａｃｏｍｐａｏｎｂｅｔｗｅｅｎｔｗｏｔ－ｓｅｃｉｅｓＪ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｔｌ２００２５３５９４０．ｐ［］ａｅｒｉａｓＳｃｉｅｎｃｅ，，３７（）：９６５Ｒ－ｅｉｔｅｒｅｒＡＳｉｎｎＧＳｔａｎｚｌＴｓｃｈｅＳＥＦｒａｃｕｒｅｃｈａｒａｃｒｉｓｉｃｄｉｆｆ．ｔｔｅｔｓｏｆｅｒｅｎｔｗｏｏｄｓｐｅｃｉｅｓｕｎｄｅｒ［］，，ｇｇｅｒｅｎｄ．Ａ２００２ｍｏｄｅＩｌｏａｄｉｎｉｃｕｌａｒｔｏｔｈｅｒａｉｎＪＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｉｎｅｅｒｉｎ：２１：ｇｐｐｇ［］ｇｇ，３３，（）２９－３６．－６６ＳｔａｎｚｌＴｓｃｈｅＳＥ．．ＭｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｆｒａｃｔｕｒｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｒｅｓｏｎｓｅｏｆｗｏｏｄＪＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ［］ｇｇｐ［］ＪｏｕｒｎａＦｒｃｕｒｅ２００６１３９３－－：４９５５０８ｌｏｆａｔ４．，，（）－６７ＹｏｓｈｉｈａｒａｗｔＨ，ＭｏｄｅＩＩｆｒａｃｔｕｒｅｍｅｃｈａｎｉｃｓｒｏｅｒｔｉｅｓｏｆｏｏｄｍｅａｓｕｒｅｄｂｙｈｅａｓｙｍｍｅｔｒｉｃｆｏｕｒｏｉｎｔ［］ｐｐｐ－－ｂｅｎｄｅｓｕｎｎｅｅｄｅｃｈｅｄｃｍｅｎ．ＥｎｎｅｅｒｉｎＦｒａｃｕｒｅＭｅｃｈａｎｃｓ２００８７５１：ｉｎｔｔｓｉｇｓｉｌｎｏｔｓｉＪｉｔｉ６ｇａｇｇｐｅｇｇ，，［］（）４７２７－４７３９．［６８ＳｕｓａｎｔｉＣＭＥ，ＮａｋａｏＴ，ＹｏｓｈｉｈａｒａＨ．ＥｘａｍｉｎａｔｉｏｎｏｆｔｈｅＭｏｄｅ１１ｆｒａｃｔｕｒｅｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆｗｏｏｄｗｉｔｈ］ｍｍｅ－ｉｎｅｅｒａｓｈｏｒｔｃｒａｃｋｉｎａｎａｓｙｔｒｉｃｆｏｕｒｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｔｅｓｔＪ．ＥｎｉｎＦｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓ２０１１［］ｇｇ，，７８１６－：２７７５２７８８．（）６９ＣｏｎｒａｄＭＰＣＳｍＦ－ｉｔｈＧＤＦｌｕｎｄＧ．ｒａｃｔｕｒｅｄｉｓｃｔｉｓｗｏｏｄａｄｈｅｉｖＪ，［］，，ｅｍｏｆｏｎｎｕｏｕｓｅｂｏｎｄｓ［］Ｉｎｅｒｎａｏｎａ－ｔｔｉｌｏｕｒｎａｌａｄｅｓｏｎａｎｄａｄｈｅｓｖｅｓ２００３２３１：３ｏｆｈｉｉ９４７．，，ｊ（）［７０］ＶｅｉｇｅｌＳ，ＭｉｉｌｌｅｒＵ，ＫｅｃｋｅｓＪ，ｅｔａｌ．Ｃｅｌｌｕｌｏｓｅｎａｎｏｆｉｂｒｉｌｓａｓｆｉｌｌｅｒｆｏｒａｄｈｅｓｉｖｅｓ：ｅｆｆｅｃｔｏｎｓｐｅｃｉｆｉｃ－ｆｒａｃｔｕｒｅｅｎｅｒｆ－ｅ２２７１ｇｙｏｓｏｌｉｄｗｏｏｄａｄｈｅｓｉｖｅｂｏｎｄｓＪ．Ｃｅｌｌｕｌｏｓ２０１１１８５：１２３７．［］，，（）７ｎｄ－ｍｕｎｍｅａｎ１ＶｅｉｇｅｌＳＦｏｌｌｒｉｃｈＪＧｉｌＡｌｔｔｔｅｒＷｅｔａｌ．Ｃｏｍａｒｉｓｏｎｏｆｆｒａｃｔｕｒｅｅｎｅｒｔｅｓｔｉｂｓｏｆ，，，ｐｇｙｇｙ［］－ｅｃａｎｅｒｂｅａｍ－ｄｏｕｂｌｔｉｌｅｖＤＣＢｓｐｅｃｉｍｅｎｓａｎｄｌａｐｏｉｎｔｔｅｓｔｉｎｇｍｅｔｈｏｄｆｏｒｔｈｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｏｆ（）ｊＷｏｏＷ－－ａｄｈｅｓｉｖｅｌｂｏｎｄｅｄｏｏｄＪＥｕｒｏｅａｎＪｏｕｒｎａＰｒｏｄｕｃｔ２０１２７０１：３１０．ｙｗ．ｌｏｆｄａｎｄｏｏｄｓ３［］ｐ，，（）［７２ｉａｏＰｉｚｈｏｎ，ＷａｎＪｉａｌｉ，ＤａｖａｌｏｓＪＦ．ＡｎａｌｓｉｓｏｆｔａｅｒｅｄＥＮＦｓｅｃｉｍｅｎａｎｄｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｏｆ］ＱｇｇｙｐｐｒｆａｃｒｅｕｎｒＭｏｅ－ＵｏａｄｎＪｂｏｎｄｅｄｉｎｔｅｅｆｒａｃｔｕｄｅｄｌｉｇ．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｏｌｉｄｓａｎｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ［］，２０４０８－０３：１８６５１８８４．，（）￣７３ＷａｎｇＪａａｏＰｚｈｏｎ．ＦｒａｎｄＦＲＰｎｄｅｄｃｅｉｌｉｉｉａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｏｆｗｏｏｄｗｏｏｄｗｏｏｄｂｏｉｎｔｅｒｆａｓ［］，Ｑｇｒ－－ＩＩＪＪＣ２００３３７１７５ｕｎｄｅｍｏｄｅｌｏａｄｉｎ．ｏｕｒｎａｌｏｆｏｍｏｓｉｔｅｍａｔｅｒｉａｌｓ０；８８９７．ｇ［］ｐ，，（）［７４ＷａｎｇＶＺ，ＧｉｎｇｅｒＪＤ，ＮａｒａｙａｎＫ．Ｉｎｔｒａｌａｍｉｎａｒａｎｄｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｉｎ］－ｇｌｕｅｄｌａｍｉｎａｔｅｄｔｉｍｂｅｒｍｅｍｂｅｒｓｕｓｉｎｇｉｍａｇｅａｎａｌｓｉｓＪ．ＥｎｉｎｅｅｒｉｎＦｒａｃｔｕｒｅＭｅｃｈａｎｉｃｓ２０１２８２：ｙ［］ｇｇ，，７３－８４．７５陈明祥．弹塑性力学［Ｍ］．北京：，２０１０．［］科学出版社７６ＤｉｖｏｓＦＴａｎａｋａＴＮａａｏＨｅｔａｌ．Ｄｅｔｅｒｍｉｉｏｎｏｆｓｈｅａｒｄｕｌｕｏｎｉｉｉｊ．ｎａｔｍｏｓｃｏｎｓｔｒｕｃｔｏｎｓｚｅｔｍｂｅｒ［］，，ｇ，［］Ｗｓｃｉｅｎ－ｏｏｄｃｅａｎｄｔｅｃｈ１９９８：４０２．ｎｏｌｏｇｙ，，３２６３９３（）［７７ＩｒｗｉｎＧＲ，ＫｉｅｓＪＡ．ＣｒｉｔｉｃａｌｅｎｅｒｇｙｒａｔｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｆｒａｃｔｕｒｅｓｔｒｅｎｇｔｈＪ．ＳｉｅＭｉｌｅｓｔｏｎｅＳｅｒｉｅｓＭｓ，］［］ｐ１１３７－９９７：１３１１，６４．７８ＢｅｎｂｏｗＪＪＲｏｅｓｌｅｒＦＣ．Ｅｒｉｍ＾ｔｓｏｎｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄｆｒａｃｔｕｒｅｓＪ．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｓｔｈｅＰｈｉｃａｌ，ｘｐｅｏｆｓ［］［］ｇｙＳｏｃｉｅｔｙ．ＳｅｃｔｉｏｎＢ１９５７７０２：２０１．，，（）［７９］ＷｈｉｔｎｅｙＪＭ，ＢｒｏｗｎｉｎｇＣＥ，ＭａｉｒＡ．ＡｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｆｌｅｘｕｒｅｔｅｓｔｆｏｒｌａｍｉｎａｔｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｍａｔｅｒｉａｌｓＪｏｓｅｎ－ＭａａＴｅｓａｎｄＤｅｎ１４５．，Ｃｏｍｐｉｔｔｅｒｉｌｓｔｉｇｓｉ９７４：３０［］ｇ，６４ 大连理工大学硕士学位论文８０ＷｉｌｌｉａｍｓＪＧ，ＯｎｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｏｆｅｎｅｒｇｙｒｅｌｅａｓｅｒａｔｅｓｆｏｒｃｒａｃｋｅｄｌａｍｉｎａｔｅｓＪ．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ］［］［－Ｊｏｕｒｎａ：１１．ｌｏｆＦｒａｃｔｕｒｅ１９８８３６２０１１９，，（）［８１］ＫａｎｎｉｎｅｎＭＦ．Ａｎａｕｇｍｅｎｔｅｄｄｏｕｂｌｅｃａｎｔｉｌｅｖｅｒｂｅａｍｍｏｄｅｌｆｏｒｓｔｕｄｙｉｎｇｃｒａｃｋｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎａｎｄ－ａｒｒｅｓｔＪ．Ｉｎｔｅｒｎａｔ１ｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆｆｒａｃｔｕｒｅ９７３９１；８３９２．［］，，（）８２ＫａｎｎｉｎｅｎＭＦ．ＡｄｎａｍｉｃａｎａｌｓｉｓｏｆｕｎｓｔａｂｌｅｃｒａｃｋｒｏａａｔｉｏｎａｎｄａｉｒｅｓｔｉｎｔｈｅＤＣＢｔｅｓｔ［］ｙｙｐｐｇｓｅｃｉｍｅｎＪｌＦ７４１０４５－４３０．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｏｆｒａｃｔｕｒｅ１９３：１．ｐ［］，，（）８３ＯｚｄＣａｏｎＬａｍａｎａｅ－ａｍｎａｅｓｅｃｍｅｎｓＪＣｏｍｓｉｌＦｒｌｓｓＡ．ＢｅｌｓｉｓｏｆａｎｌｌｌｉｔＤＣＢｉ．ｉｔｅｓ［］，ｙｇｐｙｐ［］ｐｏＳｃｅｎｃｅ－ａｎｄＴｅｃｈ１５９２３０ｉｎｏｌｏｇｙ９９９：５３１５．，，（）［８４］ＷｈｉｔｎｅｙＪＭ，ＢｒｏｗｎｉｎｇＣＥ，ＭａｉｒＡ．Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｆｌｅｘｕｒｅ：ｔｅｓｔｆｏｒｌａｍｉｎａｔｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｍａｔｅｒｉａｌｓ－Ｊ．ＣｏｍｏｓｉｔｅＭａｔｅｒｉａｌｓＴｅｓｔｉｎａｎｄＤｅｓｉｇｎ１９７４：３０４５．［］ｐｇ，［８５］ＲｕｓｓｅｌＡ，ＳｔｒｅｅｔＫＮ．Ｆａｃｔｏｒｓａｆｆｅｃｔｉｎｇｔｈｅｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｏｆｇｒａｐｈｉｔｅ／ｅｐｏｘｙ－．ｉｎｓｃｉｅｎｃｅａｎｄｅｎｇｅｓＩｎＰｒｏｒｓｏｆＩＣＣＭＩＶｌａｍｉｎａｔｅｓＣ／／Ｐｒｏｒｅｓｓｉｎｅｒｉｎｏｆｃｏｍｐｏｉｔｅ．：ｇｅｓｄｉｎｓ，［］ｇｇｇＴ１－ｏｋｙｏ９８２：２７９２８６．，－８６ｎＺｎｄｗ－ｍｏｄｅＷａ．ＡｓａｉｃｈｔｈｒｅｅｏｉｎｔｂｅｎｄｓｐｅｃｉｍｅｎｆｏｒｔｅｓｔｉｎＩｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅ［］ｇＱｐｇｏｕｎｅｏｒｒ－ｒｅｎｆｏｒｃｅｄｃｏｍｏｓｔｇｈｓｓｆｆｉｂｅｉｐｉｔｅｍａｔｅｒｉａｌｓＪ．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｏｕｒｎａｌｏｆｆｒａｃｔｕｒｅ１９９７８５３）：［］，，ｊ（２３－２４０１．王勖成．２００３８７．有限单元法Ｍ北京：清华大学出版社有限公司．［］［］，８８－李重伟．有限元分析方法综述ｍ．天津建设科技２００６．增刊：１４．［］，［８９］何盛．樟子松指接材有限元模型分析研宄［Ｄ］．南京林业大学硕士论文，２０１１．９０ＪＲｘｉｍａｔｅＡｎｌｉｎＣｏｎｃｅｎｉＲｉｃｅ．ＡＰａｔｈＩｎｄｅｅｎｄｅｎｔＩｎｔｅｒａｌａｎｄｔｈｅＡｒｏａｓｉｓｏｆＳｔｒａｔｒａｔｏｎｂ［］ｐｇｐｐｙｙＮＣｋＪＡ－ｏｔｃｈｅｓａｎｄｒａｃｓ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆｐｐｌｉｅｄＭｅｃｈａｎｉｃｓ１９６８３５：３７９３８６．，，［］［９１］解德，钱勤，李长安．断裂力学中的数值计算方法及工程应用［Ｍ］．北京：科学出版社，２００９．６５ 层板胶合木层间断裂初度研究攻读硕士期间发表学术论文情况１徐博激王亚励赵艳华．木材顺纹断裂韧度的研究进展．（己录用）．，，力学与实践主办单位一：中国力学学会与中国科学院力学研宄所。本硕士学位论文第章相关内容）（－２Ｂｏ－ＨａｎＸｕＹａ－ＸｕｎＷａｎＹａｎＨｕａＺｈａｏＩｎＷｅｉＤｏｎ．ｆｌｕｅｎｃｅｏｆｒｏｗｔｈｒｉｎ，，，ｇｇｇｇｏｒ－ｉｅｎｔａｔｉｏｎｏｎｔｈｅｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｆｒａｃｔｕｒｅｔｏｕｇｈｎｅｓｓｉｎｇｌｕｅｄｌａｍｉｎａｔｅｄｔｉｍｂｅｒ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓｉｎＣｉｖｉｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎＵｎｄｅｒｔｈｅｓｅｃｏｎｄｒｅｖｉｅｗ．ＴｈｅｏｒａｎｉｚｅｒＴｈＡｍｉｇｇ（：ｅｅｒｃａｎ）ｇＳｏｃｉｅｔｙｏｆＣｉｖｉｌＥｎｉｎｅｅｒｓ．（本硕士学位论文第二、三章相关内容）ｇ－６６－ 大连理工大学硕士学位论文致谢．时光飞逝，白夠过隙，转眼之间三年的硕士研究生生活就要敲响结束的钟声一，本以为我在写下这段致谢时定是内心充满着雏鸟破壳而出的欣喜和对将要自由飞翔的憧憬一丝感激与不舍的情愫眼睛里浮起了。但是，现在我心中多了，一片雾气。为什么我眼里常含着泪水，因为我对这校园爱得深沉。三年的硕士研，究生生活教会我了太多的东西不只是在学术学业上让我得，更．到了长足的进步是在我正式步入社会进入工作之前给我一段很长的时间去让自己的心智更加成熟。感谢我的导师徐博激副教授三年的言传身教，他以自己突出的学术能力指导着我在科研的道路上不断攀登髙峰，更以自己独特的文化素养和人格魅力感染着．我，让我认识到需要提升自己的综合素质。在向老师表达最真擎的感谢的同时，祝他身体健康一，工作顺利，家庭美满，切顺利。感谢以赵艳华副教授和董伟副教授为代表的结构工程研宄所全体老师对我在．科研瓶颈时给与的指点，帮我解决了诸多难题，使得我可以顺利完成硕士研究生阶段的科研任务。感谢结构试验大厅刘毅老师，王志刚老师和曲秀华老师在我进行力学试验期间给与的帮助与支持，让我能够快速并完美的完成自己的试验任务一。祝全体结构工程专业的老师切顺利。感谢师兄蔡竞，，师弟袁东伟和姚学峰，室友王俊、江培情和陈智以及全体结构工程专业硕博研究生好友对我生活和学业上的关心与照顾，祝你们学业有成，前程似锦。感谢父母二十七年来对我的养育和支持，感谢全部家人对我的关心与照顾。一我参加工作后，定努力工作，尽快成长为家庭里最有力的顶梁柱。最后，感谢百忙之中抽空评阅本文的各位老师。王亚励２０１５年５月６日于大连理工大学６７ 层板胶合木层间断裂钥度研究大连理工大学学位论文版权使用授权书本人完全了解学校有关学位论文知识产权的规定，在校攻读学位期间论文工作的知识产权属于大连理工大学，允许论文被查阅和借阅。学校有权保留论文并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以釆用影印、缩印、或扫描等复制手段保存和Ｃ编本学位论文。：层板胶合太层间断裂初度研究学位论文题目＇＇＾：日期：年作者签名＾３一＾月」＾日导师签名：／辨織日期：讀年月丨０日６８
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