桁架鋼筋混凝土疊合板施工過程試驗研究

于秋波 秦孔源 趙琪樂 孫嘉琪 曾 勛

（1.鄭州大學綜合設計研究院有限公司，鄭州450002；2.鄭州大學土木工程學院，鄭州450001；3.鄭州航空港區(qū)航程置業(yè)有限公司，鄭州451162）

0 引 言

近些年來，裝配式混凝土結構在我國發(fā)展迅速，桁架鋼筋混凝土疊合樓板作為一種新型樓板形式，在我國有著越來越廣泛的應用。桁架鋼筋混凝土疊合板是在預制底板內設置桁架鋼筋后現(xiàn)澆疊合層所形成的一種新型疊合樓板。由于桁架鋼筋存在，既能提高施工階段的剛度，又能使預制底板與現(xiàn)澆層之間的疊合面具有更好的整體性能。

目前國內對桁架鋼筋混凝土疊合板已做了一定研究［1-4］，國家建筑標準設計圖集《桁架鋼筋混凝土疊合板（60 mm 厚底板）》（15G366-1）［5］（簡稱“圖集”）已于2015 年3 月1 日起實施。本試驗主要驗證《裝配式混凝土結構技術規(guī)程》［6］（JGJ 1—2014）（簡稱“規(guī)程JGJ1”）第6.2.3 條規(guī)定“脫模吸附力應根據構件和模具的實際狀況取用，且不宜小于1.5 kN/m2”的適用性，以及通過模擬施工荷載進行一次性加載試驗，研究配置桁架鋼筋的混凝土疊合板的受力性能，為桁架鋼筋混凝土疊合樓板的設計提供依據。

1 試驗設計

1.1 試驗構件

試驗采用的9 塊配置桁架鋼筋的混凝土疊合板底板為圖集所列標準板型，相關規(guī)格參數(shù)如表1所示。實測預制底板尺寸如表2所示，本次試驗分析采用實際尺寸。

表1 設計預制底板規(guī)格Table 1 Design specification of precast bottom plate

表2 預制底板實測長度Table 2 Measured length of precast soleplate

鋼筋類型除桁架鋼筋的腹桿鋼筋選用HPB300 外，其余鋼筋均選用HRB400，預制底板混凝土保護層厚度為15 mm。桁架鋼筋混凝土疊合板底板沿跨度方向配筋為8@200，沿板寬度方向分布鋼筋為8@200。每個試件按圖集要求選用A80 桁架，即上、下弦鋼筋直徑為8 mm，腹桿鋼筋直徑為4 mm，桁架高度為80 mm。桁架鋼筋尺寸如圖1所示。

底板脫模吊裝時，根據圖集均采用四點吊裝，B12X、B15X 吊點位置如圖2 中黑色三角形所示，B18X 吊點在板兩側桁架，位置與B12X、B15X 類似。吊裝時，直接把吊鉤掛在預制底板外露的桁架鋼筋上。根據圖集在吊點的兩側桁架處各設置一根長度為280 mm、直徑為8 mm 的吊點加強鋼筋，防止預制底板發(fā)生破壞。

圖1 桁架鋼筋尺寸Fig.1 Truss reinforcement dimensions

圖2 吊裝階段吊點與桁架鋼筋應變片位置Fig.2 The position of the lifting point and the strain gauge of the steel bar in the hoisting stage

本次試驗采用微機控制電液伺服萬能試驗機對HRB400 鋼筋進行鋼筋材性測試，得出其實際屈服拉力為23.23 kN，屈服強度為462 N/mm2，極限拉力為38.37 kN；采用50 t 萬能試驗機進行混凝土材性測試，混凝土立方體試塊的制作采用與澆筑預制底板時同條件養(yǎng)護的C30商品混凝土澆筑而成，得出底板混凝土實測軸心立方體抗壓強度為41.7 MPa，且底模拆除時，混凝土達到計算所得承載力要求。

1.2 監(jiān)測方案

在吊點桁架腹筋處張貼應變片以測試脫模吊裝時的脫模吸附力，如圖2 中11～14 點處位置。各板型應變片位置相同，均設置在桁架跨中和吊點處桁架筋上，如圖2 各標號點處所示，在試驗采集的數(shù)據中，取各點的應變峰值以進行對比分析。

施工階段疊合板的桁架鋼筋處應變片貼在上、下弦鋼筋上。同時，在底板分布鋼筋和拼縫附加鋼筋上粘貼應變片。鋼筋應變片是按照試驗構件預制底板的受力情況來布置的，在板跨中處和雙向板塑性鉸線位置的鋼筋上均布置了應變片。因為試驗的試件為軸對稱結構，取每塊板的一半進行監(jiān)測即可。施工階段試驗預制底板的應變片布置如圖3、圖4所示。

圖3 施工階段B12X、B15X底板鋼筋應變片布置Fig.3 Steel strain gauge arrangement of B12X and B15X bottom plates during construction stage

圖4 施工階段B18X底板鋼筋應變片布置Fig.4 Arrangement of steel strain gauge of B18X floor during construction

為反映出試件在荷載作用下的變形情況，需用位移計進行撓度測量。預制底板試驗時在寬度方向上設置兩道200 厚砌體墻支撐，分別距離板端500 mm，以模擬施工階段的臨時線支撐，其平面布置如圖5 所示。各板型位移計布置位置如圖6所示，圖中虛線處為支座位置。

圖5 預制底板支撐形式Fig.5 Prefabricated bottom plate support form

1.3 加載設計

將制作完成的桁架鋼筋混凝土疊合板預制底板吊裝就位，在自重作用下，量測并記錄其初始應變和撓度。自重狀態(tài)下維持20 min，每分鐘進行一次數(shù)據采集。

施工階段預制底板上的荷載包括疊合層混凝土自重和施工活荷載（1.5 kN/m2）。為模擬施工荷載，將圖集所列板型的混凝土濕重換算成均布荷載，與施工活荷載一同加到預制底板上。加載方式為在預制板上均勻放置相同大小的沙袋，每個50 kg。因為預制底板的尺寸不同，各尺寸預制底板加載沙袋數(shù)量如表3 所示。按照表中沙袋數(shù)量對各板進行一次性加載試驗，待儀器讀數(shù)穩(wěn)定之后，用位移計測量值減去初始值即為撓度值，該階段持荷25 min，每分鐘進行一次數(shù)據采集。

圖6 施工階段試驗位移計分布Fig.6 Test displacement meter distribution during construction phase

表3 預制底板加載沙袋數(shù)量Table 3 Number of sandbags loaded on prefabricated bottom plate

2 試驗結果

吊裝試驗中采用應變儀自動采集數(shù)據，取采集到的數(shù)據中脫模上升時板的受力數(shù)據，吊點處桁架腹筋應力值如表4所示。

脫模吊裝時，板內桁架鋼筋應變普遍較小，鋼筋均處于彈性工作狀態(tài)，疊合底板板底無裂縫產生，吊鉤處混凝土無裂縫，預制底板無明顯變形，說明采用桁架四點吊裝設計能夠滿足脫模吊裝要求。故在實際工程中，可以采用桁架鋼筋直接做預制底板的吊環(huán)，但應注意采取相應構造措施。

根據《水工混凝土結構設計規(guī)范》［7］（SL191—2008），吊裝階段預制底板開裂荷載的計算公式為

式中：γ 為截面抵抗矩塑性影響系數(shù)基本值，矩形截面取1.55；ft為混凝土抗壓強度標準值；y0為截面形心至受拉邊緣距離；ρ 為縱向受拉鋼筋配筋率；α為鋼筋彈性模量和混凝土彈性模量之比。

表4 吊裝過程吊點桁架腹筋實測應力值Table 4 Measured stress values of each measuring point in the span of hoisting process N·mm-2

計算得出B12X、B15X 和B18X 的開裂荷載分別為2.06 kN·m、2.69 kN·m 和3.32 kN·m，可得各板型上的均布荷載至少分別要達到9.16 kN/m2、11.9 kN/m2和14.76 kN/m2方出現(xiàn)開裂。根據脫模吊裝過程的受力狀況，均未達到各板型的開裂荷載。

進行模擬加載時，按照計算的沙袋數(shù)量一次性加載，待應變儀讀數(shù)穩(wěn)定后，測量疊合板各測點撓度的變化。計算板的撓度時，跨中處的位移要計入支座沉降的影響，具體計算公式為

式中：f0為跨中撓度實測值；fl，fr為左右兩端支座沉降測量值。

測點8、9 為支座處的位移，用支座沉降公式計算，去掉支座沉降的影響以后，得到表5 中的各點撓度計算值。卸掉荷載后，跨中撓度基本恢復，說明處于彈性狀態(tài)。

構件均無肉眼可見的裂縫，預制底板在施工階段構件變形性能良好，施工荷載的大小不足以使疊合底板產生裂縫。

一次性加載試驗持荷期間應力值基本無變化，各測點的力在施加施工荷載后趨于穩(wěn)定。預制底板鋼筋最大應力值發(fā)生在桁架上弦筋，而板內分布鋼筋應力較小，說明桁架筋承擔了較多受力，增加了預制底板的剛度。從不同位置的鋼筋應力的正負值來看，跨中鋼筋受力下部受拉，支座處桁架上弦鋼筋受拉。鋼筋最大應變發(fā)生在跨中桁架。

表5 施工階段試驗撓度值Table 5 Test deflection value at construction stage mm

3 脫模吊裝階段分析

3.1 脫模吸附力分析

桁架鋼筋混凝土疊合板底板的吊裝過程有兩個，分別是底板制作脫模吊裝和施工安裝過程吊裝，兩次吊裝過程中疊合板所受荷載大小不同，且脫模吊裝時所受荷載較大，因此只需驗算底板制作階段的脫模吊裝過程。

預制底板在吊裝過程中不但受板自身重力，同時又受模板的吸附力作用。試驗中所用模板為鋼模板，刷有脫模劑。

根據《混凝土結構工程施工規(guī)范》［8］（GB 50666—2011）第9.1.3 條規(guī)定：“吊索與構件水平夾角不宜小于60°，不應小于45°?！奔僭O吊繩水平夾角90°，計算板的最大脫模吸附力是否符合要求。由桁架受力原理，可以得出桁架腹筋受力示意如圖7 所示。脫模吸附力的計算以4 根腹筋為單元進行，計算見式（6）-式（8）：

式中：T 為吊點處桁架單根腹筋拉力；σ 為各板吊點腹筋應力平均值；AS為單根腹筋截面面積；F 為吊繩豎向總拉力（不考慮吊繩的變形）；α 為腹筋水平夾角；FX為脫模吸附力；G 為各板型預制底板自重；A為預制底板底面積實測值。

計算得出各板型脫模吸附力，如表6所示。

圖7 桁架腹筋受力示意圖Fig.7 Schematic diagram of force on the abdominal tendon

表6 各板型脫模吸附力驗算Table 6 Checking calculation of stripping adsorption force of each plate type

從表6 中的驗算結果來看，所得吸附力數(shù)據有一定離散性，原因在于影響因素較多，如刷涂脫模劑的均勻程度，模板的新舊程度等都影響吸附力的大小。但整體來看，試驗中各板型的實測脫模吸附力均小于規(guī)程中給出的1.5 kN/m2，其中，各板型平均值的最大值為1.075 kN/m2，比規(guī)范值小32.9%，說明規(guī)范值偏于安全，并且在實際工程計算中可適當減小。

3.2 吊鉤處局部沖切分析

吊裝過程中，吊點處鋼筋相當于受到吊鉤的集中作用力，且吊鉤與腹筋存在一定角度，易沿空間斜曲面發(fā)生錯動變形的局部脆性破壞，即產生沖切破壞，如圖8 所示。在進行模擬施工荷載加載試驗前對吊鉤處進行局部沖切驗算，以確定在脫模吊裝過程中不發(fā)生沖切破壞，確保后續(xù)施工階段試驗的有效進行。

根據《混凝土結構設計規(guī)范》［9］（GB 50010—2010）第6.5.1 條規(guī)定，受沖切承載力應符合下列規(guī)定如下：

圖8 吊鉤處局部沖切破壞示意圖Fig.8 Schematic diagram of local punching failure at the hook

公式（9）中的系數(shù)η，應按下列兩個公式計算，并取其中較小值：

式中：Fl為局部荷載設計值；βh為截面高度影響系數(shù)；σpc，m為計算截面周長上兩個方向混凝土有效預壓應力按長度的加權平均值；um為計算截面的周長；h0為截面有效高度；η1為局部荷載作用面積形狀的影響系數(shù)；η2為計算截面周長與板截面有效高度之比的影響系數(shù)；βs為局部荷載作用面積為矩形時的長邊與短邊尺寸的比值；αs為柱位置影響系數(shù)。

可以得出，吊鉤處局部沖切驗算滿足要求，說明素混凝土已滿足沖切承載力要求，圖集中的吊點加強鋼筋作為安全儲備。實際吊裝時亦未發(fā)生破壞，后續(xù)試驗數(shù)據可靠。

4 施工階段分析

4.1 撓度分析

按照測點的位置，相同位置取平均值，得到三種板型不同位置的撓度曲線圖如圖9 所示?？梢钥闯?，板的撓度變化基本平滑。

圖9 各板型不同位置撓度變化Fig.9 Deflection changes at different positions of each plate type

如表5 所示，以單個板來講，在施加了模擬施工荷載以后，跨中的撓度最大，1/4 點處的撓度基本相等。綜合各板，跨中撓度值比1/4 點處撓度值大28%左右。而B12X、B15X 支座兩邊伸出部分邊緣向上翹起，撓度較小。

在施加的均布荷載均相同的情況下，不同板寬的板型撓度并不相同。分析撓度的增加與板寬增加的關系，B12X 跨中撓度與板寬的比值為0.00675；B15X 跨中撓度與板寬的比值為0.00747；B18X 跨中撓度與板寬的比值為0.00589。該比值說明，板寬對跨中撓度影響較小，可忽略不計。B15X 跨中撓度比B12X 跨中撓度增大31.6%。推測主要是因為板的邊緣不易放置沙袋，在保證沙袋放置盡量均布的情況下，整體的加載會稍稍向板的中央靠攏，總體更多的重量，會造成更大的撓度。但從表7 中可以看出，B18X的跨中撓度比B15X 的跨中撓度小，并沒有明顯的增大，結合二者板型的結構形式，可以得出，單塊板的桁架間距減小，在相同的均布荷載下，桁架鋼筋將承擔更多荷載，試件變形減小，說明桁架間距對預制底板施工階段的力學性能影響顯著。

表7 相同板型撓度平均值Table 7 Mean deflections of same plate shapes mm

4.2 剛度分析

根據混凝土預制底板施工階段的跨中撓度，可得出預制底板在施工階段的剛度。通過本文試驗結果，與鄭州大學周玉成等［10］按平截面假定推算出的施工階段短期剛度公式進行對比。根據其文中開裂狀態(tài)的判別方法，施工階段短期剛度按開裂后的剛度公式進行計算，公式如下：

式中，Bs1為施工階段短期剛度。

用試驗中測得的撓度，根據簡支板撓度計算公式反算出試驗剛度，公式如下：

式中：B 為試驗撓度反算出的剛度；ζ為試驗撓度；q為施工階段荷載；L為實驗板的計算跨度。

計算剛度與試驗剛度的對比結果如表8所示。

根據《混凝土結構試驗方法標準》［11］（GB/T 50152—2012），對試驗剛度值的結果進行分析評價，由表9可知，試驗數(shù)據較為可靠。綜合表8、表9 的對比結果來看，公式計算結果與試驗結果相差不大，公式擬合度較好，證明該公式可以用于桁 架鋼筋疊合板施工階段撓度的驗算。

表8 剛度對比結果Table 8 Stiffness comparison results

表9 試驗結果評價Table 9 Evaluation of test results

5 結 論

本文對近年來國內逐漸應用的桁架鋼筋疊合板進行了吊裝試驗和施工階段一次性加載試驗，測量吊裝過程中桁架鋼筋內力，對該種組合樓板施工過程的力學性能進行了分析研究。得出以下結論：

（1）驗證規(guī)程中脫模吸附力的大小，證明在實際計算中可以按1.5 kN/m2進行設計計算并可適當減小。脫模吸附力的最大值比規(guī)程JGJ1 中規(guī)定值（1.5 kN/m2）小32.9%左右。

（2）施工階段板寬對跨中撓度影響不大，而桁架間距對預制底板施工階段的力學性能影響顯著，單塊板的桁架間距減小，在相同的均布荷載下，桁架鋼筋承擔更多荷載，試件變形減小。

（3）在施工荷載作用下，預制底板具有較好的力學性能，滿足施工階段的要求，且驗證了短期剛度公式結果與試驗結果相差不大公式擬合度較好，證明該公式可以用于桁架鋼筋疊合板施工階段撓度的驗算。

本試驗中由于試件數(shù)量有限，測值有些許誤差，更多工作有待進一步研究。