T形板肋對預制帶肋底板混凝土疊合板彎曲疲勞性能的影響

黃海林，祝明橋，曾垂軍，呂偉榮

(湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭411201)

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T形板肋對預制帶肋底板混凝土疊合板彎曲疲勞性能的影響

黃海林，祝明橋，曾垂軍，呂偉榮

(湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭411201)

摘要：為研究T形板肋對預制帶肋底板混凝土疊合板彎曲疲勞性能的影響，對3塊T形肋底板疊合板和1塊整澆板進行彎曲疲勞性能對比試驗，主要考察T形板肋與疲勞荷載幅值對試件疲勞破壞形態及疲勞損傷程度的影響，得到了在不同疲勞循環加載次數下的跨中動位移、混凝土應變、預應力筋應變、殘余變形等，分析了在不同疲勞循環加載次數下的剛度退化情況、荷載-應變分布規律、裂縫分布規律及剩余承載力等。研究結果表明，經歷200萬次疲勞循環加載后，T形肋底板疊合板無明顯的剛度和強度退化，增設T形板肋的疊合板能達到與整澆板相同的彎曲疲勞性能；T形肋底板疊合板正截面彎曲疲勞強度計算可采用普通預應力混凝土受彎構件正截面疲勞應力驗算的4個假定，最終以此建立了其正截面彎曲疲勞強度驗算方法。

關鍵詞：預制帶肋底板混凝土疊合板；預制混凝土；預應力混凝土；T形板肋；彎曲疲勞試驗

《預應力混凝土疊合板》(06SG439)中規定底部預制構件的厚度一般不得小于50 mm，使得預制構件寬度方向的疊合板有效厚度較小，難以實現雙向配筋，且06SG439不適用于受振動的結構，限制了該類樓板在廠房、停車庫等中的推廣應用[1]。

為改善傳統混凝土疊合板的界面性能，學者們從新材料應用與預制底板結構形式創新兩個方面入手進行了大量的研究，主要有：

1)Matsui等[2]、Nam等[3]、Hanus等[4]、左一澤等[5]以及楊勇等[6]開發了GFRP底板-混凝土雙向組合板，共同點為：GFRP底板上設有開孔板肋，兼作為抗剪鍵，通過在預留孔洞內配置穿孔鋼筋，實現了雙向受力。

2)Kim等[7]、楊勇等[8]開發了壓型鋼板-混凝土雙向組合板，共同點為：壓型鋼板上設有開孔鋼板抗剪鍵，通過在預留孔洞內配置穿孔鋼筋，實現了雙向受力。開孔鋼板抗剪鍵可采用PBL抗剪鍵[9]、T形開孔抗剪鍵[10]以及Y形開孔抗剪鍵[11]，能顯著改善組合板的界面性能。

3)圍繞鋼筋桁架底板混凝土疊合板的設計計算方法與界面性能，童根樹等[12]、陳玲珠等[13]進行了大量試驗研究與理論分析。該疊合板體系中的自承式模板系統，鋼筋桁架由一根上弦鋼筋、兩根下弦鋼筋，通過腹桿鋼筋連接而成。

4)為改善傳統混凝土疊合樓板的界面與整體性能，作者所在課題組提出以預制帶肋底板為永久模板的雙向疊合樓板[14-15]。針對這種新型雙向疊合樓板體系，項目組開展了一系列創新性研究，成果[14-16]已被納入現行《預制帶肋底板混凝土疊合樓板技術規程》(JGJ/T 258—2011)中。

以上研究在實現疊合板雙向受力方向取得了很大的進展，為新型疊合結構技術的推廣提供了大量的理論依據與試驗支持。但是現有研究主要集中在疊合板的靜力性能方面，而對傳統混凝土疊合樓板的界面疲勞性能研究很少。為此，筆者對3塊T形肋底板疊合板和1塊整澆板進行彎曲疲勞性能對比試驗，研究T形板肋與疲勞荷載幅值對疊合板疲勞破壞形態及損傷程度的影響，探討增設T形板肋的疊合板能否達到與整澆板相同的彎曲疲勞性能，基于試驗結果提出T形肋底板疊合板的正截面彎曲疲勞強度驗算方法。

1試驗概況

1.1試件設計及制作

共設計了兩種試件：4塊T形肋底板疊合板試件，編號分別為DHB4-1～DHB4-4，試件設計詳圖見圖1；2塊整澆板試件，編號分別為XJB1、XJB2，試件設計詳圖見圖2。疊合板試件的T形板肋內預留規則矩形孔洞，疊合面均采用自然毛面。

圖1　T形肋底板疊合板試件設計Fig.1　Dimensions and details of concrete composite slab with T-type rib

圖2　整澆板試件設計Fig.2　Dimensions and details of cast-in-place

所有試件底板內受力主筋均采用6根直徑為4.8 mm的1 470級高強鋼絲，張拉控制應力系數為0.48，當混凝土達到設計強度等級的75%以后開始放張鋼絲。橫向穿孔鋼筋采用直徑為8 mm的HPB235級鋼筋，間距為100 mm。板肋內增設2根直徑為6 mm的HPB235級構造鋼筋，以避免預應力起拱過大導致板肋開裂。試件兩端增設4根直徑為4 mm的冷拔低碳鋼絲，以避免放張時支座混凝土出現局壓破壞。實測1 470級高強鋼絲抗拉強度平均值為1 618 MPa，HPB235級鋼筋屈服強度、抗拉強度平均值分別為250、320 MPa。

T形肋底板及其疊合層的混凝土設計強度等級分別為C50及C30，整澆板的混凝土設計強度等級為C50。實測試件DHB4-1～DHB4-4的下部模板混凝土立方體抗壓強度平均值分別為52.4、52.0、52.5、52.0 MPa，實測疊合層的混凝土立方體抗壓強度平均值分別為31.8、32.9、30.5、32.2 MPa。實測試件XJB1、XJB2的混凝土立方體抗壓強度平均值分別為52.8、54.5 MPa。

1.2試驗加載裝置

疲勞試驗在100 kN單向液壓脈動疲勞試驗機上完成，試驗加載裝置見圖3。支座共分兩級，一級支座兩端加焊鋼架并填塞橡膠墊片，防止疲勞試驗過程中試件側向滑移；二級支座置于板面三分點位置，一端為固定刀口支座，另一端為滾動支座。板底兩端支座下墊厚鋼板，并用修平膠找平，通過借助反力梁使板實現三分點加載。疲勞加載前首先進行試件DHB4-4與XJB2的靜載破壞試驗，然后根據靜載極限荷載確定試件DHB4-1～DHB4-3與XJB1疲勞加載時的荷載上限、下限，疲勞荷載加載參數見表1。

圖3　加載裝置Fig.

試件編號靜力極限荷載Pu/kN自重(板自重+分配梁等)G/kN疲勞荷載等級疲勞上限Pmax/kN疲勞下限Pmin/kN荷載幅(Pmax-Pmin)/kN荷載比DHB4-1DHB4-2DHB4-3XJB130.9430.9430.9434.306.726.726.726.720.3Pu0.4Pu0.5Pu0.5Pu9.612.816.016.03.23.23.23.26.40.339.60.2512.80.2012.80.20

1.3加載方案及測點布置

以頻率4.67 Hz的正弦波進行疲勞加載，疲勞加載破壞目標次數為200萬次。為確定加載過程中的疲勞損傷變化機理，當疲勞循環次數N在0、5萬、10萬、50萬、100萬、150萬、200萬時，停機進行1次單調靜載試驗，并在第200萬次后進行靜載破壞試驗，以確定試件的剩余承載力與剩余剛度。

通過粘貼應變片來測量試件混凝土、預應力筋應變，通過布置位移計來測量試件變形，試件應變及位移測點布置見圖4。張拉完成后在預應力筋上粘貼應變片，并通過鋼絲測力儀測量預應力筋的初始應力。每級加載完畢后，采用裂縫寬度儀測量主裂縫的寬度。

圖4　應變及位移測點布置Fig.4　Strain and deflection measuring

2試驗結果及分析

2.1破壞形式

按上述疲勞加載方案與表1中的疲勞參數進行疲勞試驗，經歷200萬次疲勞循環加載后均未發生疲勞破壞，端部預應力筋錨固良好，疲勞循環中無裂縫產生。最終進行靜載破壞試驗，典型的疊合板試件板底、側面裂縫分布見圖5(a)、(b)，整澆板試件的板底、側面裂縫分布見圖5(c)、(d)。通過對比可以發現：1)試件DHB4-1～ DHB4-3分別采用了不同的疲勞荷載上限，但當疲勞荷載上限小于試件靜載開裂荷載時，疲勞荷載上限對試件的最終破壞形態與疲勞壽命影響甚小，但累計疲勞損傷會有所增大；2)試件DHB4-3與XJB1分別采用了不同的澆筑方法，經歷相同的疲勞荷載幅值及疲勞循環加載次數后，表現出相同的破壞形式，T形肋底板疊合板疲勞性能基本接近整澆板。疲勞壽命影響甚小，但累計疲勞損傷會有所增大；2)試件DHB4-3與XJB1分別采用了不同的澆筑方法，經歷相同的疲勞荷載幅值及疲勞循環加載次數后，表現出相同的破壞形式，T形肋底板疊合板疲勞性能基本接近整澆板。

圖5　板底、側面裂縫分布及卸載后恢復圖Fig.5　Crack pattern and recovery after

2.2裂縫發展

疲勞過程中所有試件均未發現任何彎曲裂縫。

200萬次疲勞后停機進行靜載破壞試驗，其裂縫發展規律如下。試件DHB4-1～ DHB4-3的裂縫分布及發展趨勢與試件DHB4-4比較接近：開裂時的跨中荷載P與位移f分別為21.92 kN與2.73 mm、19.86 kN與3.77 mm、20.02 kN與3.08 mm、23.11 kN與3.82 mm，此時裂縫寬度分別為0.053、0.093、0.073、0.160 mm；位移加載至跨度的1/50時，主裂縫寬度分別為1.256、超過1.5、1.356、超過1.5 mm；卸載后主裂縫的殘余寬度分別為0.649、0.771、0.629、0.725 mm，可見高強預應力使得試件經歷200萬次疲勞后仍表現出與未經疲勞試件相同的裂縫閉合能力。對比未經歷疲勞循環的試件DHB4-4，200萬次疲勞后試件DHB4-1～ DHB4-3的開裂荷載分別降低5.3%、14.2%、13.5%，盡管疲勞過程中尚未開裂，但200萬次疲勞引起的混凝土疲勞累積損傷與預應力松弛明顯降低了疊合板的抗裂性能。

試件DHB4-3的裂縫分布及發展趨勢與試件XJB1基本接近：開裂時的跨中荷載P與位移f分別為20.02 kN與3.08 mm、24.58 kN與3.31 mm，此時裂縫寬度分別為0.073、0.053 mm；位移加載至跨度的1/50時，主裂縫寬度分別為1.356、1.415 mm；卸載后主裂縫的殘余寬度分別為0.629、0.704 mm。對比圖5(a)、(c)，可以看出，裂縫全部為彎曲裂縫，比較均勻的分布在純彎段內。對比未經歷疲勞循環的試件DHB4-4、XJB2，200萬次疲勞后試件DHB4-3、 XJB1的開裂荷載分別降低13.5%、4.8%。

2.3彎曲剛度退化

疊合板和整澆板在各次疲勞循環加載結束后，由靜載試驗所得到的荷載-跨中位移曲線呈相同規律，典型曲線見圖6、圖7，從圖上可以看出，隨著疲勞循環加載次數的增加，各次靜載試驗荷載-跨中位移曲線呈線性關系且基本重合，表明試件彎曲剛度隨疲勞循環加載次數增加無明顯退化。

圖6　試件DHB4-3疲勞循環后荷載-跨中位移曲線Fig.6　Load-displacement curves after

圖7　試件XJB1疲勞循環后荷載-跨中位移曲線Fig.7　Load-displacement curves after

疊合板和整澆板的跨中峰值位移、谷值位移及位移變化幅值與疲勞加載循環次數的關系曲線呈相同規律，典型曲線見圖8、圖9。從圖上可以看出：1)隨著疲勞加載循環次數的增加，試件峰值位移、谷值位移有緩慢增加的趨勢，但增加的速度與幅度十分緩慢，可以忽略不計；2)隨著疲勞加載循環次數增加，位移變化幅值很小，說明試件彎曲剛度在疲勞加載中無明顯退化。

圖8　試件DHB4-3跨中位移-加載循環次數曲線Fig.8　Relations of mid-span deflection and loading

圖9　試件XJB1跨中位移-加載循環次數曲線Fig.9　Relations of mid-span deflection and loading

圖10　跨中累計殘余位移-加載循環次數曲線Fig.10　Relations of residual deflections and loading cycles

試件DHB4-1～DHB4-3以及XJB1平均每1萬次疲勞循環后的跨中殘余位移分別為0.002 67、0.003 56、0.004 45、0.004 05 mm，最終跨中累積殘余位移分別為0.534、0.712、0.890、0.819 mm。圖10為試件跨中累積殘余位移與加載循環次數的關系試驗曲線，隨著加載循環次數的增加，試件累積殘余位移逐漸增大，說明疲勞累積損傷緩慢發展。對比圖10中的試件DHB4-3與XJB1可知，T形肋底板疊合板的跨中殘余位移、累積殘余位移與整澆板的變化規律基本接近。

2.4荷載-應變變化規律

跨中板頂面混凝土壓應變、板底混凝土拉應變及預應力筋拉應變隨疲勞循環加載次數的變化呈相同規律：在峰值(疲勞上限)與谷值(疲勞下限)荷載作用下，跨中板頂面混凝土壓應變、板底混凝土拉應變及預應力筋拉應變基本呈水平直線狀，即隨著疲勞循環加載次數的增加，峰值應變與谷值應變基本維持在一個微小的范圍內上下波動，分別見圖11、圖12及圖13。

圖11　跨中板頂面混凝土壓應變-加載循環次數曲線Fig.11　Relations of mid-span section strains and loading

圖12　跨中板底混凝土拉應變-加載循環次數曲線Fig.12　Relations of mid-span section strains and loading

圖14為200萬次疲勞時采集的典型試件跨中動態應變-時間曲線，跨中混凝土板頂面壓應變與板底面拉應變曲線呈正弦波形態，與加載曲線吻合很好，且壓、拉應變基本對稱分布，表明試件仍處于彈性工作階段，跨中預應力筋應變曲線也呈正弦波形態，且與相應的混凝土拉應變傳遞同步，說明試驗測得的應變數據是比較準確的。所有試件經歷200萬次疲勞循環加載后停機進行靜載破壞試驗，開裂前跨中截面混凝土應變沿高度方向的分布均呈直線，表明平截面假定在疲勞后仍成立，典型曲線見圖15。在最后停機進行的靜載破壞試驗中，當試件DHB4-1～DHB4-3及XJB1的跨中荷載與位移分別達到28.24 kN與38.54 mm、24.71 kN與15.09 mm、23.90 kN與11.44 mm、30.16 kN與16.62 mm時，跨中預應力筋拉應變均達到10 000×10-6，主裂縫寬度分別為小于1.0、0.755、小于0.3、小于1.0 mm，可見疲勞后試件破壞均由預應力筋應力控制。

圖13　跨中預應力筋拉應變-加載循環次數曲線Fig.13　Relations of mid-span section strains and loading

圖14　200萬次跨中動態應變曲線(XJB1)Fig.14　Dynamic strain curves

圖15　試件DHB4-3開裂前混凝土應變沿截面高度h的分布Fig.15　Strain distribution in mid-span section before

2.5疲勞荷載對剩余承載力的影響

圖16為試件DHB4-1、DHB4-2、DHB4-3經歷200萬次疲勞循環加載后進行剩余承載力靜載破壞試驗得到的荷載-跨中位移曲線，可見，3塊疊合板試件最終仍呈延性受彎破壞形態，在經歷200萬次疲勞循環加載后，試件剩余承載力分別為28.24、24.71、25.07 kN，與未經歷疲勞循環的試件DHB4-4相比，強度分別退化8.7%、20.1%、22.8%，3塊疊合板試件的疲勞后荷載-跨中位移曲線均被試件DHB4-4的骨架曲線所包裹，但200萬次疲勞后疊合板試件與未經疲勞試件DHB4-4的靜力性能仍比較相同。通過對比圖16中的試件DHB4-3與XJB1，2塊試件經歷相同的疲勞荷載幅值及疲勞循環加載次數后，強度分別退化22.8%、12.1%，相同疲勞參數下疊合板的強度退化比整澆板明顯，但二者的疲勞后荷載-跨中位移曲線仍比較接近。

圖16　試件荷載-跨中位移曲線對比 Fig.16　Comparison of load-displacement relationship

3正截面彎曲疲勞強度驗算方法

3.1基本假定

由以上試驗結果可知，T形肋底板疊合板表現出與整澆板基本相同的疲勞性能，采用T形板肋內預留孔洞的界面構造，能夠保證經歷200萬次疲勞荷載后疊合面安全可靠的工作。由于在正常使用條件下，T形肋底板疊合板按一般要求不出現裂縫的構件進行設計，為此，在進行正截面彎曲疲勞強度計算時，可采用以下假定：1)截面應變符合平截面假定；2)受壓區混凝土的法向應力圖取為三角形；3)受拉區混凝土的法向應力圖形取為三角形；4)采用換算截面進行計算。

3.2驗算方法

圖17　不同作用下疊合板截面應力疊合圖Fig.17　Stress distribution under different loads

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

按以上方法計算得到的T形肋底板疊合板正截面的疲勞應力應符合下列要求：

1)受拉區或受壓區邊緣纖維的混凝土應力

當為壓應力時：

(6)

當為拉應力時：

(7)

2)受拉區預應力筋的應力幅值

(8)

根據本文方法對試件DHB4-4進行疲勞驗算，其主要結果如下(計算過程從略)。

可見，對于一般按不允許出現裂縫構件考慮的T形肋底板疊合板，在正常使用條件下主要由板底混凝土拉應力超限控制，為此可僅驗算板底混凝土邊緣纖維的應力，簡化工程設計。

4結論

1)對于采用自然粗燥面的疊合板，通過增設T形板肋，并在板肋內預留矩形孔洞，能夠保證經歷200萬次疲勞荷載后疊合面安全可靠的工作，T形肋底板疊合板表現出與整澆板基本相同的彎曲疲勞性能。

2)正常使用條件下，T形肋底板疊合板按一般要求不出現裂縫的構件進行設計，其正截面彎曲疲勞強度計算可采用普通預應力混凝土受彎構件正截面疲勞應力驗算的4個假定，最終以此建立了其正截面彎曲疲勞強度驗算方法。

3)實際工程中，T形肋底板疊合板正截面疲勞強度驗算時，應計算受拉區和受壓區混凝土邊緣纖維的應力以及受拉區預應力筋的應力幅值，受壓區的預應力筋或普通鋼筋可不進行疲勞驗算。

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(編輯王秀玲)

Influence of T-type rib on flexural fatigue behavior of concrete composite slab with precast prestressed ribbed panel

Huang Hailin,Zhu Mingqiao,Zeng Chuijun,Lyu Weirong

(College of Civil Engineering，Hunan University of Science and Technology，Xiangtan 411201，Hunan，P.R.China)

Abstract:In order to investigate influence of T-type rib on flexural fatigue behavior of concrete composite slab with precast prestressed ribbed panel, experiment is conducted to study the concrete composite slab with precast prestressed T-type rib panel and cast-in-place slab. The factors influencing the fatigue failure pattern and fatigue damage, such as T-type rib and fatigue load parameter, are studied by fatigue tests. The dynamic deflection, strains of concrete and prestressed tendons, and residual deflection are measured. Stiffness degradation, strain distribution, crack distribution and residual bearing capacity are analyzed. Results show that composite slabs with precast prestressed T-type rib panel can achieve the same flexural fatigue behavior as cast-in-place slabs. Design formulas for normal section bending fatigue strength of concrete composite slab with precast prestressed ribbed panel are put forward with reference to the four assumptions of traditional prestressed concrete flexural member.

Keywords:composite slab with precast ribbed panel; precast concrete; prestressed concrete; T-type rib; flexural fatigue test

doi:10.11835/j.issn.1674-4764.2016.02.002

收稿日期：2015-09-30

基金項目：國家自然科學基金(51308207、51378202)；湖南省自然科學基金(14JJ6031)

作者簡介：黃海林(1984-)，男，博士，主要從事組合結構及新材料應用研究，(E-mail)hhlvsgenius@163.com。

中圖分類號：TU378.5

文獻標志碼：A

文章編號：1674-4764(2016)02-0011-10

Received:2015-09-30

Foundation item：National Natural Science Foundation of China(No.51308207，51378202)；Natural Science Foundation of Hunan Provience(No.14JJ6031)

Author brief：Huang Hailin(1984-)，PhD，main research interests:composite structure and application of new materials,(E-mail)hhlvsgenius@163.com.