劉 勇，魏珍中，鄭玉超，焦晉峰

（1.山東電力工程咨詢?cè)河邢薰?，山東 濟(jì)南 250013；2.太原理工大學(xué)，山西 太原 030024）

0 引言

預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合樓板是由鋼筋桁架疊合板發(fā)展來的一種新型組合結(jié)構(gòu)樓板，具有預(yù)應(yīng)力底板不易開裂、受力性能等同現(xiàn)澆樓板、成本低、防火防腐性能好、運(yùn)輸裝載率高、安裝方便、承重高、方便穿插管線等優(yōu)點(diǎn)，目前已應(yīng)用于工程建設(shè)中［1］。預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合樓板結(jié)構(gòu)相對(duì)于傳統(tǒng)的鋼筋桁架疊合板結(jié)構(gòu)具有較多優(yōu)勢(shì)，可以廣泛應(yīng)用在鋼結(jié)構(gòu)和混凝土裝配式建筑結(jié)構(gòu)樓板中。為了探究新型樓板結(jié)構(gòu)形式如何能在變電站建筑物中安全、合理、經(jīng)濟(jì)的應(yīng)用，開展相關(guān)研究。

預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合樓板由預(yù)應(yīng)力混凝土板、腹桿和灌漿鋼管組成，其受力特性與鋼筋桁架疊合板相近［2］。周廣強(qiáng)設(shè)計(jì)了四個(gè)預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合板模型，結(jié)合等效截面法，探究了疊合板受彎性能［2］。侯和淘等在預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合板的均布荷載試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，疊合板具有良好的延性，滿足施工要求［3］。王順完成了四種跨度的預(yù)應(yīng)力鋼管疊合板靜力實(shí)驗(yàn)，改進(jìn)了預(yù)應(yīng)力鋼管疊合板的剛度和開裂彎矩的理論公式［4］。既有研究以試驗(yàn)為基礎(chǔ)，進(jìn)行理論分析與數(shù)值模擬，探究其在均布荷載下的力學(xué)性能。然而，預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合板的不同構(gòu)成部分對(duì)疊合板性能的影響尚未得到充分討論。

在預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合板有限元模型的基礎(chǔ)上，探討了灌漿強(qiáng)度、鋼管壁厚、混凝土強(qiáng)度等級(jí)、預(yù)應(yīng)力板厚度，預(yù)應(yīng)力筋個(gè)數(shù)和預(yù)應(yīng)力值六個(gè)結(jié)構(gòu)要素對(duì)疊合板性能的影響，為后續(xù)研究提供理論基礎(chǔ)。

1 有限元模型

1.1 模型設(shè)計(jì)

預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合板預(yù)制板的長度為3 970 mm、板厚為35 mm，有限元模型的板寬取500 mm，為設(shè)計(jì)規(guī)范中板寬的1∕2。灌漿鋼管外徑為28 mm、長為3 770 mm。腹桿桁架總高95 mm，出底板高度70 mm，腹桿鋼筋彎折點(diǎn)間的距離為200 mm。疊合板總高105 mm。預(yù)應(yīng)力鋼筋與分布筋按 文獻(xiàn)［1］所述布置，模型尺寸見圖1?；A(chǔ)模型（Base Model，BM）預(yù)應(yīng)力板混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，構(gòu)造鋼筋為5 mm 熱軋光圓鋼筋HPB300，預(yù)應(yīng)力鋼筋為5 mm 抗拉強(qiáng)度1 570 MPa 的消除應(yīng)力螺旋肋鋼絲。鋼管壁厚1 mm，使用Q195鋼，灌漿強(qiáng)度為50 MPa。腹桿鋼筋為6 mm的HPB300鋼筋。

在BM 的基礎(chǔ)上，進(jìn)行灌漿強(qiáng)度fm、鋼管壁厚t1、混凝土強(qiáng)度等級(jí)fc、預(yù)應(yīng)力板厚t2、預(yù)應(yīng)力筋個(gè)數(shù)n和預(yù)應(yīng)力值f的參數(shù)分析，共計(jì)13 組，如表1 所示。對(duì)照模型組每次僅改變一個(gè)結(jié)構(gòu)要素，該結(jié)構(gòu)要素的數(shù)值增加或減少25%。

圖1 預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合板

表1 有限元模型中的變參數(shù)

1.2 模型設(shè)置

鋼管、腹桿鋼筋、預(yù)應(yīng)力鋼筋和構(gòu)造鋼筋的材料模型為雙折線模型［5］?；炷梁凸酀{選用混凝土損傷模型。有限元模型中，灌漿和鋼管之間通過綁定約束連接，腹桿和鋼管通過多點(diǎn)耦合連接（Multi-Point Constraints，MPC）連接［6］。鋼筋直接嵌入混凝土中，不考慮滑移。預(yù)應(yīng)力在預(yù)定義場(chǎng)中施加［7］。荷載為滿布預(yù)應(yīng)力板的均布荷載。底部設(shè)置簡支約束，施加在距板端200 mm處的節(jié)點(diǎn)處，如圖2所示。

圖2 荷載和邊界條件

2 結(jié)果分析

2.1 破壞模式

圖3中的混凝土受拉損傷因子和混凝土受壓損傷因子，其數(shù)值為0代表沒有損傷，數(shù)值為1代表破壞。BM模型隨著荷載的增加，混凝土底部中央首先出現(xiàn)受拉破壞，如圖3（a）所示。隨著受拉損傷的累積，中部損傷達(dá)到最大值，對(duì)應(yīng)位置處的灌漿鋼管亦逐漸發(fā)生破壞，鋼管壓屈，灌漿隨后壓碎，如圖3（b）所示。BM 模型的破壞發(fā)生在跨中，腹桿鋼筋在跨中也出現(xiàn)局部損傷，板端預(yù)應(yīng)力鋼筋處的混凝土出現(xiàn)了受拉破壞，預(yù)應(yīng)力鋼筋最大應(yīng)力發(fā)生在混凝土中部。疊合樓板的其余部分，在破壞后仍處于彈性狀態(tài)，與疊合板抗彎試驗(yàn)結(jié)果［2-4］相符。12 組模型中，有10 組模型的破壞模式與BM 模型一致。B001 模型如圖3（c）所示，混凝土板厚降低了25%為26 mm，支座附近首先出現(xiàn)了受拉損傷，疊合板無法繼續(xù)工作。E001 模型如圖3（d）所示，灌漿的強(qiáng)度降低了25%為37.5 MPa，在均布荷載施加的過程中，鋼管中的灌漿出現(xiàn)大面積受壓破壞，疊合板的組合截面失去協(xié)同工作的能力。

圖3 有限元模型的破壞模式

2.2 荷載位移曲線

圖4 為不同對(duì)照組與BM 模型荷載位移曲線的對(duì)比圖，荷載位移曲線具有相同的趨勢(shì)，僅在剛度和數(shù)值上出現(xiàn)差異。

圖4（a）為壁厚與灌漿強(qiáng)度的荷載位移曲線。鋼管壁厚（D003）與灌漿強(qiáng)度（E003）增加25%，極限荷載分別為4.63 kN∕m2和4.61 kN∕m2，與BM 模型相比分別增加了3.32%和2.78%。壁厚（D001）降低25%時(shí)，極限荷載為4.43 kN∕m2，降低了1.23%。灌漿強(qiáng)度降低25%時(shí)（E001），灌漿出現(xiàn)大面積壓碎，疊合樓板無法形成有效的組合截面發(fā)生破壞。

圖4（b）為混凝土板厚與混凝土強(qiáng)度組的荷載位移曲線。板厚（B003）和混凝土強(qiáng)度（C003）分別增加25%，極限荷載分別為4.74 kN∕m2和4.61 kN∕m2，與BM 模型相比分別增加了5.68%和2.78%?；炷翉?qiáng)度（C001）降低25%時(shí)，極限荷載為4.42 kN∕m2，降低了1.44%。板厚（B001）降低25%時(shí)，支座處出現(xiàn)了受拉破壞，疊合樓板無法正常工作。

圖4（c）為預(yù)應(yīng)力鋼筋個(gè)數(shù)和預(yù)應(yīng)力值組的荷載位移曲線。預(yù)應(yīng)力鋼筋個(gè)數(shù)（A003）和預(yù)應(yīng)力值（F003）增加25%時(shí)，極限荷載分別為4.67 kN∕m2和4.70 kN∕m2，分別增加了4.12%和4.79%。預(yù)應(yīng)力鋼筋個(gè)數(shù)（A001）和預(yù)應(yīng)力數(shù)值（F001）降低25%時(shí)，極限荷載分別為4.42 kN∕m2和4.38 kN∕m2，與BM 模型相比分別降低了1.45%和2.34%。

2.3 六個(gè)結(jié)構(gòu)要素對(duì)極限荷載的影響

預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合板極限荷載的有限元敏感度分析如圖5 所示。在BM 模型的基礎(chǔ)上，將六個(gè)結(jié)構(gòu)要素分別增、減25%后，經(jīng)有限元模型計(jì)算得到的極限荷載，除以BM 模型計(jì)算得到的極限荷載，繪于圖5中。

圖5的右側(cè)為結(jié)構(gòu)參數(shù)增加25%的曲線，C組和E 組的結(jié)果在數(shù)值上一致，故而由圖5 可以看出C 組和E 組的曲線重疊。六個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)增加25%時(shí)，疊合板極限荷載均有不同程度的增加。其中混凝土板厚對(duì)極限荷載的影響最大，極限荷載增加了5.68%。對(duì)極限荷載影響最小的是灌漿強(qiáng)度和混凝土強(qiáng)度，極限荷載增加了2.78%。鋼管壁厚的增加使得極限荷載增加了3.23%與灌漿的作用接近。由圖5可知，與預(yù)應(yīng)力板相關(guān)的結(jié)構(gòu)要素增加25%時(shí)，極限荷載增加了4.12%～5.68%，改善組合結(jié)構(gòu)受拉部分結(jié)構(gòu)要素的性能，較灌漿鋼管部分性能的改善而言，對(duì)極限荷載的增加更明顯。值得注意的是，混凝土強(qiáng)度和灌漿強(qiáng)度的增加對(duì)極限荷載的影響較弱。

圖4 有限元模型的荷載位移曲線

圖5 左側(cè)為結(jié)構(gòu)參數(shù)降低25%的結(jié)果?；炷涟搴瘢˙組）和灌漿強(qiáng)度（E組）降低25%時(shí)，疊合樓板出現(xiàn)破壞，無法正常工作，故圖5 左側(cè)僅有四組數(shù)據(jù)。A 組和C 組的計(jì)算結(jié)果接近，在圖5 左側(cè)中重疊。F 組預(yù)應(yīng)力強(qiáng)度降低25%時(shí)，極限荷載降低了2.34%，是四個(gè)參數(shù)中對(duì)極限荷載影響最大的結(jié)構(gòu)要素。和六個(gè)結(jié)構(gòu)要素分別增加25%對(duì)極限荷載的影響相比，結(jié)構(gòu)要素的降低對(duì)極限荷載的影響較弱。

故而，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，應(yīng)關(guān)注影響混凝土板厚和灌漿強(qiáng)度造成的因素，預(yù)制板制造過程中應(yīng)避免預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)應(yīng)力損失。

圖5 六個(gè)結(jié)構(gòu)要素對(duì)極限荷載的影響

3 工程應(yīng)用

新型樓板在依托工程濰坊市某220 kV變電站中試點(diǎn)應(yīng)用，變電站鳥瞰見圖6，圖7 為其220 kV 生產(chǎn)綜合樓一層樓面板平面結(jié)構(gòu)施工圖。樓板和屋面板選用預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合板，預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合板由C40 混凝土底板，1 570 級(jí)消除應(yīng)力鋼絲和鋼管混凝土桁架組成，底板厚度35 mm，標(biāo)準(zhǔn)寬度2.1～3 m，長度2.4～6 m，與115 mm 厚C30現(xiàn)澆層共同作用形成疊合板。

圖6 鳥瞰圖

圖7 樓面板平面布置

新型樓板設(shè)計(jì)和施工與鋼筋桁架疊合板基本類似，現(xiàn)場(chǎng)拼裝見圖8，其優(yōu)點(diǎn)為：1）由于采用預(yù)應(yīng)力底板，施工過程中相對(duì)鋼筋桁架疊合板剛度大、安全性高，不需額外設(shè)置支撐；2）施工完成后不需要涂刷防火防腐涂料；3）采用高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力鋼筋，相對(duì)鋼筋桁架疊合板節(jié)約用鋼量約40%。

圖8 現(xiàn)場(chǎng)拼裝布板

通過測(cè)算，預(yù)應(yīng)力鋼管桁架疊合樓板綜合單位平方造價(jià)處在現(xiàn)澆鋼筋混凝土樓板和鋼筋桁架樓層之間，見表2，相對(duì)于鋼筋桁架疊合板約可節(jié)約造價(jià)16.3%。

表2 各類樓板結(jié)構(gòu)技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)

4 結(jié)語

預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合板六個(gè)結(jié)構(gòu)要素的改變能夠影響失效模式和極限荷載。灌漿強(qiáng)度降低或混凝土板有效厚度不足，會(huì)導(dǎo)致疊合板出現(xiàn)局部破壞，無法正常工作。疊合板荷載位移曲線的趨勢(shì)具有相似性。六個(gè)結(jié)構(gòu)要素對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合板的極限荷載均有不同程度的影響?；炷翉?qiáng)度等級(jí)的改變，對(duì)極限荷載的影響較小?；炷涟搴?、預(yù)應(yīng)力鋼筋根數(shù)和預(yù)應(yīng)力值的增加對(duì)極限荷載的增加更明顯。除灌漿強(qiáng)度和混凝土板厚之外的四個(gè)結(jié)構(gòu)要素的降低，對(duì)疊合板極限荷載的影響均較低。

預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合板失效模式以及極限荷載的探究，能夠評(píng)估不同結(jié)構(gòu)要素對(duì)疊合板極限荷載影響，為疊合板力學(xué)性能的改善以及疊合板使用過程中的檢測(cè)提供參考依據(jù)。

根據(jù)試點(diǎn)應(yīng)用情況，新型樓板結(jié)構(gòu)形式大大減少用鋼量、節(jié)省防火防腐材料、承載力高、綜合性價(jià)比較高，特別適用于裝配式變電站鋼結(jié)構(gòu)建筑物中，完全可以替代傳統(tǒng)的鋼筋桁架疊合板結(jié)構(gòu)，具有較好的推廣價(jià)值。