自燃煤矸石砂輕混凝土單向疊合板的受彎性能

周 梅，張院強，楊尚諭，張渤群，張 凱

（1.遼寧工程技術大學土木工程學院，遼寧 阜新 123000；2.遼寧工程技術大學遼寧省煤矸石資源化利用及節能建材重點實驗室，遼寧 阜新 123000）

隨著全球資源縮減和工業固廢引發的環境問題以及建筑工業化的發展，大摻量固廢制備裝配整體式預制構件是行業發展的必然選擇.近年來，國內外一些學者開展了相關研究［1?7］，一般認為預制-后澆材料為同品種混凝土時制備的桁架鋼筋疊合板具有良好的整體性和較高的剛度及承載力，能夠作為結構樓板使用.但預制-后澆材料為不同品種混凝土、特別是“固廢”集料混凝土制備的桁架鋼筋疊合板，疊合面處是否會出現滑移有待商榷［8?11］.事實上中國裝配式建筑發展歷程中有30 a的斷檔期，導致了目前中國裝配式建筑無論是設計理論、技術標準，還是綠色建材的應用等跟發達國家相比有一定的差距.

自燃煤矸石作為一種次輕級集料，能夠為實現混凝土輕質、高強、保溫等提供技術途徑.近年來，Zhou等［12］、李少偉等［13］對自燃煤矸石集料混凝土的本構關系進行了研究，為結構應用奠定了基礎.閆亞杰等［14］開展了裝配式自燃煤矸石集料混凝土夾層樓板試驗，豐富了裝配式夾層樓板形式的多樣化.本文利用自燃煤矸石粗集料取代天然碎石，制備了自燃煤矸石砂輕混凝土（SSC）單向疊合板，并開展單向疊合板（ULP）抗彎性能的靜力加載試驗，研究其承載力、變形特征破壞形態和裂縫開展情況，為SSC單向疊合板設計、生產和應用提供參考.

1 試驗

1.1 原材料

粗集料（CAG）為5~20 mm連續級配的花崗巖碎石（N）和自燃煤矸石（S），其主要化學組成1）文中涉及的組成、摻量等除特殊說明外均為質量分數.和基本性質見表1、2；膠凝材料為P·O 42.5級普通硅酸鹽水泥（C）和Ⅱ級粉煤灰（FA）；細集料（FAG）為細度模數3.06且級配合格的天然河砂；拌和水（W）、附加水均為普通自來水；外加劑為聚羧酸高效減水劑（WRA），摻量為1.5%~2.5%，減水率為20%~30%.

表1 粗集料的主要化學組成Table 1 Main chemical components of coarse aggregates

1.2 單向疊合板的設計及制作

混凝土設計要求：SSC強度等級分別為C30、C35和C40，普通混凝土（NAC）強度等級為C30；混凝土拌和物坍落度為30~50 mm.由表2可知，自燃煤矸石粗骨料吸水率較高，為滿足混凝土拌和物施工的工作性要求，需要拌和前1 h按吸水率80%的附加水對其進行預濕處理.混凝土配合比及主要力學性能見表3.

表2 粗集料的基本性質Table 2 Basic properties of coarse aggregate

表3 混凝土配合比及主要力學性能Table 3 Mix proportions and main mechanical properties of concrete

采用預制-后澆混凝土組合形式，以預制底板混凝土強度等級為變量，設計5塊相同配筋率的單向疊合板，尺寸為2 100 mm×600 mm×130 mm，其中預制底板層厚度60 mm，后澆面層厚度70 mm，計算長度為1 800 mm.單向疊合板設計參數及其配筋詳圖分別見表4和圖1.

表4 單向疊合板的設計參數Table 4 Design parameters of unidirectional laminated plates

所有單向疊合板均在當地預制構件廠成型.由圖1可知：為提高疊合面的抗剪能力，單向疊合板預制層配有桁架鋼筋，并在預制層頂面進行了機械拉毛處理.預制底板成型28 d后完成上部后澆層混凝土的澆筑，再養護28 d后運至實驗室，進行室內靜力加載抗彎試驗.

1.3 加載制度

樓板一般承受均布荷載，試驗設計時采取幾個集中荷載代替均布荷載（等效均布荷載）.支撐方式為簡支形式，支點距板端部距離為150 mm.豎向加載采用100 t液壓千斤頂，采用靜態數據采集儀采集壓力傳感器傳遞的荷載.

根據15G366—1《桁架鋼筋疊合板》、GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》和GB/T 50152—2012《混凝土結構試驗方法標準》，采用分級逐步加載方式，每級加載完成后持續10 min，活荷載標準值取2.0 kN/m2.當加載荷載小于2.0 kN/m2時，每級荷載為0.4 kN/m2；當加載荷載大于2.0 kN/m2時，每級荷載為2.0 kN/m2；當加載荷載接近單向疊合板的預估極限荷載時，每級荷載為1.0 kN/m2.為分析單向疊合板跨中撓度、裂縫開展等變化特征，單向疊合板制備過程中在受力鋼筋上粘貼鋼筋應變片、在疊合板側面和底面粘貼混凝土應變片，并在疊合板的跨中、1/3處和支座處布置了位移計，測點布置見圖2.

圖2 測點布置Fig.2 Layout of measure points（size：mm）

2 結果與分析

2.1 組合形式及強度等級對疊合板承載力的影響

表5為單向疊合板抗彎試驗結果，其中：fcr為開裂荷載，δcr為撓度，fu為極限荷載.由表5可見：對于相同組合形式、不同預制底板強度的單向疊合板（N?S?P1、N?S?P2、N?S?P3），預制底板混凝土強度等級越高，開裂荷載和極限荷載越大；對于預制底板與后澆混凝土同品種、同強度的混凝土單向疊合板（N?N?P、S?S?P），N?N?P開裂荷載和極限荷載高于S?S?P，即在相同強度等級條件下，NAC較SSC抗裂性能好；對于預制底板和后澆混凝土強度等級相同，但組合形式不一定相同的單向疊合板（N?S?P1、N?N?P、S?S?P），同品種材料制備的單向疊合板開裂和極限荷載要大一些.

表5 單向疊合板抗彎試驗結果Table 5 Flectural test results of unidirectional laminated plates

2.2 破壞特征及裂縫特點分析

單向疊合板破壞時板側和板底裂縫形態見表6.由表6可見：裂縫首先出現在彎矩較大的受拉區邊緣，然后垂直向上穿過疊合面后逐漸向頂板發展；在N?S?P1上發現了一條延疊合面水平方向的微裂縫，長度約190 mm，之后該裂縫垂直向頂板發展；而N?S?P2和N?S?P3疊合面處均皆未發現水平微裂縫，說明只要適當提高預制底板SSC的強度等級，半NAC-半SSC單向疊合板的疊合面處就不會出現滑移；在活荷載標準值2.0 kN/m2作用下，所有單向疊合板的撓度皆小于規范限值（9 mm）.結合表5、6可知，5塊單向疊合板的開裂荷載、極限荷載及撓度相差并不大，且都滿足規范要求.通過合理設計的半NAC-半SSC單向疊合板、全SSC單向疊合板均表現出良好的整體性，所承受的極限荷載滿足現有規范的要求.

表6 單向疊合板破壞時板側和板底裂縫形態及分形維數Table 6 Morphology and fractal dimension of cracks on slab side and bottom of unidirectional laminated plates during failure

由于自燃煤矸石組成復雜、均質性較差、離散性較大，使其制備的SSC非線性動力學行為顯著.由表6可知，單向疊合板裂縫擴展形態具有一定的分形特征，為更好地揭示混凝土裂縫演變特征，采用分形維數表征了裂縫擴展的復雜程度［15］.選取等邊長區域作為研究對象，利用Matlab編程，首先對單向疊合板進行裂縫特征提取，包括降噪、灰度、二值化等步驟，然后采用盒維數法計算其分形維數，再通過改變預先設定的盒子尺度r，統計出在該尺度下具有裂縫像素點的盒子數目N（r），基于最小二乘法對lnN（r）?lnr關系進行線性擬合，由式（1）計算得到分形維數Df，其結果見表6.

由表6還可見：（1）SSC裂縫多呈豎直擴展趨勢，NAC裂縫多呈彎曲擴展趨勢，故S?S?P側面裂縫分形維數小，而N?N?P側面裂縫分形維數較大.從N?S?P1中發現，雖然半NAC-半SSC單向疊合板預制底板和后澆混凝土強度等級相同，但由于混凝土品種不同，彈性模量相差較大，故在疊合面處出現了橫向水平微裂縫，裂縫復雜程度增大，分形維 數 最 大；而N?S?P2和N?S?P3提 高 了 預 制 底 板SSC強度等級，減小了與后澆NAC的彈性模量差，結果其疊合面處未發現橫向裂縫，分形維數減小；（2）從底板裂縫來看，半NAC-半SSC單向疊合板，預制底板混凝土強度等級越高，單向疊合板的開裂荷載和極限荷載越大，分形維數越?。煌贩N、同強度混凝土制備的單向疊合板分形維數較??；（3）從單向疊合板卸載后裂縫的閉合程度及殘余變形來看，由于NAC中天然碎石充分發揮著橋連閉合的作用，因此N?N?P破壞后整體性優于其他單向疊合板，卸載后的殘余變形較大，底板板側裂縫閉合程度較高，底板裂縫間距大，裂縫寬度小，因此分形維數最小.

2.3 荷載-撓度曲線

圖3為單向疊合板的荷載（P）-撓度（δ）曲線.由圖3可見：（1）所有單向疊合板撓度變化規律相似，具有明顯的彈性工作、帶裂縫工作和破壞3個階段；彈性工作階段荷載和撓度值均較小，帶裂縫工作階段混凝土慢慢退出工作，桁架鋼筋承擔了一部分荷載，撓度曲線未出現拐點；所有單向疊合板破壞前特征明顯，屬于典型延性破壞；（2）單向疊合板的撓度隨荷載增加緩慢增大，開裂后撓度增長速率逐步加快，底板荷載-撓度曲線的斜率逐漸減?。唬?）從開始加載到破壞，N?S?P1撓度始終最大，開裂荷載和極限荷載最小，而N?S?P3的荷載最大、撓度最小，這說明預制-后澆混凝土組合形式及預制底板混凝土強度等級對單向疊合板抗彎和開裂確實存在影響，預制-后澆混凝土彈性模量差是保證二者能否協調工作的關鍵；（4）5塊單向疊合板的荷載和撓度相差不大，說明配有桁架鋼筋的半NAC-半SSC、全SSC單向疊合板都與普通混凝土制備的單向疊合板N?N?P受力性能相似，滿足規范的要求.

圖3 單向疊合板的荷載-撓度曲線Fig.3 Load?deflection curves of unidirectional laminated plates

2.4 荷載-混凝土應變曲線

單向疊合板的荷載-混凝土應變曲線見圖4.由圖4可見：預制底板SSC強度等級越高，上下2層混凝土的彈性模量越接近，二者協調工作可使混凝土拉應變減小；加載初期混凝土應變曲線基本重合，隨荷載增大各單向疊合板的混凝土應變增大，但增幅不同，S?S?P增幅最大；所有單向疊合板荷載-混凝土應變曲線存在明顯的卸載段（近似為直線）.結合圖3、4可知，N?S?P1開裂荷載和極限荷載最小，撓度和底板混凝土應變最大，頂板混凝土應變最小.進一步說明不同品種混凝土組合形式制備的單向疊合板，不僅要關注混凝土強度等級，更應關注預制底板和后澆層不同混凝土的彈性模量差.

圖4 單向疊合板的荷載-混凝土應變曲線Fig.4 Load?concrete strain curves of unidirectional laminated plates

圖5為單向疊合板板側混凝土應變-截面高度曲線.由圖5可見：各單向疊合板板側應變分布基本一致，板側混凝土應變隨截面高度均呈直線分布，而且中性軸位置不會隨著荷載的增大而明顯上移，始終保持在距板底端85 mm附近，故可以判定SSC制備的單向疊合板受力符合平截面假定.

圖5 單向疊合板板側混凝土應變-截面高度曲線Fig.5 Curves of location?concrete strain of unidirectional laminated plates

2.5 荷載-鋼筋應變曲線

圖6為荷載-鋼筋應變曲線.結合圖4~6可見，荷載-鋼筋應變曲線與荷載-混凝土應變曲線基本相似：加載前鋼筋應變隨荷載增大而增大，混凝土開裂后曲線沒有出現明顯的轉折點，荷載增至極限荷載時，鋼筋應變沒有達到屈服狀態，說明混凝土開裂后桁架鋼筋承擔了一部分裂縫處的拉應力，同時也承擔了一部分鋼筋的拉應力，使得受拉鋼筋的應變沒明顯增大.由此可見，適當提高SSC預制底板的強度等級，半NAC-半SSC單向疊合板荷載-鋼筋應變曲線優于全NAC單向疊合板.說明只要設計合理，半NAC-半SSC單向疊合板用作結構樓板使用是安全的.

圖6 荷載-鋼筋應變曲線Fig.6 Load?steel bar strain curves

3 結論

（1）桁架鋼筋半普通混凝土（NAC）-半自然煤矸石砂輕混凝土（SSC）、全SSC和全NAC制備的單向疊合板，具有相似的破壞特征和破壞形態.在達到極限荷載前，伴有裂縫數量增多及寬度增加的現象，撓度存在明顯的發展過程，延性破壞特征明顯.在樓面活荷載標準值下，撓度均滿足現行規范的限值要求，SSC制備的單向疊合板作為結構樓板使用是安全的.

（2）單向疊合板裂縫分形維數分析表明，混凝土組合形式及SCC強度等級對單向疊合板裂縫發展有一定影響，對半NAC-半SSC單向疊合板，更要關注預制-后澆混凝土彈性模量不同帶來的變形差異，可以通過適當提高預制底板SSC混凝土強度等級來控制.

（3）桁架鋼筋、疊合面處理及預制底板SSC的增強等共同作用下，半NAC-半SSC及全SSC單向疊合板都表現出良好的整體性和較高的極限荷載.合理設計的SSC單向疊合板作為樓板使用是可行的.