三面受火膠合木梁耐火極限的試驗研究

陳玲珠 許清風,* 王 欣

(1.上海市建筑科學研究院上海市工程結構安全重點實驗室,上海 200032; 2.上海理工大學,上海 200093)

0 引 言

傳統(tǒng)木結構多采用實木,但實木的截面尺寸和長度易受樹木原材料尺寸的限制,所以實木難以滿足大跨度、大截面等大型承重構件的要求。而工程木結構可以解決這一問題,且工程木構件可剔除或平均木材原有的缺陷,更合理地利用木材,大大提高木材資源的利用率。王倩[1]、張磊[2]、劉柯珍[3]分別對落葉松、花旗松等膠合木材的基本力學性能和構件力學性能進行了研究。研究表明,膠合木的力學性能明顯優(yōu)于天然木材。

現(xiàn)行木結構設計規(guī)范和建筑設計防火規(guī)范要求木結構層數(shù)不超過三層,其中木結構建筑的防火安全性能是限制其高度的最重要因素之一。Lie[4]提出了木梁和木柱耐火極限的簡化計算方法。許清風等[5]進行了三面受火木梁耐火極限試驗,研究表明,三面受火木梁的耐火極限隨持荷水平增加而降低,隨截面尺寸增加而顯著增加;涂抹防火涂料能顯著提高木梁耐火極限。倪照鵬等[6]進行了一系列木構件的標準耐火試驗,研究了木構件的耐火性能、破壞模式和耐火極限。試件包括木構架墻體、木構架樓板與天花板吊頂,以及膠合木梁和木柱。研究表明,木構件具有較好的耐火性能,能達到所要求的耐火極限。張盛東等[7]對14個東北落葉松實木試件進行了燃燒試驗,研究了阻燃劑對木材耐火性能的影響。試驗表明,阻燃劑對木材耐火性能有一定的改善。Lange等[8]研究了不同升溫曲線對膠合木梁抗火性能的影響,并將試驗結果與歐洲規(guī)范計算公式進行了對比,研究表明,不同升溫曲線對膠合木梁耐火極限有影響,且歐洲規(guī)范計算公式偏于不安全,并建議標準火災時零強度層厚度改為15 mm。

工信部和住建部聯(lián)合發(fā)布的《促進綠色建材生產(chǎn)和應用行動方案》(工信部聯(lián)原〔2015〕309號)中已明確把發(fā)展木結構建筑作為一項重要的行動目標,因而應盡快開展木結構的系統(tǒng)研究。本文擬進行膠合木梁耐火極限的試驗研究,為建立膠合木結構防火設計方法提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計

選用規(guī)格材樹種為樟子松,試驗參數(shù)包括荷載比和截面尺寸。試件統(tǒng)計表見表1。

1.2 試驗材料

根據(jù)GB/T 1933—2009 《木材密度測定方法》[9]和GB/T 1931—2009 《木材含水率測定方法》[10]的規(guī)定測試木材的密度和含水率。根據(jù)GB/T 1935—2009 《木材順紋抗壓強度試驗方法》[11]、GB/T 1938—2009 《木材順紋抗拉強度試驗方法》[12]、GB/T 1936.1—2009 《木材抗彎強度試驗方法》[13]、GB/T 1936.2—2009 《木材抗彎彈性模量試驗方法》[14]的規(guī)定測試木材的順紋抗壓、順紋抗拉、抗彎強度及順紋抗彎彈性模量。

表1膠合木梁試件統(tǒng)計表

Table 1Summarize of the test specimens

注:#GB-5極限承載力根據(jù)GB-1實測結果,及GB-1與GB-5的截面剛度比推算而得

實測本次試驗用木材的氣干密度為445 kg/m3,含水率為14.9%;木材順紋抗壓強度為39.3 MPa,順紋抗拉強度為46.6 MPa,抗彎強度為54.0 MPa,順紋抗彎彈性模量為6 100 MPa。

1.3 試驗裝置

本次受火試驗在大型水平試驗爐中進行。將膠合木梁擱置在水平爐爐壁上,兩端簡支,試件全長三面受火,通過反力架和千斤頂采用三分點施加荷載,擱置點間距為3.6 m,試驗布置如圖1所示。

圖1 試驗布置圖(單位：mm)Fig.1 Test setup (Unit：mm)

1.4 測點布置

受火試件分別布置熱電偶和位移計來監(jiān)測升溫過程中試件內部的溫度場分布和試件跨中的位移變化,未受火對比試件在跨中沿截面高度布置應變片來測試試件跨中截面應變隨荷載增加的變化關系,熱電偶、位移計和應變片布置如圖2所示。

圖2 熱電偶、位移計和應變片布置圖(單位：mm)Fig.2 Arrangement of thermocouples,LVDT and strain gauges (Unit：mm)

1.5 加載控制

采用50噸千斤頂進行分級加載,每級10 kN。為確保試驗加載和采集設備正常運行,在正式加載前進行預加載,預加載值取30 kN。對于未受火對比試件GB-1,分級加載到試件破壞。對于耐火極限試驗試件GB-2～GB-5,加載至設定持荷水平后,恒定荷載10 min,然后按照ISO 834標準升溫曲線升溫,升溫過程中隨時調節(jié)千斤頂油泵保證豎向荷載恒定。當梁跨中撓度達到L2/(400d)(式中,L為梁的凈跨度,mm;d為梁截面上抗拉點與抗壓點之間的距離,mm)(即試件GB-2～GB-4達到108 mm、試件GB-5達到162 mm)、或梁跨中撓度變化率大于L2/(9 000d) (即試件GB-2～GB-4大于4.8 mm/min、試件GB-5大于7.2 mm/min)、或試件破壞、或有火焰冒出,停止試驗,試件達到耐火極限。

2 試驗結果與分析

2.1 對比試件GB-1

對比試件GB-1加載至90 kN時發(fā)出輕微開裂聲,開裂聲間斷不連續(xù);隨著荷載增大,開裂聲逐漸變大,響聲連續(xù);加載至120 kN時,發(fā)出一聲較大聲響,木梁沿跨中向支座處形成分層裂縫(圖3),試件破壞,破壞時跨中撓度為64.5 mm。

圖3 對比試件GB-1破壞形態(tài)Fig.3 Failure mode of control specimen GB-1

對比試件GB-1荷載-位移曲線如圖4所示。從圖中可以看出,當荷載小于90 kN時,加載過程位移基本呈線性變化;當荷載大于90 kN時,荷載和位移呈非線性關系。

圖4 對比試件GB-1荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curve of control specimen GB-1

對比試件GB-1荷載-應變曲線如圖5所示。

圖5 對比試件GB-1荷載-應變曲線Fig.5 Load-strain curve of control specimen GB-1

從圖5可知,各應變均隨荷載的增加而增加,且當荷載小于90 kN時,荷載-應變曲線基本為一直線;當荷載大于90 kN時,荷載和應變呈非線性關系。變化規(guī)律與GB-1荷載-位移曲線一致。

對比試件GB-1跨中截面應變分布如圖6所示。從圖6可知,跨中應變分布基本符合平截面假定。

圖6 GB-1跨中截面應變分布Fig.6 Strain profile at mid-span cross-section of GB-1

2.2 受火試件GB-2～GB-5

2.2.1試驗現(xiàn)象

各試件在點火3 min左右,在試驗梁的兩端處開始有白色煙霧冒出;受火5 min時蓋板接縫處有白色煙霧溢出,并隨著受火時間的增加越來越濃;隨著受火時間增加,跨中撓度逐漸增加;在接近耐火極限時,跨中位移急速增加,同時油壓急速下降且不能持荷,?；?。待爐溫下降,構件取出后觀察到,木梁表面沿膠合方向和垂直膠合方向出現(xiàn)很多縱橫裂縫,并且木梁膠合處部分脫開、兩端端部脫開最為明顯。試驗照片如圖7所示。

2.2.2溫度分布

為監(jiān)測受火過程中木梁截面溫度場變化情況,在木梁截面不同位置布置熱電偶,熱電偶具體位置如圖2(a)所示。典型木梁受火過程中各深度處溫度變化如圖8所示。

從圖8中可以看出:①各測點溫度隨受火時間增加而升高,且?；鹬蟛糠譁y點溫度繼續(xù)升高;②測點距截面邊緣越近,相同受火時間下溫度越高;③在溫度靠近100 ℃時有一個平臺,表明木構件在升溫至100 ℃時有水分蒸發(fā),且平臺長短與其距邊緣距離相關,離邊緣距離較近的測點平臺較短、而離邊緣較遠的測點平臺較長。

試件GB-2～GB-5中熱電偶T1和T4的溫度對比如圖9所示。其中:GB-5中熱電偶T1離邊緣50 mm、GB-2～GB-5中T1離邊緣75 mm;GB-2～GB-5中熱電偶T4均離邊緣25 mm。

圖7 試驗照片F(xiàn)ig.7 Photos of testing

從圖9可知,相同截面尺寸試件相同位置處測點溫度隨時間的變化關系相差較小。相同受火時間時,試件GB-5中測點T1溫度稍高于試件GB-2～GB-4中測點T1,而試件GB-5中測點T4溫度與試件GB-2～GB-4中測點T4接近。這主要是因為試件GB-5中測點T1距側面距離比試件GB-2～GB-4中測點T1距側面距離小,而四個試件中測點T4距截面邊緣距離相同。

2.2.3耐火極限

根據(jù)《建筑構件耐火試驗方法 第1部分:通用要求》(GB/T 9978.1—2008)[15],構件耐火極限有三個判定標準:承載能力、完整性、隔熱性。如果試件的“承載能力”已不符合要求,則將自動認為試件的“隔熱性”和“完整性”不符合要求。判定試件承載能力的參數(shù)是變形量和變形速率,對于抗彎構件,當跨中撓度達到L2/400d(mm)或跨中撓度變形率大于L2/9 000d(mm/min)時即認為試件喪失承載力(其中,L是構件跨度,d是截面高度)。

圖8 典型試件截面溫度隨時間變化曲線Fig.8 Temperature-time curves of typical specimens

圖9 試件截面溫度對比Fig.9 Comparison of temperature development among different specimens

本次試驗膠合木梁的跨度均為3 600 mm,對于截面為100 mm×200 mm的膠合木梁GB-5:L2/400d= 162 mm、L2/9 000d=7.2 mm/min;對于截面為150 mm× 300 mm的膠合木梁GB-2～GB-4:L2/400d=108 mm、L2/9 000d=4.8 mm/min。

試件跨中撓度隨時間的變化曲線見圖10。試件跨中撓度變化率隨時間的變化曲線見圖11。

圖10 跨中撓度隨時間變化曲線Fig.10 Curves of mid-span deflection with time of specimens

圖11 跨中撓度變化率隨時間變化曲線Fig.11 Curves of mid-span deflection rate with time of specimens

從圖10、圖11可知,隨著受火時間增加,跨中撓度逐漸增加,并且增加越來越快。在試件破壞階段,位移發(fā)生突變,跨中撓度變化率超過耐火極限判定標準規(guī)定的變化率。各試件的耐火極限見表2。從表2可以看出,相同截面的膠合木梁,隨著荷載比增加耐火極限明顯減小;相同荷載比的膠合木梁,截面較小的膠合木梁耐火極限較低。

許清風等[5]進行了花旗松原木梁的耐火極限試驗,試件長度和加載條件與本次試驗相同,結果表明150 mm×300 mm截面木梁持荷為37 kN時,耐火極限為37 min;100 mm×200 mm截面木梁持荷為12.375 kN時,耐火極限為17 min。相同荷載下,膠合木梁耐火極限與實木梁相近。

表2試件的耐火極限

Table 2Measured fire endurance of specimens

注:F1為對比試件GB-1測得的極限承載力;F2為按F1和截面剛度比計算的極限承載力

2.2.4炭化速度

火災試驗結束后,把木梁表面的炭化層去除,在梁長方向1/3和2/3位置分別測量膠合木梁受火后剩余截面尺寸,進而計算炭化速度。截取出的薄木塊的照片如圖12所示。

從圖12可知:①膠合木梁炭化后截面基本可分為三個區(qū)域,即炭化層、高溫分解層和正常層。炭化層顏色深黑,主要為木材燃燒后的木炭,基本無強度;高溫分解層顏色灰褐,強度明顯劣化;正常層和普通木材一樣,顏色無變化、強度無降低;②三面受火膠合木梁的底面角部損傷較嚴重,矩形截面膠合木梁燃燒后端部呈圓弧狀,邊角棱角不再存在,這主要是因為角部受到雙向熱量傳遞,炭化速度加快。

膠合木梁炭化速度實測值如表3所示。由表3可知,除試件GB-4外膠合木梁豎向炭化速度(VD)均大于水平向炭化速度(VB)。歐洲規(guī)范[16]規(guī)定密度大于290 kg/m3的軟木膠合木炭化速度為0.7 mm/min。本次試驗測得的平均炭化速度比歐洲規(guī)范建議值稍偏大,主要是因為停火后膠合木梁仍在繼續(xù)燃燒、未及時滅火所致。

圖12 梁長方向1/3和2/3位置處剩余截面Fig.12 Residual cross-sections of specimens along 1/3 and 2/3 of span

表3試件炭化速度實測結果

Table 3Measured charring rate

3 耐火極限計算

由于炭化層強度幾乎為零,而木構件剩余截面內部區(qū)域仍為正常區(qū)域,因此通常采用剩余截面法來計算木構件火災下的承載力[17]。剩余截面法假設有效截面內的木材材性與受火前一致,因此如何確定有效截面是關鍵。根據(jù)炭化速度可確定炭化層的厚度,但由于矩形截面試件受火時拐角處同時受到兩個方向的熱量,其炭化速率由于“拐角效應”會增大,因此需額外增加炭化深度以考慮此影響。

歐洲、美國、澳洲和加拿大等國規(guī)范均建議采用剩余截面法來計算木梁的耐火極限[16,18-20],即假設木梁受火炭化后,扣除有效炭化深度后的截面木材強度保持不變,仍可采用常溫時的計算方法。但各國規(guī)范中木材炭化速度的計算方法有所不同,且考慮角部倒角效應及溫度影響區(qū)的范圍不同。除了加拿大規(guī)范對剩余截面法公式進行簡化外,其余國家規(guī)范保留了剩余截面法的公式。簡化后,加拿大規(guī)范不需要進行迭代,而直接根據(jù)荷載比和截面尺寸計算木梁的耐火極限。各國規(guī)范具體計算方法見文獻[21]。

各國規(guī)范計算值與實測耐火極限對比見表4。由表4可知,各規(guī)范計算得到的耐火極限均比實測結果偏高,但耐火極限隨荷載比和截面尺寸的變化規(guī)律與實測結果一致。圖13給出了不同規(guī)范預測值與試驗結果的對比,除了本文試驗結果外,還包括R10[22]、Lange等[8]、許清風等[5]文獻中的試驗結果。

表4膠合木梁耐火極計算值與實測值對比

Table 4Comparison between calculated and measured fire endurance of glulam beams

從圖13可知,基于剩余截面法的膠合木梁耐火極限計算方法能較好地預測耐火極限隨荷載比和截面尺寸的變化規(guī)律,但大部分情況計算值比實測值偏高,這可能是由于炭化速度建議值偏小所致。由于密度、含水率均對木材炭化速度有所影響,考慮了該影響的歐洲規(guī)范和澳洲規(guī)范與試驗結果較為接近,因此建議膠合木梁耐火極限計算采用考慮密度影響的剩余截面法。

圖13 木梁耐火極限計算值與實測值對比圖Fig.13 Comparison between calculated and measured fire endurance of beams

4 結 論

(1) 膠合木梁內各測點溫度隨著受火時間的增加而升高,且?；鹬髢炔繙y點的溫度仍有所增加。溫度測點離構件表面距離越近,溫度越高;且不同試件距邊緣相同距離測點的溫度隨時間的變化規(guī)律相近。

(2) 相同截面的膠合木梁,隨著荷載比增加耐火極限減小;相同荷載比的膠合木梁,隨著截面尺寸增加耐火極限降低。150 mm×300 mm截面膠合木梁荷載比為0.2、0.35和0.5時,耐火極限分別為46 min、33 min和25 min,而100 mm×200 mm截面膠合木梁荷載比為0.35時,耐火極限為18 min。

(3) 相同荷載下,截面相同的膠合木梁耐火極限與實木梁相近。采取剩余截面法計算膠合木梁耐火極限時,其炭化速度取值宜考慮密度的影響。