后装式钢筋混凝土双向密肋空心楼盖的短期静力试验研究

后装式钢筋混凝土双向密肋空心楼盖的短期静力试验研究

0结构体系设计建筑屋顶不仅将上述负荷传递给垂直承受结构，还将其形成由垂直支撑结构组成的空间负荷体系，以共同承受各种负荷。现浇混凝土空心楼盖以其自重轻、保温隔热性能好、满足现代建筑对于大跨度建筑空间的要求等优点,迅速在全国各地得到应用。传统现浇空心楼盖结构主要由内膜和现浇钢筋混凝土组成,内膜的形式主要有筒体、筒芯和箱体、块体两大类。随着这种楼盖结构形式在实际工程中的不断应用与发展,空心内膜刚度小、制作成本高、回收利用率低、抗浮措施复杂等诸多问题日益呈现。针对上述传统空心楼盖结构存在的问题,课题组提出了一种后装式钢筋混凝土双向密肋空心楼盖,并获得发明专利授权,该空心楼盖主要由现浇顶板、密肋和空心箱体组成,空心箱体由预制底板、预制侧壁、预埋支撑钢筋,以及角部连接支撑等构件拼装而成,如图1所示。预制底板预装于箱体上部,在楼盖结构施工过程中作为现浇顶板的底模板,预制侧壁作为现浇密肋的侧模板,当楼盖现浇顶板和密肋混凝土达到规定强度后,拆除回收空心箱体预制侧壁以及连接支撑构件,将预制底板下沉安装在下部密肋支撑凸台上,在预制底板与现浇密肋之间的预留凹槽内抹上高性能水泥复合砂浆,形成后装式钢筋混凝土双向密肋空心楼盖结构,为确保该后装式预制底板与现浇密肋能够协同工作受力,在楼盖施工过程中应严格控制模板工程、箱体安装及凹槽抹灰的施工质量。后装式预制底板下沉安装施工工艺如图2所示。这种楼盖在保持传统空心楼盖优点的同时,通过回收利用预制侧壁不仅降低了空心箱体制作成本,节约了原材料,而且还有效降低了楼盖自重;楼盖底面采用预制底板后装的方式,能够有效减少楼盖底面的混凝土收缩量,在一定程度上有助于解决常见楼盖底面易开裂的问题。本文作者通过对一块角点支承大比例试验板的短期静力加载试验,研究该楼盖的竖向受力性能。考虑试验楼盖的结构形式与加载方法,提出两种考虑楼盖弹塑性阶段变形的简化计算方法,以期为该空心楼盖的进一步研究和工程应用提供参考。1试验总结1.1预应力底板、预埋支撑钢筋的选用试验采用尺寸为900mm×900mm×300mm的空心箱体,空心箱体预制底板混凝土设计强度等级为C30,预制底板受力钢筋和预埋支撑钢筋均采用直径为3mm的冷拉低碳钢筋。试验中空心箱体的预制侧壁以及连接支撑均采用杉木制作,采用射钉连接,预埋支撑钢筋采用具有卡口的定位键固定于预制侧壁上,预制底板平面尺寸为890mm×890mm,空心箱体构件尺寸、配筋及连接如图3所示。1.2柱端混凝土制作试验试件为一角点柱支承的大比例后装式钢筋混凝土双向密肋空心楼盖,试件平面尺寸3.45m×3.45m,肋梁将试验模型划分为3×3方形区格,楼盖区格内布置9个尺寸为900mm×900mm×300mm的空心箱体,楼盖厚350mm,空心率为45.5%,现浇顶板厚50mm,板内配置φ6@180的HPB300级单层双向钢筋,边梁截面尺寸为250mm×350mm,肋梁截面尺寸为125mm×350mm,柱截面尺寸为250mm×250mm,为了使柱端底部受力更加均匀,将柱端做成450mm×450mm×250mm的柱帽,且在帽底配置的HRB400级单层双向钢筋,试件高度1.6m,试件结构尺寸和配筋如图4所示。1.3混凝土苗木力学性能试件在湖南大学土木工程学院建筑结构实验室制作完成,试件混凝土设计强度等级为C30,试件浇筑时现场制作3个标准混凝土立方体试块,试块与试件均在室内自然条件下进行养护,试验时实测混凝土立方体抗压强度平均值为29.5MPa,预制底板预留凹槽内采用HPM-W高性能水泥复合砂浆进行填充,试件现浇顶板钢筋及梁、柱箍筋采用HPB300级钢筋,其余受力钢筋均采用HRB400级钢筋,实测钢筋材料力学性能参数如表1所示。1.4试验加载装置及加载制度试验在湖南大学土木工程学院建筑结构实验室内进行。试验采用二级分配梁在肋梁交点位置进行四点集中加载,各分配梁均采用简支支承,为保证作用在肋梁交点位置的集中荷载加载点更加均匀受力,防止加载点过早产生局部受压破坏,在每个集中荷载加载点布置一块250mm×250mm×20mm的刚性垫块(下铺细砂),顶层荷载分配梁上采用液压千斤顶进行加载,千斤顶出力大小由荷载传感器量测,试验加载装置及现场照片如图5、6所示。试验加载前对楼盖试件在均布荷载作用下的开裂荷载进行计算,计算开裂荷载为30.83kN/m2(按文献的方法进行等效换算得外加竖向四点集中荷载为132.4kN)。在正式加载前,为检查测量仪器及加载设备的工作状态,首先进行预加载。试验正式加载时,加载级数、每级加载增量、加载总值、荷载总值以及总等效均布荷载值对应关系如表2所示。每级加载完成后持荷5~10min,待楼盖的变形、裂缝发展基本稳定后,采集钢筋、混凝土应变及挠度数据,描绘和记录在每级荷载作用下裂缝的开展及分布情况,量测楼盖的最大裂缝宽度。1.5试验构件及测点布置为便于荷载与测点准确定位、记录裂缝的产生和发展过程,对试件表面进行刷白和分区划分。试验试件主要量测内容包括楼盖的变形、钢筋和混凝土的应变以及最大裂缝宽度等,具体内容如下:1)采用百分表和位移计测量楼盖各点的变形。每柱顶中心点位置布置垂直百分表1块,量测柱的压缩和基础沉降。在板底跨中、肋梁中点、肋梁交点、边梁中点、边肋梁交点等位置布置一定数量的百分表和位移计。百分表数据采用人工读数,位移计数据采用DH3818静态应变测试系统进行采集。各测点的位置及编号如图7所示。2)在试件顶面、底面以及肋梁、边梁跨中侧面位置布置了一定数量的混凝土应变片;在板顶、肋梁跨中、肋梁交点、边梁跨中、边肋梁交点等位置布置了一定数量的钢筋应变片。每级荷载作用下的应变数据采用DH3816静态应变测试系统进行采集。钢筋、混凝土应变各测点的位置及编号如图8所示。其中,BC-1-1~BC-21为板顶、梁顶混凝土应变片,JC-1~JC-2为后装的板顶、梁顶混凝土应变片,LC-1~LC-10为梁底混凝土应变片,ZC-1~ZC-6为西面边梁跨中外侧面混凝土应变片,CC-1~CC-6为西面肋梁跨中内侧面混凝土应变片,YZC-1~YZC-5为后装预制底板混凝土应变片,BS-1~BS-6为板钢筋应变片,LS-1~LS-26为梁钢筋应变片,YZS-1~YZS-3为后装预制底板钢筋应变片。3)当楼盖试件进入到带裂缝工作阶段后,楼盖的裂缝宽度采用ZBL-F101型裂缝宽度观测仪进行量测,精度为0.01mm。2试验结果及其分析2.1边梁破坏阶段根据试验现象,试验楼盖在竖向荷载作用下的受力过程大致可分为3个阶段:弹性阶段(总等效均布荷载0~25.656kN/m2)、弹塑性阶段(总等效均布荷载25.656~49.189kN/m2)和破坏阶段(总等效均布荷载49.189kN/m2起)。加载和破坏过程如下:加载初期,第1~4级荷载:试件的应变和挠度值均较小,梁板上没有出现裂缝,楼盖处于弹性工作阶段。第5级:持荷5~10min后,观察到在板底跨中区域肋梁两侧预留凹槽内的后抹高性能水泥复合砂浆出现开裂现象,裂缝方向主要垂直于凹槽方向,局部存在沿凹槽方向的交界面裂缝,从此级荷载开始可认为试验楼盖开始进入弹塑性工作阶段。第6级荷载:在荷载增量不大的情况下,预留凹槽内砂浆新增一批裂缝,裂缝范围扩展至肋梁交点周围的大部分区域,荷载-挠度曲线开始出现转折。第7级荷载:楼盖东面边、肋梁相交处偏跨中位置出现两条边梁裂缝,南面、西面边梁跨中部位边梁出现裂缝,开裂部位钢筋和混凝土应变出现突变,最大裂缝宽度约0.10mm。第8级荷载:板底西北角肋梁交点偏跨中位置出现裂缝,东面、北面边梁跨中开裂,四面边、肋梁交点肋梁两侧位置均出现新裂缝。第9级荷载:东面边梁跨中区域增加5条新裂缝,其余三面边梁跨中部位大约每边新增2~3条,原有边梁裂缝逐渐向梁顶延伸,东北角梁柱节点位置开始出现梁顶斜裂缝。第10级荷载:边梁跨中区域新增裂缝较多,原有裂缝继续向梁顶方向发展,肋梁跨中和肋梁交点部位新增一批间距较均匀的裂缝,4个角柱外侧出现受拉裂缝,每处两条,间距约100mm。第11级荷载:四角柱外侧受拉裂缝继续延伸,楼盖底部肋梁交点和肋梁跨中部位有新增裂缝,此时边梁最大裂缝宽度约0.19mm。第12级荷载:此级荷载加载过程中试件发出噼噼啪啪的响声,楼盖挠度迅速增加,加载完成后竖向荷载出现明显回落,静置后测得楼盖板底跨中最大挠度为7.445mm,为楼盖计算跨度的1/430(未加楼盖初始挠度,下同),荷载-挠度曲线开始出现明显转折,四周边梁侧面裂缝迅速向板顶延伸,大多数主要裂缝均已延伸至现浇板底位置,边梁底部跨中、边肋梁交点两侧区域新增一批裂缝,边梁跨中部位钢筋应变明显增加,南面边梁跨中钢筋达到屈服,西面边梁跨中钢筋也即将达到屈服应变,此时边梁最大裂缝宽度为0.42mm;肋梁底部新增一批裂缝,开裂区域向两端延伸,东面肋梁跨中钢筋达到屈服,肋梁最大裂缝宽度达到0.35mm,四角柱外侧受拉裂缝继续向下发展,同时柱头出现一批斜向裂缝,从这一级加载开始标志着试件开始进入破坏阶段。第13~14级荷载:加载过程中楼盖继续发出噼噼啪啪的响声,原有边梁侧面裂缝以及柱外侧裂缝继续延伸,边梁最大裂缝宽度达到0.62mm,肋梁底部新增裂缝主要出现在肋梁交点位置附近,同时向两端发展,肋梁最大裂缝宽度达到0.67mm,西边肋梁、边梁跨中钢筋达到屈服,此时楼盖底部的边、肋梁主要受力钢筋均已达到屈服,楼盖形成了明显的双向“十”字形主裂缝,此时楼盖结构板底裂缝分布示意如图9所示。为研究楼盖的变形能力,试验采用位移控制加载的方法进行了4个加载级,最终加载至楼盖跨中位移为20.41mm,达到楼盖计算跨度的1/157,此时楼盖底部裂缝已经密布,部分板底和肋梁侧面部位混凝土应变数值已溢出,楼盖已形成明显的破坏机构,加载终止,最终楼盖裂缝照片如图10所示。试件的最终破坏形态与双向密肋楼盖以及实心平板楼盖类似,属双向弯曲破坏。楼盖未发生剪切破坏,加载板位置也没有发生局部冲切破坏。在试验加载过程中楼盖表现出良好的承载和变形性能,后装预制底板与现浇密肋保持良好的连接状态,未发生脱落或掉块现象,预留凹槽内高性能水泥复合砂浆开裂时的外加荷载与楼盖边梁开裂时的外加荷载相差不大。2.2楼盖/设备压力下的挠度不强分析板底跨中荷载-挠度曲线、肋梁测点荷载-挠度曲线、边梁测点荷载-挠度曲线以及各对称位置测点平均值荷载-挠度曲线见图11~14,图中曲线的编号为位移计和百分表的编号(图7),图中荷载不包括楼盖和设备重力荷载,挠度不包括楼盖和设备重力荷载作用下的初始挠度。由图11~13可以看出,楼盖外加荷载小于102.61kN时,各测点的竖向位移与荷载基本呈线性关系,楼盖处于弹性工作状态;当外加荷载达到132.78kN时,边梁跨中区域出现裂缝,楼盖抗弯刚度下降,竖向荷载-位移曲线开始出现偏转;加载至238.16kN后,楼盖开始进入到破坏阶段,在外加荷载不再增加的情况下,挠度仍然继续增大。从图14给出了各对称测点平均值的荷载-挠度曲线可以看出,楼盖板底跨中的竖向位移最大,肋梁跨中次之。该试验楼盖在第14级荷载作用下的空间挠度如图15所示,由图可以看出,楼盖挠度形状与双向密肋楼盖和实体平板楼盖在竖向荷载作用下的变形相似。2.3荷载-钢筋应变曲线肋梁主要测点荷载-钢筋应变曲线、边梁主要测点荷载-钢筋应变曲线如图16、17所示(图中曲线的编号为钢筋应变片的编号,见图8)。图16、17给出了板底肋梁跨中、肋梁交点、边梁跨中和边肋梁交点位置处的荷载-钢筋应变曲线。由图可见,楼盖开裂前,钢筋的应变与荷载基本呈线性关系,钢筋应变增量很小;加载至第5级(外加荷载102.61kN),预留凹槽内砂浆开裂后,钢筋应变增量加大,荷载-钢筋应变曲线开始出现偏转;第7级(外加荷载132.78kN),楼盖边梁跨中区域出现裂缝,裂缝部位钢筋应变突然加大;此后,随着受拉区混凝土逐渐退出工作,截面中拉应力主要由受拉区的钢筋承担,钢筋的应变迅速增加,加载至第14级(外加荷载232.61kN)时,楼盖底部边、肋梁跨中部位钢筋均已达到屈服,表明该部位开始出现塑性铰,这与图9中的楼盖形成双向“十”字形主裂缝形态一致。3弹性阶段变形计算角点支承钢筋混凝土双向密肋楼盖的挠度最大值不仅取决于某一根肋梁的截面刚度,而且与楼盖的整体抗弯刚度有关,其中区格边梁的抗弯刚度对区格中点的变形影响最大。对于楼盖开裂后的变形计算问题,迄今为止,研究成果尚少。目前主要的相关研究成果有:文献对钢筋混凝土井字梁和双向密肋楼盖在弹性阶段的变形给出了计算公式及相应的表格,并建议在结构进入弹塑性工作阶段后,设计变形值按弹性方法计算变形乘以3考虑;文献中通过对四角支承连续双向密肋楼盖在均布荷载作用下的试验研究,并基于试验结果和文献中的相关表格,给出了经简化的跨中挠度计算公式;文献中从双向密肋楼盖的计算方法中的查表法和交叉梁法出发,通过试验研究提出了考虑预制顶板和底板作用的混凝土双向密肋装配整体式空心楼盖截面刚度计算方法。此次研究结果表明,其竖向变形和破坏特征与钢筋混凝土双向密肋楼盖以及实体平板楼盖相似,所以下面主要从这两种楼盖的弹性变形计算方法出发,同时考虑楼盖在短期荷载作用以及非线性等因素的影响,当楼盖进入到弹塑性工作阶段后,引入刚度折减系数,用实际刚度代替初始刚度,给出了两种考虑楼盖弹塑性变形的简化计算方法,并将计算结果与试验结果进行比较。3.1比合的度计算方法开裂前,楼盖基本处于弹性工作状态,其短期抗弯刚度可采用其初始刚度。开裂后,楼盖刚度缓慢降低,采用引入刚度折减系数,用实际刚度代替初始刚度的计算方法。根据此次楼盖的试验结果,假定楼盖的短期抗弯刚度Bs按图18所示的双折线形式变化,即当M≤Mcr时,当Mu>M>Mcr时,式中:αf为楼盖开裂后截面短期刚度折减系数,系数1.542为依据本文试验结果经过回归分析得到;B0为截面初始抗弯刚度;B0=EcI,其中Ec为混凝土弹性模量,I为截面惯性矩(按T形截面进行计算);Mcr、Mu为开裂弯矩和极限弯矩,按GB50010—2010《混凝土结构设计规范》进行计算。3.2试验结果分析对此次试验楼盖按密肋楼盖形式进行开裂荷载和承载力计算,开裂荷载按文献通过计算开裂弯矩的方法进行计算,其中构件内力按文献查表法进行计算,而承载力则按虚功原理推导的极限平衡法进行计算,计算时考虑到楼盖重力荷载分布的均匀性,楼盖和设备重力荷载80.30kN按均布荷载考虑,液压千斤顶外加集中荷载按GB/T50152—2012《混凝土结构试验方法标准》第5.2.16节的方法进行等效均布荷载换算,计算结果见表3,计算结果与试验结果吻合较好。3.3计算建筑盖的变形3.3.1楼盖土结构试验方法《质量生活》第5.2.2文献提供了四角柱支承双向密肋楼盖在均布荷载作用下的弹性理论计算公式和表格,利用文献提供的表格,将楼盖上作用的四点集中荷载按GB/T50152—2012《混凝土结构试验方法标准》第5.2.16节的方法等效换算成均布荷载,楼盖开裂后,通过引入刚度折减系数αf,楼盖的最大挠度fmax1(单位:mm)可以采用下列弹性计算公式计算:式中:α1按文献对应表格查用;a为密肋楼盖正方形网格长度,m;Q为单位面积上的计算荷载,kN/m2;B为按荷载效应标准组合并考虑长期作用影响的刚度,kN·cm2,按GB50010—2010《混凝土结构设计规范》的公式(7.2.2)计算,其中Bs为楼盖的短期抗弯刚度,按3.1节的方法进行计算。3.3.2楼盖节点刚度等效计算文献给出了任意集中载荷作用下角支矩形板的弹性变形计算方法和表格。考虑到试验楼盖的加载方式以及楼盖在竖向荷载作用下的挠曲变形和破坏特征,借用文献的表格系数,按刚度等效的方法将研究的楼盖按实心双向板考虑,楼盖在任意集中荷载作用下的最大挠度fmax2(单位:mm)为式中:α2按文献表2查用,多点集中荷载作用时采用叠加方法,mm;lx为楼盖x方向的计算跨度,m;ly为楼盖y方向的计算跨度,m;F为楼盖上作用的集中荷载,kN;B为按荷载效应标准组合并考虑长期作用影响的刚度kN·m2,按规范GB50010—2010的公式(7.2.2)计算,其中Bs为楼盖的短期抗弯刚度,按3.1节的方法进行计算。3.4楼盖挠度曲线对比分别按3.3节建议方法一、方法二以及文献、文献的方法对楼盖在各级荷载作用下的短期挠度进行计算,楼盖和设备重力荷载作用下的初始挠度采用ANSYS10.0弹性有限元法进行计算,挠度计算值见表4,计算结果与试验结果的对比关系如图19、20所示。由图19、20的荷载-挠度曲线对比结果表明,采用建议的方法一和方法二对楼盖弹塑性工作阶段的变形进行计算,不仅可以利用文献中的现有表格,使计算工作得到简化,还能更好地反映非线性等因素对