單向預制疊合板現(xiàn)澆層內(nèi)力分布規(guī)律

岳琳琳 劉雪婷

摘要：采用有限元數(shù)值模擬及荷載試驗分析，研究了普通鋼筋混凝土單向預制疊合板現(xiàn)澆層支座彎矩的分布特征，對比了疊合板現(xiàn)澆層不同方向的支座負彎矩鋼筋應變隨加載過程的變化趨勢，并分析了其形成機理。通過分析可知：加載過程中單向預制疊合板現(xiàn)澆層在順預制板跨方向的支座負彎矩遠大于另一方向，此規(guī)律與普通鋼筋混凝土單向或雙向板極限承載能力設計受力分析有一定差異。該結(jié)論對于在裝配整體式結(jié)構設計中有效地控制疊合板現(xiàn)澆層開裂及優(yōu)化設計有參考意義。

關鍵詞：單向預制疊合板；現(xiàn)澆層；內(nèi)力分布

中圖分類號：TU375.2 文獻標志碼：A

0引言

由于施工便利的優(yōu)勢，采用下層預制上層現(xiàn)澆的疊合板，是當前鋼筋混凝土在預制裝配式建筑中主要采用的結(jié)構形式［1-2］。由于上、下層疊合面的抗剪能力是影響疊合板抗彎強度及剛度的關鍵，因此，近二十年來，很多研究都著力于分析不同形式的疊合面抗剪性能對疊合板整體抗彎強度和剛度的影響。聶建國等比較了不同形式的疊合面。

對簡支疊合板承載能力的影響［3］。丁永君等［4］通過疊合板三維非線性數(shù)值模擬與試驗對比分析了疊合板上、下層結(jié)合面受力特征。侯建國等［5］分析了結(jié)合面粗糙度對疊合板承載能力的影響。衛(wèi)軍和荊建梅等［6-7］研究了對疊合面拉毛處理的普通連續(xù)疊合板內(nèi)力重分布特征。 值得一提的是，出于施工便利的原因，通過預制板單向布置，疊合板雙向現(xiàn)澆形成的單向預制疊合板（或稱“部分雙向疊合板”）在實際工程中得到了大量運用［8-10］。吳方伯和聶磊等［11-12］研究了疊合面在理想結(jié)合條件下，單向預制疊合板彎矩分布規(guī)律及配筋計算方法。上述研究表明：經(jīng)一般拉毛處理的疊合面抗剪切能力足夠，疊合板正截面抗彎承載能力和尺寸相等的普通鋼筋混凝土現(xiàn)澆板相近；單向預制疊合板可以按單向板設計，如果考慮現(xiàn)澆層的雙向受彎，則設計計算方法比普通現(xiàn)澆雙向板復雜很多［13］。

出于當前住宅產(chǎn)業(yè)化對疊合板的大量需求，施工簡單的普通拉毛處理疊合面也得到廣泛采用，也正因為有大量的應用需求，需要在設計上簡便合理、安全可靠，希望能把單向預制疊合板當作普通鋼筋混凝土單向或雙向板進行受力分析，但事實上，由于單向預制疊合板與普通鋼筋混凝土板在構造上的固有差異，特別是順預制板跨度方向的疊合板邊緣僅在現(xiàn)澆層部分有框架梁支座約束，導致在加載過程中現(xiàn)澆層支座鋼筋受力情況較為特殊，如果處理不當，可能影響單向預制疊合板的正常使用［14-16］。因此有必要從加載全過程了解疊合板現(xiàn)澆層支座負彎矩變化機理，以確保單向預制疊合板正常使用極限狀態(tài)符合相關規(guī)范要求。本文將通過數(shù)值模擬和足尺試驗研究對上述問題加以分析，為普通鋼筋混凝土疊合板的設計提供參考依據(jù)。

1數(shù)值模擬

1.1分析條件

由于本文側(cè)重于分析疊合板達到極限承載能力前的內(nèi)力分布規(guī)律，因此在塑性發(fā)展深度較小的近彈性階段，疊合層與現(xiàn)澆層協(xié)調(diào)工作機理及內(nèi)力分布是本文分析的重點。

1.2模型介紹

考慮一個4 m×4 m的梁格，四塊長4 m，寬1 m，厚50 mm的預制板間隔平行擺放，間隔3 mm間距以確保預制板之間完全分離，現(xiàn)澆層板厚50 mm。由于板跨和板厚的比值遠大于10，采用基于Kirchhoff的薄殼單元模型模擬預制板和現(xiàn)澆層在平面內(nèi)和平面外可能的變形，預制和現(xiàn)澆層上下間距為實際兩板抗彎橫截面的中和軸距離。板彈性模量按C30混凝土確定，基于文獻［4、7、8］都驗證了普通拉毛處理疊合面良好的抗剪切能力，使得疊合板正截面承載能力能夠等同于等厚度普通現(xiàn)澆板，因此在預制板和現(xiàn)澆層板單元上下之間，用剪切和彎曲剛度無限大的剛性短桿連接。為滿足混凝土疊合板受力后變形的協(xié)調(diào)性，剛性短桿應均勻分布且其間距不宜過大。通過改變剛性短桿間距試驗，發(fā)現(xiàn)當剛性短桿的間距小于等于500 mm時，疊合板在受力后現(xiàn)澆層的邊界負彎矩不隨著剛性短桿間距的減小而改變。在4 kN/m2荷載作用下SAP2000殼模型中疊合板現(xiàn)澆層頂面的應力云圖可以和ANYSY實體模型很好吻合，因此在論文中剛性短桿的間距選500 mm。SAP2000模型如圖1所示，受力后疊合板現(xiàn)澆層頂面應力云圖如圖2所示。

1.3邊界條件

預制板和現(xiàn)澆層與框架梁的連接約束條件有所不同，預制板直接擱置于框架梁上，可作為鉸支連接；現(xiàn)澆層與框架梁整澆，配置了充分數(shù)量的支座鋼筋，可看做與梁單元固接。有限元建模時，通過在板和梁單元之間設立鉸接或固接支座單元實現(xiàn)，如圖3和圖5所示，疊合板倆邊框架梁剖面如圖4和圖6所示。

1.4分析結(jié)果

在疊合板表面加載4 kN/m2的均布荷載后，現(xiàn)澆板的負彎矩分布如圖7所示。由于篇幅所限，對每個節(jié)點彎矩無法一一給出，且平行于各框架梁方向的負彎矩沿梁全長分布較均勻，在預制板拼縫處有一定變化。為了克服這種輕微突變帶來的影響，將框架梁沿全長均分為三段，取各自區(qū)段內(nèi)所有節(jié)點彎矩的均值，以反映現(xiàn)澆板支座負彎矩（表1）。彎矩矢量方向規(guī)定：以Y軸代表順預制板跨度方向，以X軸代表與之垂直的另一個方向。

從表1可以看到現(xiàn)澆板支座負彎矩有幾點分布規(guī)律：

（1）Y方向的現(xiàn)澆板支座負彎矩，在框架梁中部大于框架梁兩端。

（2）Y方向的支座負彎矩總體上大于X方向，在框架梁中部差異更為明顯。上述現(xiàn)象是由于Y方向的框架梁沒有對預制板起支撐作用，預制板在跨中部位撓度較大，因而現(xiàn)澆層在此處變形較大，容易產(chǎn)生較大的負彎矩值。而X方向的框架梁對預制板有支撐作用，預制板在X梁邊緣附近撓度較小，現(xiàn)澆層在此處變形小，因此負彎矩較小。

2試驗分析

2.1試件設計及測點布置

按上述模型尺寸進行足尺模型試驗，混凝土等級為C30，預制板和現(xiàn)澆層配筋分別如圖8和圖9所示，預制板與框架梁之間有連接構造鋼筋C8@200 mm，預制板橫向拼縫處也有C8@200 mm構造鋼筋。制作過程中，先施工預制板部分，并按設計要求做好疊合面的構造措施，然后在室內(nèi)覆蓋麻袋澆水養(yǎng)護10天。10天后接著澆筑現(xiàn)澆層混凝土，并用同樣的方法養(yǎng)護7天。在混凝土疊合板制作過程中，板始終具有可靠支撐，避免加載前的二次受力。按GB/T50152-2012《混凝土結(jié)構試驗方法標準》的相關規(guī)定，在現(xiàn)澆板上進行均布荷載的逐級加載，滿載荷載為4 N/m2。試驗過程中，對現(xiàn)澆板兩方向支座負彎矩鋼筋的應變進行了應變數(shù)據(jù)采集測量。負彎矩鋼筋的測點如圖10所示，現(xiàn)場加載如圖11所示。

2.2試驗結(jié)果分析

受自重其它施工荷載因素的影響，在施加均布荷載之前，現(xiàn)澆層負筋已存在拉應變，荷載逐級增加后，鋼筋應變隨之增加。通過圖12和圖13反映的兩個方向的現(xiàn)澆板鋼筋應變增加情況看，越接近承載能力極限，鋼筋應變增加的趨勢減緩?？傮w上看，越靠近現(xiàn)澆層邊緣中部，鋼筋應變越大。

圖14反映了現(xiàn)澆層相互垂直的兩個板邊不同位置的負彎矩鋼筋應變比值情況。gh31和gh51分別是順預制板跨方向的現(xiàn)澆層邊緣中部和端部測點，gs32和gs42分別是垂直于預制板跨方向的現(xiàn)澆層邊緣中部和端部測點。50%加載時，gh31/gs32值約等于2.5，gh51/gs42的值約為1。50%持荷時，gh31/gs32和gh51/gs42的值變化很大，分別變?yōu)?和0.3。在加載70%之后隨著均布荷載等級的增加gh31/gs32和gh51/gs42的值趨于穩(wěn)定，最終在100%持荷階段gh31/gs32=1.4，gh51/gs42=1，如圖14所示。總體上看，相互垂直的兩個板邊緣的鋼筋應變，中部差異大于端部差異。越接近承載能力極限，差異越小。

3結(jié)論

根據(jù)長寬比為1∶1普通鋼筋混凝土單向預制疊合板的數(shù)值模擬和試驗分析，在疊合板整體逐步達到承載能力極限狀態(tài)的過程中，單向預制疊合板的現(xiàn)澆層有幾點受力特征：

（1）相比垂直于預制板跨度的方向，順預制板跨度方向的框架梁對疊合板現(xiàn)澆層的約束反力較大，對應的支座負彎矩鋼筋應變也更大。

（2）疊合板現(xiàn)澆層相互垂直的兩個邊，其中部負彎矩鋼筋應變差異較端部更大。

（3）上述差異隨著荷載接近疊合板的承載能力極限而逐漸減弱。

綜上所述，本文研究對于了解單向預制疊合板的受力機理，并為進一步優(yōu)化單向預制疊合板設計提供了一定的參考。

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［作者簡介］岳琳琳（1997—），女，碩士，研究方向為工程結(jié)構。