孟凡麗,齊 巖,隗自修,盧成原

(1.浙江工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,浙江 杭州 310023;2.中鐵建設(shè)集團(tuán)有限公司,北京 100040)

近年來(lái),隨著綠色建筑的興起,預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢(shì)日益顯現(xiàn),其在工程中的應(yīng)用也愈發(fā)廣泛[1]。作為裝配式結(jié)構(gòu)中重要的樓板結(jié)構(gòu),鋼筋混凝土疊合板一直是學(xué)者們研究的重要對(duì)象。吳方伯等[2]、王元清等[3]和湯磊等[4]根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,分析雙向疊合板的受力特點(diǎn)和破壞形態(tài),結(jié)合理論推導(dǎo),提出雙向疊合板的承載力計(jì)算公式和施工方法;王龍等[5]、金凌志等[6]通過(guò)試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)超高性能混凝土疊合板的受彎性能優(yōu)于普通混凝土疊合板,延性也較好,并為其設(shè)計(jì)提供了建議公式;盧成原等[7]、張麗偉[8]、劉海成等[9]和皮正波等[10]研究了不同構(gòu)造方式下疊合板的抗剪能力,建立有限元計(jì)算模型對(duì)比分析,為實(shí)際工程提供了理論依據(jù);葉獻(xiàn)國(guó)等[11]、丁克偉等[12]和章雪峰等[13]分析了疊合板不同拼縫構(gòu)造形式下的受力性能,為疊合板的拼縫構(gòu)造設(shè)計(jì)提供了有益建議。

綜上所述,學(xué)者們對(duì)于結(jié)構(gòu)性因素對(duì)疊合板承載性能的影響的研究已經(jīng)較為深入,然而針對(duì)非結(jié)構(gòu)因素對(duì)疊合板承載性能的影響鮮有涉及。黃俊權(quán)等[14]、謝峰[15]雖然指出建筑中電氣管線的存在會(huì)對(duì)疊合板的承載性能造成影響,但未開(kāi)展試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。筆者通過(guò)對(duì)4組管線埋設(shè)位置不同的疊合板進(jìn)行靜力試驗(yàn),研究管線對(duì)疊合板承載性能的影響規(guī)律,確定管線埋設(shè)的“安全區(qū)域”,為疊合板的施工提供參考。

1 試驗(yàn)概述

1.1 試件設(shè)計(jì)

圖1 試件配筋圖(單位:mm)Fig.1 Specimen reinforcement diagram (unit: mm)

試件共12塊,3塊為1組,各組試件除管線布置方式不同外,其他方面完全相同。4組試件管線的布置方案如下:

1) 第1組試件(B1組試件):設(shè)置為對(duì)照組,在疊合層中不埋設(shè)管線。

2) 第2組試件(B2組試件):在疊合層內(nèi)跨的中位置埋設(shè)5根管線(直徑25 mm的PVC管,下同)。

3) 第3組試件(B3組試件):在疊合層內(nèi)跨中的兩側(cè)距支座中心1 000 mm處(即L/3處,L為計(jì)算跨度),各埋設(shè)3根管線。

4) 第4組試件(B4組試件):在疊合板跨中的兩側(cè)距支座中心500 mm處(即L/6處)各埋設(shè)3根管線,各組試件管線排布情況如圖2所示。

圖2 各組試件管線布置圖(單位:mm)Fig.2 Pipeline layout diagram of each specimen (unit: mm)

1.2 材料參數(shù)

經(jīng)檢測(cè),試件所用材料的力學(xué)參數(shù)如表1,2所示。

表1 混凝土基本參數(shù)

表2 鋼筋基本參數(shù)

1.3 加載設(shè)備及加載方式

1.3.1 加載裝置

根據(jù)理論計(jì)算,試驗(yàn)所需最大荷載為102.14 kN,決定采用JAW-2000X型大跨度構(gòu)件加載試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行加載,該加載裝置配套有電腦端控制系統(tǒng),可以實(shí)現(xiàn)對(duì)加載過(guò)程的動(dòng)態(tài)控制。

1.3.2 加載方式

當(dāng)試驗(yàn)時(shí),采用等效均布加載方法[16]來(lái)模擬樓板在實(shí)際工程中的受力環(huán)境。加載示意圖如圖3所示。當(dāng)利用圖3所示的加載方法進(jìn)行加載時(shí),在3級(jí)分配梁的作用下,集中力會(huì)被均勻分配到8個(gè)加載三角板上,通過(guò)三角板重心位置處的球形鉸支座的作用,荷載會(huì)被平均分配到三角板角點(diǎn)處的3個(gè)支座上,從而實(shí)現(xiàn)對(duì)試件24個(gè)點(diǎn)的近似均布加載。圖3中P為施加荷載值。

圖3 加載示意圖(單位:mm)Fig.3 Loading diagram (unit: mm)

1.3.3 支座設(shè)計(jì)

試件設(shè)計(jì)為梁板結(jié)構(gòu),為滿(mǎn)足加載要求,同時(shí)模擬實(shí)際工程中結(jié)構(gòu)的受力情況,采用如圖4所示的加載支座進(jìn)行試驗(yàn)。

圖4 加載支座圖Fig.4 Loading support diagram

為了保證剛度,該支座由厚鋼板焊接而成,通過(guò)圖4中支座梁槽部分側(cè)板上的兩排螺絲孔和緊固螺絲,以及兩塊可移動(dòng)側(cè)板,可以把整體梁板結(jié)構(gòu)的梁固定在梁槽中,加上卡口板對(duì)梁槽側(cè)板的約束作用,能夠保證在加載過(guò)程中,梁在平面內(nèi)不會(huì)發(fā)生明顯轉(zhuǎn)動(dòng)(由加載過(guò)程設(shè)置在梁槽側(cè)板頂?shù)陌俜直碜x數(shù)很小可知)。因此,該支座可以模擬柱對(duì)梁的轉(zhuǎn)動(dòng)約束以及梁對(duì)樓板的轉(zhuǎn)動(dòng)約束,進(jìn)而模擬梁板結(jié)構(gòu)在實(shí)際工程中的受力情況,以滿(mǎn)足試驗(yàn)要求。

在試驗(yàn)過(guò)程中實(shí)際加載情況如圖5所示。

圖5 實(shí)際加載圖Fig.5 Actual loading diagram

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

1.4.1 撓度測(cè)點(diǎn)布置

當(dāng)試驗(yàn)時(shí),通過(guò)測(cè)點(diǎn)處的位移傳感器來(lái)測(cè)量試件撓度,撓度測(cè)點(diǎn)布置如圖6所示。圖6所示梁側(cè)面放置的百分表可判斷支撐梁在加載過(guò)程中是否發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng),以檢驗(yàn)支座的約束程度。

圖6 撓度測(cè)點(diǎn)布置圖(單位:mm)Fig.6 Layout of deflection measuring points (unit: mm)

1.4.2 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

應(yīng)變測(cè)量包括鋼筋應(yīng)變測(cè)量和混凝土應(yīng)變測(cè)量,其測(cè)點(diǎn)布置如圖7所示。圖7中:S1,S2分別為兩個(gè)鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn);C1-1,C1-2分別代表同一橫截面處兩個(gè)混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn),其余混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)的編號(hào)規(guī)則相同。

圖7 鋼筋、混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖(單位:mm)Fig.7 Layout of reinforcement and concrete strain measuring points (unit: mm)

1.5 加載方案

加載包括預(yù)加載和正式加載兩個(gè)階段。通過(guò)預(yù)加載可以使試件進(jìn)入受力狀態(tài),同時(shí)檢查儀器設(shè)備能否正常工作;正式加載分級(jí)進(jìn)行,每加1級(jí)荷載,停留15 min,待變形穩(wěn)定后記錄有關(guān)參數(shù)。在加載過(guò)程中,觀察并記錄試驗(yàn)現(xiàn)象,便于后續(xù)分析[17]。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 裂縫發(fā)展與破壞形態(tài)

通過(guò)對(duì)比在試驗(yàn)過(guò)程中疊合板兩端百分表的讀數(shù),發(fā)現(xiàn)其并未產(chǎn)生明顯變化,說(shuō)明所用支座能夠模擬疊合板在實(shí)際工程中的受力情況。

研究各組試件的裂縫發(fā)展過(guò)程,發(fā)現(xiàn)在加載初期,各組試件均未出現(xiàn)明顯的裂縫;當(dāng)達(dá)到開(kāi)裂荷載時(shí),試件跨中附近出現(xiàn)細(xì)小裂縫;隨著荷載的不斷增大,裂縫的數(shù)量逐漸增多,長(zhǎng)度也逐漸增大。值得注意的是,對(duì)比各組試件的裂縫分布情況,發(fā)現(xiàn)B1組和B4組試件的裂縫分布較為均勻,且B4組試件管線附近并未出現(xiàn)裂縫,而B(niǎo)2組和B3組試件管線附近的混凝土均有不同程度的開(kāi)裂,B2組試件跨中位置的裂縫分布也較為密集,如圖8(a)所示。同時(shí),由圖8(b)可知:在加載中后期,各組試件板頂支座附近都出現(xiàn)了水平貫通裂縫。當(dāng)疊合板受力時(shí),由于支座的約束作用,板兩端一定區(qū)段內(nèi)會(huì)產(chǎn)生負(fù)彎矩,致使該區(qū)段內(nèi)疊合板頂混凝土處于受拉狀態(tài),達(dá)到開(kāi)裂荷載后,板頂?shù)幕炷辆蜁?huì)開(kāi)裂。

圖8 試件裂縫圖Fig.8 Diagram of specimen crack

此外,對(duì)比相同荷載下各組試件裂縫的發(fā)展進(jìn)程,可以看到4組試件裂縫的出現(xiàn)和發(fā)展順序依次為:B2組最快,B3組次之,B1組和B4組較慢且兩者差不多,說(shuō)明疊合層內(nèi)管線的存在會(huì)造成板截面剛度減小,變形增大,從而導(dǎo)致裂縫提前出現(xiàn);管線造成的影響程度與其埋設(shè)位置有關(guān),當(dāng)管線埋設(shè)在跨中位置時(shí),疊合板裂縫的發(fā)展最為迅速,隨著管線埋設(shè)位置逐漸遠(yuǎn)離跨中截面,其造成的影響會(huì)越來(lái)越小。

2.2 承載能力分析

2.2.1 試驗(yàn)結(jié)果

通過(guò)試驗(yàn)可測(cè)得各組試件的極限荷載,如表3所示。表3中:Fu為極限荷載;FuBi為第i(i=1,2,3,4)組試件極限荷載平均值;B1-1,B1-2,B1-3分別為B1組3塊板的試件編號(hào),其余組的試件編號(hào)規(guī)則相同。

表3 各組試件極限荷載

由表3可知:各組試件極限荷載的大小順序?yàn)镕uB1>FuB4>FuB3>FuB2。分析具體數(shù)值發(fā)現(xiàn):與B1組試件的極限荷載相比,B4組試件的極限荷載降低并不明顯,兩者差值僅為1.06%,而B(niǎo)3組和B2組的極限荷載則分別降低了4.97%和9.97%。分析可知:疊合層內(nèi)預(yù)埋管線會(huì)對(duì)疊合板的承載能力造成不利影響,并且影響程度與管線的埋設(shè)位置有關(guān),當(dāng)管線位于板跨中附近時(shí),其對(duì)板承載能力的影響程度最大,隨著管線位置遠(yuǎn)離跨中截面,其對(duì)板承載能力的影響會(huì)越來(lái)越小。

2.2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

分析各組試件極限荷載不同的原因:當(dāng)疊合板受力時(shí),跨度中間疊合層混凝土大部分處于受壓區(qū),該區(qū)的混凝土承擔(dān)了一部分荷載所產(chǎn)生的壓應(yīng)力;當(dāng)疊合層內(nèi)埋設(shè)管線時(shí),在管線高度范圍內(nèi)會(huì)產(chǎn)生空腔,導(dǎo)致受壓區(qū)混凝土截面被削弱,進(jìn)而影響了板的抗彎承載力;與B1組試件相比,其余各組試件的極限承載力均有不同程度的降低。

兩端約束的疊合板在均布荷載作用下的彎矩圖如圖9所示。圖9中:q為均布荷載值;x為截面與左支座的距離。

圖9 板彎矩圖Fig.9 Plate bending moment diagram

兩端剛性約束板支座負(fù)彎矩的絕對(duì)值(理論值)是跨中彎矩的兩倍,其計(jì)算式為

(1)

式中Mx為距左支座x處的截面彎矩。

根據(jù)式(1),令M為0,則x為0.211 4L,即距支座截面0.211 4L處的截面彎矩為0,且在支座截面到該截面區(qū)段內(nèi),荷載引起的彎矩為負(fù)值,即此區(qū)段內(nèi)疊合層混凝土處于受拉狀態(tài)。而在實(shí)際計(jì)算中,不考慮混凝土的抗拉能力,假定荷載引起的拉力完全由鋼筋承擔(dān)。因此,理論上而言,在該范圍內(nèi)預(yù)埋管線并不會(huì)對(duì)疊合板的承載性能產(chǎn)生影響。此外,考慮到實(shí)際結(jié)構(gòu)的支承梁對(duì)板的非剛性約束,以及在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中會(huì)進(jìn)行“彎矩調(diào)幅”,即支座彎矩與跨中彎矩絕對(duì)值的比例會(huì)減小,假設(shè)該比例為1,則彎矩為0的截面與支座的距離則約為0.147L,即理論上在該區(qū)段內(nèi)埋設(shè)管線不會(huì)對(duì)板的承載性能產(chǎn)生影響。

試驗(yàn)所用疊合板的配筋支座和跨中截面抗彎承載力比約為0.85,理論上彎矩為0的截面與支座的距離(即負(fù)彎矩區(qū)段長(zhǎng)度)約為0.104L,顯然在該區(qū)段布置管線對(duì)疊合板的抗彎承載力基本不會(huì)有影響。然而由于該區(qū)段范圍很小,如果按這個(gè)要求布置管線會(huì)對(duì)施工帶來(lái)很大困難。

B2,B3,B4試驗(yàn)組所埋設(shè)管線與支座的距離分別為L(zhǎng)/2,L/3,L/6,雖然均處在理論上的正彎矩區(qū)段,但是試驗(yàn)結(jié)果顯示B3,B4中管線布置對(duì)板的承載力影響很小,分別僅降低4.97%和1.06%。原因是:距離支座L/6,L/3的截面雖然處在正彎矩區(qū)段,但是與跨中截面相比,其正彎矩要小。跨中截面需要較充分地發(fā)揮疊合層受壓區(qū)混凝土的抗壓能力,在該截面布置管線,管線對(duì)截面的削弱給承載力造成的影響較大;而對(duì)于距離支座L/6,L/3處的截面,與跨中截面相比其彎矩較小,故不需要像跨中截面那樣充分發(fā)揮疊合層混凝土的抗壓能力,其截面受管線布置的削弱對(duì)承載力的影響減小。這種影響程度的區(qū)別如圖10所示。圖10中:M跨中為跨中截面處的彎矩;h為板厚度;f′y為受壓鋼筋抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;A′s為受壓鋼筋面積;C為受壓區(qū)混凝土的合力;α1為混凝土受壓區(qū)等效矩形應(yīng)力圖系數(shù);b為板寬;X為混凝土相對(duì)受壓區(qū)高度;fy為受拉筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;As為受拉鋼筋面積。

圖10 截面應(yīng)力圖Fig.10 Sectional strain diagram

2.2.3 關(guān)于管線布置的“安全區(qū)域”

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,當(dāng)管線布置在L/3處時(shí),承載力降低4.97%,這在設(shè)計(jì)中是可以接受的?？紤]到實(shí)際結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中一般支座彎矩不小于跨中彎矩,也就是負(fù)彎矩區(qū)段一般比筆者試驗(yàn)板要長(zhǎng),這種承載力降低的影響程度還會(huì)減小,因此可以認(rèn)為在距離支座L/3范圍內(nèi)布置管線對(duì)疊合板抗彎承載力的影響可以忽略,即可認(rèn)為該區(qū)域?yàn)楣芫€布置的“安全區(qū)域”。

2.3 撓度、應(yīng)變分析

取同組內(nèi)各塊板撓度的平均值對(duì)各組試件撓度隨荷載變化關(guān)系進(jìn)行分析,繪制荷載—撓度曲線。當(dāng)繪制1/4跨荷載—撓度曲線時(shí),先對(duì)同一塊板左、右1/4跨撓度值取平均值,再對(duì)同組內(nèi)各板取平均值,繪制結(jié)果如圖11,12所示。由圖11,12可知:各組試件跨中截面和L/4截面的荷載—撓度曲線變化趨勢(shì)基本一致,都是隨著荷載不斷增加,撓度逐漸增大,且撓度的增長(zhǎng)幅度逐漸增大;在第一級(jí)荷載中,圖11,12中各條曲線的斜率皆大于其他階段。此時(shí)試件尚未開(kāi)裂,彎曲剛度最大,撓度值較小,混凝土基本上屬于彈性工作狀態(tài)。

圖11 各組試件跨中荷載—撓度曲線Fig.11 Mid-span load-deflection curves of eachgroup of specimens

圖12 各組試件L/4跨荷載—撓度曲線Fig.12 L/4 span load-deflection curves of each specimen

由圖11,12還可知:在同一級(jí)荷載作用下,B1組試件的撓度值最小;B4組試件的撓度值較B1組略大,兩者曲線基本重合;B3組試件撓度值雖然比B1組大,但較為接近;B2組試件撓度值最大,且與B1組相差較大。分析原因:因?yàn)榘宓淖冃纬潭扰c其抗彎剛度有關(guān),當(dāng)疊合層內(nèi)設(shè)置管線時(shí),管線形成的空腔會(huì)造成混凝土截面的削弱,降低疊合板的抗彎剛度,即B1組試件的抗彎剛度要大于其他組,所以與B1組試件相比,在相同荷載作用下,其他組試件的撓度值均有不同程度的增大;同時(shí),在相同荷載下,板不同截面產(chǎn)生的彎矩不同,對(duì)應(yīng)的受壓區(qū)高度也不同,導(dǎo)致不同位置管線對(duì)截面的削弱所產(chǎn)生的作用效應(yīng)(剛度和撓度的變化)也不同,彎矩越大處截面削弱引起的剛度減小越明顯,相應(yīng)撓度增加也越明顯。各組試件管線對(duì)截面的削弱對(duì)板承載性能的影響程度排序:B2>B3>B4,且B4組試件管線埋設(shè)截面的彎矩約為0,說(shuō)明B4組試件中的管線幾乎不會(huì)產(chǎn)生影響,因此可以看到:B4組試件的變形與B1組十分接近,而B(niǎo)2組試件的變形最大,B3組試件的變形介于兩者之間。

同樣,分別繪制各組試件跨中鋼筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變隨荷載的變化曲線如圖13,14所示。由圖13,14可知:綜合對(duì)比各曲線,各組試件鋼筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變隨荷載的變化趨勢(shì)與撓度隨荷載的變化趨勢(shì)相近。在同一級(jí)荷載下,B2組試件應(yīng)變值最大,B3組試件次之,B1組和B4組試件較小且應(yīng)變值較為接近。

圖13 各組試件跨中荷載—混凝土應(yīng)變曲線Fig.13 Mid-span load-concrete strain curves ofeach specimen

圖14 各組試件跨中荷載—鋼筋應(yīng)變曲線Fig.14 Mid-span load-reinforcement strain curves ofeach specimen

3 結(jié) 論

通過(guò)4組疊合層內(nèi)管線埋設(shè)位置不同疊合板的足尺試驗(yàn),觀察總結(jié)試驗(yàn)現(xiàn)象,對(duì)比分析各組試件的撓度、應(yīng)變等物理力學(xué)參數(shù)的變化情況,結(jié)合理論分析,得到以下結(jié)論:1) 疊合層內(nèi)預(yù)埋管線會(huì)對(duì)疊合板的承載性能產(chǎn)生不利影響。管線的存在會(huì)削弱受壓區(qū)混凝土的截面面積,導(dǎo)致疊合板的承載力下降,出現(xiàn)變形增大、裂縫增多和應(yīng)力集中等問(wèn)題。2) 預(yù)埋管線對(duì)疊合板承載性能的影響程度與其埋設(shè)位置有關(guān)。當(dāng)管線埋設(shè)于跨中截面時(shí),其對(duì)板承載性能的影響程度最大,隨著管線埋設(shè)位置逐漸遠(yuǎn)離跨中截面,其對(duì)板承載性能的影響程度逐漸降低。3) 支座截面到0.3L截面區(qū)段內(nèi)可認(rèn)為是管線排布的“安全區(qū)域”,在此區(qū)段內(nèi)排布管線,管線引起疊合板承載力降低的最大值約為5%,考慮到在設(shè)計(jì)中的安全儲(chǔ)備,“安全區(qū)域”內(nèi)可以忽略管線對(duì)疊合板承載性能的影響。