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(浙江工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310023)

鋼筋混凝土疊合樓板是現(xiàn)代建筑工程中較為常見的裝配整體式樓板，它是預(yù)制與現(xiàn)澆兩大工藝有機結(jié)合的產(chǎn)物?；炷怜B合樓板與現(xiàn)澆樓板相比，具有工期短、施工簡單便捷和節(jié)約模板費用等優(yōu)點，與傳統(tǒng)預(yù)制裝配式樓板相比，疊合樓板的整體性與抗震性能更好[1]。對于疊合板(梁)，疊合面預(yù)制層與現(xiàn)澆層良好的粘結(jié)是保證新舊混凝土共同工作的關(guān)鍵，因此采取有效處理使預(yù)制層與現(xiàn)澆層不分離是保證疊合構(gòu)件承載力的關(guān)鍵。從上個世紀(jì)開始至今，國內(nèi)外學(xué)者對疊合板(梁)做過較多的研究[2-7]，從保證疊合板(梁)的疊合面結(jié)合強度的方法方面主要分為疊合面加糙、配置抗剪鋼筋(抗剪銷釘)和采用帶肋底板等。近年來，國內(nèi)學(xué)者對預(yù)埋抗剪鋼筋的疊合板做過不少研究[8-10]。疊合面加糙的方法對新舊混凝土粘結(jié)程度的加強有限，在疊合板的承載后期往往容易失效，因此有必要采取在底板設(shè)置結(jié)合筋(抗剪銷釘)、鋼筋桁架或者在底板設(shè)肋等方法來加強疊合面的粘結(jié)。如此可以大大增加構(gòu)件的整體剛度和疊合面的抗剪能力。而采用鋼筋桁架、帶肋底板的方法施工較復(fù)雜，制作成本也較高，一般用于大跨度樓板，對于跨度只在3～4 m左右的普通住宅疊合板，僅設(shè)置預(yù)埋抗剪銷釘即可滿足要求。這種加強疊合面粘結(jié)的處理方法簡單實用，成本低廉。筆者通過試驗與數(shù)值模擬分析，對預(yù)埋結(jié)合筋(抗剪銷釘)的混凝土疊合板的承載性能進行了研究，希望對疊合結(jié)構(gòu)在實際工程上的應(yīng)用提供一定的參考。

1 試驗概況

1.1 試驗主要內(nèi)容

為了研究在疊合板疊合面處預(yù)埋抗剪銷釘對疊合板抗彎承載性能的影響，試驗研究主要內(nèi)容有：

1) 測定試驗所用鋼筋、混凝土的強度。

2) 對4 組試件進行了加載試驗，包括2 組疊合面處設(shè)置數(shù)量不同的抗剪銷釘?shù)寞B合板，1 組未加抗剪銷釘?shù)寞B合板，1 組整體板。為保證試驗效果，所有疊合板的疊合面均做了拉毛處理。

3) 觀察并記錄裂縫開展情況、受拉鋼筋和混凝土應(yīng)變情況以及混凝土底板撓度情況，并確定極限荷載、應(yīng)變及撓度的變化規(guī)律。

1.2 試件設(shè)計與制作

由于實驗室條件有限，本次試驗構(gòu)件設(shè)計尺寸為1 200 mm×400 mm×120 mm，將試件分為以下4 組。第1 組：B1-(1)，B1-(2)為2 塊未做任何處理的整澆板；第2 組：B2-(1)，B2-(2)為2 塊未加銷釘疊合板；第3 組：B3-(1)，B3-(2)為2 塊疊合板預(yù)埋4 根抗剪銷釘，位置如圖1(a)布置；第4 組：B4-(1)，B4-(2)為2 塊疊合板預(yù)埋8 根抗剪銷釘，位置如圖1(b)布置。試驗疊合板的預(yù)制層和現(xiàn)澆層厚度各為60 mm，預(yù)制層內(nèi)放置均勻布置的4φ10HRB400級縱向受拉鋼筋，間距為120 mm，鋼筋兩端設(shè)有135°彎鉤，分布筋則采用橫向均勻布置的5φ6HPB300級光圓鋼筋。試驗所用抗剪銷釘均為φ10HRB400級帶肋短鋼筋，長約100 mm，確定銷釘?shù)牟贾梦恢煤?，與板中主筋用細鐵絲綁扎固定，在澆搗混凝土?xí)r注意保護其不偏位。保護層厚度15 mm，在鋼筋骨架下均勻的放置6 個高度為15 mm的水泥砂漿小墊塊。在試件預(yù)制層成型后的2～3 h，對其表面(即試件疊合面)進行人工拉毛處理，且凹凸深度在4 mm左右。

圖1 實驗組抗剪銷釘預(yù)埋位置Fig.1 Embedding place of shear pins about experimental group

1.3 試驗數(shù)據(jù)采集及加載制度

本次試驗整澆板最大理論承載力計算值約為77.6 kN。試驗采用1 臺量程為200 kN的油壓千斤頂進行三分點對稱單調(diào)靜力加載，荷載通過與千斤頂相連的傳感器進行量測。板的應(yīng)變通過與應(yīng)變片相連的應(yīng)變儀測得?；炷恋膽?yīng)變片在板的跨中且沿板寬對稱布置2 片，鋼筋應(yīng)變片在2 根受拉鋼筋中間位置內(nèi)側(cè)粘貼，如圖2所示。板的跨中撓度由兩端支座處以及跨中設(shè)置的百分表測得，加載裝置如圖3所示。

圖2 混凝土應(yīng)變片和鋼筋應(yīng)變片粘貼位置Fig.2 The paste place of strain gauge about concrete and steel bar

圖3 試驗加載裝置圖Fig.3 Experimental loading equipment

試驗的加載制度[11]為

1) 預(yù)加載：預(yù)加載荷載值為試驗荷載計算值的20%，卸載后停歇10 min。

2) 正式加載：前3 級每級加載取荷載計算值的20%，之后每級加載值取荷載計算值的10%，當(dāng)荷載加至計算破壞荷載的90%后，每級取荷載計算值的5%，直至試件破壞。每級加載完后停留15 min。

3) 卸載：逐級卸載，每級取荷載計算值的20%。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象描述

本次試驗是按照1.2節(jié)和1.3節(jié)的設(shè)計方案、加載制度完成試件的制作與靜力加載測試的，B1～B4的主要試驗現(xiàn)象為

1) B1-(1)，B1-(2)加載初期板的純彎區(qū)段(跨中附近)首先出現(xiàn)豎向裂縫，隨后彎剪區(qū)段靠近集中力作用點的位置出現(xiàn)斜裂縫，當(dāng)荷載增加到80%Pu時，形成1 條主要斜裂縫，之后延伸至板頂。接近極限荷載時，兩側(cè)裂縫通過底板貫穿，裂縫寬度明顯增加，鋼筋被拉屈。

2) B2-(1)，B2-(2)在荷載加至85%Pu時，彎剪區(qū)段斜裂縫沿疊合面形成水平裂縫并發(fā)展至集中力作用點處。加載至90%Pu時，跨中附近出現(xiàn)新裂縫并豎直向頂面發(fā)展。臨近極限荷載時，跨中裂縫和剪彎區(qū)段斜裂縫分別延伸至距離板頂25，30 mm處，最終因跨中裂縫寬度超過1.5 mm而結(jié)束加載。

3) B3-(1)，B3-(2)在荷載加至85%Pu時，在彎剪區(qū)段疊合面生成水平裂縫并發(fā)展至集中力作用點處。臨近極限荷載，因斜裂縫寬度過大而破壞，此時鋼筋亦屈服。

4) B4加載前中期與B1相似，當(dāng)荷載接近極限荷載時，B4-(1)，B4-(2)均存在斜裂縫沿疊合面水平發(fā)展3～4 cm后斜向上延伸的現(xiàn)象，繼續(xù)加載后因跨中裂縫寬度超過2 mm且兩側(cè)裂縫穿過底板連通而結(jié)束加載。

2.2 極限荷載試驗結(jié)果與分析

試驗測得各試件極限荷載見表1。Pu表示混凝土試驗板所能承受的最大荷載，F(xiàn)u為各組板極限荷載的試驗平均值。Fu(B1)為第1 組即整澆板的極限荷載試驗平均值。

表1板的極限荷載試驗值

Table1Theexperimentalnumericvaluesaboutultimateloadofslabs

試驗板編號極限荷載試驗值 Pu/kN各組試驗板平均值 Fu/kNFu/Fu(B1)B1-(1)88.07 B1-(2)85.3486.71B2-(1)73.70B2-(2)77.5875.6487.2%B3-(1)77.58B3-(2)77.5877.5889.5%B4-(1)89.22B4-(2)85.3487.28100.1%

試驗結(jié)果顯示：疊合面未經(jīng)加強處理的(未設(shè)置銷釘)和加強處理不足(只設(shè)置4 個銷釘)所對應(yīng)的試驗板B2，B3的最大承載力明顯小于整澆試驗板B1，而B2，B3承載力平均值與整澆板平均值的比值(Fu/Fu(B1))分別為87.2%，89.5%，即分別降低了12.8%，10.5%，而設(shè)置了8 個銷釘?shù)寞B合試驗板B4最大承載力與整體板幾乎相等，說明本次試驗條件下的疊合板，設(shè)置8 個銷釘(植筋率為0.16%)已經(jīng)能夠保證其疊合面的整體性，確保疊合層與預(yù)制層的共同工作。若將其運用在實際工程跨度不大的普通住宅中，可產(chǎn)生較為客觀的經(jīng)濟效益。

2.3 撓度分析

根據(jù)各板測得的試驗數(shù)據(jù)，對同一組2 塊板的跨中撓度取平均值，繪制的各板荷載—撓度曲線如圖4所示。

圖4 試驗荷載—撓度關(guān)系曲線Fig.4 The curves of P -f

由圖4可知：4 組試驗板撓度隨荷載增加的整體趨勢基本一致，但在相同荷載作用下3 種疊合板的撓度均大于整澆板，由此可認為，疊合板的疊合層在荷載作用下的應(yīng)變滯后(或疊合面存在水平向的滑移)現(xiàn)象是存在的，正是由于這種效應(yīng)，使得截面應(yīng)變不符合協(xié)調(diào)變形條件，使疊合層在疊合面處出現(xiàn)應(yīng)力驟減的情況，導(dǎo)致預(yù)制層和疊合層不能完全共同工作，降低了板的抗彎剛度，使其撓度增加快于整體板，最終影響承載力發(fā)揮使承載能力下降[12]。針對B2，B3這2 類板，加載前期疊合板新舊混凝土粘結(jié)較好，兩者之間的滑移量很小。B3的銷釘數(shù)量較少，在加載前期并沒有發(fā)揮作用或者發(fā)揮作用很小，因此B2，B3加載前期的撓度、應(yīng)變近似相等。圖4中B3的加載前期撓度比B2的略大，主要是混凝土澆搗不能保證板完全均質(zhì)導(dǎo)致的正常誤差，也可能是因為構(gòu)件的疊合面在人工處理過程中存在拉毛不均的情況，使得B3疊合面的粗糙程度不夠，整體剛度略低于B2。在加載后期實際上可能存在疊合面局部脫開而導(dǎo)致?lián)隙仍黾舆M一步加快以及承載力的明顯降低。而B4板在前期加載過程中，因疊合面未達到一定的滑移量，抗剪銷釘作用發(fā)揮并不理想，但由于銷釘數(shù)量較多(8φ10，植筋率為0.16%)，其在加載后期能充分發(fā)揮強度，從而保證了疊合層混凝土與底板預(yù)制層能夠整體工作。荷載—撓度曲線中的撓度隨荷載的增大，增幅與整澆板基本一致。由于其前期撓度較大，因此達到最大承載力時的撓度稍大于整澆板B1。

2.4 應(yīng)變分析

根據(jù)各板試驗數(shù)據(jù)，同一組2 塊板的鋼筋應(yīng)變和混凝土應(yīng)變均取平均值，繪制的荷載—鋼筋應(yīng)變曲線和荷載—混凝土應(yīng)變曲線如圖5，6所示。

底板鋼筋的拉應(yīng)變與疊合層混凝土頂面的壓應(yīng)變隨荷載增加的規(guī)律基本上與各板撓度隨荷載增加的規(guī)律相似，可以看出試驗板的應(yīng)變與撓度存在著因果關(guān)系，正是由于疊合板中受拉鋼筋和受壓區(qū)混凝土的應(yīng)變隨荷載增加比整體板要大，從而使得相應(yīng)疊合板的撓度增加幅度變快，承載力降低。

圖5 試驗荷載—鋼筋應(yīng)變圖Fig.5 The curves of P -εs

圖6 試驗荷載—混凝土應(yīng)變圖Fig.6 The curves of P -εc

3 ABAQUS數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 基本假定

3.1.1 單元的選取及網(wǎng)格的劃分

本次模擬對鋼筋和混凝土采用分離式建模，混凝土選用三維實體單元C3D8R，鋼筋采用線性桁架單元T3D2。網(wǎng)格劃分的方式為結(jié)構(gòu)網(wǎng)格(Structured)混凝土與鋼筋的網(wǎng)格尺寸均為0.02 m。

3.1.2 接觸與邊界條件

模擬中的接觸包括鋼筋與混凝土的接觸、銷釘與混凝土的接觸以及新舊混凝土的接觸。鋼筋與混凝土間的接觸關(guān)系選擇約束類型為嵌入?yún)^(qū)域約束(Embedded region)。因銷釘選用的是HRB400鋼筋，故銷釘與混凝土的接觸關(guān)系同為嵌入?yún)^(qū)域約束。對于新舊混凝土的接觸，在Interaction模塊中設(shè)置接觸類型，切向特性設(shè)置為粗糙，垂向特性設(shè)置為硬接觸。對支座處的約束，選擇位移與轉(zhuǎn)角約束，左支座選擇固定“U1,U2,U3”，模擬固定鉸支座，右支座選擇固定“U1,U2”，模擬移動鉸支座。板頂面的墊片與混凝土的約束關(guān)系以及支座處墊片與混凝土的約束關(guān)系，均設(shè)置為Tie約束，即假定它們是沒有產(chǎn)生相對滑移的[13]。

3.1.3 加載方式

模擬采用位移式加載，利用振幅(Amplitudes)建立加載時力的幅值曲線，通過控制U2方向上的位移控制整個加載過程。

3.2 模擬結(jié)果分析

利用ABAQUS對試驗板進行數(shù)值模擬，經(jīng)計算，輸出結(jié)果的荷載—撓度曲線如圖7所示。通過與圖4對比發(fā)現(xiàn)：模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的承載力大小變化趨勢基本一致，疊合板在加載前中期試驗和模擬得出荷載—撓度曲線基本一致，但在接近破壞荷載時，兩者偏差有著逐漸增大的趨勢。這種現(xiàn)象可能是因為數(shù)值計算模型中的疊合面接觸模型、銷釘與混凝土的粘結(jié)滑移模型與疊合板在承載后期的實際狀態(tài)存在誤差，試驗得出疊合面接觸狀況顯然好于計算模型，銷釘與混凝土的粘結(jié)滑移小于數(shù)值模型產(chǎn)生的滑移。

為進一步研究預(yù)埋抗剪銷釘對疊合板承載性能的影響，采用相同的數(shù)值計算模型模擬其它設(shè)計的板型的承載性能。為真實模擬樓板的受力形式，采用均布加載方式。具體的計算板型設(shè)計：構(gòu)件尺寸為3 000 mm×1 000 mm×120 mm，預(yù)制層和疊合層均厚60 mm。預(yù)制層內(nèi)放置均勻布置的10φ10HRB400級縱向受拉鋼筋，間距為100 mm。分布筋采用橫向均勻布置的φ6@250 mmHPB300級光圓鋼筋。

圖7 數(shù)值模擬荷載—撓度曲線Fig.7 The curves of P -f by numerical simulation

模擬計算根據(jù)銷釘數(shù)量分成5 組板型。第1 組：設(shè)置為整澆板；第2 組：設(shè)置為不預(yù)埋抗剪銷釘?shù)寞B合板；第3 組：設(shè)置為預(yù)埋10 根抗剪銷釘(植筋率為0.026%)的疊合板，具體位置如圖8(a)所示；第4 組：設(shè)置為預(yù)埋12 根抗剪銷釘(植筋率為0.032%)的疊合板，位置如圖8(b)所示；第5 組：設(shè)置為預(yù)埋22 根抗剪銷釘(植筋率為0.058%)的疊合板，位置如圖8(c)所示。

圖8 3 m跨度板的銷釘預(yù)埋位置Fig.8 Embedding place of shear pins about slab of which span is three

上述5 組模型，除了設(shè)計板的跨度、長度和預(yù)埋銷釘數(shù)以及加載方式不同，其余所有參數(shù)(包括材料本構(gòu)關(guān)系、新舊混凝土的粘結(jié)設(shè)置、銷釘與混凝土的滑移參數(shù)設(shè)置以及邊界條件等)均與原構(gòu)件尺寸為1 200 mm×400 mm×120 mm的模型相同。

根據(jù)模擬計算結(jié)果繪制荷載—撓度曲線如圖9所示。從圖9中可知：在相同荷載作用下，各板對應(yīng)的撓度由小到大依次為整澆板、預(yù)埋22 根銷釘疊合板、預(yù)埋12 根銷釘疊合板、預(yù)埋10 根銷釘疊合板和未預(yù)埋銷釘疊合板，且增長趨勢基本一致。說明預(yù)埋抗剪銷釘對板跨為3 m的疊合板承載性能有一定程度的提高，植入銷釘越多，則疊合板的整體性越好。此外，抗剪銷釘預(yù)埋位置對疊合板的承載性能影響較大，銷釘設(shè)置在靠近支座的彎剪段位置對提高疊合板承載性能的效果較好。從預(yù)埋10 根銷釘(第3 組)和12 根銷釘(第4 組)疊合板這2 組板型可見：相同荷載作用下，兩組的撓度值非常相近。第3 組預(yù)埋銷釘數(shù)量雖然比第4 組的要少，但是減少的2 根銷釘靠近純彎段，靠近純彎段受剪很小的銷釘相對于彎剪段的銷釘，其作用效果不大。另一方面，第3 組中處于彎剪段的銷釘更加靠近板跨兩側(cè)，使得疊合面水平向抗剪性能更好，從而加強了新舊混凝土的粘結(jié)作用。

圖9 荷載—撓度曲線 Fig.9 The curves of P -f by numerical simulation

由表2可知：疊合板B2，B3，B4，B5的極限承載力分別為整澆板B1的91.7%，93.9%，94.4%，98.9%。隨著植入抗剪銷釘數(shù)量的增加，疊合板承載力逐漸增大并趨近于整澆板承載力。其中設(shè)置10 根銷釘?shù)寞B合板B3由于銷釘預(yù)埋位置的優(yōu)化，與預(yù)埋12 根銷釘?shù)寞B合板B4的承載力較為接近。

表23m跨度板的極限荷載模擬計算值

Table2Thesimulatecalculatedvaluesofultimateloadofslabofwhichspanisthree

類型 荷載Pu/kNPu/Pu(B1)整澆板B1 105.600不設(shè)置銷釘疊合板B2 96.86791.7% 預(yù)埋10 根銷釘疊合板B3 99.20093.9% 預(yù)埋12 根銷釘疊合板B4 99.73394.4% 預(yù)埋22 根銷釘疊合板B5 104.53398.9%

4 結(jié) 論

通過預(yù)埋不同數(shù)量的抗剪銷釘疊合板以及整澆板的靜力加載試驗，將得到的試驗數(shù)據(jù)繪制成荷載與撓度、應(yīng)變的關(guān)系曲線，同時結(jié)合數(shù)值模擬對曲線變化趨勢的成因進行了分析。試驗與數(shù)值模擬的結(jié)果表明：1) 疊合板的整體剛度和承載力都比整澆板的要小，預(yù)埋抗剪銷釘能加強疊合面粘結(jié)程度，從而保證疊合板的抗彎承載力；2) 植入的銷釘數(shù)量越多，疊合板的承載力則越接近整澆板承載力，但是如果合理布置抗剪銷釘?shù)奈恢每梢蕴岣咂浔ＷC疊合層與底板共同工作的效率，比如在靠近支座的兩側(cè)銷釘布置加密時，疊合板的承載力效果較好。