胶合木梁三面受火后力学性能的试验研究

引用文献:

胡小锋 陈玲珠 许清风 韩重庆 冷予冰. 胶合木梁三面受火后力学性能的试验研究[J]. 建筑结构,2020,50(16):87-93.

HU Xiaofeng CHEN Lingzhu XU Qingfeng HAN Chongqing LENG Yubing. Experimental study of the mechanical behavior of glulam beams exposed to three-side fire[J]. Building Structure,2020,50(16):87-93.

作者:胡小锋 陈玲珠 许清风 韩重庆 冷予冰
单位:建发房地产集团有限公司 上海市建筑科学研究院上海市工程结构安全重点实验室 东南大学建筑设计研究院有限公司
摘要:通过2组7根胶合木梁三面受火后力学性能的对比试验,研究了不同表面处理和不同受火时间后胶合木梁的破坏形态、剩余承载力和应变的变化规律。研究表明,胶合木梁剩余承载力随受火时间增加而明显降低,受火20~40min后剩余承载力显著降低;表面有阻燃涂料处理试件剩余承载力略大于无阻燃涂料处理试件。未受火对比试件和受火后试件跨中截面应变分布均符合平截面假定;相同荷载作用下,受火后试件梁底和梁顶的应变均大于未受火对比试件。采用基于ABAQUS二次开发的木材本构模型,能准确预测木材内部温度在100℃左右时的平台段,且距离受火面越远平台段越长;水平和竖向炭化深度模拟值与试验值误差为8.6%~14.0%,能较准确地模拟胶合木梁的炭化深度;胶合木梁受火后剩余承载力模拟值与试验值吻合较好,可用于胶合木梁三面受火后剩余承载力的评估。
关键词:木结构 胶合木梁 三面受火 阻燃涂料 炭化深度 剩余承载力
作者简介:许清风,博士,教授级高级工程师,Email:xuqingfeng73@163.com。
基金:国家自然科学基金(51808339);上海市青年科技启明星计划项目(17QB1403400)。

0 概述

   木结构具有施工简便、工期短、节能、环保、抗震性能好等优点,目前在欧洲和北美等发达地区得到了较广泛的应用。随着国家标准《装配式木结构建筑技术规范》(GB/T 51233—2016) [1]和《多高层木结构建筑技术标准》(GB/T 51226—2017) [2]的相继颁布,以及国家对现代木结构作为三大装配式体系之一的确定,木结构将在我国得到大力发展和推广应用。为突破天然木材形状尺寸的限制、提高木材的使用率,由胶合木层板叠层胶合而成的胶合木技术不断发展。但木材是一种可燃性材料,研究胶合木结构的防火安全性能对胶合木结构的发展具有重要意义。

   欧洲规范EN 1995-1-2 [3]中规定密度大于290kg/m3的胶合木炭化速度为0.7mm/min。国家标准《胶合木结构技术规范》(GB/T 50708—2012) [4]规定胶合木有效炭化速度随受火时间延长而有所降低,分别受火0.5,1.0,1.5,2.0h的有效炭化速度分别为0.87,0.76,0.71,0.67mm/min。Frangi等 [5]对云杉胶合木梁进行了ISO标准火灾条件下的三面受火试验,得到的云杉胶合木梁炭化速度亦为0.7mm/min。Firmanti等 [6]进行了三面受火木梁的耐火极限试验,研究表明,受火木梁耐火极限随应力水平增大而降低。许清风等 [7]进行了石灰膏抹面花旗松锯木梁三面受火后力学性能的试验研究,结果表明石灰膏抹面能延缓木梁内部温升梯度、有效延缓初始炭化时间、显著降低炭化速度。

   本文结合我国常用树种,进行胶合木梁三面受火后力学性能的试验研究,为确定胶合木梁受火后剩余承载力提供科学依据。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

   本次进行了2组共7根樟子松胶合木梁三面受火后力学性能的试验研究。试件规格均为100mm×200mm×2 000mm,截面高度方向上由5层等厚木板胶合而成。用于制作胶合木梁的胶粘剂为AQUENCE SL 3184型水基胶粘剂,主要成分为水基聚醋酸乙烯酯。试件表面处理分两种:未处理和阻燃涂料处理。试件受火时间分别为0min(对比未受火试件),20,30,40min(受火后试件)。升温曲线采用ISO 834标准升温曲线。2组(100B,100BI组)7个试件编号为:100B 0,100B 20,100B 30,100B 40,100BI 20,100BI 30,100BI 40。以试件100BI 20为例阐述试件编号原则:其中100代表试件规格100mm×200mm×2 000mm;B代表胶合木梁(Beam);I代表表面涂抹阻燃涂料,若表面无阻燃涂料则无此项;20代表受火时间为20min,对比试件该项为0。

1.2 试验材料

   本次试验木材选用樟子松,根据国家标准规定的标准试验方法实测的清材小试件的物理力学指标包括:含水率14.4%,密度469kg/m3,顺纹抗压强度35.6MPa,顺纹抗拉强度73.6MPa,顺纹抗压弹性模量9 312MPa,抗弯弹性模量11 925MPa。

   阻燃涂料选用市场常见的非膨胀型木材保护水性涂料,组分包括硼酸盐、聚磷酸铵等难燃物,防火(材料燃烧)性能达到国家标准《建筑材料及制品燃烧性能分级》(GB 8624—2012) [8]的B1级。该涂料无色无味,不改变木材自然外观,涂刷前将涂料电动搅拌15min后,均匀涂刷一遍于试件表面,涂刷量约300g/m2

1.3 试验过程

   本次受火试验和火灾后静载试验均在上海市建筑科学研究院上海市结构安全重点实验室进行。受火试验在大型垂直试验炉中进行,木梁顶面及梁两端各300mm长度范围用耐火棉包裹,实现三面受火,且受火过程中未施加外荷载。炉温按ISO 834标准升温曲线升温到指定受火时间后,立即切断燃气并打开炉门,进行浇水冷却。

   静载试验在试验机上进行。试验过程中,通过在木梁跨中截面布置应变片以了解加载过程中跨中截面的变形情况,应变片粘贴前先去除木梁表面的炭化层和高温分解层;在木梁支座处及跨中布置位移计以了解加载过程中木梁的整体变形情况。应变片和位移计布置见图1所示。

   试件采用三分点加载,支座间距1.8m。荷载由千斤顶施加并通过分配梁传递,试验加载装置见图2。正式加载前进行预加载,正式加载采用单调分级加载。

图1 位移计和应变片布置图

   图1 位移计和应变片布置图   

    

图2 试验装置示意图

   图2 试验装置示意图   

    

2 试验现象

2.1 100B组

   未受火对比试件100B 0加载至70.3kN时发出一声较大的声响,在跨中底部出现裂缝;加载至99.9kN时,试件发出咔嚓一声,荷载迅速下降,试件破坏。破坏时木梁底部偏离跨中130mm处木材拉断,出现竖直向上裂缝至第四胶合面后沿水平方向向跨中发展;第二胶合面产生较宽的水平裂缝。试件100B 20加载至12kN,有轻微声响,可观察到木梁表面部分炭化层掉落;加载至28kN时,发出声响逐渐变大的咔咔声;加载至51.4kN时,伴随巨大声响荷载迅速下降,试件破坏。破坏时右加载点底面的木材被拉断,产生一条斜向上的裂缝,斜裂缝在胶合面处有一小段水平段,成阶梯状向上。试件100B 30加载至17.5kN,发出轻微咔嚓声响,之后声响连续发出;加载至29.4kN时,试件发出一声大咔嚓声,荷载下降,试件破坏。破坏时右加载点底面木纤维拉断,向跨中中部产生一条斜向上的阶梯状裂缝。试件100B 40加载至21.5kN时,可观测到右加载点支座处木材出现局部皱褶,并随荷载增大皱褶越来越明显;加载至26.1kN时,伴随几声较大声响,荷载迅速下降,试件破坏。破坏时右加载点底面边缘木材拉断,并且跨中中部出现一条较大宽度的水平向裂缝。100B组破坏形态见图3。

图3 100B组试件破坏形态

   图3 100B组试件破坏形态   

    

2.2 100BI组

   试件100BI 20在加载至24kN时,发出连续声响;加载至45.2kN时,伴随较大声响荷载下降,试件破坏。破坏时跨中底部木材拉断,同时第二、三胶合面在纯弯段出现水平向裂缝。试件100BI 30在加载至21.5kN时发出轻微声响;加载至39.0kN时,伴随巨大声响荷载下降,试件破坏。破坏时跨中底部产生斜裂缝至第三胶合面,并沿胶合面向两侧产生较宽的水平裂缝。试件100BI 40在加载至13.6kN时,开始发出轻微声响;加载至32.3kN时,伴随几声较大声响荷载下降,试件破坏。破坏时右加载点底部木纤维拉断,并向两侧产生倾斜裂缝。100BI组破坏形态见图4。

图4 100BI组破坏形态

   图4 100BI组破坏形态   

    

   综上所述,两组胶合木梁的破坏形态基本相似。加载初期,对比试件发出咔咔声,受火后试件炭化层发出轻微声响;随着荷载增加,声响变大;最后伴随一声或几声较大声响,荷载下降,试件破坏。破坏时在加载点底部或跨中底部木纤维拉断,木材拉断后由于横纹受拉产生斜裂缝,斜裂缝延伸至胶合面沿水平发展呈阶梯状。

3 试验结果与分析

3.1 主要试验结果

   两组木梁主要试验结果见表1。各组木梁的荷载-跨中挠度曲线见图5。其中跨中挠度为位移计DL-2测得的跨中位移减去位移计DL-1和位移计DL-3的测得的支座平均位移。

   主要试验结果 表1


试件编号
破坏位移/mm 破坏荷载/kN 剩余承载力系数

100B 0
19.8 99.9 1.00

100B 20
18.7 51.4 0.51

100B 30
11.6 29.4 0.29

100B 40
20.8 26.1 0.26

100BI 20
17.7 45.2 0.45

100BI 30
15.8 39.0 0.39

100BI 40
23.4 32.3 0.32

   注:剩余承载力系数为受火试件破坏荷载与对比试件破坏荷载的比值。

    

   由图5和表1可知:试件荷载-跨中挠度曲线接近线性;受火后试件初始刚度均小于未受火对比试件,并且随受火时间增加初始刚度总体上不断减小,且初始刚度随受火时间增加下降幅度增大。受火后试件剩余承载力随受火时间增加不断降低,受火20~40min胶合木梁的剩余承载力显著降低。表面有阻燃涂料处理试件剩余承载力略大于无阻燃涂料处理试件。

图5 各组木梁荷载-跨中挠度曲线

   图5 各组木梁荷载-跨中挠度曲线   

    

图6 各组木梁荷载-应变曲线

   图6 各组木梁荷载-应变曲线   

    

图7 典型木梁跨中截面沿截面高度应变图

   图7 典型木梁跨中截面沿截面高度应变图   

    

3.2 截面应变分析

   试件梁顶应变片(1#)和梁底应变片(7#)得到荷载-应变曲线见图6。由图6可知:各试件梁底拉应变和梁顶压应变绝对值均随荷载增加而增加,受拉边缘和受压边缘的应变趋势相近。在相同荷载作用下,受火后试件梁底和梁顶的应变均大于对比试件,且随受火时间的增加而增大。

   典型木梁跨中截面应变沿高度分布见图7。由图7可知,在受力过程中,未受火对比试件和典型受火后试件的跨中截面沿截面高度的应变变化基本符合平截面假定。

3.3 炭化速度分析

   胶合木梁受火后截面见图8。木梁炭化深度取每根木梁两个三分点处截面炭化深度的平均值计算,木梁炭化速度汇总见表2。

   由图3、图4和图8 可知,胶合木梁受火后截面可分为炭化区、高温分解区和正常区,受火后胶合木梁表面炭化后形成类似鳄鱼皮纹理的纵横裂缝,角部由于受两个方向的热作用出现“拐角效应”。

   由表2可知,无阻燃涂料处理试件实测水平平均炭化速度为0.60mm/min、实测竖向平均炭化速度为0.67mm/min,竖向炭化速度略大于水平炭化速度。表面涂抹阻燃涂料后,试件实测水平平均炭化速度为0.55mm/min、实测竖向平均炭化速度为0.59mm/min,均有所降低。

   炭化速度试验值 表2


试件
编号

受火前尺寸
/mm
受火后尺寸
/mm
炭化速度
/(mm/min)

B
H b h Vb Vh

100B 20
101 200 75.5 187.0 0.64 0.65

100B 30
102 201 66.5 182.0 0.59 0.63

100B 40
99 202 54.5 173.0 0.56 0.73

100BI 20
101 200 77.5 188.5 0.59 0.58

100BI 30
100 201 66.5 183.0 0.56 0.60

100BI 40
99 199 58.5 175.5 0.51 0.59

   注:Vb为水平炭化速度;Vh为竖向炭化速度。

    

图8 木梁受火后炭化情况

   图8 木梁受火后炭化情况   

    

图9 木材本构模型

   图9 木材本构模型  

    

4 数值模拟

4.1 木材本构模型子程序

   利用ABAQUS开发了能模拟木材各向异性、拉压破坏模式不同、材性随温度变化的VUMAT本构模型子程序,该子程序将木材各向异性简化成正交各向异性,以Yamada-Sun强度准则(式(1))作为屈服准则 [9],引入损伤因子考虑木材进入非线性后的本构关系,木材热工系数随温度的变化关系按欧洲规范EN 1995-1-2 [3]选取。木材高温下力学性能按文献[10]选取。子程序实现的本构模型如图9所示。樟子松常温下本构模型材料参数如表3所示,表3中顺纹抗拉强度、顺纹抗压强度及顺纹弹性模量来自材性试验结果,泊松比取自文献[11];横纹弹性模量、剪切模量按文献[12]ET≈0.05EL,ER≈0.10EL,GLR≈0.075 EL,GRT≈0.018 EL,GLT≈0.06EL;木材横纹抗拉、抗压强度和抗剪强度按文献[12]樟子松实测数据。

   樟子松本构模型材料参数 表3


模量/MPa
泊松比 拉、压强度/MPa 剪切强度/MPa
符号 数值 符号 数值 符号 数值 符号 数值

EL
9 312 μLR 0.347 fLt 73.6 fLR 7.2

ER
931.2 μTL 0.016 fLc -35.6 fRT 2.7

ET
465.6 μRT 0.408 fRt 7.4 fTL 7.2

GLR
698.4 fRc -8.9

GRT
167.616 fTt 7.4

GTL
558.72 fTc -8.9

   注:EL,ER,ET分别为顺纹纵向(L)、横纹径向(R)、横纹切向(T)的弹性模量;GLR,GRT,GTL分别为作用面L面沿R向、作用面R面沿T向、作用面T面沿L向的剪切模量;μLR,μTL,μRT分别为作用面L面沿R向、作用面T面沿L向、作用面R面沿T向的泊松比;fLt,fRt,fTt分别为L,R,T向的抗拉强度;fLc,fRc,fTc分别为L,R,T向的抗压强度;fLR,fRT,fTL分别为作用面L面沿R向、作用面R面沿T向、作用面T面沿L向的抗剪强度。

    

   F={σ12f112+τ122S122+τ132S1321(X)σ22f222+τ122S122+τ232S2321(Y)σ32f332+τ312S312+τ232S2321(Ζ)(1)

   式中:F为屈服函数;f11,f22f33分别为三个正应力σ1,σ2,σ3方向的抗拉或抗压强度;S12,S13S23为剪切强度;σiτij分别为正应力和剪应力分量。

4.2 有限元分析过程

   首先建立热分析模型,进行构件温度场模拟,得到特定受火时间下构件的温度场分布;将热分析模型转换为结构模型,把第一步模拟的温度场施加到结构模型上,调用VUMAT进行结构模型的力学分析。

   在温度场分析时,胶合木梁采用八节点线性六面体热分析单元DC3D8,各胶合层单独建模,用约束(Tie)模拟胶合作用,将各胶合层边界上节点的温度自由度耦合。在热力耦合分析时,木材单元改为三维八节点六面体线性减缩积分单元C3D8R。

   有限元模拟顺序与试验顺序相同:先升温,后进行加载试验。木梁模型两端简支,采用三等分点位移加载,建立参考点与梁三分点顶面100mm×100mm区域耦合,将位移加到参考点上。木梁两端包裹耐火棉的区域模拟时当成绝热面。受火面热对流系数取25 W/(m2·K),热辐射系数取0.8。未受火表面,采用热对流来模拟木构件与室内正常环境中空气的热量交换,热传导系数取9W/(m2·K)。

   模型所需施加的温度场为达到受火时间时的温度场,如模拟试件100B 40,则将受火40min时的温度场导入,温度超过300℃区域的单元强度和刚度退化为零,为避免该单元在受力中产生较大变形,将其删除。数值模拟使用ABAQUS/Explicit模块进行求解分析。

4.3 温度场模拟结果

   无表面处理试件不同受火时间下的温度场分布如图10所示。木梁1/2截面高度处离受火面不同距离的温度变化曲线如图11所示。将300℃作为木材炭化温度,根据试件截面的温度场分布,可求得模拟炭化深度,并与试验结果进行对比,如表4所示。

   由图10,11可知:1)木梁截面温差梯度大,截面温度由外向内逐渐降低,木梁三面受火时截面等温线成U形分布,等温线分布与试件实际受火后炭化边线形状一致;2)随着受火时间增加,截面不同深度的温度均有不同程度的上升,且越接近受火面温度上升越快; 3)根据本文建议的数值模拟方法,可以准确预测木梁不同位置在100℃左右时的温度缓慢变化平台段,并且距离受火面越远平台段越长,与文献[7,13]试验结果高度吻合。出现平台段是因为木材内部水分在100℃左右时开始蒸发,使得木材比热容增大,温度增加缓慢所致。

图10 试件截面温度场分布

   图10 试件截面温度场分布   

    

图11 离受火面不同距离温度变化曲线

   图11 离受火面不同距离温度变化曲线   

    

图12 试件100B 40模拟破坏形态

   图12 试件100B 40模拟破坏形态   

    

   炭化深度模拟值与试验值对比 表4


试件编号

试验值/mm
模拟值/mm 误差
/%

Db
Dh Db Dh

100B 20
12.8 13.0 14.0 14.1 8.6

100B 30
17.8 19.0 20.0 21.9 14.0

100B 40
22.3 29.0 26.4 31.6 13.6

    

   由表4可知,三面受火木梁水平和竖向炭化深度模拟值与试验值误差为8.6%~14.0%,平均误差为12.7%;本文提出的有限元模型能较准确地模拟木梁的炭化深度,进而合理评估木梁的耐火极限。

4.4 剩余承载力模拟结果

   对无表面处理试件不同受火时间后的力学性能进行了数值模拟。试件100B 40受火后破坏形态如图12所示、荷载-跨中挠度曲线对比如图13所示。各试件剩余承载力数值模拟结果与试验结果对比见表5。

图13 试件100B 40荷载-跨中挠度曲线

   图13 试件100B 40荷载-跨中挠度曲线   

    

   剩余承载力模拟值与试验值对比 表5


试件编号
试验值/kN 计算值/kN 误差/%

100B 20
51.4 47.3 -8.0

100B 30
29.4 31.7 7.8

100B 40
26.1 24.3 -6.9

    

   由图12,13和表5可知:1)试件数值模拟的破坏形态为受拉边缘木材断裂、胶合面剥离,与试验实际破坏形态吻合;2)由于模型单元的属性,数值模拟获得的荷载-跨中挠度曲线与试验值存在一定误差,但剩余承载力相近; 3)试件剩余承载力数值模拟值与试验值误差在-8.0%~7.8%之间,精度较好,可用于胶合木梁受火后剩余承载力评估。

5 结论

   (1)三面受火后胶合木梁和未受火对比试件的破坏形态基本相似,破坏均始于纯弯段受拉边缘木材拉断,进而由于横纹受拉产生纵向劈裂出现斜裂缝,斜裂缝延伸至胶合面时沿水平方向发展。木梁破坏呈明显的脆性特征。

   (2)胶合木梁受火后剩余承载力随受火时间增加不断降低,受火20~40min胶合木梁的剩余承载力显著降低,表面有阻燃涂料处理试件剩余承载力略大于无阻燃涂料处理试件。

   (3)未受火对比试件和受火后试件跨中截面竖向应变分布均符合平截面假定;相同荷载作用下,受火后试件梁底和梁顶的应变均大于未受火对比试件,且随受火时间的增加而增大。

   (4)运用有限元软件ABAQUS二次开发的木材本构模型,可以准确预测木梁不同位置在100℃左右时的温度缓慢变化平台段,并且距离受火面越远平台段越长。

   (5)三面受火木梁水平和竖向炭化深度模拟值与试验值误差为8.6%~14.0%,本文提出的有限元模型能较准确地模拟胶合木梁的炭化深度;试件剩余承载力数值模拟值与试验值误差为-8.0%~7.8%,可用于胶合木梁受火后剩余承载力的评估。

    

参考文献[1] 装配式木结构建筑技术规范:GB/T 51233—2016 [S].北京:中国建筑工业出版社,2017.
[2] 多高层木结构建筑技术标准:GB/T 51226—2017 [S].北京:中国建筑工业出版社,2017.
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Experimental study of the mechanical behavior of glulam beams exposed to three-side fire
HU Xiaofeng CHEN Lingzhu XU Qingfeng HAN Chongqing LENG Yubing
(C&D Real Estate Corporation Limited Shanghai Key Laboratory of Engineering Structure Safety,SRIBS Architects & Engineers Co., Ltd.of Southeast University)
Abstract: The failure mode, residual bearing capacity and strain of 7 glulam beams in 2 groups after exposed to three-side fire were experimentally studied under different fire retardant coating and exposed time. The results show that the residual bearing capacity of glulam beams decreases obviously with the exposed time increasing from 20 minutes to 40 minutes, and the residual bearing capacity of glulam beams with fire retardant coating is slightly bigger than that of exposed specimens without fire retardant coating. The strain distribution in middle cross-section of unexposed and exposed specimens accord with the plane section assumption. Under the same load, the strain at the top and bottom surface of exposed specimens are bigger than the unexposed specimen. Through the secondary development of wood constitutive model based on software ABAQUS, the phenomena that the temperature of wood had a slow growth platform at around 100℃, and the longer the distance from the exposed surface, the longer the platform was can be accurately predicted. The horizontal and vertical charring depth can be accurately predicted, and the error between simulated and test results were 8.6%~14.0%. The simulated results of residual bearing capacity of glulam beams agree well with the test results. The model can accurately evaluate the residual bearing capacity of glulam beams after exposed to three-side fire.
Keywords: timber structure; glulam beam; exposure to three-side fire; fire retardant coating; charring depth; residual bearing capacity
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