張晉，陸川，梅方，王衛(wèi)昌，李維濱

（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. 旭輝控股（集團(tuán)）有限公司，上海201106）

CLT 全稱(chēng)為Cross-Laminated Timber，是一種由3 到9 層實(shí)木鋸材或結(jié)構(gòu)復(fù)合板材正交組坯，采用結(jié)構(gòu)膠粘劑壓制而成的矩形、直線(xiàn)、平面板材形式的工程木板材產(chǎn)品[1，2]，主要作為木結(jié)構(gòu)中的樓板和墻體.由于交錯(cuò)層壓的設(shè)計(jì)方式，CLT 在兩個(gè)方向都具備優(yōu)良的力學(xué)性能，彌補(bǔ)了木材橫紋和順紋性能差異大的缺陷[3].《多高層木結(jié)構(gòu)建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》[4]為我國(guó)木結(jié)構(gòu)向高空發(fā)展提供了有力支撐，正交膠合木作為一種適用于多高層木結(jié)構(gòu)建筑的工程木產(chǎn)品，具有廣闊的應(yīng)用前景.然而木材具有可燃性，對(duì)木結(jié)構(gòu)抗火性能的擔(dān)憂(yōu)影響了木結(jié)構(gòu)的應(yīng)用，因此研究CLT 耐火性能對(duì)其推廣應(yīng)用具有重要意義.

近年來(lái)國(guó)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)CLT 樓板高溫下的承載力開(kāi)展了試驗(yàn)和理論研究，取得諸多研究成果.歐洲規(guī)范EN1995-1-2[5]提供了兩種計(jì)算木構(gòu)件在標(biāo)準(zhǔn)受火條件下承載力的計(jì)算方法：強(qiáng)度折減法和剩余截面法.剩余截面法最初由Schaffer[6]提出，其試驗(yàn)對(duì)象為受火的膠合木梁，隨后EN1995-1-2[5]根據(jù)大量試驗(yàn)，將這套方法推廣.木材在高溫下會(huì)發(fā)生炭化，形成沒(méi)有強(qiáng)度的炭化層.Schaffer[7]指出在炭化層內(nèi)側(cè)存在受溫度影響的高溫分解層，為了考慮高溫分解層力學(xué)性能的折減，將其折算為7.6 mm 的零強(qiáng)度層，與炭化層一起形成等效炭化層.EN1995-1-2[5]中對(duì)零強(qiáng)度層厚度的取值為7 mm.Schmid[8]研究了CLT 樓板耐火極限計(jì)算方法，發(fā)現(xiàn)使用EN1995-1-2[5]計(jì)算方法得出的結(jié)果與試驗(yàn)有偏差. 通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算，Schmid[9]指出CLT 零強(qiáng)度層的厚度與眾多因素有關(guān)，包括截面形狀和截面尺寸、受火面的應(yīng)力狀態(tài)（受拉或受壓）和受火時(shí)間，并指出EN1995-1-2[5]中7mm的假定是非保守的；通過(guò)選取153 個(gè)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?duì)剩余截面法進(jìn)行有限元驗(yàn)證，研究發(fā)現(xiàn)木構(gòu)件在受拉狀態(tài)下分析出零強(qiáng)度層厚度取值結(jié)果與7 mm 吻合較好，而受壓狀態(tài)下零強(qiáng)度層計(jì)算結(jié)果偏差很大，受彎狀態(tài)下模擬計(jì)算結(jié)果很分散.Schmid[8-12]在對(duì)于剩余截面法的系列研究中指出EN1995-1-2[5]的零強(qiáng)度層厚度取值不完全適合CLT 的原因如下：CLT 的層板分布是正交異性的，順紋層和橫紋層的強(qiáng)度、剛度均不同，因此EN1995-1-2[5]中沒(méi)有考慮CLT 層板相互交錯(cuò)特性的零強(qiáng)度層厚度取值有待商榷. 此外，Schmid[8]給出了基于數(shù)值模擬得到的五層CLT 樓板零強(qiáng)度層厚度取值的計(jì)算公式，但由于其來(lái)源于有限元模擬，需要對(duì)大量的數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行擬合，不便于應(yīng)用推廣.

國(guó)內(nèi)對(duì)CLT 的研究尚處于起步階段，已有學(xué)者對(duì)CLT 樓板的力學(xué)性能進(jìn)行了研究，但暫未有針對(duì)CLT 樓板的抗火性能的相關(guān)研究. 基于此，本文對(duì)CLT 樓板的耐火極限進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并提出了其零強(qiáng)度層厚度取值的計(jì)算方法，可為CLT 樓板的耐火極限計(jì)算提供參考.

1 CLT 樓板試驗(yàn)

1.1 常溫極限承載力試驗(yàn)

1.1.1 試驗(yàn)概況

本試驗(yàn)的CLT 樓板試件由寧波中加低碳新技術(shù)研究院有限公司加工廠生產(chǎn)，采用強(qiáng)度等級(jí)為E1、材質(zhì)等級(jí)為一級(jí)的加拿大鐵杉.樓板試件長(zhǎng)度按照東南大學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室小型多用途試驗(yàn)爐的尺寸調(diào)整，取為2 200 mm；寬度取值滿(mǎn)足北美規(guī)范PRG-320-2018[13]中的最小寬度規(guī)定，取為420 mm；厚度取值滿(mǎn)足美國(guó)規(guī)范ASTM-D4761-2013[14]的跨高比要求，取為105 mm.層板組成有CW3（3×35 mm）和CW5（5×21 mm）兩種類(lèi)型，試件具體參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 CLT 樓板常溫試驗(yàn)試件一覽表Tab.1 List of ambient temperature test specimens

本文試驗(yàn)參考GB/T 50329-2012[15]，采用32 t 千斤頂對(duì)CLT 樓板進(jìn)行三分點(diǎn)對(duì)稱(chēng)加載，并采用分級(jí)加載方式，先施加10%的極限荷載并持荷5 min 后卸載，再逐級(jí)加載，每級(jí)荷載增量10 kN，持續(xù)1 min.試驗(yàn)過(guò)程中進(jìn)行荷載、撓度和應(yīng)變等數(shù)據(jù)的測(cè)量與記錄.試驗(yàn)裝置如圖1 所示.

圖1 試驗(yàn)裝置（單位：mm）Fig.1 Test device（unit：mm）

1.1.2 試驗(yàn)結(jié)果

CW3-1 和CW3-2 的破壞模式為滾動(dòng)剪切破壞，如圖2 所示.CW5-1 和CW5-2 的破壞模式為底層層板拉伸破壞，如圖3 所示.試件破壞荷載具體結(jié)果見(jiàn)表2.

圖2 三層CLT 樓板破壞圖Fig.2 Failure of floor of CLT with 3 layers

圖3 五層CLT 樓板破壞圖Fig.3 Failure of floor of CLT with 5 layers

表2 常溫極限承載力試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Test results of ultimate bearing capacity at ambient temperature

1.2 耐火極限試驗(yàn)

1.2.1 試驗(yàn)概況

本試驗(yàn)在東南大學(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)室小型多用途試驗(yàn)爐中進(jìn)行，爐腔的長(zhǎng)×寬×高為1 800×1 200×500 mm，爐體四周鋪滿(mǎn)耐火棉，爐底鋪滿(mǎn)耐火磚，爐頂采用包裹耐火棉的厚鋼板密封.耐火極限試驗(yàn)時(shí)樓板底面為受火面，頂面為背火面，通過(guò)在樓板側(cè)面包裹耐火礦棉來(lái)實(shí)現(xiàn)一維受火，并采用質(zhì)量塊沿樓板長(zhǎng)度方向均勻堆載的方式進(jìn)行加載，用拉線(xiàn)式位移計(jì)測(cè)量跨中位移.試件尺寸同常溫極限承載力試驗(yàn)，具體相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表3.

表3 CLT 樓板耐火極限試驗(yàn)試件一覽表Tab.3 List of fire test specimens

本文試驗(yàn)中CLT 樓板支座間跨度為L(zhǎng) = 2 000 mm，截面厚度d=105 mm，參照GBT 9978.1-2008[16]的規(guī)定，火災(zāi)爐按ISO834 標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線(xiàn)進(jìn)行加熱，當(dāng)跨中撓度超過(guò)L2/（400d）（即95mm）或跨中撓度變化率大于L2/（9 000d）（即4.2 mm/min）時(shí)，認(rèn)為試件達(dá)到耐火極限.

1.2.2 試驗(yàn)結(jié)果

試件達(dá)到耐火極限時(shí)終止受火試驗(yàn)，并進(jìn)行滅火處理.移除質(zhì)量塊吊出試件時(shí)間為1 min，澆水滅火時(shí)間為2 min.受火后構(gòu)件如圖4 所示.

待試件冷卻后，從跨中以及四分點(diǎn)處切斷，用直尺測(cè)量試件截面寬度方向三分點(diǎn)處剩余厚度（以跨中截面為例，見(jiàn)圖5），再由試件原截面厚度減去剩余厚度得到炭化深度，最后將每根試件炭化深度測(cè)量值取平均值，得到平均炭化深度，具體結(jié)果見(jiàn)表4.

圖4 CLT 樓板受火后照片F(xiàn)ig.4 CLT floor after fire

圖5 試件跨中處截面Fig.5 Section of specimen at the quarter point

從表4 可以看出：①三層CLT 樓板達(dá)到耐火極限時(shí)，F(xiàn)3-10 炭化至頂層順紋層，而F3-15、F3-20 炭化層則仍處于底層順紋層，說(shuō)明底層順紋層炭化完后樓板高溫下承載力將小于常溫下承載力的14%，且說(shuō)明中間層（即第二橫紋層）的炭化程度對(duì)樓板高溫下承載力的影響可能不大（下文將有理論公式證明）；②五層CLT 樓板達(dá)到耐火極限時(shí)，所有試件均炭化至第三順紋層，說(shuō)明底層順紋層炭化完后樓板高溫下承載力仍大于常溫下承載力的18%，底層順紋層炭化對(duì)高溫下承載力的相對(duì)削弱程度小于三層CLT 樓板；③樓板總厚度、持荷比均相同時(shí)，五層CLT 樓板比三層CLT 樓板耐火極限更長(zhǎng).

表4 耐火極限試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 The results of fire test

2 CLT 樓板零強(qiáng)度層取值方法研究

2.1 常溫下CLT 樓板承載力計(jì)算方法

歐洲和北美對(duì)CLT 已有二十幾年的應(yīng)用，衍生出了很多相關(guān)理論計(jì)算方法. 目前有四種計(jì)算方法：機(jī)械連接理論（Gamma 法）[17，18]、復(fù)合層板理論（K 方法）[19]、剪切類(lèi)比理論[13]以及簡(jiǎn)化計(jì)算方法[13，19].

北美規(guī)范PRG-320[13]推薦采用簡(jiǎn)化計(jì)算方法[13，19]來(lái)計(jì)算CLT 樓板的抗彎承載力Mb′和抗剪承載力V′，具體公式如下：

式中：EIeff為等效抗彎剛度，Ei為第i 層層板與外部彎矩垂直方向的彈性模量，bi、hi、Ai、Zi分別為第i 層層板的寬度、厚度、截面面積、層板中心到CLT 樓板中性軸的距離，h 為整個(gè)CLT 樓板截面的厚度，Mb為施加荷載所產(chǎn)生的彎矩，F(xiàn)b′為CLT 樓板最外層板的抗彎強(qiáng)度，Seff為有效截面模量，Vplaner為施加荷載所產(chǎn)生的剪力，F(xiàn)V′為CLT 樓板最外層板的抗剪強(qiáng)度.

考慮到CLT 橫紋層層板彈性模量相對(duì)于順紋層彈性模量要低得多（橫紋層彈性模量通常為順紋層彈性模量的三十分之一），本文分別在是否考慮橫紋層層板彈性模量（均考慮橫紋層對(duì)截面慣性矩的貢獻(xiàn)）的兩種情況下，采用上述簡(jiǎn)化計(jì)算方法對(duì)常溫極限承載力試驗(yàn)的試件進(jìn)行計(jì)算分析，并將考慮橫紋層彈性模量情況下的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較.相關(guān)計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表5，其中Fb′、EL取CLT 生產(chǎn)商根據(jù)《結(jié)構(gòu)用集成材》[20]所測(cè)制作三層、五層CLT 樓板所用規(guī)格材的平均抗彎強(qiáng)度、順紋彈性模量試驗(yàn)值，F(xiàn)V′取清材小試件的平均抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)值并根據(jù)《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[21]進(jìn)行缺陷折減，橫紋彈性模量ER取順紋層彈性模量EL的三十分之一. 承載力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較見(jiàn)表6.

表5 CLT 樓板相關(guān)計(jì)算參數(shù)Tab.5 Relevant calculation parameters of CLT floor

表6 常溫下CLT 樓板承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Tab.6 Comparisons between calculated and experimental values of CLT floor bearing capacity at ambient temperature

從表2 的試驗(yàn)現(xiàn)象來(lái)看，CW5 的破壞模式為彎曲破壞，CW3 的破壞模式為滾動(dòng)剪切破壞.

從表6 的計(jì)算結(jié)果來(lái)看，CW5 的破壞荷載試驗(yàn)值與彎曲破壞理論值相近，誤差為6.81%；而CW3破壞時(shí)的彎矩、剪力試驗(yàn)值和相應(yīng)理論計(jì)算值誤差分別為5.43%與4.75%，這說(shuō)明采用彎曲破壞模式計(jì)算三層CLT 樓板的承載力產(chǎn)生的誤差將很小.在上述前提下，考慮到樓板在底部單面受火條件下截面的有效厚度會(huì)隨著炭化深度的增加而減少，而截面有效厚度的減少對(duì)抗彎承載能力的削弱遠(yuǎn)大于抗剪承載力，故認(rèn)為本文耐火極限試驗(yàn)中三層、五層CLT樓板高溫下承載力均可按抗彎承載力公式計(jì)算.

此外，從表6 可以看出，采用簡(jiǎn)化方法計(jì)算CLT樓板承載力時(shí)，橫紋層層板彈性模量的考慮與否對(duì)計(jì)算結(jié)果影響很小，故本文將采用忽略橫紋層層板的彈性模量、僅考慮橫紋層層板厚度對(duì)組合截面慣性矩貢獻(xiàn)的簡(jiǎn)化計(jì)算方法（以下簡(jiǎn)稱(chēng)為忽略橫紋層彈模的簡(jiǎn)化計(jì)算方法）來(lái)計(jì)算CLT 樓板高溫下的承載力.

2.2 高溫下CLT 樓板承載力計(jì)算方法

圖6 給出了木材高溫下截面各部分的分布情況.高溫下的木材沿截面高度方向存在溫度梯度. 其中，溫度超過(guò)300 ℃的部分會(huì)形成沒(méi)有強(qiáng)度的炭化層；溫度在20～300 ℃的部分為高溫分解層，溫度越高，其力學(xué)性能越低；其余部分為常溫層，其材性按常溫時(shí)強(qiáng)度考慮.

歐洲規(guī)范EN1995-1-2[5]提供了一種計(jì)算木構(gòu)件高溫下承載力的方法：剩余截面法.其基本思想是將高溫下的木構(gòu)件分為零強(qiáng)度區(qū)域的等效炭化層和全強(qiáng)度區(qū)域的等效常溫層兩部分，即在高溫分解層厚度為40 mm 的前提下，根據(jù)圖7 中木材材性隨截面厚度變化的折減系數(shù)，依據(jù)靜力等效的原則，將高溫分解層拆分為零強(qiáng)度層和全強(qiáng)度層，并分別與炭化層和常溫層結(jié)合形成等效炭化層和等效常溫層，計(jì)算高溫下承載力時(shí)僅考慮等效常溫層，簡(jiǎn)化了計(jì)算工作.

圖6 木材單面受火時(shí)的截面構(gòu)成示意Fig.6 Section composition of wood under fire on one side

圖7 材性折減系數(shù)變化曲線(xiàn)Fig.7 Change curve of wood property reduction coefficient

歐洲規(guī)范EN1995-1-2[5]建議零強(qiáng)度層厚度d 的取值滿(mǎn)足以下規(guī)律：

式中：d0=7 mm；t 為受火時(shí)間，單位為min.

本文結(jié)合忽略橫紋層彈模的簡(jiǎn)化計(jì)算方法和剩余截面法來(lái)計(jì)算CLT 樓板高溫下的承載力. 由于計(jì)算時(shí)忽略橫紋層的彈性模量，當(dāng)?shù)刃炕瘜舆_(dá)到橫紋層、使橫紋層作為剩余截面最外層時(shí)，最外層的橫紋層的厚度對(duì)整個(gè)剩余截面的中性軸沒(méi)有影響，對(duì)剩余截面的等效抗彎剛度也沒(méi)有影響.故本文假定當(dāng)剩余截面最外層為橫紋層、采用（2）式計(jì)算承載力時(shí)，整個(gè)截面的厚度中不計(jì)入最外層的橫紋層層板厚度.

圖8 為按照歐規(guī)EN1995-1-2[5]中零強(qiáng)度層厚度取值，并采用剩余截面法和忽略橫紋層彈模的簡(jiǎn)化計(jì)算方法計(jì)算三層和五層CLT 樓板的抗彎承載力隨炭化深度的變化曲線(xiàn)，Mf/M 為不同等效炭化深度（炭化層+零強(qiáng)度層）下抗彎承載力與常溫下全截面的抗彎承載力之比.

圖8 CTL 樓板抗彎承載力-炭化深度曲線(xiàn)Fig.8 Bending capacity-charring depth curve of CLT floor

從圖8 可以看出，當(dāng)?shù)刃炕瘜釉诘讓禹樇y層、且順紋層剩余厚度很小時(shí)得到的抗彎承載力與等效炭化層達(dá)到第一層橫紋層的抗彎承載力相比，前者比后者更低（圖8 中曲線(xiàn)轉(zhuǎn)折處尖角）.根據(jù)公式（1）和（2），當(dāng)?shù)刃炕瘜游挥诘讓禹樇y層時(shí)，構(gòu)件整體截面厚度h 包含了橫紋層的厚度，等效抗彎剛度EIeff減少的幅度大于整體截面減少的幅度，故抗彎承載力始終處于下降階段；但當(dāng)?shù)刃炕瘜影l(fā)展至橫紋層的那一刻，由于本文假定當(dāng)剩余截面最外層為橫紋層時(shí)不考慮其厚度，整體截面厚度h 急劇下降，而等效抗彎剛度EIeff不變，導(dǎo)致由公式（2）計(jì)算出抗彎承載力有所增加，以至于出現(xiàn)圖8 中轉(zhuǎn)折處尖角.

實(shí)際上，構(gòu)件隨著受火時(shí)間的增加炭化層厚度增加并接近橫紋層的過(guò)程中，并不會(huì)出現(xiàn)抗彎承載力先下降再上升的情況.參照文獻(xiàn)[12，22]，當(dāng)?shù)刃炕瘜咏咏鼨M紋層時(shí)，若計(jì)算出的抗彎承載力小于等效炭化層達(dá)到橫紋層時(shí)的抗彎承載力，則假定前者與后者相同，得到修正的曲線(xiàn)見(jiàn)圖9.

由圖9 可以看出：當(dāng)?shù)刃炕瘜釉诘讓禹樇y層增加時(shí)，CLT 樓板抗彎承載力下降較快. 但當(dāng)?shù)刃炕瘜舆_(dá)到橫紋層時(shí)，曲線(xiàn)會(huì)出現(xiàn)一段平臺(tái)，CLT 樓板抗彎承載力沒(méi)有下降.由此可得，等效炭化層處于順紋層還是橫紋層，對(duì)CLT 樓板的抗彎承載力的變化規(guī)律有很大影響.

圖9 修正后的CTL 樓板抗彎承載力-炭化深度曲線(xiàn)Fig.9 Corrected bending capacity-charring depth curve of CLT floor

2.3 CLT 樓板零強(qiáng)度層厚度計(jì)算方法

由于CLT 樓板具有順紋層、橫紋層交錯(cuò)布置的特性，歐規(guī)EN1995-1-2[5]中恒定的零強(qiáng)度層厚度d0=7 mm 的取值可能對(duì)其不適用，當(dāng)炭化層達(dá)到橫紋層時(shí)，其零強(qiáng)度層厚度取值與在順紋層厚度的取值可能不同.

本文在高溫分解層取40 mm 的前提下，基于炭化層所到達(dá)深度，提出了適用于CLT 樓板作為抗彎構(gòu)件的零強(qiáng)度層厚度d 的計(jì)算方法.以本文中底部單面受火的105 mm 厚的CLT 樓板為例，具體計(jì)算步驟如下：

1）將105 mm 厚的CLT 截面劃分為105 層厚度為1 mm 的截面區(qū)域，并從受火面開(kāi)始依次對(duì)其進(jìn)行編號(hào)；

2）設(shè)置高溫分解起始層i=1；

3）依據(jù)高溫分解層取40 mm 的前提，取i 層至（i+39）層為高溫分解層（若i+39＞105 則取i 層至105層為高溫分解層），層內(nèi)的材性折減系數(shù)按照?qǐng)D7 確定，計(jì)算出高溫分解層內(nèi)材性折減后的CLT 樓板截面抗彎承載力M1；

4）假定此時(shí)零強(qiáng)度層厚度取值為（d）mm，即從受火面開(kāi)始（i+d）mm 范圍內(nèi)材料強(qiáng)度為0、（i+d）mm 至截面背火面范圍內(nèi)取常溫下材料強(qiáng)度，得到帶有未知參數(shù)d 的抗彎承載力M2的表達(dá)式；

5）令M2=M1，求解出該一元方程，即可得到此炭化深度下CLT 樓板零強(qiáng)度層厚度d；

6）設(shè)置高溫分解起始層i=i+1，重復(fù)步驟（2）～（5），計(jì)算CLT 樓板炭化深度為i=i+1 時(shí)的零強(qiáng)度層厚度d，直至整個(gè)樓板截面接近完全炭化后停止計(jì)算.

7）由于本計(jì)算方法假定高溫分解層厚度取恒定的40 mm，而在受火初期，熱量并沒(méi)有足夠的時(shí)間向炭化層內(nèi)側(cè)充分?jǐn)U散.歐規(guī)EN1995-1-2[5]認(rèn)為高溫分解層在受火20 min、炭化深度達(dá)到13 mm 時(shí)厚度才穩(wěn)定為40 mm（即公式（6））.故本文參考EN1995-1-2[5]的做法，修正炭化層達(dá)到13 mm 前的零強(qiáng)度層厚度取值，使零強(qiáng)度層厚度從零開(kāi)始，隨著炭化深度的增加而線(xiàn)性增加至炭化深度為13 mm 時(shí)的零強(qiáng)度層厚度計(jì)算值.

圖10 和圖11 為采用上述理論計(jì)算出的本文耐火極限試驗(yàn)中三層、五層CLT 樓板零強(qiáng)度層厚度d隨炭化深度的變化曲線(xiàn).從圖10、圖11 中可以看出當(dāng)炭化層達(dá)到順、橫紋層的膠縫處時(shí)，零強(qiáng)度層厚度會(huì)發(fā)生急劇的突變；而當(dāng)炭化層達(dá)到橫、順紋層的膠縫處時(shí)，零強(qiáng)度層厚度變化連續(xù).

圖10 三層CLT 樓板零強(qiáng)度層-炭化深度變化圖Fig.10 Zero-strength layer thickness-charring depth curve of CLT floor with 3 layers

圖11 五層CLT 樓板零強(qiáng)度層-炭化深度變化圖Fig.11 Zero-strength layer thickness-charring depth curve of CLT floor with 5 layers

此外，五層CLT 樓板的零強(qiáng)度層厚度隨炭化深度的增加呈現(xiàn)一定的周期性，即在炭化層達(dá)到第三層膠縫處時(shí)，零強(qiáng)度層取值再次回到接近23 mm 的峰值點(diǎn).

2.4 本文試驗(yàn)下的零強(qiáng)度層厚度及承載力對(duì)比

對(duì)前述耐火極限試件，測(cè)得其剩余截面厚度，再利用忽略橫紋層彈模的簡(jiǎn)化計(jì)算方法計(jì)算出達(dá)到耐火極限試驗(yàn)值所需等效常溫層截面厚度，前者減去后者所得差值，即為零強(qiáng)度層厚度推定值.將此試驗(yàn)值與前述計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，列于表7.同時(shí)，將試件的實(shí)測(cè)剩余截面厚度分別減去歐規(guī)中零強(qiáng)度層厚度（7 mm）及本文零強(qiáng)度層厚度計(jì)算值，得到兩種情況下的等效常溫層厚度，由此值計(jì)算出相應(yīng)的高溫下抗彎承載力，并與持荷水平得到的試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，亦列于表7.

由表7 可知：試件F3-10 零強(qiáng)度層計(jì)算值與試驗(yàn)值差異較大，其余試件零強(qiáng)度層計(jì)算值與試驗(yàn)值均較為吻合. 分析其原因，F(xiàn)3-10 的誤差是因?yàn)樘炕疃冗_(dá)到了中間橫紋層，而橫紋層中存在由于制作時(shí)未壓密實(shí)而產(chǎn)生的空隙，這導(dǎo)致熱量通過(guò)空隙影響到頂層順紋層，以致構(gòu)件提早達(dá)到耐火極限，進(jìn)而導(dǎo)致測(cè)出的剩余截面偏大、實(shí)測(cè)零強(qiáng)度層厚度偏大.

2.5 本文與歐規(guī)不同零強(qiáng)度層厚度取值下承載力對(duì)比

本文采用上述計(jì)算出的零強(qiáng)度層厚度取值，得到三層和五層CLT 樓板高溫下抗彎承載力隨炭化深度的變化曲線(xiàn)，如下圖12 和圖13 所示. 與采用EN1995-1-2[5]中7 mm 零強(qiáng)度層計(jì)算得出的抗彎承載力比較可知：

1）對(duì)于三層CLT 樓板，當(dāng)炭化深度在順紋層增加時(shí)，抗彎承載力下降明顯，本文方法所得抗彎承載力略小于歐規(guī)EN1995-1-2[5]方法所得抗彎承載力；當(dāng)炭化深度在橫紋層增加時(shí)，本文方法所得抗彎承載力仍有所下降，但由于此時(shí)抗彎承載力只有常溫下承載力的11%，此下降值相對(duì)于常溫承載力十分有限，導(dǎo)致出現(xiàn)與采用歐規(guī)EN1995-1-2[5]方法所得曲線(xiàn)中相似的平臺(tái).

表7 零強(qiáng)度層厚度推定值與計(jì)算值對(duì)比及高溫下抗彎承載力對(duì)比Tab.7 Comparison of extrapolated and calculated values of zero-strength layer thickness and the bending capacity at high temperature

2）對(duì)于五層CLT 樓板，當(dāng)炭化深度在順紋層增加時(shí)，兩者情況相差不大；但當(dāng)炭化深度達(dá)到橫紋層后，本文方法所得抗彎承載力曲線(xiàn)有所下降，與EN1995-1-2[5]的平臺(tái)情況不同.原因是五層CLT 樓板橫紋層層板厚度只有21 mm，當(dāng)樓板炭化至第一處（即第一順紋層與第二橫紋層交界處）膠縫時(shí)，40 mm 厚的高溫分解層中已有19 mm 厚的第三順紋層.由于橫紋層層板彈性模量遠(yuǎn)小于順紋層層板（本文取為零），此時(shí)高溫分解層等效的零強(qiáng)度層中將包含順紋層部分，故抗彎承載力明顯小于歐規(guī)取值下的結(jié)果.此外，隨著炭化層在橫紋層中繼續(xù)增加，高溫分解層中順紋層所占比例越來(lái)越大，零強(qiáng)度層中順紋層所占比例也越來(lái)越大，抗彎承載力也越來(lái)越低.以上表明，此情況下，相對(duì)于本文計(jì)算結(jié)果，由歐規(guī)EN1995-1-2[5]中恒定的7 mm 厚的零強(qiáng)度層取值得到的抗彎承載力偏大，偏不安全.

圖12 三層CLT 樓板承載力-炭化深度曲線(xiàn)Fig.12 Bending capacity-charring depth curve of three-layer CLT floor

圖13 五層CLT 樓板承載力-炭化深度曲線(xiàn)Fig.13 Bending capacity-charring depth curve of five-layer CLT floor

2.6 高溫下承載力計(jì)算結(jié)果的試驗(yàn)驗(yàn)證

以Fragiacomo[23，24]的耐火極限試驗(yàn)為例，其試件為五層CLT 樓板，尺寸為5 600×600×150 mm，層板厚度由下至上分別為42、19、28、19 和42 mm，抗彎強(qiáng)度為41.79 MPa，順紋抗彎彈性模量為12 564 MPa.試件底部單面受火，簡(jiǎn)支在跨度為5 m 的支座上.試驗(yàn)施加10 kN/m2的均布荷載，得到耐火極限為99 min，平均炭化速率為0.67 mm/min.本文以99 min 作為已知條件，利用本文提出的零強(qiáng)度層厚度計(jì)算方法來(lái)計(jì)算高溫下CLT 樓板的承載力，與試驗(yàn)所施加的荷載進(jìn)行對(duì)比，計(jì)算過(guò)程如下：

1）炭化層深度dchar,0：

dchar,0=β0t=0.67×99=66.33 mm

2）各層層板剩余厚度：

h5=42 mm，h4=19 mm，h3=22.67 mm

采用2.3 節(jié)提出的計(jì)算零強(qiáng)度層厚度的方法計(jì)算出此時(shí)零強(qiáng)度層厚度d=8.57 mm.

3）減去零強(qiáng)度層后各層層板剩余厚度：

h5=42 mm，h4=19 mm，h3=14.10 mm

4）高溫下的抗彎承載力：

Z5=11.83 mm，Z4=18.67 mm，Z3=35.22 mm

5）本文理論計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比：

試驗(yàn)施加荷載為10 kN/m2的均布荷載，跨中彎矩為18.75 kN·m，相對(duì)誤差為6.03%.

EN1995-1-2 計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比：

EN1995-1-2[5]零強(qiáng)度層厚度取為7 mm，剩余截面厚度為h5= 42 mm，h4= 19 mm，h3= 22.67 - 7 =15.67 mm，計(jì)算出的理論承載力為21.33 kN·m，相對(duì)誤差為13.76%.

從以上結(jié)果對(duì)比可以看出，本文零強(qiáng)度層取值相較于EN1995-1-2[5]更加接近試驗(yàn)真實(shí)承載力，表明本文計(jì)算方法具有更好的參考價(jià)值.

3 結(jié)論

1）樓板總厚度和持荷比都相同的情況下，五層CLT 樓板比三層CLT 樓板耐火極限更高.

2）歐洲規(guī)范EN1995-1-2[5]中恒定的零強(qiáng)度層厚度取值對(duì)CLT 樓板不適用，原因是未考慮CLT 樓板交錯(cuò)層壓的特性，零強(qiáng)度層厚度在順、橫紋層的取值有較大差異.

3）將忽略橫紋層彈模的簡(jiǎn)化計(jì)算方法和剩余截面法相結(jié)合，得出一種適用于CLT 樓板零強(qiáng)度層厚度取值的計(jì)算方法，計(jì)算結(jié)果與本文試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.

4）當(dāng)CLT 樓板的炭化深度到達(dá)橫、順紋層的膠縫處時(shí)，零強(qiáng)度層厚度變化連續(xù)；而當(dāng)炭化深度到達(dá)順、橫紋層的膠縫處時(shí)，零強(qiáng)度層厚度會(huì)發(fā)生急劇的突變.

5）本文零強(qiáng)度層厚度取值下的CLT 樓板抗彎承載力，相較于歐規(guī)EN1995-1-2[5]中零強(qiáng)度層厚度取值下的抗彎承載力更合理，對(duì)于工程中的CLT 樓板抗火設(shè)計(jì)具有更好的參考價(jià)值.