黃 明 楊 航 劉 燁 耿功偉 呂清芳

(1 東南大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司 南京 210096；2 東南大學(xué)土木工程學(xué)院 南京 211189；3 四川大學(xué)建筑與環(huán)境學(xué)院深地科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 成都 610065)

近年來，隨著我國(guó)大力倡導(dǎo)“綠色建筑”，強(qiáng)調(diào)“環(huán)保意識(shí)”，竹木材料作為天然綠色建筑材料，得到了迅猛發(fā)展。我國(guó)竹類資源豐富，竹種植面積和蓄積量均居世界首位[1]，竹材作為結(jié)構(gòu)用材擁有廣闊的應(yīng)用前景?，F(xiàn)代竹結(jié)構(gòu)從制作材料上大致分為原竹結(jié)構(gòu)與工程竹結(jié)構(gòu)[2]。竹材為各向異性材料，順紋和橫紋方向的力學(xué)性能差異較大。交錯(cuò)層積竹(Cross-Laminated Bamboo，簡(jiǎn)稱CLB)是由正交膠合木(Cross-Laminated Timber，簡(jiǎn)稱CLT)材料演變而來，其相鄰2層竹層板垂直交錯(cuò)層積[3]，實(shí)現(xiàn)了良好的雙向力學(xué)性能，具有良好的工程應(yīng)用前景。

竹材與木材均為可燃性的建筑材料，在火災(zāi)情況下材料吸熱升溫，隨后材料中的水分開始蒸發(fā)；隨著溫度繼續(xù)升高，又會(huì)發(fā)生材料的快速熱分解，產(chǎn)生質(zhì)量損失。K?nig[4]提出，在木材在燃燒過程中主要有3種熱傳遞形式：傳導(dǎo)、輻射和對(duì)流。Lau等[5]發(fā)現(xiàn)，影響木材分解燃燒的主要因素為外部溫度場(chǎng)、樹種和密度；影響木材熱量交換的主要因素為樹種、含水率、滲透和其他形態(tài)學(xué)因素。Spearpoint等[6]研究發(fā)現(xiàn)，木材炭化層能夠起到降低熱量傳遞速率，能夠?qū)?nèi)部材料起保護(hù)作用，并且由于收縮與內(nèi)部應(yīng)力梯度的影響，炭化層的裂縫分布類似于鱷魚皮。Knig[7]簡(jiǎn)化了木材抗火性能分析，僅將其分為炭化層與非炭化層；Zeeland[8]將其分為炭化層、熱層(Hot layer)、溫層(Warm layer)和冷層(Cold layer)；Janssens[9]則將其分為5個(gè)區(qū)：炭化層、高溫分解區(qū)、干木區(qū)、蒸發(fā)區(qū)和濕木區(qū)。

對(duì)于CLT材料的抗火性能，研究發(fā)現(xiàn)[10-11]，在受火過程中CLT木板發(fā)生層板脫落后，其炭化速度遠(yuǎn)高于實(shí)木的一維炭化速度，且在層板脫落后，剩余層板初始炭化速度約為其原炭化速度的2倍。Friquin等[12]使用三聚氰胺尿素共縮聚樹脂(MUF膠黏劑)壓制CLT板進(jìn)行火災(zāi)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，CLT的炭化速度與升溫曲線的不同有關(guān)。對(duì)3種不同尺寸的CLT墻板耐火極限研究后發(fā)現(xiàn)[13]，CLT墻板平均炭化速度隨著受火時(shí)間變化而有所不同。

CLB作為一種由CLT材料演變而來的工程竹產(chǎn)品，對(duì)其抗火性能研究相對(duì)較少，尤其是在有限元模擬CLB火災(zāi)試驗(yàn)中考慮層板脫落問題的研究較少。Mindeguia等[14]基于熱傳導(dǎo)理論及簡(jiǎn)化的木材熱解模型，針對(duì)不同火災(zāi)溫度曲線下的木材炭化速率及炭化深度建立了統(tǒng)一的數(shù)值分析方法，并通過試驗(yàn)與數(shù)值分析結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證了該數(shù)值分析方法的有效性。Agnese Menis[15]等對(duì)ISO-834標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線下的無保護(hù)CLT樓板進(jìn)行了參數(shù)化分析，結(jié)果表明，CLT板層數(shù)、層厚、板厚和荷載水平對(duì)其耐火極限有顯著影響。

本文通過建立考慮層板脫落的有限元模型，并與耿功偉研究[16]的相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，分析所提出的數(shù)值模型的可行性與準(zhǔn)確性。

1 CLB板抗火性能有限元模型

1.1 試驗(yàn)概況

選用耿功偉研究[16]中的普通未處理CLB板作為驗(yàn)證對(duì)象，其為5層膠合，奇數(shù)層長(zhǎng)度方向?yàn)轫樇y方向，偶數(shù)層長(zhǎng)度方向?yàn)闄M紋方向，每層板厚20 mm，5層共100 mm，整體尺寸為1 500 mm × 430 mm × 100 mm。

本次CLB板單面受火試驗(yàn)采用國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)化組織建議的ISO-834[17]標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線。

試驗(yàn)地點(diǎn)為東南大學(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，試驗(yàn)裝置為小型多用途耐火試驗(yàn)爐，耐火試驗(yàn)爐內(nèi)壁尺寸為1 800 mm × 1 200 mm × 500 mm。為保證CLB板單面受火，在試驗(yàn)中采用了耐火棉包裹CLB板側(cè)面及底部邊緣，采用螺絲釘固定，并用耐熱鐵絲環(huán)繞受火面邊緣一圈，防止火焰從縫隙處進(jìn)入CLB板。

1.2 材料熱工參數(shù)

CLB板的溫度場(chǎng)分析中所使用的熱工參數(shù)包括密度、比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)，本研究中CLB板的各項(xiàng)熱工參數(shù)，主要參考向金華[18]所測(cè)試的不同溫度下重組竹順紋方向熱工參數(shù)中密度、比熱容以及導(dǎo)熱系數(shù)的結(jié)果。所測(cè)導(dǎo)熱系數(shù)的測(cè)試范圍最高為300 ℃，此時(shí)重組竹已炭化，故300 ℃后的導(dǎo)熱系數(shù)借用歐洲規(guī)范[19]中木材炭化后炭化層表觀導(dǎo)熱系數(shù)。

1.3 CLB板有限元分析實(shí)現(xiàn)方法

1.3.1 有限元模型

選用Abaqus軟件中的熱傳導(dǎo)模塊進(jìn)行建模計(jì)算，采用實(shí)體單元建模，Mesh單元類型選擇熱傳導(dǎo)單元DC3D8，DC3D8單元為8節(jié)點(diǎn)六面體單元，3個(gè)方向均具有熱傳導(dǎo)能力。綜合考慮計(jì)算精度及計(jì)算機(jī)性能取單元大小為0.01 m?？紤]實(shí)際受火情況，抗火性能研究試件有限元模型將無耐火棉包裹的底面部分設(shè)置為受火面(圖1)。

圖1 有限元模型及受火面示意圖Fig.1 The schematic diagram of finite element model and fire face

1.3.2 考慮層板脫落的分析步設(shè)置

考慮到CLB板在實(shí)際受火試驗(yàn)中會(huì)出現(xiàn)層板脫落的現(xiàn)象，參考CLT板抗火性能研究[20]，在Abaqus中使用“生死單元”即“model change”的接觸方式來模擬層板脫落，當(dāng)炭化發(fā)展到層板之間即認(rèn)為層板脫落(圖2)。以首層層板失效為例：即設(shè)定第1個(gè)分析步時(shí)長(zhǎng)使得炭化發(fā)展到首層層板與二層層板之間，此前均為完整CLB板，在第2個(gè)分析步中，使用model change使得首層層板失效。

圖2 生死單元示意圖Fig.2 The portion of model chang in Abaqus

1.3.3 溫度場(chǎng)及參數(shù)設(shè)置

本次分析屬于溫度場(chǎng)的瞬態(tài)傳熱過程分析，非線性瞬態(tài)熱平衡矩陣表達(dá)式為：

(1)

模型中的玻爾茲曼常數(shù)取5.67×10-8W/(m2·K4)，絕對(duì)零度取-273.15 ℃，初始環(huán)境溫度為20 ℃。本次分析中僅研究溫度場(chǎng)的分布，所以無需設(shè)定力學(xué)邊界條件及考慮模型在升溫中的膨脹變形。

CLB板受火面的對(duì)流換熱系數(shù)取25.0 W/(m2·K)，受火面按照ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行升溫。定義輻射條件，取綜合輻射系數(shù)為0.8，溫度時(shí)間關(guān)系取相應(yīng)時(shí)間段內(nèi)的ISO-834溫度—時(shí)間曲線。對(duì)于CLB板的不受火面，熱量仍可通過熱對(duì)流以及熱傳導(dǎo)傳遞，取對(duì)流換熱系數(shù)9.0 W/(m2·K)。

2 有限元模型的試驗(yàn)驗(yàn)證

在有限元分析中，受火45 min、60 min的CLB板溫度—時(shí)間曲線以及炭化發(fā)展均為受火75 min的一部分，故45 min與60 min的有限元解可直接從受火75 min的CLB有限元中提取得到。

2.1 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置及炭化深度測(cè)量

在耿功偉的研究[16]中，沿著距離受火面1、2、3、4 cm均布置2個(gè)熱電偶，距離受火面5、6、8 cm及上表面各布置1個(gè)熱電偶(圖3)。

注：?jiǎn)挝唬簃m。圖3 CLB板尺寸及熱電偶布置Fig.3 The dimension and thermocouple layout of CLB plate

炭化深度測(cè)量通過將CLB板長(zhǎng)度方向的1/3、1/2、2/3處使用電鋸將其切開，選取寬度方向的正中間位置，測(cè)量其未炭化部分的高度，再用試件原截面高度減去未炭化高度即為炭化深度，測(cè)量結(jié)果見表1。

表1 CLB板炭化深度與炭化速度Tab.1 The carbonization depth and carbonization rate of CLB plate

2.2 溫度與時(shí)間曲線

提取有限元模型中距離受火面1～4 cm位置上整厘米處節(jié)點(diǎn)溫度，與試驗(yàn)對(duì)應(yīng)處測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比分析，如圖4所示。從圖中可以看出，在CLB板單面受火條件下，各測(cè)點(diǎn)位置上的溫度—時(shí)間曲線，有限元解與試驗(yàn)值總體變化趨勢(shì)一致。板內(nèi)各點(diǎn)緩慢升溫至100～200 ℃，由于CLB板內(nèi)的水蒸汽蒸發(fā)后進(jìn)入“溫度平臺(tái)段”，此階段后溫度增加速率先急劇增大后減小，最終溫度趨于爐溫的過程。

注：a)、b)、c)、d)分別為距離受火面1、2、3、4 cm處的有限元解與試驗(yàn)值對(duì)比。圖4 溫度—時(shí)間曲線有限元解與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.4 Comparison of temperature-time curve between finite element solution and experimental value

圖4(b)和圖4(d)中有限元解與試驗(yàn)值擬合精度高于圖4(a)與圖4(c)，圖4(a)與圖4(c)試驗(yàn)值溫度—時(shí)間曲線急速升溫時(shí)刻相較于對(duì)應(yīng)的有限元解均滯后約15 min。其原因是，在本次數(shù)值分析中，層板脫落的模擬通過炭化發(fā)展到層間之后，本層層板全部失效實(shí)現(xiàn)，所以下一層層板中部與層板間溫度會(huì)在同一時(shí)刻急劇上升；而在實(shí)際受火過程中，炭化脫落是一個(gè)漸進(jìn)的過程，當(dāng)炭化脫落發(fā)展到層板中部處時(shí)，該處的熱電偶所測(cè)溫度便急劇上升，而下一個(gè)測(cè)點(diǎn)處的熱電偶溫度變化不大。因此，層板間的溫度有限元解與試驗(yàn)值擬合精度高于層板內(nèi)部。

同為層板之間的溫度—時(shí)間有限元解曲線，圖4(b)擬合精度最高，其原因是在實(shí)際受火過程中第1層層板已完全脫落，數(shù)值分析模型中的假設(shè)與實(shí)際情況相符；圖4(d)中有限元解與試驗(yàn)值存在一定誤差，原因是在實(shí)際試驗(yàn)過程中炭化雖然發(fā)展至第2層層板與第3層層板之間，但是第2層層板并未完全脫落，而在有限元分析中認(rèn)為第2層層板已完全脫落。

2.3 炭化深度

參考木材的炭化溫度300 ℃左右，在Abaqus中將高于300 ℃的區(qū)域視為已經(jīng)炭化的竹材，由此計(jì)算炭化深度的有限元解，得出其炭化深度，并與普通未處理CLB板受火試驗(yàn)結(jié)果比較，結(jié)果見表2?？梢钥闯?，受火45 min的CLB板首層層板已發(fā)生脫落現(xiàn)象，炭化蔓延至第2層層板的中部，與實(shí)際試驗(yàn)情況相符合。有限元解的炭化深度為28.8 mm，與試驗(yàn)值相比高出13.8%。其原因?yàn)橛邢拊M中層板脫落為突變過程，試驗(yàn)中層板脫落是一個(gè)持續(xù)性過程，所以有限元模擬中層板脫落后的短時(shí)間內(nèi)溫度上升的速率相較于試驗(yàn)更大，炭化速率更快，而受火45 min時(shí)正好處于該階段。受火60 min的CLB板首層層板已經(jīng)脫落，且第2層層板已經(jīng)基本炭化，與實(shí)際試驗(yàn)情況相符合。有限元解的炭化深度為47.2 mm，與試驗(yàn)值相比低1.7%。有限元解與試驗(yàn)值較為接近。受火75 min的CLB板前2層層板已經(jīng)脫落，炭化蔓延至第3層層板中部，與實(shí)際試驗(yàn)情況相符合。有限元解的炭化深度為59.5 mm，與試驗(yàn)值相比高3.1%，差距較小。主要由于第3層層板受熱時(shí)間較長(zhǎng)，炭化至較深的位置，未脫落的炭化層對(duì)內(nèi)部CLB板材有著保護(hù)作用，使得有限元解高于試驗(yàn)值?？傮w來說該階段有限元解均能較好的模擬實(shí)際炭化情況。

表2 炭化深度有限元解與試驗(yàn)值對(duì)比Tab.2 Comparison of CLB plate carbonization depth between finite element solution and experimental value

3 結(jié)論與討論

本文基于已有研究成果[18]中提供的重組竹熱工參數(shù)，采用ISO-834升溫曲線，通過有限元軟件Abaqus對(duì)CLB板單面受火下的溫度場(chǎng)進(jìn)行了分析，并與前期研究[16]中的試驗(yàn)值進(jìn)行比較，結(jié)果顯示，CLB板內(nèi)各點(diǎn)的溫度—時(shí)間曲線的有限元解與試驗(yàn)值整體變化趨勢(shì)一致，采用“生死單元”模擬層板脫落的分析方式使得在層板間的有限元解與試驗(yàn)值擬合精度較高，而層板內(nèi)的有限元解與試驗(yàn)值存在一定的誤差。受火45、60和75 min的CLB板炭化深度有限元解與實(shí)際試驗(yàn)值吻合較好。

相對(duì)于較為成熟的CLT抗火性能研究，CLB構(gòu)件抗火性能研究是一個(gè)新興的研究領(lǐng)域，由于竹材材料本身存在離散性以及加工、試驗(yàn)等因素的影響，相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果存在較大的離散性，需進(jìn)行更多的試驗(yàn)得出重組竹高溫下的各項(xiàng)力學(xué)性能參數(shù)，以進(jìn)行高溫下CLB構(gòu)件的力學(xué)性能分析。同時(shí)，在有限元分析過程中，需要考慮層板脫落對(duì)CLB板受火性能的影響，層板脫落模擬的精確程度愈高，有限元解與試驗(yàn)愈符合。