正交胶合木力学性能的研究综述

李明月 任海青 龚迎春 武国芳

( 1. 中国林业科学研究院木材工业研究所，北京 100091；2. 北京林业大学材料科学与技术学院，北京 100083)

正交胶合木（CLT）是一种新型的工程木产品，不仅节能环保，更具有高强度、耐火性强、抗震性强等特点，主要应用于中高层、大跨度木结构建筑以及混合结构建筑中。在低碳节能的大背景下，近年来国务院及国家相关部委陆续颁布了《促进绿色建材生产和应用行动方案》[1]《节能减排“十二五”规划》[2]等重要法规文件和政策措施，鼓励绿色建筑和建筑节能产业发展，这将给生态、节能、环保的木结构建筑提供更广阔的发展空间。结合我国国情及未来发展趋势，发展多高层木结构和混合木结构是必经之路。正交胶合木由于自身突出优点成为中高层绿色建筑的首选材料[3]，其性能研究也成为国内外研究热点。目前国内外学者就CLT力学性能的影响因素、CLT力学模型预测分析、CLT破坏模式以及抗火抗震条件下CLT力学性能等进行了大量研究，本研究针对CLT的力学性能相关研究进行概述，并在现有的研究成果上对未来CLT力学性能的研究方向进行展望，以期为我国CLT相关研究提供参考。

1 CLT生产工艺及力学性能影响因素

1.1 CLT生产工艺

普通CLT生产工艺包括流程如图1所示，针对CLT的生产工艺具体流程，国内外学者展开了大量研究工作，在层板选择方面由针叶材逐渐扩展到阔叶材，由原木锯材扩展到其他合成材料及改性材料领域。组坯方式也由单一的正交组坯发展到其他角度组坯方式，而胶黏剂的种类和施胶工艺同样受到关注。

图 1 CLT的生产工艺流程Fig. 1 Production process of CLT

1.2 CLT力学性能影响因素

在CLT力学性能检测中主要是抗压强度、抗弯强度和剪切强度。正交组坯使得CLT在平面内和平面外都具有较高的抗压强度，在工程中广泛应用于墙板、楼板、屋面板等[4]。不同于胶合木主要作为柱使用，CLT的抗压性能的研究相关文献可查阅的较少。对于CLT抗压性能的影响因素主要是层板的弹性模量和组坯方式。

在CLT力学性能中滚动剪切性能在CLT产品设计中十分重要，尤其是作为楼面板及屋面板使用时，由于CLT垂直层存在，CLT面板受到垂直于其平面的较大荷载时，滚动剪切应力发生，横向层破坏，最终整个结构体系失效。CLT的滚动剪切刚度和强度是控制CLT楼面和屋面板设计及性能的关键因素，目前CLT滚动剪切性能的影响因素已成为国内外研究的热点问题。对于CLT滚动剪切性能影响因素主要概括为3个方面：一是木材自身的物理和构造特性，如密度、早晚材、年轮方向等；二是制备工艺和节点连接，如组坯方式、胶合工艺、连接方式等；三是组坯单元的材质影响，如针叶材、阔叶材、木质复合材料等。

1.2.1物理和构造特性对于CLT力学性能的影响

王巍[5]认为木材可以被认为是一种正交各向异性的材料，并有3个主要的材料方向，即纵向、径向和弦向，CLT中滚动剪切行为指剪切应力引起锯材在其横切面（RT面）上产生的剪切应变。由于木材的横切面剪切模量（GRT）很低，同一年轮中早、晚材具有不同的抵抗剪切变形能力，在剪力作用下，容易在早晚材过渡区域产生裂缝，发生滚动剪切破坏。Aicher等[6]运用有限元方法对云杉（Picea asperata）加工而成的3层结构CLT试件的滚动剪切模量进行了定量分析，研究表明CLT滚动剪切模量根据年轮的不同分布在50～200 MPa之间。Wang等[7]对剪切破坏的横向层锯材进行观察，发现破坏位置主要在早晚材过渡区域和木射线位置。

Cao等[8]研究了节子对于CLT力学性能的影响。由垂直层压组成的有活节的木板强度更高，清材和具有死结的CLT的力学性能无显著差异，而具有节子的位置垂直层叠组成的CLT比清材组成CLT具有明显的较高刚度。CLT在破坏时裂纹首先在木材纹理处发生，在活节内部延伸，但只是在死结的边界处扩展，并不进入死结内部。Wei等[9]利用数字散斑方法对CLT滚动剪切应变进行观测，在高剪切应变附近，试件开裂的比例较高，而剪切应变通常发生在早材和早材部位的结合面的位置上。Zhou等[10]对于CLT滚动剪切的研究发现年轮的排列方向对于滚动剪切性能也有影响，中间层年轮方向交叉排列的剪切模量高于平锯或1/4锯的排列。Ehrhart等[11]对锯材的滚动剪切模量进行测试结果表明，越靠近髓心位置板材的抗剪性能越好。Li[12]认为层板厚度和宽度对于抗剪强度影响显著，因此建议最小宽厚比为4从而保证CLT强度。

1.2.2制备工艺对CLT力学性能的影响

Gong等[13]对日本落叶松（Larix kaempferi）CLT胶合工艺进行评价，针对日本落叶松较好的工艺参数为200 g/m2、1.0 MPa。Gong等[14]对国内速生杨木CLT胶合工艺进行研究，针对涂胶量、压力和胶黏剂3个因素采取正交试验的方法进行试验，结果表明针对杨木较好的生产工艺参数为180 g/m2、1.0 MPa，使用单组份聚氨酯作为胶黏剂。Li等[15]就CLT制造工艺对其滚动剪切强度的影响进行了验证，他们发现0.4 MPa压力下由SPF制成的CLT试件的滚动剪切强度为2.22 MPa，比0.1 MPa压力下制成的同类试件对应的1.85 MPa的滚动剪切强度高。同时对不同层数的CLT进行剪切试验，结果表明与5层的CLT相比3层CLT在破坏时的最大滚动剪切应力（强度）较低。Hindman等[16]对南方松制备的CLT力学性能评价，发现由南方松制备的CLT力学性均高于以发布的值，但胶层浸渍剥离率不满足已有标准。Buck等[17]对45°组坯和90°组坯的CLT力学性能进行评价，结果表明45°组坯的CLT力学性能明显优于90°组坯，但45°组坯的CLT在外力作用下仍无法完全克服横向层在滚动剪切应力作用下造成的破坏。龚迎春等[18]利用日本落叶松制备CLT其抗压性能，结果表明斜45°组坯的CLT相比较正交组坯的CLT，抗压弹性模量和抗压强度分别增加了15.82%和15.45%，这是由于斜45°组坯，中间层受力介于横纹受力和顺纹受力之间，相比较正交组坯的横纹层，该层可以抵抗剪应力，因此抗压弹性模量和抗压强度增加。以上研究表明说CLT的胶合工艺中针对不同组坯单元需要修正胶合工艺参数，制备工艺的优化对于CLT的力学性能有显著提高。

1.2.3单元材质对CLT力学性能的影响

不同树种的力学性能不同、胶合性能不同，对CLT滚动剪切的性能影响显著，同等压力下不同树种锯材制成的CLT试件的滚动剪切模量不同。传统CLT制备主要使用的是针叶材，如SPF等，随着研究的深入，阔叶材逐渐被用于CLT的制备，并且体现出良好的性能。Aicher等[19]对山毛榉（Fagus sylvatica）的剪切性能进行研究，表明年轮方向是影响木材抗剪性能的重要性能之一，而山毛榉的抗剪强度和剪切模量是针叶材的5～7倍。同年Aicher等[20]将榉木应用于CLT横向层并进行力学评价，结果表明欧洲山毛榉与欧洲云杉（Picea abies）制备的CLT力学性能显著提高。王志强等[21]对混合树种CLT的力学性能进行了研究，选用花旗松（Pseudotsuga menziesii）、辐 射 松（Pinus radiata）和 杨 树（Populus），将杨木置于芯层，花旗松或辐射松置于表层，压制单一树种和混合树种CLT，对试件进行顺纹抗弯、顺纹抗剪和横纹抗剪性能测试。试验结果表明，相比抗弯弹性模量最低的纯杨木CLT，花旗松与杨木混合CLT的性能提升35%。以上研究表明阔叶材在CLT产品的使用和设计中具有很好的发展前景，复合结构CLT成为研究热点。

2 CLT力学性能模型预测及分析

2.1 有限元模拟CLT力学性能研究

近几十年来，随着计算机技术的发展，有限元在各种结构设计和分析领域已经被广泛应用，发挥着极为重要的作用，成为最广泛的一种分析手段。龚迎春等[18]采用ABAQUS有限元数值模拟CLT力学性能，3层CLT抗弯破坏载荷、层间剪切破坏载荷、顺纹抗压破坏载荷的预测值与实测值相对误差分别为+7.04%、+3.96%、−2.54%。有限元模拟值和实测值存在相对误差，这是由于数值模拟的支座约束条件与实验测试的支座情况难以完全相同，但差异不大，说明有限元建模模拟CLT的力学性能是可行的。朱新荣等[22]利用CFD软件对某不规则表面的多层建筑进行了数值模拟研究，得到了建筑表面风压系数的分布规律。结果表明，当建筑物表面形状非常规则时，其风压系数呈现出规律性变化，当建筑物表面形状不规则时，风压系数受表面形状的影响较大，其变化规律主要与表面位置是否受气流影响有关。刘泽亚[23]利用ANSYS有限元分析方模拟分析了落叶松胶合木板的三点弯曲以及四点弯曲试验。结果表明，利用ANSYS有限元软件建立的落叶松胶合木板弹性变形阶段，精度较高，误差较小，利用ANSYS有限元软件对落叶松胶合木板性能的预测并建立相关模型是一种较为适用的方法。

2.2 CLT计算理论模型计算研究

目前，国内对于CLT的力学性能计算处于初步探索阶段，主要是通过足尺静态力学试验来评估CLT的力学性能，包括抗弯性能、剪切性能等。但由于CLT是一种新型的工程木产品，力学性能影响因素众多，对其力学性能进行评价，过程漫长且资源消耗量大。通过层板力学性能，采用理论计算模型可以等效的估算CLT的力学性能，减少繁重的测试任务。Sylvain等[24]总结了在欧洲对CLT的力学性能的理论一般采用机械连接理论（Gamma法）、复合层板理论（K方法）、剪力类比法、简单设计法等。龚迎春等[18]采用机械连接理论、复合层板理论、剪力类比法、简单设计法计算理论方法来预测3、5、7层CLT的等效抗弯刚度和强度，通过静态试验对3、5层CLT预测值进行验证，寻求较优的计算理论模型，结果表明相比较机械连接理论和复合层板理论，剪力类比法计算的等效抗弯刚度值更加接近实测值。剪力类比法可以用于计算CLT抗弯强度。Niederwestberg等[25]对3层和5层CLT板的剪切刚度进行了评价，并利用Timoshenko梁理论和剪切模拟方法将计算结果与单层性能评价的剪切刚度值进行了比较，指出两种计算方法的不同之处，并且认为CLT力学强度的计算方法取决于CLT中的层数和CLT面板的属性轴。

3 CLT破坏模式

在高应力作用下CLT的破坏与其他种类工程木破坏方式不同，CLT内部有1层或数层与外侧层板垂直组坯的层板，称为横向层，而木材横纹受拉承载能力较低，通常会存在横纹劈裂脆性破坏，最终导致结构体系的破坏。CLT破坏模式主要为：底层受拉破坏和横向层剪切破坏，CLT在受到作用力时，层间产生滚动剪切作用力发生层间断裂，由于这种断裂在CLT的长期使用位置如楼板、墙体中无法肉眼观测到，对结构体系的安全性能影响巨大。

谢文博等[26]对铁杉（Tsuga chinensis）CLT力学性能检测分析发现CLT试件在抗弯受力过程中，首先产生横向层滚动剪切破坏。随着载荷的增加，CLT横向层滚动剪切破坏不断加剧，延伸至界面层，导致界面层发生剪切破坏，CLT层间剪切破坏同样发生在上压头与下支撑之间位置。在发生界面层剪切破坏时，施加在CLT试件上的载荷已非常接近最大破坏载荷。当达到试件最大破坏载荷时，试件即发生平行层受拉断裂破坏，造成试件失效。龚迎春[27]对国产日本落叶松CLT进行短跨距的三点弯测试，结果表明，主要的破坏形式是横向层锯材的剪切破坏。另外，随着载荷增加，破坏形式还包含底层锯材的拉伸断裂及表层和横向层的胶层破坏。Lam等[28]将CLT试件在破坏荷载作用下实验结果结合有限元模拟，确定实验中观察到CLT的破坏形式为剪切破坏，且这种破坏模式在CLT破坏中比例非常高，确定了试样滚动剪切性能的主导地位。Ehrhart[29]对4个阔叶树种CLT的滚动剪切性能进行研究，结果表明密度和剪切模量的变化，比密度和剪切强度的变化更为均匀。实验中所有试件的不同区域都出现了渐进式开裂，直至完全开裂和最终失效，他们认为这是测试试样在内部将荷载从已经失效的区域重新分配到仍在承受荷载的区域的能力。Hochreiner等[30]对CLT板在集中载荷作用下的失效模式进行总结，认为CLT板的失效主要分为7种破坏模式（图2）。1）TL型破坏：L向拉伸破坏，即断裂面垂直于锯材长度方向，在光滑的木材中，断裂纤维的最大长度为10 mm；2）CL型破坏：在L方向的压缩破坏，由于木材细胞的局部不稳定性，导致典型的扭曲破坏模式，这是纤维材料中常见的破坏模式；3）I型破坏：垂直于锯材的压痕破坏；4）R型破坏：径向拉伸破坏，主要发生在早期木材细胞中，强度值分布较大，这种破坏形式可能是由平行于锯材的剪应力或垂直于锯材的滚动剪应力引起的；相应的断裂面通常位于板的内部，尽可能长地跟随年轮；5）T1型破坏：弦向拉伸破坏，发生在木材的早期和晚期。这种类型的破坏是由于外层的横向拉伸弯曲应力、收缩应力，或者由于滚动剪应力引发；6）T2型破坏：弦向平面拉伸破坏，发生在与相邻板的过渡区，以平面裂纹路径为特征，但裂纹表面为交错结构。造成这种特殊破坏模式的原因可能是由于垂直于晶粒的弯曲应力或垂直于相邻层的拉应力共同叠加产生了整体的滚动剪切应力；7）S型破坏：平行年轮方向的剪切破坏）。通常，失效模式TL和T2一起导致最终结构失效，而模式R和T1则保持局部并且几乎不影响CLT板的刚度和强度。在破坏初始阶段CLT的板材强度主要受到年轮及板的宽度的影响。

图 2 CLT板内部裂纹模式分类Fig. 2 Classification of crack modes within CLT plates（Hochreiner）

CLT在外力作用下发生胶层破坏、横向层破坏等多种破坏模式，但是横向层破坏尤为重要，针对CLT横向层易破坏这一特性，Niederwestber等[31]结合结构复合材（SCL）和锯材，研制了一种新型的多层复合层压板（CLP），通过静力试验和模态试验，对由层合板和不同层合板组成的5层CLP的力学性能进行了评价。结果表明，与常规CLT相比，CLP的抗剪强度、抗弯刚度和弯矩阻力分别提高了143%、43%和87%。剪切试验和弯曲试验的破坏模式表明，在横向层中使用LSL可以消除CLT中潜在的滚动剪切破坏。

4 抗火、抗震条件下CLT力学性能研究

为了木结构的安全，在特定条件（火灾、地震等）下CLT的力学行为特征亦不容忽视，已成为关注的热点。

Wiesner等[32]对CLT在高温作用下的力学性能进行研究。从室温到200 ℃，对CLT的抗弯和抗剪性能进行研究，结果表明由于木材的化学成分，在温度升高时木材热降解对CLT抗弯性能影响大于层间抗剪性能的影响。Bateman等[33]对于CLT制作成的样品进行燃烧实验，在第1阶段持续燃烧是由于阴燃引起的分层导致，分层与木材内部温度分布关系密切。提出了在实验中不同的配置之间由于传热到达和进入面板的差异而引起燃烧差异，这很可能是受到烟气层的影响，最终提出设计标准应该考虑暴露在外的木材表面和烟层的能量平衡。吕雯蓉等[34]对CLT防火性能的研究现状进行了总结，提出在火灾条件下CLT的物理力学性能变化研究需重点关注，今后可以将新材料运用于CLT结构中，并建立准确的CLT计算机力学模型，能够准确的预测出在不同条件下不同CLT的防火性能及物理性能变化情况。

Azumi等[35]提出一种新的弹簧系统对CLT进行连接，实验表明这种系统作用下的5层CLT建筑具有足够的抗震性。中高层CLT建筑的结构抗震性可以通过改善连接来扩大，甚至在日本这样的高震区也是如此。Ricco等[36]提出了一种在多层结构中作为软层隔震的通用CLT的策略和初始数据，以达到抗震性能。Van de Lindt等[37]对不同的墙壁和面板配置在地震作用下的行为进行研究，一种由墙体结构为3.65 m长，由4块0.91 m长的面板组成，长宽比为4∶1，另一种3.28 m长的墙体，由2块2.64 m长的面板组成，长宽比为2∶1，研究高、低展弦比板在全尺度振动台试验中的性能和行为；还有一种在墙体结构为3.65 m长，由4块0.91 m长的面板组成的墙体的剪力墙两端加横向墙，以确定是否对剪力墙的性能和横向墙的角钢支架连接产生不利影响。在地震模拟情况下，这种该结构表现良好，并符合规范要求的生命安全。高宽比为4∶1的墙体结构表现为摇摆行为，高宽比为2∶1的墙体主要表现为滑动和更多的钉拔和变形。测试结果表明，2∶1和4∶1的面板宽高比都能保证人身安全，同时也突出了这2种宽高比的不同特点。何敏娟等[38]基于承载力的设计方法设计的一幢3层和一幢6层CLT剪力墙结构，根据层间位移角的增量动力分析曲线并结合可靠度要求，分析了其在多遇地震、设防地震、罕遇地震作用下结构的层间位移角。建议多层CLT剪力墙结构在遭遇不同程度地震影响时层间位移角限值取值，即多遇地震层间位移角限值为1/350，设防地震层间位移角限值为1/150，罕遇地震层间位移角限值为1/75。

CLT节点抗火、抗震条件下的力学性能方面研究较少，国内相关研究更是屈指可数，相关研究尚未涉及特殊条件下CLT的主要破坏方式、力学性质等内容，考虑到建筑的安全性，在CLT耐火、抗震性能方法和优化设计等方面，有待深入研究。

5 展望

针对CLT力学性能研究中存在的问题和不足，提出如下建议：

1）进一步探究CLT断裂机制。CLT的横向层的破坏是影响CLT安全性能的重要因素，CLT横向层由胶层、横向层锯材组成，这两部分因材料性质导致破坏机理不同，不能一概而论，现有的研究对于横向层问题的研究主要针对横向层锯材的微观结构（且研究尚未深入），而胶层的破坏及胶层断裂韧性的计算研究较少。建议对横向层破坏机制进行深入研究，对于CLT在中高层木结构建筑和混合建筑中的合理利用提供更为科学的理论依据。

2）采用适当的研究方法对于横向层破坏机制研究，李征[39]利用断裂力学的相关内容对于层板胶合木的层间断裂进行研究，采用二次曲线可以较好的表征层板胶合木复合型层间断裂的断裂准则。CLT在胶层处破坏可以用断裂力学中复合界面断裂韧性进行研究。传统的木结构设计基于材料的强度准则，可利用断裂力学的相关研究对CLT胶层断裂进行研究。CLT在生产加工时，上下层板的胶粘拼合是正交方向，且相邻拼板间年轮的方向不同，这种拼接方式提高了CLT强度和稳定性的同时减小了由于径向和切向胀缩率不同对层板性能的不利影响。因此，由于木材各向异性的特性，有必要对木材的微观构造进行分析，研究其对CLT断裂的影响方式。尤其是阔叶材有太多不同的复杂的组织，且每个组织的构造不同，对于其力学性质的影响不同。建议结合微观力学性能与断裂力学研究CLT横向层的破坏机制。

3）尽快开展国内CLT木结构在抗震、抗火条件下的力学性能研究，探究国产材CLT在地震、火灾等条件下的力学性能及破坏形式，填补国内相关内容的空缺。