新型帶可拆桁架肋疊合雙向樓蓋試驗

吳方伯，李 博，文 俊，秦 浩，周緒紅,

(1.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2.重慶大學 土木工程學院，重慶 400044)

0 引 言

疊合樓蓋是一種先進的樓蓋形式，符合國家建筑產(chǎn)業(yè)化發(fā)展趨勢[1]。近年來，國內外學者[2-11]對疊合結構進行了大量研究。王曉峰[12]進行了9 m×12 m大跨單向預應力雙向疊合樓板的均布荷載試驗，得到了疊合樓板與現(xiàn)澆雙向板的破壞形態(tài)和承載力基本一致。劉漢朝等[13]進行了倒“T”形底板混凝土疊合板的靜載試驗，得出疊合面具有足夠的黏結抗剪能力，能夠保證疊合板的整體受力工作性能。沈春祥[14]進行了4塊預應力預制雙矩肋薄板疊合成的矩形疊合板靜載試驗，研究了其荷載-撓度曲線的變化規(guī)律、裂縫分布與發(fā)展特征、鋼筋與混凝土的應變變化規(guī)律，揭示了疊合板的雙向受力效應。劉軼等[15]設計并制作了4塊鋼筋桁架疊合板，通過靜載試驗研究了這種樓板系統(tǒng)在施工階段和正常使用階段的剛度和極限承載力，驗證了施工階段疊合板的理論計算模型。陳賽國[16]進行了4 m×4 m四邊簡支足尺矩形肋預制帶肋底板混凝土疊合樓板的均布荷載破壞試驗。

針對傳統(tǒng)疊合樓蓋預制板剛度小、施工復雜、易出現(xiàn)錯臺現(xiàn)象等缺點，在現(xiàn)有研究成果基礎上，發(fā)明了一種帶可拆桁架肋疊合整體雙向樓蓋[17]，它由預制薄板(圖1)與后澆混凝土疊合而成。

圖1 預制薄板示意圖

該新型樓蓋具有以下顯著結構特點：①該疊合整體樓蓋預制底板上設有桁架肋，提高了底板剛度，改善了預制底板在運輸和吊裝時的抗裂性能和安全性能；②預制底板上設有桁架肋，可承受施工荷載，施工中可不另設支撐，同時桁架肋可拆除、可循環(huán)利用，經(jīng)濟環(huán)保；③該樓蓋可實現(xiàn)雙向配筋，整體性能較好；④該疊合整體樓蓋無拼縫、錯臺現(xiàn)象，板底粉刷層無需刷厚，節(jié)約施工成本。

本文以此新型疊合雙向板為基礎，研究了其施工階段受力情況，對比分析了其與現(xiàn)澆雙向板的裂縫分布、破壞形態(tài)、承載能力等，以獲得對該新型樓蓋基本力學性能的了解，為該新型樓蓋的理論分析及推廣應用提供試驗依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計

1.1.1 試件編號及尺寸

設計了1塊現(xiàn)澆雙向板和2塊不同配筋的新型疊合雙向板。試件編號及尺寸見表1。試件編號中，XJB表示現(xiàn)澆板，疊合雙向板編號DHB-8-23-3(7)含義如下：DHB表示疊合板，8表示縱筋直徑8 mm，23表示方形板邊長2 300 mm，3(7)表示預制層厚30 mm(疊合層厚70 mm)。

表1 試件編號及尺寸

1.1.2 桁架肋設計

采用長為770 mm的角鋼與預埋件連接形成桁架肋，角鋼尺寸為30 mm×30 mm×3 mm，角鋼與預埋件用螺栓連接。預埋件尺寸、角鋼尺寸及桁架如圖2～4所示。

圖2 預埋件尺寸(單位:mm)

圖3 角鋼尺寸(單位:mm)

圖4 桁架肋

1.1.3 試件配筋及材料強度

圖5為各試件的平面圖。預制層和疊合層均采用C30混凝土，混凝土試塊(150 mm×150 mm×150 mm)實測抗壓強度如表2所示，鋼筋抗拉強度如表3所示。

圖5 試件平面圖與截面圖(單位:mm)

1.2 測點布置

1.2.1 應變測點布置

縱向鋼筋應變片的布置主要考慮理論上的最不利位置，所以將應變片布置在縱筋的跨中位置和樓蓋對角位置，具體布置見圖6。

表2 混凝土試塊實測抗壓強度

表3 鋼筋抗拉強度

圖6 應變片布置

1.2.2 撓度測點布置

試件擱置在由4個鋼柱支撐的水平鋼梁上，樓蓋的施工階段采用砝碼堆載，使用階段采用二級分配梁在肋梁交點位置進行四點集中加載，各分配梁均采用簡支支撐，在每個集中荷載加載點布置1塊250 mm×250 mm×20 mm的剛性墊塊。加載裝置現(xiàn)場如圖7所示。

圖7 加載裝置現(xiàn)場

圖8 撓度測點布置

2 試驗結果

2.1 施工階段

對板DHB-8-23-3(7)進行施工階段模擬加載，待預制板制作7 d后吊至支架上自然養(yǎng)護28 d。加載時未設支撐，測量預制板在后澆層自重與施工活荷載情況下能否滿足要求。為模擬均布荷載，采用砝碼在板面進行堆積加載，每塊砝碼質量為25 kg，尺寸為245 mm×125 mm×125 mm。計算施工荷載為5.67 kPa，試驗正式加載分為10級，每一級加10個砝碼，加載增量值為2.5 kN。試驗按《混凝土結構試驗方法標準》(GB 50152—2012)[18]的規(guī)定進行加載，加載示意圖如圖9所示。

圖9 加載示意圖

當加載至第8級(4.54 kPa)時預制板跨中出現(xiàn)微裂縫，裂縫寬度為0.05 mm，跨中撓度為3.51 mm；加載至第10級(5.67 kPa)時跨中出現(xiàn)1條貫穿裂縫，最大裂縫寬度為0.2 mm，跨中撓度為6.08 mm。預制板的荷載-跨中撓度曲線如圖10所示。從圖10可以看出，跨中豎向位移與荷載基本呈線性關系，而且卸載后跨中裂縫閉合，說明樓板還處于彈性工作階段。試驗測得預制板的初始撓度為4 mm，根據(jù)規(guī)范《組合樓板設計與施工規(guī)范》(CECS 273:2010)[19]，預制板在施工階段的撓度限制為min{L0/180,20}=11.7 mm>10.08 mm，故可知預制板在未設支撐情況下可以承受施工荷載，滿足規(guī)范要求。

圖10 預制板荷載-跨中撓度曲線

2.2 使用階段

2.2.1 試驗過程及現(xiàn)象

本次靜力加載試驗采用二級分配梁進行四點集中加載，為將施加在樓蓋上的集中荷載轉換為均布荷載，根據(jù)《混凝土結構試驗方法標準》(GB 50152—2012)第5.2節(jié)的相關規(guī)定進行等效轉換。

XJB試驗過程中，在預加載和正式加載前期的撓度應變均較小，板面未出現(xiàn)裂縫，樓蓋處于彈性工作階段。加載至14.57 kPa時，樓蓋的四角出現(xiàn)斜裂縫，長度約30 mm，裂縫指向剛性墊板處，將此級荷載定為樓蓋的開裂荷載。加載至32.5 kPa時，此級荷載為按彈性理論計算的極限荷載，此時板底沒有出現(xiàn)新裂縫，裂縫的分布形式為4個集中加載點處的口字形裂縫，加上每個集中加載點處指向板角的斜裂縫，樓蓋的側面有多條豎向微裂縫，最大裂縫寬度為1.2 mm，跨中撓度為34.06 mm。加載至37.40 kPa時，出現(xiàn)明顯的混凝土壓碎聲響，樓蓋底部裂縫已密布，最大裂縫寬度為1.8 mm，跨中撓度為39.88 mm,出于安全考慮停止加載。最終裂縫分布如圖11所示。

圖11 XJB裂縫分布示意圖

以試件DHB-8-23-3(7)為例說明疊合雙向板試驗現(xiàn)象。加載初期，撓度和應變值都不大。加載至12.86 kPa時，預埋件處出現(xiàn)裂縫，指向樓板的4個角，此時跨中撓度為5.86 mm，此級荷載定為疊合板的開裂荷載。加載至31.9 kPa時，此級荷載為按彈性理論計算的極限荷載，主裂縫寬度已經(jīng)達到1.6 mm，裂縫分布形態(tài)趨于穩(wěn)定，具體分布與XJB相似，跨中撓度為36.4 mm。加載至35.38 kPa時，加載時出現(xiàn)混凝土破碎聲音，與此同時主裂縫進一步變寬達2.3 mm，跨中撓度達到44.30 mm，停止加載。加載完成后板底角部裂縫如圖12所示。疊合雙向板在加載過程中沒有出現(xiàn)疊合面橫向裂縫，說明了疊合面采用自然粗糙的構造措施就可以保證抗剪能力。

圖12 加載完成后板底角部裂縫

2.2.2 鋼筋應變曲線

圖13 跨中鋼筋應變曲線

參照圖6中應變片測點布置，選取G1測點為代表。圖13為3塊試件跨中鋼筋G1測點應變曲線比較圖。由圖13可以看出，在荷載較小時，3塊板跨中鋼筋的應變很小，鋼筋應變隨荷載的增長呈線性增長趨勢。隨著荷載增大，當樓蓋底部出現(xiàn)裂縫時，受拉區(qū)的混凝土大面積退出工作，從而鋼筋承擔的拉力急劇增加，應變也隨之增大。由圖13還可知，跨中鋼筋進入屈服階段的荷載有比較大的差異，即開裂荷載差異較大。結合試驗數(shù)據(jù)，XJB的開裂荷載為14.57 kPa，DHB-6-23-3(7)的開裂荷載為13.68 kPa，較XJB小6.1%；DHB-8-23-3(7)的開裂荷載為12.86 kPa，較XJB小11.7%?？芍F(xiàn)澆板的抗裂性能要優(yōu)于疊合板,主要原因是預制板內存在9個預埋件，并且預埋件的一部分從板底伸出，從而在板底混凝土與預埋件相交處形成薄弱環(huán)節(jié)，故在加載時更容易出現(xiàn)裂縫。DHB-8-23-3(7)的開裂荷載較DHB-6-23-3(7)小6.1%，說明了預制板采用細鋼筋能提高疊合樓蓋的抗裂性能。

2.2.3 荷載-撓度曲線

參照圖8中撓度測點布置，選取同一方向3個測點作為代表，這里選取W1，W11，W13測點。3塊樓蓋的荷載-撓度曲線如圖14～16所示?？梢钥闯觯寒敯迳鲜┘拥木己奢d小于開裂荷載時，撓度與荷載基本呈線性關系，隨后板底出現(xiàn)明顯的裂縫，抗彎剛度下降；加載至屈服荷載時，荷載-撓度曲線出現(xiàn)明顯的拐點。此后，板的剛度變化不大，并未出現(xiàn)明顯的屈服段。對稱于中心W1的2個測點W11和W13的撓度曲線比較接近，說明板對稱位置上的撓度基本相同，表明試驗板2個方向的變形是比較協(xié)調的。

圖14 XJB測點撓度

圖15 DHB-6-23-3(7)測點撓度

圖16 DHB-8-23-3(7)測點撓度

圖17 試件跨中撓度比較

3塊試件的跨中荷載-撓度曲線如圖17所示，可以看出，XJB和DHB-6-23-3(7)的抗彎剛度比較接近，大于DHB-8-23-3(7)的抗彎剛度。

2.3 試驗結果整理

將3塊板的開裂荷載、跨中撓度、最終荷載下的最大裂縫寬度及其限值整理于表4。撓度限制根據(jù)《組合樓板設計與施工規(guī)范》(CECS 273:2010)和《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010—2010)[20]確定。

3 結語

(1)施工階段，在未設支撐的情況下，新型疊合樓蓋預制板在施工荷載作用下的撓度均滿足《組合樓板設計與施工規(guī)范》(CECS 273:2010)的要求。

(2)使用階段，新型疊合雙向樓蓋與現(xiàn)澆雙向板的裂縫分布、破壞形態(tài)、承載能力基本相同，均滿足正常使用和承載力極限狀態(tài)要求。

表4 試驗結果匯總

注：疊合板施工階段的撓度限值取20 mm和L/180(L為板跨)的較大值，使用階段取L/50；以上撓度均包括了初始撓度；以上荷載為試驗時等效的板面均布荷載；疊合層自重為1.5 kPa。

(3)預制板內的預埋件一定程度上削弱了預制板的整體性，但影響不大。

(4)在配筋面積接近的情況下，預制板內采用細鋼筋可提高疊合雙向板的抗裂性能。

(5)自然粗糙面的構造措施可以保證疊合面的抗剪能力。