预制带肋薄板混凝土叠合板件受力性能试验研究

吴方伯,黄海林,3,陈 伟,周绪红,2

(1.湖南大学土木工程学院,长沙410082;2.兰州大学土木工程与力学学院,兰州 730000;3.湖南高岭建设集团股份有限公司,长沙410153)

预应力混凝土实心平板为不带肋预制板件,在运输及施工中易折断,预应力反拱度难以控制,施工过程中需设置支撑、施工工艺复杂。现行国家标准《叠合板用预应力混凝土底板》GB/T 16727-2007、国家建筑标准设计图集《预应力混凝土叠合板》06SG439中叠合板的预制部分均为平板,施工时需设置支撑,不宜双向配筋,自重大,降低了这种结构的经济效果,影响了其推广使用。为此,近年来中国学者在预制实心平板的基础上,针对预制板件的结构形式作了大量的创新研究,主要有：预制键槽形混凝土芯板[1]、预制单矩形肋部分叠合混凝土底板[2]、预制双矩形肋混凝土底板[3]、预制单T形肋混凝土底板[4]、预制双T肋混凝土底板[5]、预制夹心混凝土底板[6]、预制空腹混凝土底板[7]、自承式钢筋桁架混凝土底板[8]、预制波形底板[9]。同时期国外的研究主要集中于新型材料在叠合板中的应用及不同材料的组合,如：纤维增强复合材料混凝土叠合板[10]、纤维增强水泥混凝土叠合板[11]、活性粉末混凝土叠合板[12]、复合砂浆钢丝网混凝土叠合板[13]、钢纤维混凝土叠合板[14]、轻骨料混凝土叠合板[15]、压型钢板-混凝土叠合板[16]、橡胶集料混凝土叠合板[17]、木-混凝土叠合板[18]及竹-混凝土叠合板[19]。

中国学者将预制混凝土实心平板改进为带肋的薄板,提高了薄板的刚度和承载力,增加了薄板与叠合层的粘结力,且可将底板变得更薄,减轻自重。但由于只能单向配筋,垂直于底板板长方向的抗裂性仍然不好,且荷载采用单向板传力模式,计算模型仍不合理。为此,文献[20]提出以预制预应力混凝土矩形肋薄板(以下简称预制薄板)为永久模板(图1),在板肋预留矩形孔洞中布设横向穿孔钢筋及在底板拼缝处布置折线形抗裂钢筋,再浇注混凝土叠合层形成预制带肋薄板混凝土叠合板(图2)。为了解这种新型楼板的受力性能,对预制薄板进行规格设计,从中选取典型跨度进行叠合板件及其连续叠合板件的试验研究。

图1 预制薄板

图2 预制带肋薄板混凝土叠合板

1 预制薄板规格设计

为便于工业化生产和现场拼装,将预制薄板作为产业化的产品,进行标准化、定型化,采用1种截面、2种标志宽度、13种标志跨度。截面形式如图3所示,2种标志宽度为400 mm与500mm,预制薄板几何参数如表1和表2所示。预制薄板混凝土设计强度不宜小于C50,底板高强预应力钢丝受拉截面中心距板底 17.5 mm,预应力张拉控制系数可取0.5、0.55、0.60及0.63,矩形肋内普通钢筋截面重心距上边缘20mm,钢筋配置情况及力学性能见表3。预制薄板底板厚度为30 mm,肋端缺口长度为40 mm。

图3 截面形式

表1 400 mm宽预制薄板几何参数 /mm

表2 500 mm宽预制薄板几何参数 /mm

表3 钢筋配置情况及力学性能

2 预制薄板试验

2.1 板件制作及加载方案

图4 2 800 mm板件设计图

图5 3 800 mm板件设计图

表4 板件实际几何参数及主要材料基本参数

2)加载方案：板件两端简支,采用粘土砖实行均布加载,加载装置如图6所示。首先模拟施工荷载进行加载,以了解预制薄板在施工阶段荷载作用下的受力特征,再继续加载至预制薄板破坏。预制薄板施工阶段所受荷载如表5所示,预制薄板自重后浇层混凝土重G k2,施工荷载G k3,正常使用状态荷载Qs=Gk1+Gk2+Gk3,承载力状态荷载取Qd=较大值 。

图6 加载装置

2.2 试验结果与分析

试验测得的荷载-挠度曲线如图7所示。加载前期,荷载与挠度呈线性关系,在正常使用状态荷载Q s作用下实测挠度不超过跨度的 1/300,YZB-1、YZB-2均未开裂,YZB-3、YZB-4刚好开裂。YZB-1、YZB-2开裂荷载Qcr=6.12 kN/m2,为正常使用状态荷载Qs的1.63倍,承载力状态荷载Qd的1.3倍。YZB-3、YZB-4开裂荷载 Q cr=5.14 kN/m2,为正常使用状态荷载Q s的1.26倍,承载力状态荷载Q d的1.02倍。

图7 预制薄板荷载-挠度曲线

1)承载力分析：加载后期,2种跨度板的破坏形态相同,首先是跨中及附近出现裂缝,继续加载,则板底裂缝增多(图8),挠度变形加快,破坏时,跨中挠度达到跨度的1/50以上,均呈现明显的延性特征,钢筋与混凝土之间的粘结锚固性能良好。其实测承载力检验系数γ0u大于《混凝土结构工程施工质量验收规范》要求的1.35,因此,预制薄板能满足施工阶段承载力要求。

图8 典型板底裂缝分布

2)抗裂分析：测得预制薄板的抗裂检验系数均比《混凝土结构工程施工质量验收规范》规定的抗裂检验系数大,开裂荷载均能达到施工设计荷载标准值,满足施工时预制构件下不设支撑的要求。

3)刚度分析：开裂之前,荷载-挠度曲线近似为直线,说明刚度几乎不变。挠度实测值比按《混凝土结构设计规范》公式Bs=0.85EcI0计算的结果小很多,构件实际刚度大于0.85E c I0接近于E c I0。

3 叠合板件试验

3.1 叠合板件制作及加载方案

1)为了研究叠合板件的整体受力性能、叠合面的抗剪性能以及连续叠合板件在支座处的弯矩调幅值,对2块单跨叠合板件和1块两跨连续叠合板件进行静载试验研究,板件设计分别如图9、图10所示。预制薄板受力主筋采用6φb5,fu=704 MPa,混凝土采用C50混凝土,后浇混凝土采用C20,连续叠合板件支座配筋3φ8。板件实际几何参数及材料基本参数见表6。板件两端简支,采用粘土砖进行均布加载,单跨叠合板件以及两跨连续叠合板件挠度、应变测点分别如图11、图12所示。

图9 单跨叠合板件设计图

图10 两跨连续叠合板件设计图

图11 单跨叠合板件挠度、应变测点布置

图12 两跨连续叠合板件挠度、应变测点布置

表6 板件实际几何参数及材料基本参数

3.2 试验结果与分析

1)刚度与承载力分析：试验测得的荷载-挠度曲线如图13所示,加载前期为弹性变形,挠度呈线性增长,DHB-1与DHB-2荷载-挠度曲线差别不大,DHB-3左跨与右跨荷载-挠度曲线基本重合。根据荷载-应变曲线(图14),连续叠合板件在荷载为12.6 kN/m2时开裂,而单跨叠合板件在荷载为9.1 kN/m2时就开裂了,开裂前挠度均小于3mm。2块单跨叠合板件均在15级荷载,即10.5 kN/m2时出现可见裂缝,裂缝位于跨中截面附近,从预制部分向叠合面延伸。单跨叠合板件直到破坏,未出现沿叠合面的水平裂缝,表明叠合面粘结完好,自然粗糙叠合面完全满足抗剪要求,极限承载力为16.8 kN/m2。两跨连续叠合板件在荷载为14.0 kN/m2时出现可见裂缝,极限荷载为20.3 kN/m2,板加载至破坏,未出现沿叠合面的剪切破坏,表明自然粗糙叠合面具有足够的抗剪能力,能保证叠合板两部分混凝土共同工作。单跨叠合板件的荷载-挠度曲线同预应力构件类似,较好的反映了叠合板件刚度大和延性好的特点。对于连续叠合板件,支座截面开裂对跨中挠度的影响很小,跨中截面开裂后,挠曲线出现一个并不明显的转折,随着荷载继续加大,支座裂缝宽度逐渐增大,挠度曲线才有所偏转。

图13 叠合板荷载-挠度曲线

图14 各截面荷载-应变曲线

2)截面应变分析：跨中截面的应变基本满足平截面假定,但是中性轴在一定的范围变动,在开裂前的低应力状态,拉区、压区的应变较小,基本对称而压应变稍大,这是由于拉区受到预应力钢丝的约束作用。根据图14,在13.87 kN/m2荷载作用下,单跨叠合板件DHB-1、DHB-2跨中截面上边缘测点压应变分别在1 100με、1 500με左右,受压区混凝土没有被压坏,跨中截面下边缘测点拉应变较小,分别在300με、200με左右。在 15.33 kN/m2荷载作用下,连续叠合板件DHB-3左跨、DHB-3右跨跨中截面上边缘测点压应变在 1 800με、1 300με左右,受压区混凝土没有被压坏,跨中截面下边缘测点拉应变较小,分别在 700με、1 200με左右。可见,连续叠合板件跨中截面上、下边缘荷载-应变变化情况与单跨叠合板件相似。

3)抗裂分析：受拉区预压应力使叠合板件的抗裂性能大大提高。由图13可知,单跨叠合板件开裂荷载接近承载力设计值,可以认为叠合板在标准荷载作用下是不开裂的。试验中连续叠合板件在外荷载作用下,裂缝首先在支座处产生,说明控制支座裂缝是连续叠合板件抗裂的关键,故应该控制支座的调幅值,建议支座调幅值取25%,其目的是为了更好的控制支座裂缝宽度。叠合板件跨中开裂后,裂缝即向后浇层延伸,整个试验过程中,叠合面未出现水平裂缝,说明预制薄板叠合面的粘结和咬合力大。

4)塑性内力重分布规律：当支座与跨中均未出现裂缝时,连续叠合板件处于按弹性工作状态。当支座出现裂缝而跨中尚未出现裂缝时,支座因开裂而刚度下降,因而使支座弯矩增速减慢,跨中弯矩增速加快;但当跨中出现裂缝,而支座钢筋未达到屈服时,跨中刚度下降,弯矩增速减慢,使支座弯矩增速又加快;当支座钢筋达到屈服形成塑性铰时,支座弯矩基本稳定,弯矩向跨中转移,使跨中弯矩增速加快,直至跨中钢筋达到流限。试验表明连续叠合板件塑性内力重分布规律和现浇连续板类似,都是有裂缝产生而引起的,板随裂缝发展及塑性铰的产生不断调整各部位的内力。

4 叠合板件截面应变分析

叠合板件为2阶段受力,第1阶段是浇注叠合层混凝土的施工阶段,荷载由预制薄板承担;第2阶段是叠合层混凝土强度达到设计值之后,荷载由叠合板件承担。预制薄板在第1阶段荷载作用下和叠合板件在第2阶段荷载作用下的正截面平均应变均符合平截面假定,正截面受力也存在“预应力钢筋应力超前”和“受压混凝土应变滞后”现象。但与一般叠合板件不同的是,预制薄板采取倒“T”形截面形式,叠合板件上表面仅比预制薄板矩形肋高出25 mm,在预制薄板制造完毕后由于预应力大小的不同,矩形肋上部存在拉应力,在第1阶段弯矩M1作用下预制薄板会出现全截面受压或底板受拉两种情况,分别见图15、图16,在第2阶段弯矩 M2作用于全截面时矩形肋大部分或全部会位于截面的受压区,由于M1和M2各自作用的截面高度不同,导致M1产生的部分受压区与M2产生的部分受拉区重叠,重叠区的拉压应变及相应的拉压应力相互抵消,在第1阶段重叠部分的压应力即为荷载预压力,这一过程称为叠合截面的内力转移,图15和图16反映了2种情况下叠合板件2阶段受力截面应变变化的整个过程。

图15 截面应变分布(Ⅰ)

图16 截面应变分布(Ⅱ)

对于采用预制实心平板的二次叠合式受弯板件,二次受力的影响与h1/h2(预制实心平板与叠合后高度之比)、M1/[M1]([M1]为预制实心平板的计算破坏荷载除以强度设计安全因素K)有关,在M1/[M 1]一定的情况下,叠合截面高度之比h1/h2越小,内力转移系数β越大。与普通预应力混凝土叠合板不同的是,由于预制薄板带肋,板肋部分伸入后浇层混凝土,叠合面不是水平面,叠合截面的高度仅高出矩形肋25mm,矩形肋的截面宽度仅为预制薄板底板宽度500mm或400 mm的1/4～1/3,叠合前计算高度值h1应介于30 mm或预制薄板截面总高度两者之间,因此二次受力对这种叠合板受力的影响较厚度相等的实心平板叠合板要弱。该文建议取底板厚度30 mm作为考虑二次受力影响的预制薄板计算高度h1,但预制薄板的施工阶段承载力验算仍按实际截面高度进行。

5 结语

1)采用高强混凝土及施加预应力,预制薄板能满足施工阶段承载力要求,可作为无支撑体系模板;叠合板有较好的刚度、裂缝控制能力和承载力。

2)根据试验结果,可按整浇板的计算方法进行叠合板的承载力计算;连续叠合板件整体受力性能与现浇板相似,建议按25%进行支座弯矩调幅,以及在支座处配筋考虑连续板受力,以减小挠度,提高板件的抗裂能力和承载力。

3)预制薄板带肋,增加了预制薄板与叠合层的粘结力;肋内设矩形孔洞,提高了预制薄板与叠合层的咬合力;试验中没有出现沿叠合面的裂缝和滑移现象,表明采取自然粗糙面的叠合面具有足够的抗剪能力,能保证叠合板两部分混凝土共同工作。

4)2次受力对这种新型叠合板受力的影响较厚度相等的实心平板叠合板要弱,建议取底板厚度作为预制薄板考虑2次受力影响的计算高度,预制薄板施工阶段承载力验算按实际截面高度进行。

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