现浇混凝土叠合板受弯性能试验研究

现浇混凝土叠合板受弯性能试验研究

混凝土覆盖层的预制部分刚性小，施工方便。因此开发刚度较大的新型叠合预制底板具有实际意义。本次试验带格构钢筋的预制叠合底板,是利用一根钢筋上弦杆、两根钢筋下弦杆和两片蛇形钢筋斜撑组成的具有一定抗弯能力的格构钢筋梁,并在预制厂中浇筑混凝土而形成的预制底板(图1)。预制底板在施工阶段能够承受后浇混凝土的重量及施工荷载;混凝土凝结以后,即形成共同受力的叠合楼盖,而格构钢筋梁就成为楼板的配筋而参与承载受力。在工程中往往还要将两块底板在跨度方向或侧边拼接,在拼缝处采取加强配筋的构造措施,以加大跨度或形成双向受力,扩大叠合楼盖的应用范围。通过试验对比整体板和拼接叠合板的受弯性能,并在非线性数值分析模拟的基础上,提出改进拼接叠合板的设计建议。1试验计划1.1测试方案1整幅22连接板3锚固长度的确定B-4:预制板2块同前,后浇混凝土相同,连接钢筋改为(fy=391.4MPa),两侧伸入预制部分锚固长度490mm(35d),如图2a、图2c所示。1.2单独静力加载试件三分点集中加载,千斤顶-分配梁系统实现单调静力加载,荷载传感器控制加载值。位移测点布置如图3所示,试验数据全部由计算机自动采集、整理,并对荷载-挠度曲线进行全过程监控。2试验总结2.1锚固钢筋引起裂缝整浇板B-1﹑B-2为典型的受弯构件受力形态。初加载时挠度较小且呈线性增长。10kN时开裂,挠度增长转快。随荷载增加,板底出现新的裂缝且长度﹑宽度逐渐增长。加载到钢筋屈服(B-1:38kN;B-2:42kN)时,跨中屈服处1~2条裂缝宽度增长转快,挠度剧增。最后(B-1:48.5kN、B-2:54kN)钢筋应变达到0.01,试件挠度接近或超过跨度的1/50,试件板破坏。破坏后卸载,试件留下了残余挠度及裂缝(图4、图5)。拼接板B-3、B-4在开裂前与整浇板一样,但裂缝均在跨中拼缝两侧产生,且宽度较大,发展很快。试件B-3到32kN,试件B-4到36kN时,跨中2条裂缝宽度增长转快,表明该处锚固钢筋已开始滑移或屈服。试件B-3到34kN,试件B-4到45.5kN时,钢筋应变达到0.01,跨中拼缝处裂缝宽度达到或超过1.5mm而破坏。拼接叠合板由于跨中拼缝处有效高度减小了35mm,截面相对削弱,且应变集中,故裂缝控制性能及承载能力均有降低,往往裂缝宽度较早达到1.5mm而提前破坏(图4、图5)。2.2试验分析的结论试验分析表明,由于拼缝处截面有效高度减小及受力钢筋通过锚固两次传力,故抗弯承载力有不同程度的降低。表1为以整浇板的平均值为基准,各试验板承载力的比较。由试验分析可得以下结论:1)拼接叠合板拼缝处裂缝集中较大,承载能力降低30﹪以上,整体性较差。2)加强配筋后的拼接叠合板受力性能显著提高,承载力较整浇板降低仅10%左右。3)叠合板破坏原因为拼接处集中的裂缝宽度达到1.5mm,从而丧失承载力。4)针对上述情况,可以通过增加拼缝处连接钢筋的配筋量及锚固长度,或降低配筋位置,提高有效高度等构造措施,来弥补构件在该处的局部承载能力的降低。3测量分析3.1拼接板与整浇板挠度比较各试件的荷载-挠度(F-a)曲线如图4所示。试件开裂前变形均呈线性,挠度很小且差别不大。开裂后挠度增长趋势则有明显差别。表2列出加载到32kN(破坏荷载的2/3,相当于使用状态)时,拼接板与作为基准的整浇板挠度平均值的比较。由分析比较可以看出:拼接叠合板由于跨中拼缝处刚度被削弱,挠度大幅度增加。而在拼缝处加强配筋以后,挠度减小,已与整浇板基本相当。加载到破坏前,由于钢筋屈服或跨中裂缝过大,截面转动(塑性铰),故挠度迅速增加。B-1、B-2板为挠度接近或超过l0/50而破坏;B-3板则为裂缝宽度超过1.5mm而破坏,B-4板为裂缝宽度达到1.5mm而破坏,但为典型的延性破坏。破坏后卸载,挠度及裂缝宽度均有恢复,但都留存了相当大的残余值(图4、图5)。3.2跨中挠度计算方法对挠曲变形的影响在试件跨中及1/4跨度处布置位移计,量测各级荷载下的变形曲线(图6)。表3为使用状态(32kN)及接近破坏时,跨中挠度与1/4跨度处挠度的比值(a′/a),其反映了试件挠曲的形状。当数值较大时挠度曲线丰满;数值为0.5时,已退化为二折线状态。由表3可见,拼接板的比值已接近0.5,即弯曲变形的曲率集中在跨中拼缝处,已接近塑性铰状态;而拼缝加强后,则基本与整浇板相当。3.3区域界面裂缝整浇板、拼接板以及加强拼接板的裂缝状态如图7所示。所有的试件均在8~10kN时开裂,并随荷载增大裂缝宽度增加。但整浇板裂缝较细且分布均匀。而拼接板均首先在拼缝处预制板边出现垂直裂缝,且裂缝向上延伸,宽度迅速加大,最后宽度达到或超过1.5mm而破坏。拼缝外预制底板范围内的裂缝数量相对较少,且较细。B-3板最为明显,拼缝加强以后的B-4板,裂缝状态有所改善。由于叠合面经粗糙处理且有格构钢筋穿越,预制底板与后浇混凝土之间的咬合比较充分,整体性很好,直至破坏均未发现界面裂缝。这说明预制板叠合面做法及格构钢筋保证了叠合面有足够的抗剪能力,故叠合结构有很好的整体性。4拼接板受弯性能测定结果试验中只通过增加拼缝处连接钢筋配筋量及锚固长度的措施来提高拼接板的承载力,并未考虑拼缝处截面有效高度对拼接板承载力的影响。下面通过理论分析来探讨拼缝处截面有效高度对拼接板承载力的影响程度。由于拼缝是拼接板的薄弱部位,因此在计算拼接板受弯承载力时,可以按拼缝处配筋(图2c)的实际位置来计算其受弯承载力。现分别以拼接板、加强拼接板拼缝处截面有效高度ho为基准,将基准有效高度分别提高20,35mm,根据钢筋混凝土的实测强度,分别计算3种情况下的受弯承载力,并与基准值比较。计算结果如表4所示。由分析计算可看出:拼缝处截面有效高度是影响拼接板受弯承载力的重要因素。如能通过构造措施(图8)增加拼缝处截面的有效高度,则提高拼接板的承载力是有潜力的。5数值模拟为了进一步分析拼接叠合板的受力性能,采用了大型有限元分析程序ANSYS对各试验板进行了比较分析。5.1土单元节点的连接与约束采用Solid65单元模拟混凝土,Link8模拟钢筋,整浇板采用整体式模型,即将钢筋弥散于整个Solid65单元中,将加筋混凝土视为连续均匀材料,求出的是一个统一的刚度矩阵,这种方法对于钢筋混凝土中均匀分布的钢筋设置比较适合。叠合板中的格构梁上弦钢筋,下弦钢筋,斜向钢筋,拼缝处连接钢筋采用分离式模型(图9),混凝土单元与钢筋单元通过共同的节点连接,即不考虑钢筋与混凝土之间的滑移,其余钢筋采用整体式模型。材料:C40混凝土E=3.3×1010Pa,ν=0.2,ft=1.71MPa,fc=19.1MPa,裂缝张开传递系数0.5,裂缝闭合传递系数0.95,开裂软化参数1,关闭压碎开关。钢筋Es=2.0×1011Pa,ν=0.3。混凝土采用GB50010—2002《混凝土结构设计规范》规定的曲线关系,为多线性随动强化模型;纵筋的应力-应变关系按双线型随动强化模型定义。约束条件:在板两端底边施加约束,左侧约束所有平动位移,右侧仅约束z向位移,未模拟简支约束(图10)。荷载施加:竖向荷载(考虑重力荷载的影响)采用力的方式。分析表明,直接施加竖向集中荷载时,混凝土单元节点容易在整个构件破坏前先破坏(应力集中),而使计算中断。竖向集中荷载按模型三分点所在位置局部单元面节点数平均后直接施加在单元节点上,即作为均布荷载施加,然后再加载。采用牛顿-拉普森迭代方法,线性搜索(LineSearch)on,激活,自适应下降,增强收敛性,这样处理后程序运行较好(图10)。5.2拼接叠合板挠度各试件的极限承载力、跨中挠度分析结果见表5。从表5看出,应用ANSYS软件进行仿真计算的结果与试验值比较接近,拼接叠合板挠度试验值与计算值误差12.7%,其余的均小于12%,基本吻合。由于混凝土在开裂后,与锚固钢筋之间会产生相对滑移,模型中并未考虑这种影响,导致开裂后计算值有较大误差。在以后的分析中将考虑钢筋-混凝土粘结键的影响,可使计算结果更加精确。6试验结果分析1)叠合板在拼接处采取配筋构造措施以后,能够保证通过拼缝有效地传递内力(弯矩和剪力等)。进一步加強拼缝处的配筋、锚固措施或改变钢筋位置提高有效高度,则还可以提高拼缝板的承载能力,使其接近整浇板的抗力。2)拼缝处截面有效高度是影响拼接板受弯承载力的重要因素,可以通过适当的构造措施提高拼缝处截面的有效高度,提高拼接板的承载能力,改善其裂缝状态。3)试验的叠合板均未出现沿叠合面的水平裂缝及剪切破坏,说明按规范要求的叠合面做法及格构钢筋可以保证叠合构件有足够的整体性能。4)叠合板与整浇板比较,如采用适当的拼接措施,受弯承载力仅降低10%左右。如采取更强的措施,还可能有提高的潜力。5)拼接板破坏前拼缝处裂缝宽度较大,挠度有较大增长。这是由于预制底板中格构筋的存在提高了其刚度,故应变向拼缝处集中的缘故。6)依靠拼缝传力,叠合板可以按双向板受力。在设计中还可将拼缝设置在受力较小部位,则挠度和裂缝还可以大幅度减小,工程应用前景巨大。7)叠合板具有节省模板、方便施工、缩短工期、环保节材以及经济方面的优势,是一种值得在实际工程中推广应用