裝配式輕鋼樓蓋受力性能試驗研究與參數(shù)分析

葛志毅, 劉琦璇, 宣中光, 賈莉莉, 周 安

(1.合肥工業(yè)大學 土木與水利工程學院,安徽 合肥 230009; 2.安徽滁州揚子光大鋼構住宅有限公司,安徽 滁州 239000)

樓蓋是建筑結構的一個重要組成部分,其主要功能是承擔樓面上作用的荷載,并將荷載傳遞給豎向結構體系。當前絕大多數(shù)建筑均使用鋼筋混凝土結構的樓蓋,隨著我國社會的進一步發(fā)展，建筑行業(yè)面臨勞動力短缺、環(huán)境污染與建筑垃圾量多等問題[1]。面對這種情況,推動綠色裝配式建筑成為我國未來發(fā)展的方向,也是建筑業(yè)向工業(yè)化轉型的必由之路[2]。與目前常規(guī)的建造方式相比,裝配式建筑具有生產(chǎn)效率提高、建造工期縮短、節(jié)能降耗顯著和利于環(huán)境保護等諸多優(yōu)點,是我國未來建筑行業(yè)發(fā)展的方向[3]。

現(xiàn)階段,我國的裝配式建筑依然以混凝土結構為主,無法體現(xiàn)裝配式建筑的優(yōu)點。鋼結構建筑具有工業(yè)化程度高、建造周期短、節(jié)能環(huán)保、抗震性能好、綜合經(jīng)濟效益顯著、緩解鋼材產(chǎn)能過剩等優(yōu)勢,符合裝配式建筑發(fā)展的方向[4]。而國內目前針對裝配式樓蓋的相關研究[5-8],大多為對傳統(tǒng)鋼筋混凝土的改進及優(yōu)化措施,并未從根本上解決污染問題。為此,研發(fā)輕鋼樓蓋,在保證其力學性能的同時,能解決傳統(tǒng)鋼筋混凝土結構在裝配式建筑上存在的諸多問題。

安徽滁州揚子光大鋼構住宅有限公司試生產(chǎn)了一種裝配式樓蓋,樓蓋的主要承重結構為空心方鋼管通過切割卡口拼接后焊接而形成的井字梁結構,在方鋼管上部鋪放25 mm厚硅酸鈣板,通過自攻螺絲將硅酸鈣板與鋼管錨固連接,形成井字鋼梁與硅酸鈣板組合樓蓋，具體規(guī)格與構造示意圖如圖1所示,圖1中單位為 mm。

圖1 裝配式輕鋼樓蓋結構示意圖

為研究裝配式輕鋼樓蓋豎向受力性能,對樓蓋進行了在豎向模擬均布荷載作用下的受力性能試驗,對樓蓋的豎向承載力、撓曲變形和鋼管應變數(shù)等進行研究,并利用有限元分析手段對使用裝配式輕鋼樓蓋進行了參數(shù)分析。為裝配式輕鋼樓蓋后續(xù)的研究、設計和工程應用提供參考。

1 樓蓋靜力加載試驗

1.1 材料試驗

為了了解樓蓋所用材料的大致力學性能,以估算大致荷載與方便后續(xù)的有限元分析,對樓蓋所用的材料進行了材料性能試驗。由于樓蓋承重主體為空心方鋼管,主要對鋼材性能進行了試驗。試驗方法參照《金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 2281—2010)中對于厚度不超過3 mm的鋼板的相關規(guī)定,試驗中切割構件所使用的鋼板與樓蓋試件所使用的鋼板為同一廠家的同一批次。任意截取其中4段,在實驗室的萬能試驗機上進行材料性能試驗,以測得鋼板的實際強度和伸長率。試驗結果見表1所列。

表1 鋼材材料性能試驗結果 MPa

1.2 試驗加載方案

樓蓋的靜力加載試驗在合肥工業(yè)大學結構實驗室進行,采用4個液壓千斤頂通過2個反力架來實現(xiàn)豎向靜力荷載的加載。通過2級分配梁來將每個千斤頂?shù)暮奢d變?yōu)?個加載點,共16個加載點的加載形式來模擬均布荷載。試驗加載裝置的正面片與側面示意圖如圖2所示。

圖2 加載裝置

鑒于目前對裝配式輕鋼樓蓋體系的受力性能尚不明確,參照《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)中對于混凝土加載試驗的部分規(guī)定,在試驗前進行預加載。試驗正式加載時先采用力加載控制方法,每級荷載大小為8 kN,當樓蓋最大位移超過跨度的1/200后通過觀測數(shù)顯式位移計來控制加載,每級大小為1.5 mm。每級荷載加載完畢后保持荷載穩(wěn)定3 min,用來觀察試驗現(xiàn)象并記錄試驗數(shù)據(jù)。試驗中樓板的開裂荷載參考《混凝土結構試驗方法標準》中的方法來記錄。

1.3 測點布置

(1) 撓度。在試驗樓蓋底部鋼管的底部中軸線沿縱、橫2個方向共布置了5個位移傳感器,同時考慮到支座的沉降和試驗板四角翹起等因素的影響,在試驗樓蓋上表面的四角布置了4個位移傳感器。為了方便觀測位移來控制荷載加載,在板中與邊跨中間又設置了2個數(shù)顯式位移計實時觀測位移,共11個位移傳感器。

(2) 應變。沿著樓蓋的底部方鋼管下側長、短跨2個方向一共布置了36個規(guī)格為2 mm×1 mm的電阻式應變片,并在橫向跨中鋼管的側面接近頂部的位置布置了4個同樣規(guī)格的應變片,用來了解鋼管的整體受力情況。

加載試驗中所有位移傳感器與應變片的平面布置如圖3所示,圖3b中3～7號為鋼管底部位移計,1、2、8、9號為鈣板上表面四角的位移計,10、11號為布置在鋼管底部的數(shù)顯式位移計。

圖3 位移計與應變片平面布置

2 主要試驗結果與分析

2.1 樓蓋破壞特征

新型樓蓋模型在豎向荷載作用下的受力過程可分為彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。

(1) 彈性階段。試驗剛開始階段為彈性階段,此時樓蓋模型基本處于彈性階段,荷載與位移值之間基本成比例變化。

(2) 彈塑性階段。荷載繼續(xù)增加,方鋼管局部開始進入彈塑性工作階段,結構的剛度開始下降。荷載進一步增加至試件板開裂,由于硅酸鈣板剛度降低,結構的剛度進一步下降。

(3) 破壞階段。橫向鋼管與縱向鋼管的連接焊縫出現(xiàn)破壞,樓蓋剛度下降,并出現(xiàn)撓度增加荷載降低的現(xiàn)象,直到樓蓋中心處的最大撓度超過跨度的1/30,試驗結束。

加載初期,試件處于彈性工作狀態(tài),應變和撓度值均較小。在試驗加載過程中樓蓋表現(xiàn)出良好的承載性能和剛度,按照《建筑結構荷載規(guī)范》(GB 50009—2012),以2.5 kN/m2的恒荷載來計算樓蓋的使用荷載,其大小為4.19 kN/m2。當加載至使用荷載時,跨中最大撓度為5.96 mm,約為樓蓋計算跨度的1/409;而在縱、橫2個方向的1/4樓蓋跨度處撓度略有區(qū)別,縱向平均5.11 mm,橫向3.79 mm,樓蓋變形符合單向板特征。當荷載提高到9.79 kN/m2時,在其中一個加載點的下方觀測裂縫,可認為其前一步荷載為開裂荷載,開裂荷載為9.32 kN/m2。隨著加載的進行,其他加載點下方陸續(xù)出現(xiàn)局部裂縫。當荷載總值達到15.22 kN/m2時,樓蓋荷載達到峰值,此時樓蓋跨中最大撓度為29.55 mm,隨后隨著位移的繼續(xù)增加,等效折算荷載不再超過這一數(shù)值,認為這一荷載為破壞荷載。完全卸載后,樓蓋中心處殘留位移為54.91 mm。方鋼管和上部預制硅酸鈣板之間連接穩(wěn)固,沒有發(fā)現(xiàn)明顯的相對滑移與自攻螺絲被拔出的現(xiàn)象。試驗板在加載過程中板面中心下凹,樓板四角均有輕微上翹現(xiàn)象,隨著荷載的增大,四角輕微翹起,試驗中四角的向上最大位移為3.64 mm。

2.2 荷載-撓度曲線

為分析新型樓蓋的豎向受力性能,在樓板四角與方鋼管底部一共設置了11個位移測點,其中部分測點截至破壞荷載的荷載-位移關系如圖4所示,圖4中所表述的破壞現(xiàn)象三階段樓蓋對應樓蓋中心處的5號位移計。

圖4 部分測點荷載撓度曲線

由圖4可知,加載初期,樓蓋的撓度基本隨荷載呈線性增長趨勢。位于樓蓋中心的5號位移計撓度最大,位于縱向1/4跨度處的3、7號位移計撓度次之,位于橫向1/4跨度處的4、6號位移計撓度最小;對稱位置處的撓度和撓度增長趨勢接近,可以認為樓蓋在模擬均布荷載下的變形情況分別在縱、橫2個方向基本對稱。樓蓋在使用荷載下(4.19 kN/m2)的各測點變形情況如圖5所示,撓度變形單位為mm,以向下為正。

圖5 使用荷載下樓蓋的變形

2.3 鋼管應變分析

樓蓋底部鋼管下側部分測點在豎向均布荷載作用下的荷載-應變關系曲線如圖6所示。由圖6可知:試驗初期,在荷載作用下橫向鋼管跨中的應變10、應變18最大,橫向鋼管1/4處的應變2、應變26次之,縱向鋼管上的應變33最小,基本不變。這些數(shù)據(jù)說明荷載主要由橫向鋼管承擔,縱向鋼管對于抗彎剛度貢獻很小。位于鋼管頂部的應變38為負值,說明鋼管并未處于全截面受拉狀態(tài),壓應力為鋼管與硅酸鈣板共同承擔。隨著荷載的增加,橫向鋼管應變繼續(xù)上升,并在接近破壞時因焊縫開裂導致的應力集中迅速增大?？v向鋼管變化幅度更小,在開裂荷載后才開始出現(xiàn)明顯變化,并在達到破壞荷載附近時迅速增加,說明結構在橫向鋼管因焊縫破壞而導致結構的剛度退化后縱向鋼管才開始承受荷載。

圖6 部分測點荷載應變曲線

3 有限元計算分析

3.1 有限元模型驗證

3.1.1 模型參數(shù)

(1) 本構關系。鋼材本構關系采用雙折線模型和Von Mises屈服準則,鋼材的屈服應力取330 MPa,彈性模量取2.00×106MPa,泊松比取0.25。由于硅酸鈣板在試驗過程中未出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象,將其本構關系簡化為彈性,彈性模量參考文獻[9],取7 500 MPa。

(2) 單元選取。根據(jù)裝配式樓蓋的基本參數(shù),利用有限元軟件ABAQUS中的CAE模塊進行建立樓板的幾何模型。采用三維solid拉伸建立硅酸鈣板,單元類型選用C3D8R單元?？紤]方鋼管的厚度相對尺寸較小,選取殼(S4R)單元通過拉伸建立方鋼管,忽略鋼管在厚度方向的應力分布,選擇殼種類為連續(xù)殼、均質,其余選項保持默認設置一致。

(3) 相互作用、荷載和邊界條件。方鋼管之間的焊縫采用Tie約束來進行模擬,硅酸鈣板與方鋼管之間的連接通過接觸屬性來模擬。① 按照試驗的加載方式,在樓板上劃分了16個正方形區(qū)域作為加載區(qū)域施加均布荷載,樓蓋的邊界條件簡化為長方向兩側鋼管底邊為鉸接狀態(tài)。② 按照試驗實際情況設置了6塊硅酸鈣板,并根據(jù)試驗的加載方式,在樓板上劃分了16個正方形區(qū)域作為加載區(qū)域施加均布荷載,樓蓋的邊界條件簡化為長方向兩側鋼管底邊為鉸接狀態(tài)。

完成模型建立后,進行網(wǎng)格劃分,隨后建立job任務并進行計算,有限元模型如圖7所示。

圖7 有限元模型

3.1.2 計算模型與實驗對比結果

根據(jù)有限元計算結果,繪制裝配式輕鋼樓蓋試件的荷載-板中心撓度曲線,并與試驗值進行對比,試驗與模擬結果對比情況見表2所列,試驗板的荷載-板中心撓度曲線與試驗對比情況如圖8所示。

表2 試驗與模擬撓度對比

圖8 試驗與數(shù)值模擬荷載位移曲線對比

由圖8可以看出,有限元模型所得出的荷載-板中心撓度曲線與試驗所得曲線有一定的吻合度,開始時由于設置的Tie約束要比焊縫具有更好的傳力性能,模擬剛度比試驗值大,后來隨著荷載的上升,由于鋼材本構關系選擇與實際存在差距,兩者之間差距降低,最后構件因焊縫破壞而出現(xiàn)承載力突降,而模擬值雖然仍在上升,但上升趨勢已趨于平緩,兩者在結構破壞之前的差距很小,說明有限元模擬的可靠性。模擬中破壞荷載為參照試驗中樓蓋破壞前的荷載位移曲線的斜率變化,以荷載-位移曲線斜率下降到初始的20%作為樓蓋的破壞標志所得出。

3.2 有限元參數(shù)分析

本文利用有限元模型通過正交試驗的方法，主要考察了鋼材屈服強度、方鋼管壁厚、方鋼管高度、硅酸鈣板厚度4個參數(shù)對于樓蓋抗彎性能的影響。

正交試驗是采取部分試驗來代替全面試驗的方法,通過對部分代表性試驗的結果分析,了解全面試驗的情況[10]。本文選用了正交表L9(34)對有限元模擬方案進行設計,各因素均包括高、中、低3個水平情況,各有限元模型的具體規(guī)格見表3所列。

表3 正交試驗結果

根據(jù)表3中的具體參數(shù)分別建立對應的9個不同的有限元模型并施加均布荷載進行計算,樓蓋的破壞荷載參考前文中的做法,以樓蓋的荷載-位移曲線斜率下降到初始的20%作為樓蓋的破壞標志。將這一荷載作為分析對象,采用直觀分析的方法,分別對鋼材強度(因素A)、方鋼管壁厚度(因素B)、方鋼管高度(因素C)以及硅酸鈣板厚(因素D)4個因素進行單因素水平分析。極差計算結果見表4所列。

通過比較4個因素的水平極差可以得到RA>RB>RC>RD,但RA與RB相差僅0.1%,可以認為兩者基本相等。根據(jù)極差分析的判斷準則可知,鋼材屈服強度與方鋼管壁厚是影響樓蓋承載力的主要因素,越高的鋼材屈服強度與越大方鋼管壁厚可以明顯提升樓蓋承載力,鋼管高度是樓蓋承載力的次要因素,硅酸鈣板厚度對樓蓋承載力的影響最小。在鋼材屈服強度提高了60%的情況下,結構的破壞荷載提升了72.70%;在方鋼管壁厚增加了60%的情況下,結構的破壞荷載提升了74.14%;在方鋼管高度提高了60%的情況下,結構的破壞荷載下降了31.20%；在硅酸鈣板厚度提高了60%的情況下,結構的破壞荷載提升了9.78%。在不同水平等級下各因素破壞荷載的變化關系如圖9所示。

表4 極差分析計算表

圖9 各因素在不同水平等級下破壞荷載的變化

4 結 論

(1) 裝配式輕鋼樓蓋整體受力性能與一般混凝土實心樓蓋有所差異，在樓板開裂前后剛度差距不大。在加載過程中未出現(xiàn)明顯的脆性破壞現(xiàn)象,試驗板在設計均布荷載下未出現(xiàn)裂縫,其中最大撓度為其跨度的1/409。

(2) 以2.5 kN/m2的恒荷載按照《建筑結構荷載規(guī)范》來計算樓蓋的使用荷載,試驗板的開裂荷載是正常使用荷載的2.22倍,破壞荷載是正常使用荷載的3.63倍,可以看出樓蓋抗彎性能良好,滿足荷載規(guī)范中對于常用民用建筑樓面的安全性要求。

(3) 橫向鋼管的應變要大于縱向鋼管的應變,樓蓋主要受力的構件為橫向鋼管。可以看出縱、橫2個方向剛度相差較大,與撓度變形分析結果吻合,樓蓋存在材料上的浪費,后續(xù)仍有優(yōu)化與升級空間。

(4) 由有限元參數(shù)分析結果可知,在6%的提升幅度下,提升鋼管壁厚來提升承載能力的效果是提升鈣板厚度的7.59倍,是提升材料強度的1.02倍,提升鋼管高度對于承載能力提高的效果尚不明朗,需進一步研究。