交错层积竹板抗火性能数值分析

黄 明 杨 航 刘 烨 耿功伟 吕清芳

(1 东南大学建筑设计研究院有限公司 南京 210096；2 东南大学土木工程学院 南京 211189；3 四川大学建筑与环境学院深地科学与工程教育部重点实验室 成都 610065)

近年来，随着我国大力倡导“绿色建筑”，强调“环保意识”，竹木材料作为天然绿色建筑材料，得到了迅猛发展。我国竹类资源丰富，竹种植面积和蓄积量均居世界首位[1]，竹材作为结构用材拥有广阔的应用前景。现代竹结构从制作材料上大致分为原竹结构与工程竹结构[2]。竹材为各向异性材料，顺纹和横纹方向的力学性能差异较大。交错层积竹(Cross-Laminated Bamboo，简称CLB)是由正交胶合木(Cross-Laminated Timber，简称CLT)材料演变而来，其相邻2层竹层板垂直交错层积[3]，实现了良好的双向力学性能，具有良好的工程应用前景。

竹材与木材均为可燃性的建筑材料，在火灾情况下材料吸热升温，随后材料中的水分开始蒸发；随着温度继续升高，又会发生材料的快速热分解，产生质量损失。König[4]提出，在木材在燃烧过程中主要有3种热传递形式：传导、辐射和对流。Lau等[5]发现，影响木材分解燃烧的主要因素为外部温度场、树种和密度；影响木材热量交换的主要因素为树种、含水率、渗透和其他形态学因素。Spearpoint等[6]研究发现，木材炭化层能够起到降低热量传递速率，能够对内部材料起保护作用，并且由于收缩与内部应力梯度的影响，炭化层的裂缝分布类似于鳄鱼皮。Knig[7]简化了木材抗火性能分析，仅将其分为炭化层与非炭化层；Zeeland[8]将其分为炭化层、热层(Hot layer)、温层(Warm layer)和冷层(Cold layer)；Janssens[9]则将其分为5个区：炭化层、高温分解区、干木区、蒸发区和湿木区。

对于CLT材料的抗火性能，研究发现[10-11]，在受火过程中CLT木板发生层板脱落后，其炭化速度远高于实木的一维炭化速度，且在层板脱落后，剩余层板初始炭化速度约为其原炭化速度的2倍。Friquin等[12]使用三聚氰胺尿素共缩聚树脂(MUF胶黏剂)压制CLT板进行火灾试验发现，CLT的炭化速度与升温曲线的不同有关。对3种不同尺寸的CLT墙板耐火极限研究后发现[13]，CLT墙板平均炭化速度随着受火时间变化而有所不同。

CLB作为一种由CLT材料演变而来的工程竹产品，对其抗火性能研究相对较少，尤其是在有限元模拟CLB火灾试验中考虑层板脱落问题的研究较少。Mindeguia等[14]基于热传导理论及简化的木材热解模型，针对不同火灾温度曲线下的木材炭化速率及炭化深度建立了统一的数值分析方法，并通过试验与数值分析结果的对比验证了该数值分析方法的有效性。Agnese Menis[15]等对ISO-834标准火灾升温曲线下的无保护CLT楼板进行了参数化分析，结果表明，CLT板层数、层厚、板厚和荷载水平对其耐火极限有显著影响。

本文通过建立考虑层板脱落的有限元模型，并与耿功伟研究[16]的相关试验结果进行对比，分析所提出的数值模型的可行性与准确性。

1 CLB板抗火性能有限元模型

1.1 试验概况

选用耿功伟研究[16]中的普通未处理CLB板作为验证对象，其为5层胶合，奇数层长度方向为顺纹方向，偶数层长度方向为横纹方向，每层板厚20 mm，5层共100 mm，整体尺寸为1 500 mm × 430 mm × 100 mm。

本次CLB板单面受火试验采用国际标准化组织建议的ISO-834[17]标准火灾升温曲线。

试验地点为东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室，试验装置为小型多用途耐火试验炉，耐火试验炉内壁尺寸为1 800 mm × 1 200 mm × 500 mm。为保证CLB板单面受火，在试验中采用了耐火棉包裹CLB板侧面及底部边缘，采用螺丝钉固定，并用耐热铁丝环绕受火面边缘一圈，防止火焰从缝隙处进入CLB板。

1.2 材料热工参数

CLB板的温度场分析中所使用的热工参数包括密度、比热容和导热系数，本研究中CLB板的各项热工参数，主要参考向金华[18]所测试的不同温度下重组竹顺纹方向热工参数中密度、比热容以及导热系数的结果。所测导热系数的测试范围最高为300 ℃，此时重组竹已炭化，故300 ℃后的导热系数借用欧洲规范[19]中木材炭化后炭化层表观导热系数。

1.3 CLB板有限元分析实现方法

1.3.1 有限元模型

选用Abaqus软件中的热传导模块进行建模计算，采用实体单元建模，Mesh单元类型选择热传导单元DC3D8，DC3D8单元为8节点六面体单元，3个方向均具有热传导能力。综合考虑计算精度及计算机性能取单元大小为0.01 m。考虑实际受火情况，抗火性能研究试件有限元模型将无耐火棉包裹的底面部分设置为受火面(图1)。

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

1.3.2 考虑层板脱落的分析步设置

考虑到CLB板在实际受火试验中会出现层板脱落的现象，参考CLT板抗火性能研究[20]，在Abaqus中使用“生死单元”即“model change”的接触方式来模拟层板脱落，当炭化发展到层板之间即认为层板脱落(图2)。以首层层板失效为例：即设定第1个分析步时长使得炭化发展到首层层板与二层层板之间，此前均为完整CLB板，在第2个分析步中，使用model change使得首层层板失效。

图2 生死单元示意图Fig.2 The portion of model chang in Abaqus

1.3.3 温度场及参数设置

本次分析属于温度场的瞬态传热过程分析，非线性瞬态热平衡矩阵表达式为：

(1)

模型中的玻尔兹曼常数取5.67×10-8W/(m2·K4)，绝对零度取-273.15 ℃，初始环境温度为20 ℃。本次分析中仅研究温度场的分布，所以无需设定力学边界条件及考虑模型在升温中的膨胀变形。

CLB板受火面的对流换热系数取25.0 W/(m2·K)，受火面按照ISO-834标准升温曲线进行升温。定义辐射条件，取综合辐射系数为0.8，温度时间关系取相应时间段内的ISO-834温度—时间曲线。对于CLB板的不受火面，热量仍可通过热对流以及热传导传递，取对流换热系数9.0 W/(m2·K)。

2 有限元模型的试验验证

在有限元分析中，受火45 min、60 min的CLB板温度—时间曲线以及炭化发展均为受火75 min的一部分，故45 min与60 min的有限元解可直接从受火75 min的CLB有限元中提取得到。

2.1 试验测点布置及炭化深度测量

在耿功伟的研究[16]中，沿着距离受火面1、2、3、4 cm均布置2个热电偶，距离受火面5、6、8 cm及上表面各布置1个热电偶(图3)。

注：单位：mm。图3 CLB板尺寸及热电偶布置Fig.3 The dimension and thermocouple layout of CLB plate

炭化深度测量通过将CLB板长度方向的1/3、1/2、2/3处使用电锯将其切开，选取宽度方向的正中间位置，测量其未炭化部分的高度，再用试件原截面高度减去未炭化高度即为炭化深度，测量结果见表1。

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

2.2 温度与时间曲线

提取有限元模型中距离受火面1～4 cm位置上整厘米处节点温度，与试验对应处测量值进行对比分析，如图4所示。从图中可以看出，在CLB板单面受火条件下，各测点位置上的温度—时间曲线，有限元解与试验值总体变化趋势一致。板内各点缓慢升温至100～200 ℃，由于CLB板内的水蒸汽蒸发后进入“温度平台段”，此阶段后温度增加速率先急剧增大后减小，最终温度趋于炉温的过程。

注：a)、b)、c)、d)分别为距离受火面1、2、3、4 cm处的有限元解与试验值对比。图4 温度—时间曲线有限元解与试验值对比Fig.4 Comparison of temperature-time curve between finite element solution and experimental value

图4(b)和图4(d)中有限元解与试验值拟合精度高于图4(a)与图4(c)，图4(a)与图4(c)试验值温度—时间曲线急速升温时刻相较于对应的有限元解均滞后约15 min。其原因是，在本次数值分析中，层板脱落的模拟通过炭化发展到层间之后，本层层板全部失效实现，所以下一层层板中部与层板间温度会在同一时刻急剧上升；而在实际受火过程中，炭化脱落是一个渐进的过程，当炭化脱落发展到层板中部处时，该处的热电偶所测温度便急剧上升，而下一个测点处的热电偶温度变化不大。因此，层板间的温度有限元解与试验值拟合精度高于层板内部。

同为层板之间的温度—时间有限元解曲线，图4(b)拟合精度最高，其原因是在实际受火过程中第1层层板已完全脱落，数值分析模型中的假设与实际情况相符；图4(d)中有限元解与试验值存在一定误差，原因是在实际试验过程中炭化虽然发展至第2层层板与第3层层板之间，但是第2层层板并未完全脱落，而在有限元分析中认为第2层层板已完全脱落。

2.3 炭化深度

参考木材的炭化温度300 ℃左右，在Abaqus中将高于300 ℃的区域视为已经炭化的竹材，由此计算炭化深度的有限元解，得出其炭化深度，并与普通未处理CLB板受火试验结果比较，结果见表2。可以看出，受火45 min的CLB板首层层板已发生脱落现象，炭化蔓延至第2层层板的中部，与实际试验情况相符合。有限元解的炭化深度为28.8 mm，与试验值相比高出13.8%。其原因为有限元模拟中层板脱落为突变过程，试验中层板脱落是一个持续性过程，所以有限元模拟中层板脱落后的短时间内温度上升的速率相较于试验更大，炭化速率更快，而受火45 min时正好处于该阶段。受火60 min的CLB板首层层板已经脱落，且第2层层板已经基本炭化，与实际试验情况相符合。有限元解的炭化深度为47.2 mm，与试验值相比低1.7%。有限元解与试验值较为接近。受火75 min的CLB板前2层层板已经脱落，炭化蔓延至第3层层板中部，与实际试验情况相符合。有限元解的炭化深度为59.5 mm，与试验值相比高3.1%，差距较小。主要由于第3层层板受热时间较长，炭化至较深的位置，未脱落的炭化层对内部CLB板材有着保护作用，使得有限元解高于试验值。总体来说该阶段有限元解均能较好的模拟实际炭化情况。

表2 炭化深度有限元解与试验值对比Tab.2 Comparison of CLB plate carbonization depth between finite element solution and experimental value

3 结论与讨论

本文基于已有研究成果[18]中提供的重组竹热工参数，采用ISO-834升温曲线，通过有限元软件Abaqus对CLB板单面受火下的温度场进行了分析，并与前期研究[16]中的试验值进行比较，结果显示，CLB板内各点的温度—时间曲线的有限元解与试验值整体变化趋势一致，采用“生死单元”模拟层板脱落的分析方式使得在层板间的有限元解与试验值拟合精度较高，而层板内的有限元解与试验值存在一定的误差。受火45、60和75 min的CLB板炭化深度有限元解与实际试验值吻合较好。

相对于较为成熟的CLT抗火性能研究，CLB构件抗火性能研究是一个新兴的研究领域，由于竹材材料本身存在离散性以及加工、试验等因素的影响，相关试验结果存在较大的离散性，需进行更多的试验得出重组竹高温下的各项力学性能参数，以进行高温下CLB构件的力学性能分析。同时，在有限元分析过程中，需要考虑层板脱落对CLB板受火性能的影响，层板脱落模拟的精确程度愈高，有限元解与试验愈符合。