受火木梁的抗火性能试验研究

受火木梁的抗火性能试验研究

国内、外研究现状作为木结构和砖结构的主要承受部分，木梁的抗火性直接关系到整个结构的抗火性。火灾后，其力学特性是评估火灾后结构可靠性的重要依据。国外对木结构的抗火研究始于上个世纪60年代,70年代形成了较系统的研究方法,到了90年代研究方向众多,成果不断。在木材炭化速度方面,White等根据硬枫木、北美鹅掌楸、红橡木和椴木的炭化速度试验研究,指出炭化速度与密度和含水率有关,归纳了木材炭化速度的计算方法;Konig认为木材的实际炭化速度大于由标准试验测得的单向炭化速度;Njankouo等按照ISO834对欧洲软木和热带硬木等树种进行了试验研究,表明炭化速度与木材密度密切相关;而Hugi等通过12种欧洲和北美常用树种的试验得出了不同的结论,认为木材炭化速度主要与木材的氧气渗透率有关,而与木材密度和木纤维方向关系不大。在受火构件剩余承载力方面,为考虑高温对未炭化木材强度的劣化,EurocodeEC5建议额外增加7mm的炭化深度,White建议在ASTM119试验方法测得炭化深度基础上增加20%,以综合考虑高温对未炭化木材强度的劣化以及角部炭化速度的增加效应;King等建议将木材分为4层:分别是没有承载力的炭化层、承载力降低40%的热层、承载力降低20%的暖层和承载力没有降低的没有影响层,并给出了各层厚度的计算公式。近几年来,随着林业资源的恢复和进口木材数量的增多,我国部分学者开始进行木结构火灾性能的研究探索。陈晓军等建立了火灾环境中木材热解行为的数学物理模型,对影响木材热解过程中的物理参数进行了讨论;姚利宏等对我国木结构的防火现状进行了归纳。关于木结构炭化速度、耐火极限的试验研究,在国内处于起步阶段。截止目前为止,国内除本课题组的有关文章以及汝华伟的相关文章外,未见其他文献公开发表。国内因长期以来木结构防火研究不够深入,木结构防火设计的规范条文只能参考国外相关规范的规定。但是国外所用木材树种与我国常用树种存在很大差异,采用的木构件形式、防火措施也有一定区别。因此,结合我国常用树种和木构件特点,进行木构件火灾性能研究,无疑能够为木结构的防火设计提供理论基础。本文首先进行常见木屋架的下弦梁(四面受火木梁)的火灾试验,对其在不同受火时间下的炭化速度进行分析;然后对受火后木梁的力学性能进行试验研究,得出木梁的剩余承载力,研究其受火后力学性能变化规律,为合理进行木结构防火设计提供参考。1木梁周围燃烧试验与碳化速度分析1.1花旗松木材特性火灾试验在东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室的大型水平试验炉中进行,炉体尺寸为4.0m×2.5m×1.5m。木材采用花旗松,常温(20℃)下的密度为450kg/m3,含水率为16.3%,顺纹抗压强度为33.4MPa,顺纹抗拉强度为99.4MPa,顺纹弹性模量为16833MPa。热电偶采用镍铬-镍硅材料制成的K形铠装热电偶,测温范围为-200℃~1300℃。1.2球结构防火剂用量试验火灾试验的木梁试件编号见表1。需要说明的是:(1)采用涂料进行表面处理,是指试件表面采用了球盾牌B60-2膨胀木结构防火涂料,遇火膨胀发泡,形成耐烧隔热层,在本试验中,用量约为450~500g/m2,滚涂厚度约为1mm;(2)部分试件受火后断裂,故未能进行剩余承载力试验;(3)部分试件受火后断裂且未能从试验炉中取出,故未能得到炭化速度。1.3木梁地面试验布置本次试验采用ISO834标准升温曲线。火灾试验时,将木梁按照实际截面方位、水平架空布置于试验炉中,实现4个侧面受火。试件在火灾炉中升温至指定时间后切断燃气,等炉温下降后取出浇水冷却。1.4炭化速度vb、vh火灾试验结束后,把木梁表面的炭化层敲掉,在梁长方向1/3和2/3位置分别测量木梁受火后剩余截面尺寸,进而计算出木梁的炭化速度。试验表明:矩形截面木梁四面受火后,原截面角部呈现圆弧状,边角棱角不再存在;木梁的炭化深度随时间增加而变大,表面有裂缝的地方炭化深度比一般区域大;有木节处炭化深度较一般区域小,原因是木节处的纹理分布不同于他处、且木节处的材质致密。受火后的试件照片如图1所示。四面受火木梁炭化速度汇总如表2所示。为便于研究各组试件炭化速度随时间的变化关系,比较不同组试件间炭化速度变化的异同,将炭化速度用双轴折线图直观地进行表示,如图2所示。表2中,Vb为单个受火面的水平向平均炭化速度,计算方法为将受火前后截面宽度变化值除以受火时间、再除以2(因为水平方向是两个受火面),若用公式表达则为:Vb=(B-b)/2/t。同理,单个受火面的竖向平均炭化速度Vh=(H-h)/2/t。从表2、图2可以看出:(1)5根无防火涂料保护的木梁的水平向炭化速度(Vb)均值为0.827mm/min,小于竖向炭化速度(Vh)均值0.848mm/min;(2)5根有防火涂料保护的木梁的水平向炭化速度(Vb)均值0.680mm/min、竖向炭化速度(Vh)均值0.687mm/min,均明显小于无防火措施木梁相应炭化速度,表明防火涂料能有效延缓木梁开始炭化的时间,防火效果显著;(3)Vb、Vh随着受火时间的增加有增大的趋势;(4)随着截面的增大,Vb、Vh有所减小。本次试验所得炭化速度,略大于文献的试验结果。主要是因为本次试验采取拔风灭火方式,使木梁的实际炭火时间有所延长。2木梁自火后弯曲荷载试验基本结构2.1结构实验室木梁受火后的受弯试验在东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室的结构实验室中进行。试验试件如表1所示,此外还有未进行受火试验的两根对比试验梁100D与75D。2.2木梁模型变形布置在进行加载试验时,通过在木梁跨中截面布置应变片测点以了解加载过程中跨中截面的应变分布,在木梁支座和跨中布置百分表以了解加载过程中木梁的跨中挠度。应变片布置在木梁跨中的四个侧面,百分表分别布在梁端支座的正上方和跨中梁底中心,应变片和百分表具体布置见图3。应变片粘贴前,去除木梁表面的炭化层和过渡层,并避开木梁有缺陷或开裂的部位,以确保应变的数据准确有效。2.3试验加载装置及数据采集试验采用3等分点进行加载,木梁两支座间距离1.8m,支座两端各留0.1m的长度,具体加载装置见图4。由于试验中梁的破坏荷载较小,采用手动千斤顶以一定速率进行逐级加载,在千斤顶和分配梁间安装传感器,测量所加荷载的大小;应变数据采用DH3816静态应变测量系统进行数据采集。正式加载前进行预加载消除系统误差,采用单调分级加载。分配梁系统重60kg。3木梁火后弯臂疲劳试验结果及分析3.1加载阶段木梁破坏形态大体按照开始发出响声、新增明显可见裂缝、试件破坏这3个特征阶段,将所有试件试验现象归纳如下。对比试件75D:(1)加载至10kN时发出轻微响声,随后响声不断;(2)荷载增加至30kN时在加载三分点下方的木节周围出现一条裂缝,随后该裂缝不断发展;(3)荷载增加至34kN时,连续的木纤维断裂声传出,随后一声巨响,先前出现裂缝的木节点处木纤维拉断,试件破坏。试件75D10:(1)加载至9kN时有轻微响声;(2)当加载至13kN时木纤维断裂声不断;(3)随后伴着一声明显的木材脆断声,在纯弯段下边缘木纤维劈裂,试件受拉破坏。试件75DP10:(1)加载至15kN时发出一声脆响;(2)加载至22kN时突然一声巨响,沿一加载三分点处木梁下边缘向另一三分点木梁上边缘出现一条斜向大裂缝,试件破坏。试件75DP20:(1)加载至1kN时发出响声,在跨中下边缘的少数木纤维拉断。随后响声不断,跨中拉断木纤维越来越多;(2)荷载加至1.5kN时伴着一声木材脆断声,跨中截面中心轴以下木纤维拉断,试件破坏。75×150×2000组破坏形态见图5。对比试件100D:(1)加载至40kN时有轻微噼啪声;(2)荷载增加至74kN时,在纯弯段三分点外的下边缘出现细微斜裂缝,并伴有木纤维拉断的声响;(3)荷载增加至83kN时听到连续木纤维断裂声,最终出现一条沿加载三分点下边缘向跨中纯弯段发展的大裂缝,试件受拉破坏。试件100D10:(1)加载至20kN时听到木材脆断声;(2)随后轻微响声不断,跨中下边缘出现裂缝;(3)加载至28kN时,听到连续的木纤维断裂声。随后一声巨响,跨中截面木纤维几乎全部拉断,只有顶端木纤维相连,试件受拉破坏。试件100D20:(1)加载至2.5kN时有轻微木材脆断声,跨中下边缘少数木纤维拉断;(2)加载至3.5kN时听到连续的木纤维脆断声。随后一声巨响,跨中截面中心轴以下部分木纤维拉断,试件受拉破坏。试件100DP10:(1)加载至20kN时有轻微劈啪声;(2)加载至40kN时有几声木纤维脆断声,加载三分点外木梁下边缘木节周围少数木纤维拉断;(3)加载至45kN时有连续的木纤维脆断声,有一条自加载三分点外向加载点发展的裂缝。随后一声巨响,纯弯段中心轴处呈现一条贯通裂缝,木梁破坏。试件100DP20:(1)加载至9kN时有轻微木材脆断声;(2)随后响声不断,在加载三分点外出现一条水平裂缝;(3)当加载至10kN时一声巨响,在加载三分点外的裂缝发展至跨中,试件破坏。100×200×2000组破坏形态见图6。综上所述,各组对比梁和受火后木梁的破坏形态基本相似。加载初期,受火后木梁受拉区首先发出声响;随着荷载增加,多在受拉边缘出现裂缝;伴随加大声响,试件破坏,破坏严重的断为两截。3.2主要试验结果主要试验结果汇总如表3所示。3.3不同受火试件的承载力受火后木梁受弯试验加载至表3中极限荷载时,纯弯段的弯矩值,即为其剩余受弯承载力。为了便于研究各组木梁剩余受弯承载力随受火时间的变化关系,比较各组木梁受弯承载力变化的异同,将受火木梁剩余受弯承载力、位移用双轴折线图直观地进行表示,如图7所示,其中纵坐标值均以未受火对比木梁为基准进行无量纲化。由表3、图7可知:(1)不同受火试件木梁的承载能力有明显降低,降低幅度达39%~96%;(2)在同一组试件中,极限荷载随受火时间的增加逐渐降低,受火时间分别为10min、20min时,75DP组承载力分别下降39%、96%,100D组为65%、96%,100DP组为44%、88%;(3)同一受火时间下,有防火涂料保护木梁的承载力下降程度要小于普通构件;(4)75D10承载力下降61%,100D10承载力下降65%;75DP20承载力下降96%,100DP20承载力下降88%,即两种截面木梁的剩余承载力下降程度差异不大。因为四面受火,四个侧面均被炭化,与三面受火时截面较大木梁的剩余承载力下降程度明显小于截面较小木梁的规律不一致。3.4不同受火时间的抗弯刚度通过跨中梁底百分表和梁支座两端百分表的试验数据得到木梁跨中挠度,由此可得木梁荷载-位移曲线,如图8所示。由图8可知:(1)各组对比试件的抗弯刚度,要明显大于不同受火时间四面受火木梁试件;(2)构件受火时间越长,荷载-位移曲线斜率越小,木梁刚度越低,并且极限位移有减小的趋势;(3)同一受火时间下,有防火涂料木梁的破坏荷载、极限位移和刚度,均比无防火涂料木梁的大;(4)荷载-位移曲线从开始加载到最终破坏几乎线性变化,没有屈服点,说明延性性能比较差,基本是脆性破坏。3.5受火后的木梁应力分析由试验中测得梁顶的压应变(1#应变片)和梁底的拉应变(5#应变片)可得到木梁的荷载-应变曲线如图9所示,其中1#应变片位于纯弯段顶面中心处,5#应变片位于纯弯段底面中心处。由图9可知:(1)相同荷载条件下,受火后木梁的应变大于对比木梁,且受火时间越长,应变增加越多,荷载-应变曲线斜率越小,木梁弯曲弹性模量越小;(2)荷载-应变曲线基本为一直线;(3)同一受火时间下,有防火涂料木梁的破坏荷载、弯曲弹性模量比无防火涂料木梁的大。3.6破坏线截面均为硬脆,2通过试验中梁侧的应变片进行平截面应变分析,平截面应变关系曲线如图10所示。从图10可知:(1)不同荷载大小、不同截面高度的应变的连线均相交一点,各构件截面基本符合平截面假定;(2)各构件在破坏时的极限拉应变大于极限压应变;(3)除100DP10试件外,应变连线的交点基本上都在中心轴以上,说明加载过程中跨中纯弯段的中和轴位置都略有上移,可能是由于加载过程中木梁下边缘木纤维拉断所致。100DP10试件的破坏是源于加载三分点外的一个木节,最后在纯弯段中心轴出现大裂缝而导致试件破坏,在加载过程中纯弯段下边缘木纤维并未拉断。4不同受火时间对木梁炭化速度的影响(1)矩形截面木梁四面受火后,原界面角部呈现圆弧状,边角棱角不再存在;木材炭化后表面沿纹理方向和垂直纹理方向出现很多纵横裂缝;表面有裂缝的地方炭化深度比一般区域大,有木节处炭化深度较一般区域小。(2)无防火涂料保护的木梁的水平向炭化速度均值0.827mm/min,小于竖向炭化速度均值0.848mm/min;且随着受火时间的增加,木梁炭化速度有增大的趋势。有防火涂料能木梁炭化速度明显减小,防火效果显著。(3)各组对比木梁和受火后木梁的受弯破坏形态基本相似:随着荷载增加,伴随着连续木纤维脆断声,木梁加载三分点或跨中下边缘出现裂缝;最终伴随较大声响,在木梁加载三分点或跨中下边缘