預制帶肋薄板混凝土疊合板件受力性能試驗研究

吳方伯,黃海林,3,陳 偉,周緒紅,2

(1.湖南大學土木工程學院,長沙410082;2.蘭州大學土木工程與力學學院,蘭州 730000;3.湖南高嶺建設集團股份有限公司,長沙410153)

預應力混凝土實心平板為不帶肋預制板件,在運輸及施工中易折斷,預應力反拱度難以控制,施工過程中需設置支撐、施工工藝復雜。現行國家標準《疊合板用預應力混凝土底板》GB/T 16727-2007、國家建筑標準設計圖集《預應力混凝土疊合板》06SG439中疊合板的預制部分均為平板,施工時需設置支撐,不宜雙向配筋,自重大,降低了這種結構的經濟效果,影響了其推廣使用。為此,近年來中國學者在預制實心平板的基礎上,針對預制板件的結構形式作了大量的創新研究,主要有：預制鍵槽形混凝土芯板[1]、預制單矩形肋部分疊合混凝土底板[2]、預制雙矩形肋混凝土底板[3]、預制單T形肋混凝土底板[4]、預制雙T肋混凝土底板[5]、預制夾心混凝土底板[6]、預制空腹混凝土底板[7]、自承式鋼筋桁架混凝土底板[8]、預制波形底板[9]。同時期國外的研究主要集中于新型材料在疊合板中的應用及不同材料的組合,如：纖維增強復合材料混凝土疊合板[10]、纖維增強水泥混凝土疊合板[11]、活性粉末混凝土疊合板[12]、復合砂漿鋼絲網混凝土疊合板[13]、鋼纖維混凝土疊合板[14]、輕骨料混凝土疊合板[15]、壓型鋼板-混凝土疊合板[16]、橡膠集料混凝土疊合板[17]、木-混凝土疊合板[18]及竹-混凝土疊合板[19]。

中國學者將預制混凝土實心平板改進為帶肋的薄板,提高了薄板的剛度和承載力,增加了薄板與疊合層的粘結力,且可將底板變得更薄,減輕自重。但由于只能單向配筋,垂直于底板板長方向的抗裂性仍然不好,且荷載采用單向板傳力模式,計算模型仍不合理。為此,文獻[20]提出以預制預應力混凝土矩形肋薄板(以下簡稱預制薄板)為永久模板(圖1),在板肋預留矩形孔洞中布設橫向穿孔鋼筋及在底板拼縫處布置折線形抗裂鋼筋,再澆注混凝土疊合層形成預制帶肋薄板混凝土疊合板(圖2)。為了解這種新型樓板的受力性能,對預制薄板進行規格設計,從中選取典型跨度進行疊合板件及其連續疊合板件的試驗研究。

圖1 預制薄板

圖2 預制帶肋薄板混凝土疊合板

1 預制薄板規格設計

為便于工業化生產和現場拼裝,將預制薄板作為產業化的產品,進行標準化、定型化,采用1種截面、2種標志寬度、13種標志跨度。截面形式如圖3所示,2種標志寬度為400 mm與500mm,預制薄板幾何參數如表1和表2所示。預制薄板混凝土設計強度不宜小于C50,底板高強預應力鋼絲受拉截面中心距板底 17.5 mm,預應力張拉控制系數可取0.5、0.55、0.60及0.63,矩形肋內普通鋼筋截面重心距上邊緣20mm,鋼筋配置情況及力學性能見表3。預制薄板底板厚度為30 mm,肋端缺口長度為40 mm。

圖3 截面形式

表1 400 mm寬預制薄板幾何參數 /mm

表2 500 mm寬預制薄板幾何參數 /mm

表3 鋼筋配置情況及力學性能

2 預制薄板試驗

2.1 板件制作及加載方案

圖4 2 800 mm板件設計圖

圖5 3 800 mm板件設計圖

表4 板件實際幾何參數及主要材料基本參數

2)加載方案：板件兩端簡支,采用粘土磚實行均布加載,加載裝置如圖6所示。首先模擬施工荷載進行加載,以了解預制薄板在施工階段荷載作用下的受力特征,再繼續加載至預制薄板破壞。預制薄板施工階段所受荷載如表5所示,預制薄板自重后澆層混凝土重G k2,施工荷載G k3,正常使用狀態荷載Qs=Gk1+Gk2+Gk3,承載力狀態荷載取Qd=較大值 。

圖6 加載裝置

2.2 試驗結果與分析

試驗測得的荷載-撓度曲線如圖7所示。加載前期,荷載與撓度呈線性關系,在正常使用狀態荷載Q s作用下實測撓度不超過跨度的 1/300,YZB-1、YZB-2均未開裂,YZB-3、YZB-4剛好開裂。YZB-1、YZB-2開裂荷載Qcr=6.12 kN/m2,為正常使用狀態荷載Qs的1.63倍,承載力狀態荷載Qd的1.3倍。YZB-3、YZB-4開裂荷載 Q cr=5.14 kN/m2,為正常使用狀態荷載Q s的1.26倍,承載力狀態荷載Q d的1.02倍。

圖7 預制薄板荷載-撓度曲線

1)承載力分析：加載后期,2種跨度板的破壞形態相同,首先是跨中及附近出現裂縫,繼續加載,則板底裂縫增多(圖8),撓度變形加快,破壞時,跨中撓度達到跨度的1/50以上,均呈現明顯的延性特征,鋼筋與混凝土之間的粘結錨固性能良好。其實測承載力檢驗系數γ0u大于《混凝土結構工程施工質量驗收規范》要求的1.35,因此,預制薄板能滿足施工階段承載力要求。

圖8 典型板底裂縫分布

2)抗裂分析：測得預制薄板的抗裂檢驗系數均比《混凝土結構工程施工質量驗收規范》規定的抗裂檢驗系數大,開裂荷載均能達到施工設計荷載標準值,滿足施工時預制構件下不設支撐的要求。

3)剛度分析：開裂之前,荷載-撓度曲線近似為直線,說明剛度幾乎不變。撓度實測值比按《混凝土結構設計規范》公式Bs=0.85EcI0計算的結果小很多,構件實際剛度大于0.85E c I0接近于E c I0。

3 疊合板件試驗

3.1 疊合板件制作及加載方案

1)為了研究疊合板件的整體受力性能、疊合面的抗剪性能以及連續疊合板件在支座處的彎矩調幅值,對2塊單跨疊合板件和1塊兩跨連續疊合板件進行靜載試驗研究,板件設計分別如圖9、圖10所示。預制薄板受力主筋采用6φb5,fu=704 MPa,混凝土采用C50混凝土,后澆混凝土采用C20,連續疊合板件支座配筋3φ8。板件實際幾何參數及材料基本參數見表6。板件兩端簡支,采用粘土磚進行均布加載,單跨疊合板件以及兩跨連續疊合板件撓度、應變測點分別如圖11、圖12所示。

圖9 單跨疊合板件設計圖

圖10 兩跨連續疊合板件設計圖

圖11 單跨疊合板件撓度、應變測點布置

圖12 兩跨連續疊合板件撓度、應變測點布置

表6 板件實際幾何參數及材料基本參數

3.2 試驗結果與分析

1)剛度與承載力分析：試驗測得的荷載-撓度曲線如圖13所示,加載前期為彈性變形,撓度呈線性增長,DHB-1與DHB-2荷載-撓度曲線差別不大,DHB-3左跨與右跨荷載-撓度曲線基本重合。根據荷載-應變曲線(圖14),連續疊合板件在荷載為12.6 kN/m2時開裂,而單跨疊合板件在荷載為9.1 kN/m2時就開裂了,開裂前撓度均小于3mm。2塊單跨疊合板件均在15級荷載,即10.5 kN/m2時出現可見裂縫,裂縫位于跨中截面附近,從預制部分向疊合面延伸。單跨疊合板件直到破壞,未出現沿疊合面的水平裂縫,表明疊合面粘結完好,自然粗糙疊合面完全滿足抗剪要求,極限承載力為16.8 kN/m2。兩跨連續疊合板件在荷載為14.0 kN/m2時出現可見裂縫,極限荷載為20.3 kN/m2,板加載至破壞,未出現沿疊合面的剪切破壞,表明自然粗糙疊合面具有足夠的抗剪能力,能保證疊合板兩部分混凝土共同工作。單跨疊合板件的荷載-撓度曲線同預應力構件類似,較好的反映了疊合板件剛度大和延性好的特點。對于連續疊合板件,支座截面開裂對跨中撓度的影響很小,跨中截面開裂后,撓曲線出現一個并不明顯的轉折,隨著荷載繼續加大,支座裂縫寬度逐漸增大,撓度曲線才有所偏轉。

圖13 疊合板荷載-撓度曲線

圖14 各截面荷載-應變曲線

2)截面應變分析：跨中截面的應變基本滿足平截面假定,但是中性軸在一定的范圍變動,在開裂前的低應力狀態,拉區、壓區的應變較小,基本對稱而壓應變稍大,這是由于拉區受到預應力鋼絲的約束作用。根據圖14,在13.87 kN/m2荷載作用下,單跨疊合板件DHB-1、DHB-2跨中截面上邊緣測點壓應變分別在1 100με、1 500με左右,受壓區混凝土沒有被壓壞,跨中截面下邊緣測點拉應變較小,分別在300με、200με左右。在 15.33 kN/m2荷載作用下,連續疊合板件DHB-3左跨、DHB-3右跨跨中截面上邊緣測點壓應變在 1 800με、1 300με左右,受壓區混凝土沒有被壓壞,跨中截面下邊緣測點拉應變較小,分別在 700με、1 200με左右。可見,連續疊合板件跨中截面上、下邊緣荷載-應變變化情況與單跨疊合板件相似。

3)抗裂分析：受拉區預壓應力使疊合板件的抗裂性能大大提高。由圖13可知,單跨疊合板件開裂荷載接近承載力設計值,可以認為疊合板在標準荷載作用下是不開裂的。試驗中連續疊合板件在外荷載作用下,裂縫首先在支座處產生,說明控制支座裂縫是連續疊合板件抗裂的關鍵,故應該控制支座的調幅值,建議支座調幅值取25%,其目的是為了更好的控制支座裂縫寬度。疊合板件跨中開裂后,裂縫即向后澆層延伸,整個試驗過程中,疊合面未出現水平裂縫,說明預制薄板疊合面的粘結和咬合力大。

4)塑性內力重分布規律：當支座與跨中均未出現裂縫時,連續疊合板件處于按彈性工作狀態。當支座出現裂縫而跨中尚未出現裂縫時,支座因開裂而剛度下降,因而使支座彎矩增速減慢,跨中彎矩增速加快;但當跨中出現裂縫,而支座鋼筋未達到屈服時,跨中剛度下降,彎矩增速減慢,使支座彎矩增速又加快;當支座鋼筋達到屈服形成塑性鉸時,支座彎矩基本穩定,彎矩向跨中轉移,使跨中彎矩增速加快,直至跨中鋼筋達到流限。試驗表明連續疊合板件塑性內力重分布規律和現澆連續板類似,都是有裂縫產生而引起的,板隨裂縫發展及塑性鉸的產生不斷調整各部位的內力。

4 疊合板件截面應變分析

疊合板件為2階段受力,第1階段是澆注疊合層混凝土的施工階段,荷載由預制薄板承擔;第2階段是疊合層混凝土強度達到設計值之后,荷載由疊合板件承擔。預制薄板在第1階段荷載作用下和疊合板件在第2階段荷載作用下的正截面平均應變均符合平截面假定,正截面受力也存在“預應力鋼筋應力超前”和“受壓混凝土應變滯后”現象。但與一般疊合板件不同的是,預制薄板采取倒“T”形截面形式,疊合板件上表面僅比預制薄板矩形肋高出25 mm,在預制薄板制造完畢后由于預應力大小的不同,矩形肋上部存在拉應力,在第1階段彎矩M1作用下預制薄板會出現全截面受壓或底板受拉兩種情況,分別見圖15、圖16,在第2階段彎矩 M2作用于全截面時矩形肋大部分或全部會位于截面的受壓區,由于M1和M2各自作用的截面高度不同,導致M1產生的部分受壓區與M2產生的部分受拉區重疊,重疊區的拉壓應變及相應的拉壓應力相互抵消,在第1階段重疊部分的壓應力即為荷載預壓力,這一過程稱為疊合截面的內力轉移,圖15和圖16反映了2種情況下疊合板件2階段受力截面應變變化的整個過程。

圖15 截面應變分布(Ⅰ)

圖16 截面應變分布(Ⅱ)

對于采用預制實心平板的二次疊合式受彎板件,二次受力的影響與h1/h2(預制實心平板與疊合后高度之比)、M1/[M1]([M1]為預制實心平板的計算破壞荷載除以強度設計安全因素K)有關,在M1/[M 1]一定的情況下,疊合截面高度之比h1/h2越小,內力轉移系數β越大。與普通預應力混凝土疊合板不同的是,由于預制薄板帶肋,板肋部分伸入后澆層混凝土,疊合面不是水平面,疊合截面的高度僅高出矩形肋25mm,矩形肋的截面寬度僅為預制薄板底板寬度500mm或400 mm的1/4～1/3,疊合前計算高度值h1應介于30 mm或預制薄板截面總高度兩者之間,因此二次受力對這種疊合板受力的影響較厚度相等的實心平板疊合板要弱。該文建議取底板厚度30 mm作為考慮二次受力影響的預制薄板計算高度h1,但預制薄板的施工階段承載力驗算仍按實際截面高度進行。

5 結語

1)采用高強混凝土及施加預應力,預制薄板能滿足施工階段承載力要求,可作為無支撐體系模板;疊合板有較好的剛度、裂縫控制能力和承載力。

2)根據試驗結果,可按整澆板的計算方法進行疊合板的承載力計算;連續疊合板件整體受力性能與現澆板相似,建議按25%進行支座彎矩調幅,以及在支座處配筋考慮連續板受力,以減小撓度,提高板件的抗裂能力和承載力。

3)預制薄板帶肋,增加了預制薄板與疊合層的粘結力;肋內設矩形孔洞,提高了預制薄板與疊合層的咬合力;試驗中沒有出現沿疊合面的裂縫和滑移現象,表明采取自然粗糙面的疊合面具有足夠的抗剪能力,能保證疊合板兩部分混凝土共同工作。

4)2次受力對這種新型疊合板受力的影響較厚度相等的實心平板疊合板要弱,建議取底板厚度作為預制薄板考慮2次受力影響的計算高度,預制薄板施工階段承載力驗算按實際截面高度進行。

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