正交膠合木墻體耐火極限試驗(yàn)及數(shù)值模擬

張晉 劉得龍 張強(qiáng) 白羽

(1.東南大學(xué) 混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京 211189;2.中衡設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司,江蘇 蘇州 215021)

正交膠合木(CLT)是一種由奇數(shù)層(3至9層)實(shí)木鋸材或結(jié)構(gòu)復(fù)合板材正交疊放、膠合擠壓而成的預(yù)制工程木板材產(chǎn)品[1- 2]。作為現(xiàn)代工程木產(chǎn)品,CLT具有承載力高、面幅大、尺寸穩(wěn)定性好和符合綠色建筑理念等優(yōu)勢(shì)[3]。隨著《多高層木結(jié)構(gòu)建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》的發(fā)布,CLT在多高層木結(jié)構(gòu)建筑的應(yīng)用也越來越多[4- 5]。由于CLT可燃,在建筑工程的使用過程中其抗火性能的優(yōu)劣成為了工程設(shè)計(jì)人員關(guān)注的焦點(diǎn)問題[6],因此對(duì)CLT抗火性能的研究十分必要。

從20世紀(jì)90年代至今,國(guó)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)CLT板材的炭化速度、耐火極限開展了試驗(yàn)和理論研究,并取得諸多研究成果。Frangi等[7]和Schmid等[8]試驗(yàn)研究指出CLT墻體的炭化速度與層板的數(shù)量和厚度無(wú)關(guān);耐火極限與持荷水平、層板的組成方式以及有無(wú)保護(hù)措施有關(guān)。Menis[9]研究表明未受保護(hù)的CLT樓板的炭化速度與EN 1995- 1- 2中規(guī)定的一維實(shí)木和膠合木的炭化速度(0.65 mm/min)相似。Klippel等[10]通過試驗(yàn)研究指出CLT墻體的炭化速度為0.64～0.74 mm/min,并發(fā)現(xiàn)CLT墻體在受火過程中不發(fā)生明顯的層板脫落。Suzuki等[11]和Wiesner等[12]試驗(yàn)研究指出單面受火的CLT墻體由于不對(duì)稱炭化而發(fā)生失穩(wěn)破壞,同時(shí)發(fā)現(xiàn)當(dāng)炭化層在橫紋層中發(fā)展時(shí),構(gòu)件變形保持不變;當(dāng)炭化層在順紋層中發(fā)展時(shí),構(gòu)件變形才會(huì)增加。

國(guó)內(nèi)對(duì)CLT板材的研究尚處于起步階段,已有學(xué)者對(duì)CLT板材的力學(xué)性能和耐火極限進(jìn)行了研究。付紅梅[13]試驗(yàn)研究獲取了速生楊木平面(滾動(dòng))剪切模量和剪切強(qiáng)度,并指出了平面(滾動(dòng))剪切破壞模式。張晉等[14- 15]試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)持荷比和樓板總厚度相同時(shí),五層CLT樓板的耐火極限和平均炭化速率都高于三層CLT樓板。

對(duì)比國(guó)內(nèi)外對(duì)CLT板材的研究發(fā)現(xiàn),國(guó)內(nèi)缺乏對(duì)國(guó)產(chǎn)CLT墻體抗火性能的理論和試驗(yàn)研究,同時(shí)國(guó)外學(xué)者所給出的試驗(yàn)結(jié)論和計(jì)算模型可能不適用于國(guó)產(chǎn)CLT墻體。為此本文開展了國(guó)產(chǎn)CLT墻體耐火極限的試驗(yàn)研究,對(duì)不同持荷比、層板數(shù)量的CLT墻體進(jìn)行了耐火極限的試驗(yàn);應(yīng)用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行數(shù)值模擬,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,以驗(yàn)證數(shù)值模擬的有效性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)備和材料

CLT常溫材性、常溫承載力試驗(yàn)在南京工業(yè)大學(xué)木結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行,火災(zāi)試驗(yàn)在東南大學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的大型垂直火災(zāi)爐中進(jìn)行。試驗(yàn)所用木材為國(guó)產(chǎn)日本落葉松,材質(zhì)等級(jí)為一級(jí),含水率為12%±0.7%,密度為580±53 kg/m3。CLT構(gòu)件采用PUR膠黏劑粘結(jié),黏度9 Pa·s,施膠采用機(jī)械自動(dòng)淋膠,施膠量200 g/m2。

1.2 常溫材性試驗(yàn)及結(jié)果

為了確定制作CLT構(gòu)件所用木材的力學(xué)性能,進(jìn)行了以下材性試驗(yàn)。

(1)層間剪切試驗(yàn)

(2)順紋抗壓試驗(yàn)

(3)滾動(dòng)剪切試驗(yàn)

表1 材性試驗(yàn)結(jié)果

1)CV表示變異系數(shù)。

1.3 試件尺寸和測(cè)點(diǎn)布置

(1)常溫承載力和耐火極限試驗(yàn)的試件尺寸

由于試驗(yàn)設(shè)備不同,導(dǎo)致常溫承載力試驗(yàn)和耐火極限試驗(yàn)試件尺寸不同,具體尺寸見表2。

由于CLT墻體的極限承載力試驗(yàn)的試件高度與耐火極限試驗(yàn)的試件高度不同,為確定耐火極限試件的極限承載力,可根據(jù)常溫極限承載力的試驗(yàn)結(jié)果,按下式進(jìn)行換算[16]:

式中:P、P0為耐火極限試驗(yàn)試件的荷載值、常溫試驗(yàn)試件的荷載值；l、l0為耐火極限試驗(yàn)試件的有效高度、常溫試驗(yàn)試件的有效高度；b、b0為耐火極限試驗(yàn)試件的寬度、常溫試驗(yàn)試件的寬度。

表2 試件尺寸表

1)試件編號(hào)中,A、F分別表示常溫極限承載力、耐火極限,3、5表示試件層板數(shù)目,-10、-20表示持荷水平(百分比)。

(2)位移測(cè)量

采用拉線式位移計(jì)測(cè)量試件的軸向位移和側(cè)向位移,采樣頻率為0.2 Hz。

(3)應(yīng)變測(cè)量

常溫極限承載力試驗(yàn)中,在墻體半高處沿四周布置了標(biāo)距50 mm的應(yīng)變片,如圖1(單位:mm)所示。應(yīng)變采集使用東華DH3818靜態(tài)應(yīng)變采集系統(tǒng),采樣頻率為0.2 Hz。

(4)溫度測(cè)量

耐火極限試驗(yàn)中,采用K型熱電偶測(cè)量火災(zāi)爐內(nèi)爐溫、構(gòu)件內(nèi)部溫度,采樣頻率為5 Hz。熱電偶的平面布置和埋置深度見圖2(單位:mm)、圖3(單位:mm)。

圖3 熱電偶埋置深度

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 常溫極限承載力試驗(yàn)

2.1.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

常溫極限承載力試驗(yàn)在100 t的液壓試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,試驗(yàn)的加載裝置見圖4(單位:mm)。為了防止加載過程中出現(xiàn)局部受壓屈服,在墻體端部設(shè)置了U型套筒,U型套筒與墻體之間通過螺栓連接,同時(shí)在U型套筒上開槽并配合刀鉸實(shí)現(xiàn)墻體鉸接的邊界條件。

墻體的加載分為預(yù)加載和正式加載：預(yù)加載的方法參見《木結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50329—2012)；正式加載的方法參考Wiesner等[17]的文獻(xiàn),加載速率取15 kN/min。

圖4 常溫極限承載力試驗(yàn)加載裝置

2.1.2 試驗(yàn)現(xiàn)象

各試件的破壞模式和變形發(fā)展過程大致相同,以試件A3- 1為例,介紹試驗(yàn)現(xiàn)象:加載至95 kN時(shí),試件與U型套筒之間相互擠壓發(fā)出輕微的響聲;加載至500 kN時(shí),試件側(cè)向變形明顯,一側(cè)位移計(jì)與試件脫離,側(cè)向變形速率加快;加載至600 kN 時(shí),試件中部傳來持續(xù)的輕微聲響;加載至649 kN時(shí),荷載達(dá)到最大值,隨著“轟”的一聲巨響,試件喪失穩(wěn)定性,側(cè)向變形突變,外側(cè)層板沿木節(jié)處被拉斷,同時(shí)靠近底部支座處的橫紋層層板發(fā)生滾剪破壞,裂縫沿膠縫向上貫穿,試驗(yàn)結(jié)束,試驗(yàn)照片見圖5。

圖5 常溫極限承載力試驗(yàn)照片

2.1.3 荷載-位移曲線

試件的荷載-位移曲線見圖6。

圖6(a)、(c)中可知,A3、A5組試件的荷載-軸向位移曲線基本重合,軸向位移隨荷載呈線性增加。將圖中的曲線按線性函數(shù)進(jìn)行擬合,計(jì)算出各試件彈性模量(不考慮橫紋層)見表3。

荷載-側(cè)向位移曲線以A5- 2為例進(jìn)行說明,由圖6(d)知,當(dāng)荷載低于400 kN時(shí),試件A5- 2側(cè)向位移較小,二階彎矩不大,荷載與側(cè)向位移之間基本呈線性關(guān)系;當(dāng)荷載大于400 kN時(shí),隨著荷載的增加,二階彎矩加速增長(zhǎng),側(cè)向位移快速增大,荷載-側(cè)向位移曲線呈非線性關(guān)系。

試件A3- 1與A3- 2的荷載-側(cè)向位移曲線存在較大差異,見圖6(b),產(chǎn)生這種情況的因是:試件A3- 1在預(yù)加載過程中(預(yù)加載值取極限承載力估計(jì)值的1/50)試驗(yàn)機(jī)發(fā)生故障,試件在試驗(yàn)機(jī)上停留了56 d,期間產(chǎn)生的未知蠕變,導(dǎo)致側(cè)向位移異常。

圖6 荷載-位移曲線

A3組、A5組試驗(yàn)結(jié)果見表3。

由表3知,A3組試件的破壞荷載大于A5組,分析原因?yàn)?沿受壓方向,三層CLT墻體順紋層厚度為70 mm高于五層CLT墻體的63 mm(大量研究表明,橫紋層彈性模量強(qiáng)度都很小,對(duì)極限承載力的影響可以忽略[11,18])；同時(shí)三層CLT墻體的順紋層板距離中性軸較遠(yuǎn),截面的慣性矩更大；因此在常溫下具有更大的極限承載力。

表3 A3組和A5組試驗(yàn)結(jié)果

2.1.4 荷載-應(yīng)變曲線

圖7為A5組試件的荷載-應(yīng)變曲線,A3組試件的荷載-應(yīng)變曲線與A5組的類似,限于篇幅,此處僅以A5組為例作分析。

圖7 荷載-應(yīng)變曲線

由圖7(a)知,試件A5- 1和A5- 2在達(dá)到最大極限承載力時(shí),受壓區(qū)應(yīng)變平均值分別為-3 557×10-6和-2 221×10-6,由此可計(jì)算應(yīng)力為-53、-45 MPa。圖7(b)為A5組試件受拉側(cè)的應(yīng)變曲線,由圖可知,在加載初期,墻體全截面受壓,當(dāng)荷載增加至550 kN時(shí),二階彎矩增大,墻體側(cè)向位移快速增加,墻體逐漸由受壓變?yōu)槭芾?/p>

2.2 耐火極限試驗(yàn)

2.2.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

火災(zāi)試驗(yàn)的升溫曲線采用ISO 834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線。為了實(shí)現(xiàn)墻體的單面受火,不受火面采用的保護(hù)措施見圖8。

圖8 不受火面的保護(hù)措施

耐火極限試驗(yàn)中,需對(duì)試件施加恒定荷載,為了使測(cè)量的軸向位移更準(zhǔn)確,本文耐火極限試驗(yàn)采取的加載方式為:先按照15 kN/min的速度施加到極限荷載的30%并持荷5 min,檢查位移計(jì)的工作狀態(tài),隨后將荷載卸載至目標(biāo)的持荷水平。

根據(jù)《建筑構(gòu)件耐火試驗(yàn)方法》(GB/T 9978—2008)的規(guī)定,當(dāng)構(gòu)件滿足下列條件之一可認(rèn)為本試驗(yàn)中構(gòu)件已達(dá)到耐火極限:一是極限軸向壓縮變形量達(dá)到h/100,本文試件為30.3 mm;二是極限壓縮變形速率達(dá)到3h/1 000,本文試件為9.09 mm/min。

2.2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象

點(diǎn)火前,通過油泵控制千斤頂進(jìn)行加載,待千斤頂和位移計(jì)的讀數(shù)穩(wěn)定后開始點(diǎn)火。受火約5 min后,由于木材的不完全燃燒和內(nèi)部水分的蒸發(fā),垂直爐上方有大量的煙氣冒出;受火15 min左右,煙氣逐漸減少,爐溫逐漸升高。隨著木材的逐漸炭化,試件的有效截面和彈性模量開始降低,軸向位移開始增加,軸向位移速率不斷加快,試件受火后的照片見圖9。

隨著受火時(shí)間的增加,試件的有效截面和彈性模量不斷減小,逐漸不能承受預(yù)加荷載。其中試件F3- 10在受火時(shí)間為35 min時(shí),墻體的軸向位移開始急劇增大,油壓表的讀數(shù)開始迅速地下降,并且無(wú)法補(bǔ)壓到預(yù)加荷載,表明CLT墻體達(dá)到耐火極限。試件F3- 20在受火時(shí)間為24 min時(shí),墻體的軸向位移開始急劇增大,此時(shí)墻體已經(jīng)無(wú)法持荷,試件達(dá)到耐火極限。試件F5- 10在受火時(shí)間為60 min時(shí),軸向位移出現(xiàn)較明顯的增加,補(bǔ)壓后仍可持荷,在受火時(shí)間為64 min時(shí),軸向位移開始快速增加,試件無(wú)法持荷,達(dá)到耐火極限。試件F5- 20在受火35 min后,軸向位移增加較為明顯,49 min時(shí)軸向位移達(dá)到限值,試件達(dá)到耐火極限。

圖9 試件受火后照片

2.2.3 位移-時(shí)間曲線

圖10為耐火極限試驗(yàn)的位移-時(shí)間曲線,由圖可知,試件F3- 10、F3- 20和F5- 10在受火時(shí)間為35 、24 和64 min時(shí),墻體軸向位移變化速率分別為9.6、9.8和12.4 mm/min,超過變形速率限值,試件達(dá)到耐火極限。試件F5- 20在受火時(shí)間49 min時(shí),軸向位移為30.4 mm,超過壓縮變形量限值,試件達(dá)到耐火極限。

圖10 F3、F5組的位移-時(shí)間曲線

2.2.4 溫度分布

垂直爐中布置了25個(gè)熱電偶用來記錄爐內(nèi)的溫度變化情況,圖11為試驗(yàn)中爐內(nèi)的平均溫度與ISO 834升溫曲線對(duì)比情況,由圖可知,爐溫的平均值與ISO 834升溫曲線整體吻合良好。

圖11 試件爐溫平均值與ISO 834升溫曲線對(duì)比

圖12給出了F3組和F5組試件在相同埋置深度的熱電偶實(shí)測(cè)溫度。對(duì)比各測(cè)點(diǎn)的溫度-時(shí)間曲線可知:

(1)不同的層板組成的CLT墻體在相同位置的溫度分布基本相同,即層板的組成方式對(duì)墻體內(nèi)部溫度分布影響不明顯。

(2)相同的層板組成的CLT墻體,在不同持荷水平下,試件內(nèi)部溫度分布基本一致,即持荷水平對(duì)試件內(nèi)部溫度分布影響不明顯。

圖12 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)溫度對(duì)比

(3)測(cè)點(diǎn)溫度隨時(shí)間平穩(wěn)增加,沒有出現(xiàn)溫度陡升,由此可知CLT墻體在受火過程中炭化層未脫落。

(4)除T1外,其他測(cè)點(diǎn)在溫度達(dá)到100 ℃左右時(shí),由于水分蒸發(fā)大量吸熱,升溫曲線出現(xiàn)溫度平臺(tái),且距離受火面越遠(yuǎn),平臺(tái)段越長(zhǎng)。

2.2.5 炭化速度和耐火極限

由于試驗(yàn)爐停火后,試件仍處于高溫狀態(tài),不能及時(shí)取出,試件存在繼續(xù)炭化的情況。因此待經(jīng)過較長(zhǎng)時(shí)間后將降溫后試件取出時(shí),已無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)量試件在達(dá)到耐火極限時(shí)的剩余截面。本文用埋置在試件內(nèi)部的溫度數(shù)據(jù)近似推算木材的炭化速度。根據(jù)歐洲規(guī)范EN 1995- 1- 2,以300 ℃作為臨界炭化溫度,將試件的溫度數(shù)據(jù)整理擬合,見圖13所示。

圖13 試件的炭化速度

從圖13可知,F3組和F5組試件的炭化速度約為0.69和0.67 mm/min,略高于歐洲規(guī)范中規(guī)定的0.65 mm/min。主要原因在于:層板之間存在貫通的縫隙,在火災(zāi)作用下,熱量通過縫隙進(jìn)入試件的內(nèi)部,加速了木材的炭化,從圖14中也可以看出,板材之間存在較大的縫隙。

圖14 試件層板間縫隙

CLT墻體耐火極限試驗(yàn)結(jié)果見表4。

表4 耐火極限試驗(yàn)結(jié)果

從表4中可以看出:

(1)持荷水平對(duì)試件的耐火極限具有較大的影響。相同層板類型的CLT墻體,持荷小的試件耐火極限大。當(dāng)持荷比由10%提高到20%時(shí),F3組試件的耐火極限降低了31.4%;F5組試件的耐火極限降低了23.4%。

(2)層板的組成類型對(duì)墻體的耐火極限有較大的影響,持荷比相同的條件下,五層CLT墻體的耐火極限高于三層CLT墻體。10%的持荷水平下,五層墻體的耐火極限比三層墻體高45.3%;20%的持荷水平下,五層墻體的耐火極限比三層墻體高51.0%。

產(chǎn)生表4結(jié)果的主要原因?yàn)?

(1)持荷水平越低,試件抵抗破壞所需的有效截面就越小,因此可接受的受火時(shí)間就越長(zhǎng),即耐火極限高。

(2)由于三層墻體和五層墻體的炭化速度相差很小,可認(rèn)為同一時(shí)刻具有相同的炭化深度。舉例來說,當(dāng)炭化深度達(dá)到35 mm時(shí),對(duì)于三層墻體,其第1順紋層(以受火面層為第1層,依次排序)完全喪失承載力,有效截面迅速減小為僅有第3層順紋層的35 mm,截面的中性軸快速向背火面轉(zhuǎn)移,截面的慣性矩迅速減小,從而導(dǎo)致承載力迅速下降;而同一時(shí)刻,五層墻體的有效截面仍然具有63 mm(3、4、5層),第4橫紋層雖然彈性模量強(qiáng)度很小,但居于第3、5順紋層之間,對(duì)形成截面的厚度、慣性矩依然起作用,故有效截面的厚度、慣性矩大于同時(shí)刻的三層墻體,承載力下降速度慢于三層墻體,即耐火極限高于三層墻體。

3 有限元分析

3.1 有限元建模方法及模型簡(jiǎn)介

3.1.1 木材本構(gòu)和熱工參數(shù)

木材是一種非線性的各向異性材料,為了正確反映木材的本構(gòu)關(guān)系,采用課題組[19]編寫的VUMAT子程序,木材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系見圖15所示。

圖15 木材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

計(jì)算時(shí)采用間接耦合的方法,溫度場(chǎng)的計(jì)算僅涉及熱傳遞分析,木材的熱工參數(shù)按歐洲規(guī)范EN 1995- 1- 2中的建議取值。

3.1.2 常溫極限承載力有限元模型

VUMAT子程序在計(jì)算時(shí)引入了單元?jiǎng)h除的功能,為保證邊界條件以及墻體兩端接觸關(guān)系的有效性,本文在墻體的兩端均設(shè)置了100 mm的“彈性木材”,如圖16所示。

圖16 彈性木材的設(shè)置

參照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》以及《鋼結(jié)構(gòu)工程施工質(zhì)量驗(yàn)收規(guī)范》中關(guān)于初始缺陷的要求,在分析時(shí)考慮了木構(gòu)件的初始彎曲和初始偏心的影響。

3.1.3 耐火極限有限元模型

耐火極限分析模型采用間接耦合的方法,為保證后續(xù)結(jié)構(gòu)場(chǎng)分析中邊界條件與接觸的完整性,溫度場(chǎng)分析時(shí),在墻體的兩端均設(shè)置了250 mm的不受火區(qū)域(與耐火極限試驗(yàn)保持一致),見圖17。

3.1.4 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分應(yīng)滿足計(jì)算精度要求,同時(shí)又要減少計(jì)算成本,經(jīng)多次試算得到比較理想的網(wǎng)格劃分方式,見表5。

圖17 有限元溫度場(chǎng)模型

表5 有限元模型網(wǎng)格尺寸

3.2 CLT墻體常溫極限承載力有限元分析

3.2.1 幾何初始缺陷對(duì)墻體承載力影響研究

選取Schmid等[8]進(jìn)行的CLT墻體常溫軸心受壓試驗(yàn)作為算例,試件平面尺寸為1 750 mm×300 mm,總厚度為95 mm(5×19 mm),兩端鉸接。試驗(yàn)結(jié)束時(shí),測(cè)得屈曲強(qiáng)度28 MPa(文獻(xiàn)[8]指出,評(píng)價(jià)力學(xué)指標(biāo)時(shí),只計(jì)入順紋層面積),推算出極限承載力為484 kN。

本次數(shù)值模擬分兩步進(jìn)行:(1)通過線性屈曲分析,得到各階屈曲模態(tài)和特征值;(2)在上一步分析的基礎(chǔ)上引入幾何初始缺陷,采用弧長(zhǎng)法進(jìn)行非線性屈曲分析。

本文中采用一致缺陷模態(tài)法引入幾何初始缺陷。由于無(wú)法得知精確的幾何初始缺陷,為考察缺陷的敏感性,模態(tài)縮放因子依次取L/2 000、L/1 000、L/500。分析結(jié)果見圖18。

圖18 算例的荷載-側(cè)移曲線

由圖18知,缺陷因子取L/1 000時(shí),屈曲承載力計(jì)算結(jié)果誤差很小,只有2.78%。因此本文中后續(xù)的常溫極限承載力有限元分析中,采用一致缺陷模態(tài)法考慮幾何初始缺陷的影響,缺陷因子取L/1 000。

3.2.2 荷載-位移曲線對(duì)比

圖19給出了試驗(yàn)測(cè)得的荷載-位移曲線與有限元計(jì)算的荷載-位移曲線的對(duì)比情況。

由圖19可知:

(1)對(duì)比極限承載力,試件A3組的有限元計(jì)算值為705 kN,試件A3組的試驗(yàn)均值668 kN,相對(duì)誤差為5.3%,試件A5的有限元計(jì)算值為623 kN,試件A5組的試驗(yàn)均值593 kN,相對(duì)誤差為5.1%。

(2)對(duì)比側(cè)向位移,除試件A3- 1外,其余試件的有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好。產(chǎn)生試件A3- 1的試驗(yàn)結(jié)果的原因如前2.1.3節(jié)中所述。

圖19 試驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果對(duì)比

3.3 CLT墻體耐火極限有限元分析

3.3.1 溫度場(chǎng)對(duì)比

圖20給出了F3組和F5組試件測(cè)點(diǎn)的溫度實(shí)測(cè)值與有限元計(jì)算值之間的對(duì)比,由圖20可知:

(1)試件接近耐火極限時(shí),部分測(cè)點(diǎn)的溫度試驗(yàn)值高于計(jì)算值(測(cè)點(diǎn)T1、T2、T3、T5和T6),原因有兩個(gè)方面:一是層板之間存在的縫隙導(dǎo)致熱量的進(jìn)入,使得該處的測(cè)點(diǎn)溫度較高;二是本文中在有限元計(jì)算時(shí),采用間接耦合的計(jì)算方法,并未考慮結(jié)構(gòu)場(chǎng)對(duì)溫度場(chǎng)分布的影響,使得計(jì)算值低于試驗(yàn)值。

(2)實(shí)測(cè)溫度和有限元計(jì)算值趨勢(shì)吻合較好,有限元分析中,在100 ℃附近出現(xiàn)了較為明顯的臺(tái)階,與試驗(yàn)結(jié)果相符,因此可以通過有限元軟件預(yù)測(cè)試件內(nèi)部溫度的分布情況。

根據(jù)不同時(shí)刻的有限元炭化深度結(jié)果計(jì)算出炭化速度,見圖21。

圖21 炭化速度試驗(yàn)值與有限元分析結(jié)果對(duì)比

從圖21可知,在受火前期,有限元分析得到的炭化速度計(jì)算值高于A3組試驗(yàn)值。隨著受火時(shí)間的增加,炭化速度計(jì)算值逐漸降低,在受火20 min后低于A5組試驗(yàn)值,受火30 min后低于A3組試驗(yàn)值。綜上所述,整個(gè)受火過程,有限元計(jì)算的炭化速度平均值為0.62 mm/min低于試驗(yàn)平均值0.68 mm/min,計(jì)算值與試驗(yàn)值誤差小于10%,有限元可以較好的模擬炭化速度。

圖22為試件的位移-時(shí)間曲線對(duì)比情況,從圖中可以看出,有限元計(jì)算值和試驗(yàn)值在發(fā)展趨勢(shì)上吻合較好。由于有限元分析中假定木材為理想無(wú)瑕疵的木材,所以有限元計(jì)算得到的耐火極限值均高于試驗(yàn)值。但誤差均小于15%,在可接受的范圍內(nèi),見表7。

圖22 F5組試件的位移-時(shí)間曲線

表7 耐火極限模擬值及誤差

3.3.2 應(yīng)力分布與破壞模式

圖23為試件F5- 20各時(shí)刻下墻體半高處橫截面的應(yīng)力分布情況。由圖可知,受火前截面的應(yīng)力分布較為均勻,見圖23(a);隨著受火時(shí)間的增加,試件逐漸炭化,有效截面減小，偏心距增加,軸心受壓轉(zhuǎn)為偏心受壓,截面上的應(yīng)力逐漸增大,達(dá)到耐火極限時(shí),墻體半高處的最大拉應(yīng)力為37 MPa,最大壓應(yīng)力為40 MPa,見圖23(b)。

圖23 試件F5- 20橫截面的應(yīng)力

圖24為試件達(dá)到耐火極限時(shí)的破壞模式。從圖中可以看出,墻體出現(xiàn)明顯的彎曲變形,這與耐火極限試驗(yàn)中觀察到的現(xiàn)象一致。

圖24 試件的破壞模式

4 結(jié)論

1)墻體的長(zhǎng)細(xì)比較大,常溫下極限承載力試驗(yàn)中,均發(fā)生了屈曲破壞;三層CLT墻體的極限承載力高于五層CLT墻體的極限承載力。

2)試件軸向位移隨荷載增加近似呈線性增加;側(cè)向位移在荷載施加到極限荷載的80%～90%時(shí),由于偏心距的存在以及二階彎矩的作用,側(cè)向位移快速增加。

3)受火后的CLT墻體,由于層板的不斷炭化,試件由軸心受壓轉(zhuǎn)為偏心受壓,試件達(dá)到耐火極限的形式為:軸向位移變化速率超過限值(試件F3- 10、試件F3- 20和試件F5- 10)或者軸向變形超過限值(試件F5- 20)。

4)墻體試件的耐火極限與層板組成類型和持荷水平有關(guān)。在相同持荷水平條件下,五層CLT墻體的耐火極限高于三層CLT墻體;在相同層板組成類型條件下,持荷水平高時(shí)耐火極限小。

5)由極限承載力模擬結(jié)果可知:有限元計(jì)算的極限承載力與試驗(yàn)值偏差只有5%左右,有限元模型可以較準(zhǔn)確的推算試驗(yàn)結(jié)果;由耐火極限模擬結(jié)果可知:有限元計(jì)算的試件耐火極限與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差均在15%以內(nèi),有限元分析可以較好地預(yù)測(cè)試件內(nèi)部溫度發(fā)展趨勢(shì)與破壞模式。