摘 要

裝配式弦支鋼-混凝土組合樓蓋是一種新型大跨度預(yù)應(yīng)力組合結(jié)構(gòu),為了探究該組合樓蓋中樓板部分的力學(xué)性能,從裝配式弦支鋼-混凝土組合樓蓋中選取由 4 塊槽型疊合板通過板間連接件連接組合形成的標(biāo)準(zhǔn)樓板單元,以此為研究對象,對其在正常使用階段的受力性能進(jìn)行有限元模擬分析。

模擬結(jié)果顯示,該組合樓板單元由于肋梁及后澆帶的存在,在加載初期,單塊槽型疊合板單元率先發(fā)生雙向彎曲變形且跨中撓度最大,隨著荷載的不斷增加,組合樓板單元發(fā)生整體彎曲變形,跨中位置撓度變形最大,當(dāng)加載結(jié)束時(shí),跨中撓度值為 59 mm。在外荷載作用下,組合樓板單元沿跨度方向混凝土出現(xiàn)明顯的塑性損傷,這表明兩端簡支組合樓板單元整體的抗彎剛度與垂直于跨度方向的截面有關(guān)。為詳細(xì)探究混凝土強(qiáng)度、疊合層厚度、肋梁高度以及板間連接件的高度等參數(shù)對組合樓板抗彎剛度等力學(xué)性能的影響,建立 13 個(gè)有限元模型,對槽型鋼筋桁架疊合板及板間連接件進(jìn)行變參數(shù)分析,通過對比相同荷載與邊界條件作用下跨中荷載位移曲線,探究了不同因素對組合樓板抗彎性能的影響。

結(jié)果表明:在保持其他條件不變的情況下,隨著肋梁高度的增加,抗彎剛度急劇增大而撓度迅速減小,肋梁高度從 400 mm 增大到 700 mm,抗彎剛度增加 322.6%,撓度減小 99%;隨著疊合層厚度的增加,抗彎剛度增大而跨中撓度減小,疊合層厚度從 40 mm 增大到 70 mm 時(shí),抗彎剛度增加 24.2%,撓度減小 54.7%;隨著混凝土強(qiáng)度等級的增加,抗彎剛度略有增加而跨中撓度未見明顯變化, 混凝土強(qiáng)度等級從 C25 增大到 C40, 抗彎剛度最大增加10.1%,撓度在 55 ~ 60 mm 間波動;僅改變板間連接件高度并不改變其中心作用位置時(shí)對抗彎剛度及撓度影響不大,板間連接件高度從 300 mm 增大到 360 mm,抗彎剛度增加 8.0%,撓度減小未超過 10%。綜上,對組合樓板整體的抗彎剛度及跨中撓度影響最大的是肋梁高度,其次是疊合層厚度,混凝土強(qiáng)度及板間連接件高度影響較小。

0 引 言

弦支結(jié)構(gòu)是剛?cè)峤Y(jié)合的復(fù)合大跨度建筑鋼結(jié)構(gòu),其 結(jié)構(gòu)受力合理, 能充分發(fā)揮材料自身的性能。陳志華等提出一種將預(yù)應(yīng)力鋼與混凝土板組合在一起形成的弦支混凝土集成屋蓋,并對其基本特性進(jìn)行了分析;在已有成果的基礎(chǔ)上,喬文濤等對弦支混凝土集成屋蓋結(jié)構(gòu)靜力學(xué)特性及動力學(xué)特性的影響因素進(jìn)行了分析;An等對張弦梁-混凝土板組合樓蓋結(jié)構(gòu)的靜力學(xué)特性及人致震動進(jìn)行研究,并將其應(yīng)用到某體育館大跨度屋蓋。

上述研究表明,弦支混凝土組合樓蓋是一種力學(xué)性能高效的大跨度組合樓蓋,然而,這種樓蓋存在撐桿構(gòu)造復(fù)雜、自重大、現(xiàn)場濕作業(yè)多以至于裝配化程度較低等問題。為有效解決弦支組合樓蓋存在的上述問題,一種使用鋼筋桁架槽型疊合板代替普通鋼筋混凝土預(yù)制板的裝配式弦支輕質(zhì)混凝土組合樓蓋結(jié)構(gòu)被提出,其中槽型疊合板的引入有效減輕了結(jié)構(gòu)自重、提高裝配化程度。

疊合板兼具有預(yù)制板與現(xiàn)澆板的優(yōu)點(diǎn),在裝配式建筑中得到應(yīng)用廣泛,為探究并改善疊合板的力學(xué)性能,國內(nèi)外學(xué)者對不同形式混凝土疊合板的力學(xué)性能進(jìn)行了大量相關(guān)研究。馬蘭等進(jìn)行了單向鋼筋桁架混凝土疊合板的施工階段與正常使用階段的受力性能試驗(yàn)研究,并通過理論研究的方法對影響預(yù)制板短期剛度的因素進(jìn)行了探究;楊秀英等在傳統(tǒng)鋼筋桁架疊合板的基礎(chǔ)上增加橫向附加鋼筋支架得到一種新型的構(gòu)造形式,通過對雙向鋼筋桁架疊合板進(jìn)行靜力加載試驗(yàn),得到這種類型的板比單向鋼筋桁架疊合板開裂彎矩更大,具有更加良好的抗裂能力。陳驍?shù)忍岢隽虽摾哳A(yù)應(yīng)力混凝土疊合板并指出來其具有的抗彎剛度大、承載力和生產(chǎn)效率高等特點(diǎn);Han等對倒置多肋預(yù)應(yīng)力組合樓板的抗彎、抗剪性能進(jìn)行了研究。

上述文獻(xiàn)在剛度、承載力、抗裂能力等方面對疊合板進(jìn)行了有限元及試驗(yàn)分析,為混凝土疊合板之后的性能探究提供了寶貴的試驗(yàn)數(shù)據(jù)以及研究資料。但所研究的疊合板多用于普通裝配式屋蓋或樓蓋,并不適用于裝配式弦支混凝土組合樓蓋,而目前尚缺少關(guān)于此樓蓋樓板部分的研究,因此本文擬選取裝配式弦支組合樓蓋中的部分樓板單元進(jìn)行有限元分析,探究組合樓板的力學(xué)性能并對影響其剛度的因素進(jìn)行研究。

1 裝配式弦支鋼-混凝土組合樓蓋構(gòu)造

裝配式弦支輕質(zhì)混凝土組合樓蓋結(jié)構(gòu)主要是由上部的輕質(zhì)混凝土鋼筋桁架疊合板、板間連接件、拉索和撐桿組成的索撐系統(tǒng)以及各連接節(jié)點(diǎn)組成,構(gòu)造見圖 1。

圖 1 裝配式弦支鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的構(gòu)造示意

其中裝配式弦支混凝土組合樓蓋的上部樓板是由鋼筋桁架槽型疊合板(圖 2)通過板間連接件拼合而成,故本文選取由 4 塊槽型板組合形成的組合樓板(圖 3)為研究對象,進(jìn)行正常使用階段的模擬分析,探究其力學(xué)性能及影響因素。

圖 2 鋼筋桁架疊合板

圖 3 組合樓板

1800 mm×1800 mm 的槽型疊合板構(gòu)造如圖 4所示, 其中預(yù)制底板厚度 40 mm, 四周肋梁高360 mm,寬 100 mm。鋼筋選用 HPB300,除肋梁內(nèi)縱向鋼筋采用 A10 鋼筋以外,其余鋼筋均為 A6。板內(nèi)共設(shè)置 5 道間距 360 mm 的桁架鋼筋,其余鋼筋中與桁架鋼筋平行的受力鋼筋間距為 150 mm,另一個(gè)方向的分布鋼筋間距為 180 mm,且桁架鋼筋頂部超出預(yù)制混凝土底板 25 mm。

a—平面; b—1-1 剖面; c—2-2 剖面。

圖 4 鋼筋桁架混凝土底板構(gòu)造

2 有限元模型建立與分析

2.1 模型信息

為詳細(xì)探究混凝土強(qiáng)度、疊合層厚度、肋梁高度以及板間連接件高度對裝配式弦支鋼-混凝土組合樓蓋預(yù)制槽型板單元力學(xué)性能的影響,本文采用控制變量法分別對不同的參數(shù)進(jìn)行改變,建立 13 個(gè)新型預(yù)制混凝土疊合板有限元模型進(jìn)行分析,具體參數(shù)見表 1。

表 1 模型參數(shù)               mm

2.2 材料屬性

所有鋼材均選用 Q235 鋼,本構(gòu)關(guān)系采用理想彈塑性模型,彈性模量 206 GPa,泊松比 0.3,屈服強(qiáng)度 210 MPa。

混凝土材料選用有限元分析軟件中的塑性損傷模型,按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中給出的曲線確定混凝土材料的受拉及受壓本構(gòu)。以 C30 為例,其本構(gòu)曲線見圖 5,受拉及受壓損傷如圖 6 所示。為描述混凝土在受壓狀態(tài)下的塑性變形,給出混凝土的塑性參數(shù)見表 2。

a—受拉本構(gòu); b—受壓本構(gòu)。

圖 5 本構(gòu)曲線

a—受拉損傷曲線; b—受壓損傷曲線。

圖 6 損傷曲線

表 2 塑性參數(shù)

2.3 有限元模型建立

采用有限元分析軟件 ABAQUS 進(jìn)行均布荷載作用下組合樓板的分析,鋼筋桁架及梁筋網(wǎng)采用T3D2 單元,其余部件及后澆部分均采用 C3D8R 單元。不考慮鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)滑移,將鋼筋網(wǎng)架內(nèi)置(Embed)到混凝土板中;忽略新舊混凝土之間的相對滑移,混凝土結(jié)合面之間采用綁定(Tie)約束,以此來模擬混凝土預(yù)制部分與后澆部分的粘結(jié)情況;將組合樓板兩端設(shè)置為鉸接以模擬鉸支座,有限元模型如圖 7 所示。

圖 7 有限元模型

2.4 有限元驗(yàn)證

按照上述有限元模型的建立方法,建立文獻(xiàn)中的有限元模型,并與其試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。在施加 40 kN/m2 均布荷載作用下,有限元模型呈現(xiàn)出明顯的雙向板受力特征,損傷云圖如圖 8 所示,與文獻(xiàn)中實(shí)試結(jié)果的裂紋發(fā)展情況較為吻合。分析得到有限元模擬的荷載-位移曲線,并將其與原文中試驗(yàn)與數(shù)值模擬部分荷載-位移曲線進(jìn)行對比,見圖 9 所示,變化趨勢相似且最大位移差值不超過 5 mm。由此看出,有限元與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,這表明按照上述方式建立有限元模型可以較為真實(shí)地反映試件的實(shí)際情況。

a—底板受拉損傷; b—預(yù)制底板裂縫分布位置。

圖 8 裂縫對比

圖 9 荷載-位移曲線對比

2.5 模擬結(jié)果

以 DHB2 為例,在均布荷載作用下,由于肋梁及板間后澆帶的存在,使得疊合板四周剛度較大,槽型板率先發(fā)生雙向彎曲變形,且跨中撓度最大,隨著荷載的不斷施加,組合樓板單元出現(xiàn)整體彎曲變形,跨中位置撓度變形最大,其變形云圖如圖 10 所示。

圖 10 變形云圖

由圖 11 損傷云圖可以看出,損傷主要出現(xiàn)在跨度方向的肋梁及后澆帶上,兩端簡支組合樓板單元整體的抗彎剛度主要由與跨度方向垂直的截面提供。在均布荷載作用下,板整體呈現(xiàn)出向下的彎曲變形,肋梁及后澆帶下部處于受拉狀態(tài)。

圖 11 損傷云圖

由圖 12 可知,當(dāng)外荷載達(dá)到 140 kN 左右時(shí),剛度開始出現(xiàn)下降,這意味著此時(shí)沿跨度方向的混凝土開始出現(xiàn)裂縫,之后隨著荷載的不斷增加,裂縫不斷發(fā)展,跨中荷載-位移曲線逐漸趨于平緩。

圖 12 DHB2 跨中荷載-位移曲線

3 變參數(shù)分析

3.1 混凝土強(qiáng)度等級的影響

為探究混凝土強(qiáng)度對到組合樓板整體抗彎性能的影響,在其他條件不變的情況下,將混凝土的強(qiáng)度分別設(shè)置為 C25、C30、C35、C40,分析不同混凝土作用下的跨中荷載-位移曲線(圖 13),可知,僅改變混凝土強(qiáng)度,跨中荷載-位移曲線變化趨勢大致相同,與混凝土強(qiáng)度為 C30 比,強(qiáng)度為 C25 時(shí)抗彎剛度下降 1.9%;強(qiáng)度為 C35 時(shí),抗彎剛度增加 3.3%;強(qiáng)度為 C40 時(shí),抗彎剛度增加 8.2%。在相同荷載作用下,與 C30 混凝土相比,混凝土強(qiáng)度為 C25、 C35、C40 時(shí),最大撓度分別減小 6.4%、2.9%以及 0.5%。由此可見,隨著混凝土強(qiáng)度的提高,組合樓板整體剛度不斷增大,但對撓度影響較小且最大撓度在 55 ~60 mm 之間波動。

圖 13 不同混凝土下的跨中荷載-位移曲線

3.2 疊合層厚度的影響

考慮疊合層厚度分別為 40,50,60,70 mm,并保持其他條件不變的情況下,對比跨中荷載-位移曲線(圖 14),分析可得:改變疊合層厚度對組合樓板跨中荷載-位移曲線的趨勢影響不大,但對抗彎剛度及跨中撓度值影響較大。與疊合層厚度為 40 mm 時(shí)相比,厚度為 50 mm 時(shí),抗彎剛度增加 9.6%;厚度為 60 mm 時(shí),抗彎剛度增加 14.3%;疊合層厚度為 70 mm 時(shí),抗彎剛度增加 24.2%。與疊合層厚度為 40 mm 時(shí)相比,當(dāng)疊合層厚度為 50 mm 時(shí),跨中撓度從 59.2 mm 減小到 40.8 mm,減小了 31.1%;當(dāng)疊合層厚度增加到 60 mm 時(shí),撓度值減小到 33.5 mm,減小了 43.4%;疊合層厚度由 40 mm 變 為 70 mm時(shí),跨中撓度由 59.2 mm 降到 26.8 mm, 減 小 了54.7%。這表明,隨著疊合層厚度的增加,抗彎剛度不斷增大而跨中撓度逐漸減小。

圖 14 不同的疊合層厚度下的跨中荷載-位移曲線

3.3 肋梁高的影響

為考慮不同肋梁高度的影響,本文將肋梁高度分別設(shè)為 400,500,600,700 mm,在保持其他條件不變的情況下,得到跨中荷載-位移曲線,如圖 15 所示。對比分析可知,肋梁高度對整體抗彎剛度影響顯著。隨著肋梁高度的不斷增加,跨中荷載-位移曲線斜率顯著增大,這表明組合樓板的抗彎剛度越來越大。與肋梁高 400 mm 時(shí)相比,當(dāng)肋梁高度分別設(shè)置為 500,600,700 mm 時(shí),抗彎剛度分別增加76.3%、190.8%、322.6%。最大撓度隨著肋梁高度的增大急劇減小,最大可達(dá) 99%。

圖 15 不同的肋梁高度下的跨中荷載-位移曲線

3.4 板間連接件高度的影響

在保持其他條件不變的情況下,將板間連接件的高度分別改為 320,340,360 mm,板間連接件的中心位置不發(fā)生改變,仍在肋梁中部,得到不同連接件高度對組合樓板整體跨中撓度的影響,對比分析荷載-位移曲線(圖 16)可知,在僅改變板間連接件高度,并不改變其作用位置的情況下,跨中荷載-位移曲線整體趨勢未有明顯變化,隨著連接件高度的增加,組合樓板整體抗彎剛度略有增加,相比連接件高300 mm 的組合樓板,連接件高度為 320 mm 時(shí),其抗彎剛度增加 5.2%;連接件高度為 340 mm 時(shí),抗彎剛度增大 7.5%;連接件高度為 360 mm 時(shí),抗彎剛度增加 8.0%。隨著板間連接件高度的增加,組合樓板跨中撓度不斷減小,但影響較小,連接件高度從300 mm 增加到 360 mm 過程中,跨中撓度變化并未超過 10%。

圖 16 不同連接件高度下的跨中荷載-位移曲線

4 結(jié) 論

本文通過對混凝土強(qiáng)度、疊合層厚度、肋梁高度以及板間連接件高度等因素進(jìn)行不同參數(shù)下裝配式弦支混凝土組合樓蓋上部混凝土板的分析對比,得到如下結(jié)論: 

1) 改變混凝土強(qiáng)度對整體剛度影響不大,混凝土強(qiáng)度等級從 C25 增加到 C40,剛度最大增加10.1%;跨中最大撓度在 55 mm 到 60 mm 之間波動。

2) 隨著疊合層厚度的增加,抗彎剛度隨之增大,當(dāng)疊合層厚度由 40 mm 增加到 70 mm 時(shí),剛度最大增加 24.2%,撓度減小 54.7%。

3) 肋梁高度與抗彎剛度呈正相關(guān),且影響顯著,肋梁高度每增加 100 mm,抗彎剛度最小增加70%。肋梁高度從 400 mm 增大到 700 mm,抗彎剛度增加 322.6%,撓度減小 99%。

4) 在不改變板間連接件位置,僅改變其高度的情況下,對抗彎剛度影響較小。板間連接件高度從300 mm 增大到 360 mm,抗彎剛度增加 8.0%,撓度減小未超過 10%。

（責(zé)任編輯：何雯麗）

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[責(zé)任編輯：Susan]