闭口型组合楼板纵向剪切承载性能的试验研究

王元清,成钟寿,石永久,奥晓磊

(1.清华大学土木工程系土木工程安全与耐久教育部重点实验室,北京10008;2.北京市建筑设计院,北京 100045)

压型钢板-混凝土组合板的承载力主要由两材料截面滑移引起的纵向水平剪力来控制。但因为两者之间的粘接作用相当复杂,还没有理想的设计计算方法。因此目前的组合板设计方法都通过足尺试验或小块推出试验获得相关承载力。中国可以参考《钢 混凝土组合楼盖结构设计与施工规程(YB 9238-92)》进行组合板的承载性能计算,规范中纵向承载性能采用系数α,如式(1)所示:

但式(1)中的系数只适用于开口型压型钢板-混凝土组合板,目前大多数学者都采用欧美规范的m-k方法对闭口型压型钢板-混凝土组合板进行研究。中国规范条文说明中也建议采用m-k方法对闭口型组合板进行试验。

文献[5]对12块闭口型压型钢板Bardek进行了试验研究。结果表明,组合板的破坏形状与剪跨比有关,对于承受均布荷载的组合板,长跨板通常由受弯控制,而短跨板通常由纵向受剪控制。

文献[6-8]也对类似的闭口型压型钢板BondekⅡ进行了试验研究,获得了相应的承载力计算系数m和k。由上述的研究成果可知,虽然压型钢板的形状类似,但其承载性能及破坏特征有所不同。

文献[9]对11块闭口型压型钢板混凝土组合板YJ 660-720进行了试验研究,获得相应的m、k系数。结果表明在组合板中设置的栓定能提高压型钢板和混凝土纵向剪切粘接承载力,在剪跨内设置一定的箍钢对承载力有效大的提高。

该文对百安力公司的新型压型钢板Econdek65-675进行试验,采用m-k方法验证组合板的承载性能。主要试验内容包括,组合板的纵向剪切-粘结能力、试件板的剪跨比的影响、破坏形式、静力荷载与预循环荷载作用下的挠度特征等。

1 试验研究

1.1 试验概要

试验目的是测试压型钢板组合楼板的剪切-粘结(纵向抗剪)性能,依据欧洲标准4中对组合楼板测试的相关规定,测量组合楼板极限承载力,通过数值处理得出计算组合楼板纵向剪切承载力的经验系数m和k。主要试验参数为组合板的厚度和剪跨。一共制作了18块组合板试件,厚度分别为115mm、150mm、200mm共3组。对于同一种厚度组合板,各有不同长度的3块短板试件和3块长板试件。试件尺寸及试件参数如图1和表1所示。

图1 Econdeck压型钢板

表1 组合板各试件参数

1.2 试件与测点布置

在每块组合板的加载位置处布设1.0mm厚垂直板肋的通长钢板用作隔板,用以更清晰的定义剪跨,消除混凝土受拉区的拉力。钢板高度为80mm,下端紧贴楼承板波谷,遇到板肋处作剪孔处理。然后放置面层钢筋网Φ8@150mm×150mm,以模拟实际工程情况;最后浇筑C30混凝土,同时浇筑36个边长150mm的正方体混凝土立方体,以测试混凝土的实际强度(图2(a))。在组合楼板压型钢板的底部,布置了电阻应变计,测量压型钢板2个截面(跨中截面和加载点截面)在不同位置的应力,用导线引到外面,接到应变分析仪上读取应变值(图2(b))。位移传感器的测量点位于组合楼板跨中,测量跨中相对于地面的位移。在组合楼板的两端部,分别装上2个位移百分表,测量混凝土相对于压型钢板的位移(图2(c))。

图2 应变片与端部位移计布置图

1.3 加载方法

试验的加载方式如图3所示,通过60 t高清度千斤顶施加荷载,传感器的精度为0.5 kN,由荷载传感器测量。荷载施加在板跨的2个L/4位置上,这样获得的剪力和弯矩等同均布荷载作用下的结果。

图3 组合板试件示意图

每组试件由3块组合板组成,其施加方式如下:

1)第1试件:使用控制台对楼板进行加载。对试件逐渐加压,根据破坏荷载量级每级10 kN或5 kN不等,每级停留时间为1min,在此时间内挠度不再增加时进行下一级加载。直至荷载传感器的数值不再增加时停止加载。当千斤顶传感器的数值达到最大值(W t)时,记下板端最大纵向滑移S。

2)第2、3试件:先采用0.2 Wt到0.6 Wt加载幅度对楼板循环加载,循环次数为5 000次。然后对楼板进行逐级加压,使用第1试件的方法,记录W和S。第3试件,方法同第2试件。每组试件测试完毕后,用万能压力机测试混凝土立方体的强度。

2 试验结果及分析

2.1 破坏特征

试验结果表明在3组试件的加载处都出现了混凝土楼板厚度方向的裂缝,通常短跨多斜向发展,长跨多竖向发展。A组和B组试件在加载处出现压型钢板压曲,向外凸出的现象(图4(a)),但C组试件中压型钢板没有明显的压曲。各组试验结果呈现了如下的破坏特征;

1)对于A组试件:不论长短跨,均出现不同程度的压型钢板与混凝土剥离,短跨楼板在端部出现非常明显的外翻(图4(b)),混凝土楼板完全显露;长短跨板均出现一定量的滑移,滑移程度相近,但短跨端部的滑移两侧较为接近,长跨其中一侧会明显偏大。

2)对于B组试件:楼板端部侧面从压型钢板肋处延伸出斜向裂缝,延伸至楼板上表面,端部压型钢板有一定外翻,但整体的屈曲和脱离还是集中在跨中部位;短跨两端滑移出现一定的不对称,长跨两端滑移严重不对称,破坏时其中一侧滑移量明显较另一侧小(图4(c))。

3)对于C组试件:混凝土楼板的若干裂缝出现在加载处,开始时竖向发展,后期斜向发展;短跨加载处压型钢板没有明显凸曲,破坏主要集中在跨中。长跨破坏主要集中在加载处,并且只是在一侧,另一侧变化不明显;厚板较薄板破坏滑移大,短跨板两侧滑移较为相近,而长跨板差别明显(图4(d))。

2.2 荷载与端部滑移的特征

图5为3组试件荷载与楼板端部滑移的关系曲线,从图中可以看出以下特征(图中所列的端部滑移值取左右两端滑移值的较大值);

1)随着板厚增大,楼板的脆性特征趋于明显。如果最终荷载没有超过滑移为0.1mm时荷载的10%,则判断它为脆性。根据这个原则,可以判定B2-C-2、C2-C-1、C1-S 3块试件为脆性。

图4 试件板的破坏特征

图5 荷载与端部滑移特征曲线

2)从滑移量上看,厚度越大最终滑移量越大,长跨试件要明显大于短跨试件。

2.3 荷载与跨中挠度的关系

图6为3组试件荷载与楼板跨中挠度的关系,从图中可以看出;

1)随着混凝土板厚度的增加,剪跨对楼板荷载的影响越小,在 200mm试件中长短跨差异相对较小。

2)循环加载后,试件留有一定的残余挠度,这是因为循环加载后在钢板和混凝土板之间化学粘接力消失了,剪跨比大的试件表现得更为突出。

图6 不同试件荷载-端部滑移关系曲线比较

3 承载力分析

3.1 纵向剪切承载力

纵向剪切性能一般采用 EurocodE4[15]或ASCE[16]的m-k方法。利用试验结果及组合板几何参数进行线性回归分析可以得到2方法的m、k值。计算方法见式(2)和图7;

图7m、k计算方法示意图

计算m、k值时,由于试验数据的离散型,EC4和ASCE分别采用10%、15%的折减系数,结果可见表4。

表4 经验系数(m、k)计算结果

根据上面的对比结果可以得到如下结论:

1)从表4可知,试验数据拟合时,随着混凝土板厚度的增加,其偏差越大,A组和B组的拟合结果较好,但C组结果的离散性很大,C组试件的相关系数已经超过了可靠离散范围。

2)从图8可知,欧洲规范对各组试件呈现了9.2%的误差,根据ASCE规范的计算结果呈现了12.3%的误差。与ASCE计算结果相比,欧洲规范计算结果较为准确。采用欧洲规范的纵向承载力计算公式对 Econdek65-675的纵向剪切承载能力如下;

式中1.25为安全系数。

图8 实测极限结果跟理论计算结果对比

3.2 与其他类似组合板对比

对其他类似的闭口型或缩口型压型钢板的m、k值如表5所示。

表5 对不同压型钢板-组合楼板的m和k值

从表5可以看出;

1)与已在实际工程中使用的其他组合板相比,试验中采用的Econdek具有类似的m、k值,具有较可靠的纵向剪切承载性能,可以应用到实际工程中。

2)随着压型钢板截面的变化,m、k值也会有所改变。即使同样截面尺寸的组合板进行试验,其m、k值也会有不同的结果。如表5中的参考文献[6-8]都采用了同一种压型钢板BondekⅡ,可是其m、k值有较大的不同。这可认为,文献[6-7]中的试件数量大于6,而在文献[6]试验组合板中只采用3m跨度的4块试件。

3)Econdek65-625的m、k值与Bardek压型钢板类似,但与参考文献[6-8]的 BondekⅡ相比有较大的差别。可以认为BondekⅡ上布置的压痕影响了组合板的极限承载力。

4 结论

1)试验结果表明,由于板端部没有布置栓钉等抗剪构件,在所有的试件中都发生了纵向剪切破坏。在施工中,为保证2种材料的组合作用,应布置如栓钉等的端部连接件。

2)通过承载力试验得到了组合板的纵向剪切承载力曲线及相关系数m和k,并且得到了Econdek65-625的纵向剪切承载力计算公式。

3)与类似的组合板相比,现行的m-k方法由于试验条件、试件数量和剪跨比等试验参数的不同,在结果上会有较大的偏差。为节约新型压型钢板试验成本、减少实行错误等,中国需要统一标准的试验方法和更正确的理论模型。

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