張 晉，陳 豪，白 羽，廖家男

（1.東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點實驗室，江蘇南京211189；2.南寧高新技術(shù)產(chǎn)業(yè)開發(fā)區(qū)管理委員會，廣西南寧530007）

正交膠合木（CLT）是以厚度為15～45mm的板材相互疊層正交組坯后膠合而成的木制產(chǎn)品，通常為單數(shù)層，包括強軸方向的順紋受力層以及橫紋受力正交層。正交膠合木是新型工程木材料，歐美等已經(jīng)開始將其應(yīng)用在裝配式木結(jié)構(gòu)和高層木結(jié)構(gòu)的建造中［1］。CLT是一種可燃材料，將其應(yīng)用到多高層建筑中，結(jié)構(gòu)的抗火性能成為設(shè)計者關(guān)注的焦點，而CLT炭化速度，則是其中的核心因素。

國外學(xué)者對CLT的炭化速度研究開展得較早，F(xiàn)rangi等［2］對標(biāo)準(zhǔn)火下的CLT抗火性能進行了試驗研究，試驗結(jié)果表明受火過程中發(fā)生層板脫落的CLT木板炭化速度遠高于實木的一維炭化速度，并且指出受火過程中若發(fā)生層板脫落，則此時剩下層板初始炭化速度接近原炭化速度的2倍。Buchanan等［3］、Drysdale［4］認為分層脫落是一種受火后的層板從該構(gòu)件中分離的現(xiàn)象，層板剝落時，剩余層板將被突然直接暴露于高溫火焰下，炭化速度明顯加快。Hasburgh等［5］測試了使用4種不同膠黏劑包括MF（三聚氰胺甲醛樹脂膠）、PRF（間苯二酚甲醛樹脂膠）、PUR（單組分聚氨酯膠）、EPI（乳液型聚異氰酸酯膠）的CLT在火災(zāi)下的炭化速度和燃燒性能。結(jié)果表明，使用不同膠黏劑的CLT的炭化速度與失效時間沒有明顯差異，但是使用MF和PRF膠黏劑的CLT燃燒后不容易出現(xiàn)炭化層脫落現(xiàn)象。Schmid等［6］提出了一種用有效截面法進行結(jié)構(gòu)防火設(shè)計的簡單設(shè)計模型。此模型根據(jù)炭化深度和CLT抗彎強度與受火時間的函數(shù)關(guān)系，再將零強度層用于設(shè)計模型，最后使用有效剩余截面確定梁的抗彎性能。

國內(nèi)對CLT相關(guān)的研究還在起步階段，主要研究領(lǐng)域集中在CLT的力學(xué)性能方面。王志強等［7］對采用花旗松、輻射松和楊木壓制單一樹種和混合樹種的CLT進行了順紋抗彎、順紋抗剪和橫紋抗剪性能測試，結(jié)果表明，與純楊木CLT相比，花旗松與楊木制成的混合樹種CLT抗彎彈性模量提高了35%。

正交膠合木在建筑結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用日漸增多，而且對其耐火性能的要求也在不斷提高。但現(xiàn)有文獻中，對于如何用有限元來模擬CLT火災(zāi)試驗、怎樣在有限元模型中考慮膠層的破壞、如何準(zhǔn)確得到層板脫落的時間等問題的研究較少。因此，本文對國產(chǎn)3層CLT樓板進行火災(zāi)試驗，并建立有限元模型，對膠黏劑的材性試驗與樓板的炭化速度試驗進行模擬，研究正交膠合木樓板炭化速度有限元分析方法與該方法的可行性與準(zhǔn)確性。

1 材性試驗

1.1 木材材性試驗

試驗的CLT樓板試件的木材選用材質(zhì)等級為一級的加拿大鐵杉。為了確定制作3層CLT樓板所用鋸材的力學(xué)性能，對清材試樣按照文獻［8-14］進行材性試驗，獲得常溫下各材性參數(shù)均值如下：密度為0.48g·cm-3，含水率為14.84%，順紋抗壓強度為29.68MPa，順紋抗拉強度為57.84MPa，順紋彈性模量為9 403MPa，橫紋抗壓強度為2.66MPa，抗彎強度為52.95MPa。

1.2 膠黏劑材性試驗

試驗中制作試件所使用的膠黏劑為美國Fuller公司生產(chǎn)的單組分聚氨酯膠黏劑（PUR），密度為1.10g·cm-3，黏度為5 000mPa·s，涂膠量為150g·m-2，冷壓時間為1h。

1.2.1 膠層拉伸強度

參照我國現(xiàn)行規(guī)范《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》［15］，對8個長度為60mm、寬度為50mm、高度為50mm的膠合組件試樣進行膠黏劑拉伸強度的測定。

表1列出了8個試樣的拉伸強度，根據(jù)試驗結(jié)果可知，制作試件所用的膠黏劑的拉伸變異系數(shù)為13.3%，拉伸強度平均值為1.51N·mm-2。

表1 膠黏劑的抗拉強度Tab.1 Tensile strength of adhesive

1.2.2 膠層剪切強度

參照ASTM D905-08［16］，對規(guī)格為50.8mm×19.05mm×44.45mm、膠縫厚度為0.1mm的膠合組件進行膠黏劑壓剪強度的測定，加載速度為0.5mm·min-1。

表2列出了10個試樣的壓剪強度，根據(jù)試驗結(jié)果可知，制作試件所用膠黏劑剪切的變異系數(shù)為7.9%，壓剪強度平均值為9.91N·mm-2。

表2 膠黏劑的壓剪強度Tab.2 Compressive shear strength of adhesive

2 CLT樓板炭化速度試驗

2.1 試驗概述

2.1.1 試件設(shè)計

試驗在小型多用途試驗爐中進行。試件的尺寸分別為：長1 600mm、寬280mm、厚105mm。試件的受火時間有30min、60min、75min 3種，每種受火時間下有2個試件，試件的編號為L30-1、L30-2；L60-1、L60-2；L75-1、L75-2。

2.1.2 試驗溫度測點布置

為準(zhǔn)確測定CLT樓板在受火過程中溫度隨時間的變化，在構(gòu)件截面不同深度處埋置K型熱電偶；為了更精準(zhǔn)觀察層板脫落情況，在同一深度不同位置處埋置K型熱電偶。平面上以跨中為基準(zhǔn)，由深到淺依次向兩端展開布置。熱電偶布置詳如圖1。

圖1 熱電偶布置（單位：mm）Fig.1 Layout of thermocouple(unit：mm)

2.1.3 試驗過程

CLT板火災(zāi)試驗步驟為：①將布置好熱電偶的CLT板兩端分別擱置在長邊爐壁上，居中放置且不靠近燃氣入口，兩側(cè)用鋼板做爐蓋，鋼板與CLT板之間用高溫耐火棉塞緊、密封嚴實，以保證試件僅底面受火；②按照ISO834升溫曲線進行CLT板火災(zāi)試驗，試驗中通過熱電偶數(shù)據(jù)的變化來獲取CLT板的溫度變化情況；③當(dāng)CLT板燃燒到達指定時間，切斷天然氣，并立即將試件吊出、用水澆滅降溫。

2.2 試驗結(jié)果

2.2.1 試件各測點溫度變化情況

通過布置的熱電偶，能夠得到各個試件在不同受火時間下不同部位的溫度變化情況。試件L75-1不同深度處測點的溫度與時間曲線如圖2所示。

由圖2知：①當(dāng)溫度達到100℃時，由于水分的蒸發(fā)會出現(xiàn)1個平臺，離受火面越遠，平臺持續(xù)時間越長。②在受火53min左右時，多個測點溫度急劇上升，部分測點升至爐溫，說明試件該處出現(xiàn)脫落。

2.2.2 試件的炭化情況

圖2 試件L75-1測點溫度-時間曲線Fig.2 Temperature-time curve of measuring point of L75-1

待試件冷卻后從跨中及距離試件兩端0.4m處切斷，獲得3個橫截面，每個橫截面均勻選取2個測點，用直尺測量其剩余高度，再由試件原截面高度減去剩余高度得到炭化深度，其試驗數(shù)據(jù)結(jié)果見表3。

表3 炭化深度測量值Tab.3 Measurement of charring depth

CLT板的炭化速度是由炭化深度計算得到，根據(jù)表1數(shù)據(jù)繪制了如圖3所示的炭化深度（速度）與時間的曲線。由圖3可知：隨著受火時間的增加，試件的炭化深度、炭化速度也在增大，且炭化速度的增長速率越來越大。

圖3 炭化深度、速度隨時間變化的曲線Fig.3 Charring depth and rate with time

2.2.3 試件的層板脫落情況

圖4為受火75min后的3層CLT板，可知：3層CLT板在受火75min后發(fā)生了層板脫落現(xiàn)象，第1層層板基本完全脫落，第2層層板部分區(qū)域脫落。

圖4 3層CLT板受火75min后的脫落情況Fig.4 Shedding of three-layer CLT plate after 75 min of fire

3 膠黏劑的有限元模擬

3.1 膠黏劑本構(gòu)模型關(guān)系［17］

3.1.1 膠黏單元概述

在ABAQUS軟件中常采用膠黏單元（cohesive element）來模擬復(fù)合材料失效。膠黏單元只考慮法向（z向）的正應(yīng)力σz以及2個方向的剪應(yīng)力τxz、τyz，如圖5所示。探究用膠黏單元來模擬膠黏劑，研究其有效性與合理性。

圖5 膠黏單元示意Fig.5 Schematic diagram of cohesive element

3.1.2 膠黏單元本構(gòu)模型

膠黏單元失效模式一般基于以下2種模型：一是基于牽引分離（traction-separation）模型；二是基于連續(xù)體模型。前者應(yīng)用更加廣泛，該方法的本構(gòu)模型如圖6所示，給出了材料達到強度極限前的線彈性階段以及材料達到強度極限后的軟化階段。其中軟化階段分為線性軟化和指數(shù)軟化，這里給出的是最常用線性軟化本構(gòu)模型。圖6中，縱坐標(biāo)表示應(yīng)力t，橫坐標(biāo)表示位移δ，線彈性段的斜率表示膠黏單元的剛度K，曲線下的面積即為材料斷裂時的能量釋放率Gc，D為破壞參數(shù)，數(shù)值變化范圍從0（未破壞）到1（完全破壞）。

圖6 線性軟化Fig.6 Linear softening

將膠黏劑簡化為厚度接近于零的膠黏單元材料，當(dāng)材料處于彈性階段時，本構(gòu)方程t=Eε中矩陣各項表達式如式（1）所示：

式中：tn、ts、tt分別表示界面法向的拉應(yīng)力以及2個方向剪應(yīng)力，分別對應(yīng)于圖5中的σz、τxz、τyz； εn、εs、εt表示相應(yīng)的應(yīng)變。

3.1.3 膠黏單元損傷準(zhǔn)則

初始損傷對應(yīng)于材料開始退化，當(dāng)應(yīng)力或應(yīng)變滿足于定義的初始臨界損傷準(zhǔn)則時，退化開始。在ABAQUS軟件中基于牽引分離模型的初始損傷準(zhǔn)則有4種，分別是最大名義應(yīng)力準(zhǔn)則、最大名義應(yīng)變準(zhǔn)則、二次名義應(yīng)力準(zhǔn)則、二次名義應(yīng)變準(zhǔn)則。

采用最大名義應(yīng)力準(zhǔn)則作為膠黏單元損傷退化依據(jù)，認為只要拉應(yīng)力或剪應(yīng)力達到其相應(yīng)的最大值則損傷開始。

當(dāng)最大名義應(yīng)力達到最大值1時，材料開始發(fā)生退化，此時D值開始由零慢慢增大，當(dāng)D變?yōu)?時表示膠黏單元完全破壞。

3.2 膠層拉伸試件模擬

3.2.1 模型建立與網(wǎng)格劃分

采用ABAQUS顯式非線性動力分析方法對拉伸膠合組件試樣進行模擬，分別建立木材、膠層2個部分，幾何模型如圖7所示。木材單元類型為八節(jié)點六面體線性減縮積分單元（C3D8R），每個節(jié)點具有x、y、z3個方向平動自由度；膠黏單元類型為三維八節(jié)點黏性單元（COH3D8）。膠黏單元采用掃略網(wǎng)格劃分形式，其余部分均采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分形式。

圖7 拉伸試樣的幾何模型Fig.7 Geometric model of tensile specimen

3.2.2 材料參數(shù)設(shè)置

有限元模型包括木材、膠層2種材料屬性。為了更直接考察膠黏單元的性質(zhì)，在進行有限元模擬時，將木材區(qū)域處理成各向同性材料，并采用理想的彈性本構(gòu)關(guān)系。該木材命名為簡化木材。

1.1 節(jié)已經(jīng)給了部分木材常溫下的材性參數(shù)，對于缺乏實測數(shù)據(jù)的其他材性指標(biāo)參考了文獻［18］建議的近似關(guān)系式確定，詳見表4。最終簡化木材的力學(xué)性能如表5所示。膠黏劑的力學(xué)性能采用1.2節(jié)已給出試件的所用膠黏劑的實測抗拉強度、剪切強度，缺乏的實測數(shù)據(jù)參考了文獻［19］，詳見表6。

表4 鐵杉理論上各彈模之間的關(guān)系Tab.4 Relationship between each elastic model in the theory of hemlock

表5 簡化木材參數(shù)Tab.5 Simplified parametersof wood

表6 膠黏劑PUR本構(gòu)關(guān)系模型參數(shù)Tab.6 Parametersof adhesive PUR constitutive rela?tion model

3.2.3 邊界條件與接觸設(shè)置

有限元模型中約束了試件側(cè)面下端3個方向的平動自由度。木材與膠層之間的接觸設(shè)置為“Tie”約束，分析過程中接觸面不發(fā)生分離，采用位移加載的方式實現(xiàn)力的傳遞。

3.2.4 有限元計算結(jié)果

當(dāng)達到最大破壞荷載1.91KN時，試件法向拉力云圖如圖8。由圖8可知，膠層附近的應(yīng)力最大，已超過膠黏劑抗拉強度值，膠黏單元也出現(xiàn)了刪減的現(xiàn)象，與試驗過程中破壞發(fā)生在膠層處的現(xiàn)象一樣。膠層的損傷程度由單元損傷參數(shù)SDEG（scalar stiffness degradation）來描述。圖例中的“SDEG”與破壞參數(shù)D相對應(yīng)，該值的大小表明損傷的程度，其值在0～1之間，當(dāng)SDEG為1時單元完全破壞，此時膠黏單元實現(xiàn)刪減。由圖9可知，膠黏單元在該時刻已完全破壞。由圖10可知，計算值與試驗值變化基本趨于一致，計算所得試件的最大破壞荷載為1.91kN，相較于試驗所得最大荷載平均值1.85kN偏大3%。

圖8 拉伸試件法向拉應(yīng)力云圖（單位：Pa）Fig.8 Normal tensile stress cloud of tensile test piece(unit：Pa)

圖9 拉伸試件膠黏單元損傷狀態(tài)Fig.9 Damage state of cohesive element of tensile specimen

圖10 拉伸試件荷載-位移曲線Fig.10 Load versus displacement of tensile speci?men

3.3 膠層剪切試件模擬

剪切試件的建模方式與網(wǎng)格劃分與拉伸試件類似，此處不再贅述，其幾何模式如圖11所示。

材性參數(shù)采用第1節(jié)材性試驗所得數(shù)值，具體參數(shù)取值參見3.2.2節(jié)。為防止模型在計算過程中發(fā)生扭轉(zhuǎn)，在模型中將一側(cè)木材側(cè)面設(shè)置水平約束（z向）和側(cè)向約束（x向），另一側(cè)木材底面設(shè)置為固定支座。木材與膠層之間的接觸設(shè)置為“Tie”約束，分析過程中接觸面不發(fā)生分離，實現(xiàn)力的傳遞。

圖11 剪切試件幾何模型Fig.11 Geometric model of shear specimen

當(dāng)達到最大破壞荷載16.7KN時，膠層的剪應(yīng)力云圖如圖12所示。由圖12可知，膠層的切應(yīng)力已接近膠黏劑抗剪強度值，而試驗過程中也正是在膠層附近區(qū)域出現(xiàn)剪壞。

圖12 膠層的剪應(yīng)力云圖（單位：Pa）Fig.12 Shear stress cloud of adhesive layer(unit：Pa)

由圖13可知，膠黏單元在該時刻已完全破壞。由圖14可知，計算值與試驗值變化趨勢一致，計算所得試件的最大破壞荷載為16.7kN，相較于試驗最大破壞荷載平均值19.2kN偏小13%。

圖13 剪切試件膠黏單元損傷狀態(tài)Fig.13 Damage state of cohesive element of shear specimen

通過有限元軟件完成了膠黏劑的拉伸與剪切試驗的模擬，將得到的有限元結(jié)果與實際結(jié)果對比，可知：有限元的模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，誤差不大。因此通過上述方法用膠黏單元來模擬常溫下膠黏劑失效是可行的。

圖14 剪切試件荷載-位移曲線Fig.14 Load versusdisplacement of shear specimen

4 CLT樓板炭化速度有限元分析

CLT樓板炭化速度試驗分析模型采用ABAQUS軟件中溫度場-應(yīng)力場順序耦合分析方法建立?；舅悸肪褪窃谕饨绛h(huán)境溫度已知的情況下，首先通過傳熱分析得到結(jié)構(gòu)隨時間變化的溫度場，然后將此溫度場作為荷載導(dǎo)入應(yīng)力場，計算此溫度荷載與靜力共同作用下結(jié)構(gòu)的受力與變形情況。

4.1 模型建立

4.1.1 木材本構(gòu)關(guān)系模型

由于ABAQUS軟件初始數(shù)據(jù)庫中缺乏適用于木材的各向異性本構(gòu)關(guān)系，因此在有限元模擬時采用了文獻［20］編制的用戶自定義材料子程序VUMAT。木材本構(gòu)關(guān)系如圖15所示。

圖15 木材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.15 Stress versus strain of wood

4.1.2 膠黏劑本構(gòu)模型關(guān)系

在3層CLT板中，不僅有木材部件，還有膠黏劑部分，其中膠黏劑是用膠黏單元來模擬，在第3節(jié)中已經(jīng)解釋與驗證了膠黏單元模擬的可行性，因此此處的膠黏劑本構(gòu)關(guān)系與3.1節(jié)相同。

4.1.3 熱工性能與力學(xué)性能設(shè)置

高溫條件下木材的熱工性能（熱傳導(dǎo)率、比熱、密度）依據(jù)歐洲規(guī)范EN 1995—1-2：2004［21］進行折減。根據(jù)文獻［22］所述可知，膠層熱物性與木材相近，在相同條件下，不同膠層厚度的膠合木構(gòu)件溫度場分布基本一致，即膠層對火災(zāi)中膠合木構(gòu)件內(nèi)部溫度場分布并無顯著影響。因此在后續(xù)進行的有限元溫度場計算時將膠黏劑的熱工性能參數(shù)設(shè)置為與木材相同。

鐵杉木材的材性參數(shù)根據(jù)1.1節(jié)中的實測數(shù)據(jù)與3.2.2節(jié)提供的鐵杉理論上各彈性模量之間的關(guān)系共同確定，最終鐵杉的力學(xué)性能如表7所示。膠黏劑的力學(xué)參數(shù)同表6。

表7 鐵杉本構(gòu)關(guān)系模型參數(shù)Tab.7 Parametersof hemlock constitutive relation model

高溫條件下木材和膠黏劑的力學(xué)性能依據(jù)歐洲規(guī) 范EN 1995—1-2：2004［21］和 文 獻［23-24］進 行折減。

4.1.4 邊界條件與接觸設(shè)置

溫度場分析時，為了保證結(jié)構(gòu)場分析中加載端和邊界條件的完整性，受火面并沒有覆蓋整個模型，而是在板的端部均設(shè)置一小段不受火的區(qū)域。層板與層板接觸面上的單元之間采用“Tie”約束，分析過程中接觸面不發(fā)生分離，實現(xiàn)熱量的傳遞。對流換熱系數(shù)取25（W·m-2·℃-1）［25］，木材的熱輻射系數(shù)取0.8［25］，Boltzmann常數(shù)取5.67·10-8W·m-2。

結(jié)構(gòu)應(yīng)力場分析時，有限元模型中CLT板兩端為鉸支，為防止層板穿透，層板與層板之間設(shè)置“硬”接觸。層板與鋼板之間的接觸設(shè)置為“Tie”約束，分析過程中接觸面不發(fā)生分離，實現(xiàn)在重力作用下支座處鋼板與CLT層板之間力的傳遞。

4.1.5 單元選擇

溫度場分析時，木材與膠層單元類型統(tǒng)一采用DC3D8（8節(jié)點線性傳熱實體單元）；應(yīng)力場分析時，木材單元采用C3D8R（8節(jié)點線性減縮積分實體單元），膠黏單元采用COH3D8（3維8節(jié)點黏性單元）。

4.2 有限元模擬結(jié)果分析

4.2.1 未考慮層板脫落的溫度場有限元模擬

溫度場計算僅僅是熱傳遞分析問題，因此采用熱工參數(shù)確定的熱傳遞分析步，求解出試件在ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線下的各節(jié)點溫度場變化與炭化層深度。

圖16給出3層CLT板在與試驗相同測點處的有限元計算結(jié)果和試驗實測結(jié)果。由圖可見：有限元結(jié)果與試驗結(jié)果前期比較吻合，后期結(jié)果相差較大，而且有限元結(jié)果沒有出現(xiàn)明顯的溫度突升階段，這是由于此處沒有考慮到試件在受火過程中層板脫落所帶來的影響，因此后期結(jié)果相差較大。

圖16 測點溫度-時間曲線對比Fig.16 Comparison of temperature-time at measur?ing points

表8給出了3層CLT板在不同受火時間下炭化深度有限元計算結(jié)果與試驗實測值的對比。

有限元計算的炭化深度-時間、速度-時間的變化關(guān)系曲線與試驗結(jié)果對比見圖17。從圖中可知：以受火50min作為分界線，在不考慮層板脫落的情況下，50min之前的有限元計算所得的炭化深度大于試驗值，但相差較??；50min之后的有限元計算所得的炭化深度小于試驗值，且差距逐漸擴大，相應(yīng)的有限元計算所得的炭化速度亦小于試驗值，且有限元計算所得的平均炭化速度（0.65 mm·min-1）低于試驗所得的平均炭化速度（0.75 mm·min-1）。

表8 3層CLT板炭化深度對比Tab.8 Comparisonof three-layer CLT plate charring depth

圖17 炭化深度、速度隨時間變化曲線的對比Fig.17 Comparison of charring depth and rate with time

4.2.2 考慮層板脫落的溫度場有限元模擬

考慮層板脫落的炭化速度有限元分析具體的操作是：①進行未考慮層板脫落的溫度場分析，得到預(yù)定義溫度場結(jié)果；②將預(yù)定義溫度場作為溫度荷載導(dǎo)入應(yīng)力場，進行應(yīng)力場分析；③當(dāng)應(yīng)力場中出現(xiàn)輸出參數(shù)SDEG為1（即層板脫落）時，記下第1層層板脫落時間T；④在溫度場中的T時刻使用ABAQUS軟件提供的“生死單元”技術(shù)，即“Model change”手段，使最底層層板失效，見圖20，此后爐溫直接作用于下部的第2層層板表面上；⑤再將④中的溫度場結(jié)果導(dǎo)入應(yīng)力場，判斷是否會發(fā)生第2次層板脫落，如果不會，則④的溫度場為最終結(jié)果，如果會，則記下脫落時間Ti，繼續(xù)循環(huán)④、⑤操作。

其中應(yīng)力場分析的作用是幫助考慮層板脫落效應(yīng)，用來記錄結(jié)構(gòu)在自重與溫度荷載共同作用下發(fā)生層板脫落的時間。經(jīng)應(yīng)力場計算結(jié)果知，3層CLT板在受火75min之內(nèi)僅出現(xiàn)了1次層板脫落的現(xiàn)象，第1層層板脫落時刻為第48min，計算結(jié)果如圖18、19。

圖18 受火48min時試件側(cè)面溫度云圖Fig.18 Temperature cloud on the side of specimen when exposed to fire for 48min

圖19 受火48min時最下層膠黏單元損傷狀態(tài)Fig.19 Damage of lowest cohesive element when ex?posed to fire for 48min

由圖18可知，第1層層板在自重作用下出現(xiàn)膠黏單元刪減，與試驗現(xiàn)象基本一致。由圖19可知，膠黏單元在試件受火48min時，參數(shù)SDEG（即破壞參數(shù)D）達到1，表明膠層已完全破壞。

圖20通過生死單元手段完成了考慮層板脫落的有限元計算。

圖20 層板失效模擬示意Fig.20 Simulation diagramof laminate failure

圖21 給出了與試驗相同測點處考慮層板脫落后的有限元計算結(jié)果和試驗實測結(jié)果的對比情況。從圖中可以看出：考慮了層板脫落效應(yīng)后，有限元計算值與試驗值更吻合；并且有限元結(jié)果也出現(xiàn)了與實測數(shù)據(jù)一樣的溫度突升階段。總之，相較于之前未考慮層板脫落的情況已有較大改善。

圖21 考慮層板脫落的測點溫度-時間曲線對比Fig.21 Comparison of temperature-time curves at measuring points considering delamination of laminate

表9給出了考慮層板脫落后的3層CLT板炭化深度有限元計算結(jié)果與試驗實測值的對比。

表9 考慮層板脫落后的板炭化深度對比Tab.9 Comparison of charring depth considering delamination of laminates

有限元計算的考慮層板脫落的3層CLT板的炭化深度-時間、速度-時間的變化關(guān)系曲線與試驗結(jié)果對比見圖22。從圖中可知：①考慮層板脫落影響后，有限元計算所得的炭化深度與試驗值很接近，相差不超過5mm。②受火48min時層板脫落導(dǎo)致了此時炭化深度及炭化速度均出現(xiàn)了急劇上升的現(xiàn)象。③考慮了層板脫落的有限元計算所得的平均炭化速度（0.80 mm·min-1）與試驗所得的平均炭化速度（0.75mm·min-1）更為接近，均遠大于未考慮層板脫離的有限元所計算的平均炭化速度（0.65 mm·min-1）。

圖22 考慮層板脫落的炭化深度-時間、速度-時間曲線對比Fig.22 Comparison of charring depth-time and speed-time curves considering delamination of laminate

5 結(jié)論

（1）由PUR膠黏劑壓制而成的3層CLT板在長時間火災(zāi)下存在層板脫落現(xiàn)象，而且CLT板炭化速度跟受火時間呈正相關(guān)，即受火時間越長，炭化速度越大。

（2）采用膠黏單元牽引分離失效模型下的線性軟化本構(gòu)關(guān)系與最大名義應(yīng)力的初始臨界損傷準(zhǔn)則來模擬膠黏劑的實際破壞形式是可行的。因此，進行CLT板炭化速度試驗?zāi)M時，可以用ABAQUS中的膠黏單元模擬膠黏劑。

（3）在ABAQUS軟件中采用熱-力耦合方法，運用“model change”技術(shù)，建立考慮層板脫落效應(yīng)的CLT樓板炭化速度的有限元模型?？紤]層板脫落的有限元模擬結(jié)果與試驗值更接近，能夠較為準(zhǔn)確地得到CLT構(gòu)件的炭化速度數(shù)據(jù)和CLT樓板在火災(zāi)作用下發(fā)生層板脫落的時間。