胶合木-轻骨料混凝土组合结构的抗火性能研究开题报告

1. 研究目的与意义（文献综述包含参考文献）

2.1国内外对温度场、室内火灾升温曲线的研究

结构抗火研究主要涉及到热工、建材和结构等学科,研究涉及面较广,试验设备要求高,至今仍未得到十分完善的理论分析。高温下木结构的力学行为与温度密切相关,因此要对钢结构进行高温下的分析,必须计算出构件内部的温度场。在抗火试验中火灾高温下构件截面的温度场随时间时刻在变化,而且材料的导热系数、比热等参数也不是常数,所以结构热传导问题是一个非线性瞬态问题,其方程是一个非线性抛物型偏微分方程。国外很多研究者对火灾下钢结构温度场计算提出了有价值的建议和方法。GamalN.A考虑了一维墙板的热传导问题,利用一维无限大平板热传导问题的解析方法进行求解,YuJ.R.利用Gurtin提出的卷积变分原理考虑初值问题的新方法对一维热传导问题进行了计算；Wilison提出了基于有限单元法求解瞬态温度场的研究；Bath KJ.采用简化和线性化方法建立非线性温度场的变分泛函,并编制了通用有限元程序ADINAT^[1]。国内一些学者对瞬态温度场的求解也进行了卓有成效的研究。吕志涛等人利用椭圆温度等值线分布的计算式来计算梁内部任意一点在某一时刻的温度值。

火的燃烧特征一般是通过温度一时间曲线来描述的。但是由于火灾的发展受可燃材料的燃烧性能、火荷载密度、通风状况等多种因素的影响,其温升曲线表现出很大的随机性,对火灾的模拟一般假设室内空气温度均匀分布,通过对火灾的统计资料和试验数据进行统计分析来归纳出室内火灾的空气升温过程模型。

美国土木工程师协会(ACSE),EUROCODE3都提出了不同的室内空气升温计算公式。这些公式一般以试验数据为基础,通过热力学分析,以房间几何尺寸和热工性能为参数,建立空气温度与时间的关系式。

最早人们是通过抗火试验来确定构件的抗火性能,为了对试验所测得的构件抗火性能能够相互比较,试验必须在相同的升温条件下进行,许多国家和组织都制定了标准的室内火灾升温曲线,以供抗火设计和抗火试验使用,其中应用最广泛的为ISO 834标准升温曲线和ASTM-E119标准升温曲线。

为了对受热构件的破坏模式有一个统一认识,以及出于规范的需要对构件的抗火程度进行统一分级。国际标准化组织(IS0)制定IS0 834标准升温曲线,其表达式如下:

(2-1)

式中,t为时间,min,不为 位t时刻炉内环境温度,单位℃。美国和加拿大采用的是ASTM-Ell9标准升温曲线,表达式为:

(2-2)

IS0 834标准升温曲线公式没有考虑火荷载,受火房间几何参数和热工参数等因素,与实际火灾差别较大(见图3)。但由于其表达式简单,对于燃烧炉控制比较方便,已为大多数国家研究者采用。

图3不同火荷载曲线差别

2.2国内外对木结构抗火性能的研究现状

2.21木结构火灾特性研究

Odeen(1985)^[1]根据统计数据也认为木结构的火灾风险不比其他结构大，但在木结构火灾性能评估中应对金属连接件给予特别关注。Odeen (1985 )^[2]和 Richardson(2004)^[2]的研究均表明，由于金属连接件具有高热传导性将增大其附近木材的炭化速度，且金属连接件自身高温性能较差，易导致金属连接件的失效而引起结构突然破坏，建议对金属连接件采取措施予以保护。Richardson(2004)^[3]进行了实木节点、I 型木节和三种木屋盖桁架的火灾性能试验研究。受火后首先在下侧边缘开始炭化，接着变形开始加大、导致单个节点失效破坏，进而使相邻节点发生连锁反应，最后导致屋架的整体失效。Noren(1996)^[4]进行了不同持荷条件下钉连接木节点的火灾性能试验研究。研究表明，随着连接板厚度的增加，木节点的耐火极限增加。当连接板厚度从28mm 增加到40～45 mm时，耐火极限延长13. 4～14.8min。

Richardson 等人(2001)^[5]进行了既有建筑中木屋面和木楼面改造防火性能的研究。研究表明，在木楼盖下设置石膏板可取得很好的抗火效果，使用石膏板后木楼盖的耐火极限可提高18～20 min。由于老旧建筑中木楼盖常常出现2～4 mm宽的板缝，为阻止可燃气体的穿透，可采用 OSB 板或夹板覆盖。Benichou(2006)^[6]研究了木楼盖的整体抗火性能。研究表明，木楼盖抗火性能与石膏板层数、绝缘填充料类型、荷载情况和外部火场温度等有关。使用荷载增大时，木楼盖抗火性能降低;采用两层石膏板的抗火性能明显优于一层石膏板;固定用螺丝钉离开石膏板边缘越远(10-38 mm)，木楼盖抗火性能越好；矿物纤维填充料的抗火效果优于玻璃纤维。研究表明，木楼盖受火后，外侧石膏板温度首先升高，随着温度继续增加木节点温度也随之增长。当木材温度达到300℃时开始炭化，导致木楼盖发生高温作用下的位移，使石膏板出现裂缝，从而使更多可燃气体到达木节点。随着炭化深入和木节点有效面积降低，高温作用位移将进一步增加，最后导致木楼盖整体垮塌。

Bullock 等(2000)^[7]进行了6 层木框架房屋的实际火灾试验， 主要研究实际火灾条件下多层木结构房屋的抗火能力和火灾分隔对防止火灾蔓延的有效性。燃烧荷载由平铺在局部楼面上的木材提供。实际火灾中，由于可燃物、通风条件和空间特点等不同而导致火场温度存在较大差异。研究表明，尽管燃烧区域从火灾发生30 min 起火场温度即大于900℃，但火灾并没有扩展到其他相邻区域，石膏板吊顶在整个火灾过程中起到了很好的保护作用;多层木框架结构实际火灾特性，如轰然时间、炭化深度等与标准试验有明显差别;多层木框架结构抗火性能满足英国规范要求，能保证规定火灾时间内木结构房屋的整体性及防止火灾蔓延的有效性。

Tsantaridis 等(1999)^[8]使用锥形量热仪进行了恒定热流通量下带石膏板保护木材的火灾性能试验。研究表明，有石膏板保护木材开始炭化的时间明显滞后，炭化速度明显降低；且开始炭化时间随着石膏板厚度的增加而增加。Saxena 等(1990)^[8]按照 BS 和 ASTM 规范对木结构防火膨胀型涂层的防火性能进行了研究。研究表明，有防火涂层木构件表面既不传播火焰，过火后也不再燃烧;防火涂料还能有效降低烟气的产生。在木材生产过程中，常采用化学浸渍、表面处理、喷洒防火阻滞剂等方法延迟木材着火点和降低火焰在木材表面的传播。Frangi 等(2005)^[10]进行了内填矿物纤维或玻璃纤维的箱形木构件火灾试验。研究表明，内填矿物纤维的隔热效果明显优于玻璃纤维。

2.22木材炭化机理的研究

为了了解受火后木梁力学性能的退化情况，并为确定木梁耐火极限和受火后剩余承载力提供科学依据，许清风等人（2011）^[11]针对国内木结构特点，对木梁三面受火之后的力学性能进行试验研究。试验过程中木梁试件全长三面受火，且受火过程中未施加外荷载。根据试验结果中典型木梁受火后跨中截面应变沿高度的变化可得，受火后木梁的截面变形仍符合平截面假定。受火后由于木梁炭化，截面有效高度变小，使得截面的中和轴有所上升导致木梁受火后的承载力明显降低。三面受火后木梁剩余承载力下降程度随受火时间延长而增加，随截面尺寸增加而减小。张晋等人（2013）^[12]年进行了木梁四面受火试验，以及受火后的剩余受弯承载力试验研究。结果表明，木梁有效面积因受火炭化而减小，边角棱角不再存在，呈圆弧状，靠近炭化层的高温分解层木材强度明显劣化。表面无防火措施木梁的平均水平炭化速度 为0.827mm/min，平均竖向碳化速度为0.848mm /min。而且受火木梁在受弯试验过程中，跨中截面基本符合平截面假定。

火灾后，木材组成和微观结构均发生很大变化。Lau 等(1998)^[13]认为木材燃烧与木材可燃气体的分解形成、扩展和燃烧挥发有关。木材分解燃烧的影响因素包括外部火场温度、木材树种和密度；木材热量交换的影响因素包括:木材树种、含水率、渗透率和其他形态学因素。Spearpoint 等(2000)^[14]认为木材在表面温度达到 200℃ ～400℃时引燃，开始燃烧时，热流通量包括外部热流和木材火焰热流的叠加，热量释放很快达到一个大值;随着高温分解层的推进，炭化层逐渐形成。炭化层在外部热环境与高温分解层之间形成了热阻层，降低了热释放速度。当温度达到 300℃时，炭化层开始分解。炭化层由于收缩和应力梯度将在表面形成裂缝，使挥发性气体更易逸出;随着炭化深度的增加，裂缝宽度加大，形成形似鳄鱼皮的裂缝分布。木材的燃烧速度与木材树种、纹理方向、含水率、外部受火条件和木材非均质等因素有关。Konig(2006)^[15]认为木材燃烧中热传递包括三种形式:传导、辐射和对流。外部燃烧环境通过传导提供热传递；由于木材内水分蒸发并在冷木区重新生成将形成热流通量的对流传递;由于炭化使木材表面形成裂缝，将进一步通过辐射和对流进行热传递。

学者对火灾后木材的分层有多种。Konig(2005)^[16]为简化分析需要，仅分为炭化层和未炭化层。Buchanan(2005)^[17]根据截面达到的最高温度进行分层，其中温度大于300℃为炭化层；温度小于300℃但大于200℃为高温分解区，该区域木材强度降低、质量减少且木材颜色改变；其余区域为正常区域，如图3所示。Janssens(2004)^[18]则分为5个区:炭化层、高温分解区、干木区、蒸发区和湿木区。

图 4 三面受火木梁炭化示意

Zicherman 等(1981)^[19]使用扫描电镜对炭化层的微观结构进行了分析研究，并用木材燃烧动力学理论进行了解释。研究表明，燃烧后木材表层是严重变形的炭化层，伴有明显的裂缝;然后是变形较小的炭化层，该层也发生了明显的高温分解，一般以年轮为界;最后是一层水平裂缝把炭化层与未炭化部分分开。Cutter 等(1980)^[20]进行了南方松火灾下的扫描电镜分析。研究表明，高温和炭化使木材管壁直径和双管壁厚度均减小。当温度低于300℃时夏材细胞比春材稳定，而当温度高于300℃时正好相反，这可能与细胞壁中的纤维素、半纤维素和木质素的排列方式有关。

2.23木材炭化速度的研究

部分学者根据试验研究认为，炭化速度是一个恒定的值。Rogowski 报道了软木胶合木柱沿叠合面炭化速度为0.65 mm/min，垂直叠合面为0.77mm/min；Pettersson 得出松木的炭化速度为0.5～0.7 mm/min，橡木炭化速度为0.4 mm/min；Butler根据英国试验数据得出，受火时间为5～30 min 时，炭化速度为0. 66 mm/min; Tenning 认为受火1 h 松木梁的炭化速度为 0. 58 mm/min，而前30 min 的炭化速度为0. 77 mm/min；Lache 根据两种软木和三种硬木的试验研究得出，受火1 h 的炭化速度为0.55～0. 80 mm/min; Frangi 等根据云杉按ISO834受30～110 min 的试验得出，其炭化速度为0.70mm/min；Schaeffer 通过 38.1 mm 厚花旗松木板(密度430kg/m³，含水率7%)在小型 ASTM 119试验炉中的试验,测得炭化速度为0.68 mm/min^[21] 。

大量研究结果表明，木材炭化速度与密度、含水率、氧气渗透率、热流通量、解剖结构、化学成分、通风条件、试验方法、试件尺寸等多种因素有关。多数研究认为木材密度是炭化速度的重要影响因素。Eurocode EC5- 1. 2^[22]认为硬木的炭化速度与密度成反比，当密度大于450 kg/m 3 时，炭化速度为0.5mm/min;当软木密度大于290 kg/m 3时，炭化速度为0.7 mm/min。澳大利亚规范 AS 1720. 4^[22]给出了炭化速度与密度的关系式为:

β= 0.4 (280/ρ₁₂ )² ( 2-1)

式中 ρ₁₂ 指含水率为 12%时的木材密度。

White(2004)^[24]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益， 建议在 ASTM 119 试验方法测得的炭化速度基础上增加 20%。Konig(2005)^[12]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，建议对于锯木增加23%、胶合木增加8%。Njankouo 等(2004)^[25]进行了多树种按照 ISO 834 升温的单面受火试验。研究表明，木材密度直接影响其炭化速度，当木材密度较大时，欧洲标准EC5 的结果过于保守;炭化深度xc与时间t 基本呈线性关系，可用t=2.45xc表达。Njankouo 等(2005)^[26]按照 ISO 834 对欧洲软木和热带硬木等树种的炭化速度进行了试验研究。结果表明，木材炭化速度与密度密切相关，含水率对炭化速度也有一定影响。并归纳了密度ρ大于500 kg/m 3 的炭化速度计算公式为：

β=0. 60－(ρ－500) /3000≥0. 40 ( 2-2)

Babrauskas(2005)^[21]根据试验数据得出炭化速度β与热流通量 q″_tot的关系:

β =0. 028q″_tot ( 2-3)

Firmanti 等(2004)^[27]根据试验得出，随着热流通量的提高，松树、红衫、橡树和椴树的炭化速度均增加，热流通量和试件尺寸对炭化速度有明显影响。Hugi 等(2007)^[28]通过12 种欧洲和北美常用树种(密度为350～750 kg/m3)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。Frangi 等(2003)^[29]通过试验发现，当木材密度在 350 ～750 kg/m3、含水率在8% ～15%范围内时，炭化速度与密度和含水率无关。但Lache发现，当含水率为20%时，其炭化速度较含水率为8%时降低 8. 3%；但炭化速度与木纤维方向无关。Lau 等(1998)^[14]指出，木构件炭化后角部变为弧形，炭化速度加大。另一方面因为木节处密度明显偏大，所以其炭化速度明显较小。

2.24木构件抗火性能的研究与分析

木构件火灾性能试验研究一般分为两类：一类是把木构件置于燃烧炉中，按 ISO 834或 ASTME 119规定进行升温，然后取出在常温下进行试验;另一类是木构件持荷条件下进行火灾试验，测试其耐火极限。

对于木材的传导率，许多学者已发表其在试验基础上或基于试验数值模拟的得出的结果。由于木材的正交各向异性，它的径向、切向、纵向方向具有不同的热传导率。但是，其径向和切向之间的的热导率差别相对较小。White^[30]指出，对硬木木材切向与径向热传导速率比约为0.9-0.95，晚材含有相对少和较多时可分别取0.97、0.87。木材纵向热传导率显著大于横向的热传导率。White建议的纵向的热传导率可取横向的1.5-2.8倍。此外，国外多位学者Knudson、Fredlund、Janssens等对木材随温度变化的横向热传导率进行了一定研究，大多数学者认为，在200℃之内时热传导率随温度增加，在200℃-350℃线性减小，温度大于350℃时又开始增加。

不同学者(Gammon、Mehaffey、Janssens)曾对木材比热进行深入研究，并得出的木材比热随温度变化的曲线。Gammol、Mehaffey和Janssens^[31]所采用比热值可简化为公式：

（2-4）

式中： (kJ/kgK)是比热；

T(℃)是温度；

u(kg/kg)是木材含水率。

他们确定木材比热时采用a值和b值并不相同； 是含水率修正系数，只有Janssens采用，其计算公式为： =(23.55T一1326u 24 l7)H；值得注意的是，在Mehaffey得出的曲线在100℃-120℃之间有峰值突变，这是由于在在100℃ -120℃水分蒸发需要吸收额外的能量。Van Zeeland 等(2005)^[32]研究了升温对木材受压强度的影响，通过17组每组60个38 mm89 mm黑松小木柱升温后的力学性能试验研究，给出了木材温度与其抗压强度下降的双折线模型。

总结国外相关文献和报告，可以得出：在80℃时剪切模量下降到初始值的0.2-0.5倍，剪切强度在150℃时迅速降低至初始值0.1-0.3倍，在欧洲规范5附录给出了建议的顺纹剪切强度降低系。在欧洲规范5指出，横纹抗压强度随温度变化的折减可同样采用顺纹抗压折减系数。Konig(2005)^[17]在总结已有研究资料基础上，提出了木材强度和弹性模量随温度变化的双折线模型，如图5，6 所示。木材性能与温度关系起点均为20℃，相对力学性能为1；终点为 300℃，相对力学性能为 0，此时木材已炭化;在水分蒸发时的 100℃，曲线弯折。

图 5 相对强度系数与温度关系

图 6相对弹模系数与温度关系

国外不同学者Lie、Takedal和Janssens提出了木材密度随温度变化曲线。研究发现，由于水分的蒸发和高温下木纤维的热降解木材密度随温度升高有减小的趋势。研究得出，当温度升高到200℃。0木材密度降至初始密度的0.9-0.95倍，这是由在此温度间木材水分的蒸发造成的；当温度在350℃左右时，木材密度降初始密度的0.5-0.6倍，这是由木材的热解造成的；在350℃之后，密度降低缓慢，这是由形成的炭化层阻碍木材的继续热解造成炭化速度降低非常缓慢的原因。

Firmanti 等(2006)^[33]进行了150 根60 mm120 mm3500 mm木梁不同应力水平下的火灾性能试验。研究表明，同组试件中应力水平显著影响木梁的耐火时间，随着应力水平增加耐火时间显著降低；相同截面和相同应力水平下，有无木节对耐火时间无明显影响;木材密度对木梁剩余承载力无影响。

Lie(1977) 给出了三面受火木梁耐火极限计算公式:

T_b3 =100 f B[ 4－B/D] ( 2-5)

式中 f 为与持荷水平相关的经验系数；B 为梁宽；D 为梁高。

加拿大建筑标准(National Building Code of Canada)^[34]给出了木柱耐火时间的计算公式：

t_f = 0.1Zb(3－b/d) ( 2-6)

式中d为木柱长边;b 为木柱短边;Z 为荷载系数。

Young 等(2001)^[35]根据试验指出，在四面受火过程中木柱的水平刚度降低、长细比增加，木柱发生屈曲破坏。木材高温后抗压性能与抗拉性能存在明显差异，这是因为木材抗拉性能主要依赖于木材原纤维中的纤维素束，纤维素束在温度大于200℃时明显退化。而木材抗压强度和刚度主要来源于形成原纤维外皮的木质素，当温度达到大约100℃ 时木质素变软 并在温度升高后再次变硬，因而木材含水率及自由水分蒸发对抗压强度影响更大。研究表明，受压面受火木板的挠度大于受拉面受火木板的挠度;受火后木材固有木节缺陷对其力学性能的不利影响降低。

在进行受火木构件承载力计算时，为考虑高温对未炭化木材强度的劣化，EC5^[22]建议额外增加7mm 的炭化深度。而 White^[24]建议在 ASTM 119 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验。Konig(2005)^[16]为简化计算，将木材分为没有承载力的炭化层和承载力没有降低到完好层。King 等(1988)^[36]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。Konig(2005)^[13]认为，受火木构件剩余承载力可通过两种方法计算:

（1）有效面积降低法(Reduced cross-section method)。即通过降低截面的有效面积来计算剩余承载力，为考虑高温分解区木材力学性能的劣化，在原炭化深度基础上再扣除 7 mm。

（2）材料性能降低法(Reduced properties method)。即截面面积不变，通过材料力学性能降低系数来计算。其中有效面积降低法的计算精度相对较高。

刘增辉（2013）^[37]选取了现代木结构节点连接中常用的木结构钢-木螺栓节点进行抗火性能试验研究，其对木构件受火前对花旗松木材进行材性试验；对未持荷螺栓-钢夹板连接进行炭化速度试验，通过变化受火时间和防火措施共对4组受火构件进行炭化速度试验研究；对持荷螺栓一钢夹板木结构节点连接进行耐火极限试验。而且对结构进行有限元分析获得了持荷水平对螺栓．钢夹板连接节点的耐火极限具有很大影响，随着持荷水平的增加，耐火极限降低明显。

2.3 轻骨料混凝土抗火性能研究

欧洲混凝土抗火设计规范(EC2-12)^[35] 给出了火灾下荷载效应的取值与火灾下材料性能的计算公式。进行抗火设计时，应满足火灾下荷载效应设计值小于火灾下结构构件的抗力设计值, 即：

E_d,fi (t)≤ R_d,fi ( t) ( 2-7)

式中， E_d,fi (t) 为火灾下荷载效应设计值，包括间接火灾作用( 温度膨胀的影响)； R_d,fi ( t) 为火灾下结构抗力设计值，由于进行火灾下结构抗力设计值计算时, 取材料分项系数等于1. 0，故这里的火灾下结构抗力设计值相当于我国设计标准中的结构抗力标准值；t 为火灾持续时间。

火灾下混凝土抗压强度，规范 EC2-1-2 中给出的混凝土抗压强度标准值 f ck 随温度的退化, 由系数 k c ( T) 表示：

f_ck (T)= k_c (T)f_ck 20℃

k_c (T)=1. 0 20℃≤ T ≤100℃

k_c(T)=( 1 600 -T) 1 500　100℃≤ T ≤400℃

k_c(T)=( 900 -T) 625 400℃≤ T ≤900℃

k_c(T)=0 900℃≤ T ≤1 200℃ ( 2-7)

式中, T 为混凝土温度。

公式由硅质骨料混凝土测得，这个公式对其他骨料种类的混凝土是偏于安全的。

火灾下混凝土抗拉强度，规范 EC2-1-2 中给出的混凝土抗拉强度标准值 fckt 随温度的退化, 由系数 k ct (T) 表示:

f_ckl(T)= k_ct( T)f_ckt 20℃

k_ct (T)=1. 0 20℃≤ T ≤100℃

k_ct (T)=( 600 -T) /5　 100℃≤ T ≤600℃

k_ct (T)=0 T ≥600℃ ( 2-8)

火灾下混凝土应力-应变关系曲线：火灾下混凝土单轴受压应力-应变关系上升段为曲线,下降段为直线,按下式计算:

( 2-9)

式中, f c (T) 按计算, ε_cl ( T) 、εcu (T) 分别为温度 T时混凝土峰值应变、极限应变, 具体数值见规范 EC2-1-2附录。

图7火灾下硅质骨料混凝土受压应力- 应变关系

轻骨料混凝土的保温、隔热性能，,耐火能力也比较好，而且自重轻,是一种很好的轻质高强 建筑结构材料。混凝土受到火灾后，从表面看有大小无数的各种龟裂,强度降低,对钢筋的防锈作用消失。其原因是水泥石从常温逐渐加热,开始一般产生热膨胀,到100 ℃ 以上时,水泥石中的吸附水和结晶水产生分离,吸附水消失因而产生收缩,大约700℃ 时,混凝上完全脱水。此后再加热又产生正常的热膨胀,在高温下混凝土由于脱去结晶水,降温时常产生不可逆变化。而混凝土中的骨料多数只产生热胀冷缩现象,因此受火灾后的混凝土,可以看到在水泥石部分产生各种龟裂。轻骨料混凝土的热扩散率明显地比普通混凝土小。轻骨料混凝土的热扩散率比普通混凝土小,是由于轻骨料混凝土的含水量较多,在100℃ 温度下停滞时间较长,从而温度上升较慢。莫鲁（1986）^[36]通过试验研究也表明这一现象即轻混凝土板温度在 100℃ 以下的持续时间较普通混凝土板的持续时间长。但在100℃ 以上其温度上升的斜率两者几乎是相同的。而且试验中发现轻骨料混凝土随温度上升强度损失比普通混凝土强度损失小。

王新堂等人（2012）^[37]年对一组具有不同参数的压型钢板－轻骨料混凝土组合楼板开展了火灾响应及火灾后承载力试验研究。试验用轻骨料为一种烧制陶粒，楼板的制作主要考虑了板厚的变化及栓钉的设置。为了考察该类组合楼盖火灾后的受力性能，进一步进行了火灾后的承载力试验研究，并与一块未受火灾作用的楼盖进行了对比试验。结果表明，增加楼板厚度不仅能提高轻骨料组合楼板的抗火性能，也能提高其在火灾后的承载力。但是，在楼板内部设置焊接栓钉会减弱组合楼板的抗火性能，降低组合楼板在火灾后的承载力；压型钢板－陶粒混凝土组合楼盖受火后整体刚度虽然有明显下降，但仍具有较高的承载力，且塑性性能良好;陶粒混凝土组合楼盖的热响应温度沿楼板板厚方向的变化呈明显的非线性，但可近似为两个线性变化段。

2.4木混组合结构的抗火性能研究

2.41概述

对于任何新的结构体系的发展来说，评定结构体系的消防安全，这对确保建筑在使用过程中的安全是很重要。所以评定消防安全是现在木混组合结构能否在国际建筑市场上的推广与应用的决定性的因素。许多国家对木材在建筑结构中的使用都有严格的规定和规范，因此对木混组合结构进行抗火试验来确保结构能满足建筑防火的安全要求是很重要的。

国外建筑结构抗火设计的新主流，这种方法的核心包括以下三个方面：

（1）确定抗火设计的目标

（2）研究为达到此目标可以采取的设计方案

（3）通过可靠度和风险评估来选择一个最优方案。

性能化的结构抗火设计方法的主要优点可以概括为以下三个方面：

（1）性能化设计减少了客户对抗火设计要求的不确定性。性能化设计更着重在抗火工程的某些具体方面，因为在许多情况下，规范的要求并不能完全符合客户的要求。

（2）性能化设计使得客户和设计者有机会分析比较许多不同的设计方案，给设计者提供很大的灵活性。

（3）使用性能化设计的方法可以更科学的评价结构在受火时的表现，减少不必要的防火保护的花费。

性能化结构抗火设计以结构在受火时表现出来的某些性能参数来进行抗火设计，不仅仅结构的计算部分，而是由可燃物最初开始点燃到整个过程的结束。其间所有的因素都要考虑在内。这样就对设计者提出了更高的要求，虽然现在要完全做到性能化设计还不太可能，但这种设计方法在抗火设计的科学性是显而易见的，代表着结构抗火的新的发展方向。ISO834 标准升温曲线公式没有考虑火荷载，受火房间几何参数和热工参数等因素，与实际火灾差别较大。但由于其表达式简单，对于燃烧炉控制比较方便，已为大多数国家研究者采用。

2.42木混组合楼板的抗火性能计算研究

木混组合楼板的结构性能主要是由木材和混凝土之间的剪力连接决定。当木混组合结构暴露于火时，知道剪力连接件上刚度和强度的变化是特别重要的。Lie,T.T. (1978) ^[38]开发出一种可以测定组合楼板和屋顶板抗火性能的计算方法。使用这种方法，由简单的近似公式推导出的热抗火钢筋混凝土和预应力混凝土板最小覆盖厚度的计算公式，包含了两层混凝土，一个是轻质混凝土，一个是正常的混凝土。试验结果之间的比较表明计算结果和试验结果之间有很好的吻合性。Frangi和Fontana于2001年^[39]在ETH进行了一项关于木材-混凝土组合楼板耐火性能的研究项目。研究分析首先着眼于连接的性能和建模模拟，然后考察的是组合楼板的整体性能。开发出了一种木混组合楼板简化的设计方法，这种方法依据的是欧洲规范5（2004）有效截面法的计算结果与原型火灾试验的结果相比有很好的吻合性。虽然这些结构体系在连接类型方面、木材的类型和主要楼板构件的几何形状存在很大差异性，但它可以在如何解决这些体系的防火问题方面提供一些启示。

Andrea Frangi, Ph.D.等人(2011)^[40]年开发出一种对螺纹连接的木混组合楼板抗火设计的简化计算方法。这种木混组合楼板的抗火设计简化计算方法是在使用了EN 1995-1-1给出的柔性连接和EN 1995-1-2给出的减小横截面方法的机械连接梁的计算模型基础上发展起来的。通过修正系数k_mod,fi来考虑温度对木材、混凝土和连接件力学性能的影响。对于螺纹连接的强度和刚度性能，计算修正系数k_mod,fi的简化公式是根据广泛的螺纹连接火灾行为的试验研究结果得到的。修正系数k_mod,fi被表示为一个关于连接件侧面木材厚度的函数。在这种方法中木构件的温度并不需要被确定，对设计者来说可以更容易计算出螺纹连接的强度和刚度特性。

有效抗弯刚度EI_ef根据γ方法计算：

( 2-10)

( 2-11)

( 2-12)

式中：E1为混凝土的弹性模量；E2为木材的弹性模量；

为混凝土截面的惯性矩；

e是木材的中心与混凝土的中心距离；

L为木混组合构件的跨度；

2.43数值分析

确定木构件的抗火性，已经对其进行了多次试验研究。然而，在研究木构防火性能方面数值模拟是目前一种有效而廉价的替代方法。一旦通过试验数据的验证，有限元模型可以用来更加详细的了解试验过程中的现象，然后并进行几何形状，力学性能和热性能变化参数化研究。

Norman Werther等人（2012）^[41]为了准确地模拟火灾中木结构建筑的结构性能，已经明确一系列需要必须充分理解有哪些阻碍和问题，从而使用先进的计算模型可以准确地用来代表其物理状态和参数。本文讨论这些阻碍和问题，结合使用一般有限元软件的困难，建议如何能解决它们。使用ANSYS、SAFIR和ABAQUS建模，在火灾条件下对木结构进行热分析时遇到个别和共同的问题。认为不同模型参数（热分析、结构分析）可能对试验数据的物理解释与数值解的精度对比产生影响。详细的研究对一维、二维热传递分析的效果、有限元网格的大小、时间步长和火灾中木构件的热模型的不同热分析方法步骤。当使用不同的有限元软件包来分析建筑结构时，进一步建议如何建立最好的模型。

Menis, Agnese等人(2012)^[42]在经过对火灾下的木构件和连接数值模拟的广泛讨论之后，提出了一种ABAQUS软件的二维模型来模拟受到不同包裹覆盖层保护的交错层积木(XLAM)楼板的抗火试验。交错层积木截面上的温度分布和平面外面板的抗火性能分别是通过传热和力学计算模型来预测。发现数值模型预测的结果与试验结果相比更有一定的精度，特别是当按照EN199 5-1-2降解的规律进行时。比较也表明，为了能准确地预测热性能需要正确模拟保护层的失效。数值分析中使用的是根据傅里叶定律得到的热分析平衡方程：

式中： 为导热系数[W/mK]

( )为比热[J/(kgK)]

为密度[kg/m] ε为内部热生成率[W/m]

James W. ONeill等人(2012)^[43]对木楼板体系的抗火性能进行了数值模拟研究。研究的楼板体系包含有木材组合楼板（不同的木托梁和底板截面）和木混组合楼板。他们利用有限元软件对楼板体系进行三维数值模拟，作为一个连续的热力学分析。这些楼板组件的试验也对模型进行了校准和验证，同时进行一些原型试验来确定每种楼板类型的破坏机理并评估各体系构件受到的火灾损害。这个研究的最终结果是一个简化设计方法来计算不同的木楼板体系。表2是数值分析过程中所使用的欧洲规范5给出的不同温度下木材性能。

表2欧洲规范5-1.2中关于木材性能

ω是含水率

Massimo Fragiacomo（2013）^[44]等人提出了一种数值模型来预测木构件的耐火性能。抗火性能是通过ABAQUS有限元程序的一个两步处理的过程来评价：首先，一个是对暴露于火的构件随时间变化的热分析，然后进行的是恒定荷载下的结构分析。在结构分析中考虑了随着温度增加木材力学性能下降（弹性模量和强度）的木材温度。当构件的最热部分不能再从最冷部分重新分配应力，并导致结构破坏，那么结构分析结束。该模型被用来模拟由单板层积木制成、受拉的试件的火灾试验。试验数据的温度，炭化深度，位移和发生破坏的时间与假设和温度与欧洲规范5所建议的考虑力学性能退化和热性质的数值结果相比，总体呈现出可接受的相似性。得到预测木材构件的抗火性能取决于数值模型所施加拉伸荷载和解析公式。可以使用其提出的有限元模型来代替昂贵、复杂的试验测试来预测木材结构的抗火。

2.44组合楼板抗火性能试验研究

最近十来年里，为了确定木混组合楼板体系的环境温度特性，已经进行了相当多的研究，然而由于这个研究领域的专业化，所以对这些结构体系在火灾下性能的研究关注还是太少。

Frangi和Fontana等人（1999）^[45]年通过试验研究获得：木混组合构件的耐火性能主要受到木材和连接件的影响。他们研究了两个不同的体系，第一个体系是一个由钉住的木板或者胶合层压梁组成的坚实木板，连接类型是将螺钉固定在木板顶部凹槽预留孔中并与上部混凝土层浇注在一起。第二体系是锯材梁体系，该体系将倾斜的自钻钉作为连接件并且将钉伸入到胶合板上面的混凝土层中。这两层如图8所示。对两个原型试件进行火炉试验，两种体系的构件暴露在ISO火灾下超过60分钟没有倒塌。从他们的试验研究中可以看出，木材受到火灾的影响例如加热和减少整体截面有效尺寸会削弱木材之间的连接以及木混之间的连接。

图8 在苏黎世研究的梁式和实木板式的组合楼板

木混组合结构所使用的连接形式也是很重要，木-混凝土组合楼板木材需要层间连接件来提供横截面的组合作用，而且火灾中连接的完整性是由其最薄部分的性能决定，这有时很难预测。例如Frangi和Fontana（1999）^[45]发现试验中螺纹连接件的性能与周围木材的温度呈线性函数关系，但是胶结的螺钉没有什么强度损失，直到胶水的温度达到50C，连接件的性能在逐渐升高的温度下会很差。当研究一个新结构体系的抗火性能时，确定试验过与未试验过的体系之间的区别也是很重要的。

Frangi和Fontana(1998) ^[46]通过对实木式楼板抗火试验发现其只有一面直接暴露于火，所以实木式楼板一般可以简化为木板的碳化率。Carsten Erch- inger等人（2010）^[47]对火灾中开槽钢板和钢销的剪切连接件的承载能力进行了研究，并且在大量的试验和数值分析的基础上，还提出一种用来计算销钉与开槽钢板剪切连接件在火灾中的承载力的设计模型。设计模式类似于EN 1995-1-2常用木构件防火设计中的横截面减小方法。所提出的设计模型考虑了不同连接的不同几何形状和钢材部分对截面温度分布的影响。

C. Maraveas, K等人(2013)^[48]对木材连接抗火作用产生影响的几种因素进行了试验研究，如紧固件直径，木材厚度和接头的几何形状，并得出了相关的结论。在此基础上，提出了暴露于火灾的高效木材连接设计的初步指导方针。

James William O'Neill等人(2011) ^[49]年对目前仍在新西兰发展的木混组合楼板的防火性能和破坏行为进行了试验研究，并产生了一种计算方法来评价这些楼板的防火性。火炉试验的楼板跨度为4米，承受的活荷载设计标准值是2.5kPa。两个楼板都进行ISO 834的火灾试验超过60分钟。对两个不同的连接形式进行了试验研究；一种是木梁上有凹槽并有抗剪连接件，另一种是木梁之间有金属齿板。结果发现，在火势控制楼层的失效模式下,木梁的截面尺寸会减少。由于连接产生的组合作用，楼板单元能够承受较长时间的火灾试验，并且远远超过一个小时。试验数据和观测结果也被用来辅助数值模拟的运行从而评估出楼层的耐火等级。其所使用的数值模拟工具是从一个电子数据表格发展来，能够预测出这些楼层的预期耐火等级，进行计算时也考虑到一些主要依赖于时间并会对整体性能产生影响的特性。

木混组合结构通常是木材在底部而混凝土在顶部，是一种有效的楼板形式，因为与单纯的混凝土板和木质楼板相比有很多优点，其中之一是更好的抗火性能。R. Meena等人(2014)^[50]则对一种新型木混组合体系的抗火性能进行了试验和数值研究，如图8所示就是该种新型的木混组合体系。这种体系采用的是木梁在顶部、混凝土层是在底部。这种设置在与周围结构的连接和机械安装方面有不少的优点。试件的混凝土侧面承担标准温度-时间曲线的火焰，来实现一个60分钟的防火等级火灾。随后温度特性通过用材料性质与温度相关的瞬态热分析数值来建模分析。

可以得出以下主要的结论：（1）木混组合结构的有效耐火等级可假定为60分钟（R60）；（2）要求钢筋混凝土的最小厚度是25mm来保证木混组合结构的R60耐火等级；（3）开口管道和关闭管道的试验结果并没有显示出任何差异性，所以可以得出如果管道内有水并不会存在水管破裂的风险（管道熔化后，水就会从混凝土板中流出）的结论；（4）木梁凹槽覆盖有50mm的混凝土层，在遭受火灾1小时后依然足够承担混凝土板的重量并且梁板又不失去连接；（5）用来验证的数值模型可以用来分析采用的不同设置来对体系进行优化的温度曲线。

图9木混组合体系详细示意图

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2. 研究的基本内容、问题解决措施及方案

查找相关的资料以及文献，对其进行阅读理解、分析总结，写出研究背景、文献综述，并确定今后的研究内容和相关的技术路线，为以后的课题的研究奠定理论基础。