再生块体混凝土叠合板应用的研究*

2023-11-13简思敏

建筑结构 2023年21期

丁甲, 简思敏, 王帆, 吴波, 张涛

(1 华南理工大学土木与交通学院，广州 510640；2 广州市建筑科学研究院集团有限公司，广州 510440；3 华南理工大学建筑设计研究院有限公司，广州 510640；4 华南理工大学亚热带建筑科学国家重点实验室，广州 510640)

0 引言

建筑产业的生产、安装和拆除过程会产生大量的废旧混凝土。将这些废旧混凝土处理后再次应用到新建筑构件生产中,不仅能缓解自然资源的过度消耗,还能减少建筑垃圾对自然环境的污染,符合“绿色建筑”的发展方向。

从降低废旧混凝土循环利用的能耗和提高循环利用的环保效益角度出发,课题组提出再生块体混凝土的概念,即将废旧混凝土破碎成大尺度块体(60～300mm),直接与新混凝土混合,形成再生块体混凝土及其相应的再生块体混凝土构件。相较于再生粗骨料(粒径4.75～36.5mm),这种方法不仅使废旧混凝土在破碎和筛分时的破碎能耗降低,同时还能大幅减少形成再生混合物时的水泥用量。目前已从材料层次和构件层次对再生块体混凝土的基本性能开展了系统性的研究[1-3],颁布实施了广东省标准《再生块体混凝土组合结构技术规程》(DBJ/T 15-113—2016)[4]及行业标准《再生混合混凝土组合结构技术标准》(JGJ/T 468—2019)[5]。

顺应建筑工业化的发展趋势,再生块体混凝土与装配式建筑相结合,形成预制再生块体混凝土构件,无疑是今后的重要发展方向之一。叠合楼板是装配式建筑的重要组成部分,具有整体性好、节约模板等优点。为分析对比再生块体对于钢筋桁架叠合板抗弯性能的影响,本文开展了4个足尺试件的静载试验,并对预制底板进行了有限元分析,得到的数据可以为此类叠合板的生产和研究提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

根据叠合板施工阶段和使用阶段“两阶段受力”的特性,依据工程实际,共设计4个试件,2个为预制底板试件(无现浇层,模拟施工阶段),编号分别为DB-1、DB-2;2个为叠合板试件(有现浇层,模拟使用阶段),编号分别为B-1、B-2。两种类型的试件中各有一个使用再生块体混凝土,再生块体取代率η=20%,取代率η为试件中再生块体的质量与全部混凝土(预制底板试件为预计浇筑完现浇层后的全部混凝土)质量之比,试件编号分别为DB-2、B-2;试件DB-1、B-1均不采用再生块体混凝土。

图1 试件模板

图2 试件配筋图

表1 试件基本尺寸

1.2 材料性能

新混凝土采用C35商品混凝土,其立方体抗压强度按照《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T 50081—2002)[6]的规定测取,7d为42.2MPa,28d为51.3MPa。

废旧混凝土来自某工地的废弃基坑支护梁(图3),采用大型破碎机对先基坑支护梁进行破碎,然后进行二次破碎筛分为特征尺寸约70～100mm的块体(图4)。根据《钻芯法检测混凝土强度技术规程》(CECS 03∶2007)[7]的规定,测取直径为100mm、高为100mm的废旧混凝土圆柱体芯样的抗压强度,然后将其换算成150mm立方体抗压强度,换算结果为48.3MPa。

图3 废弃基坑支护梁

图4 再生块体

浇筑预制底板时,制作了8个长、宽、高为300mm的再生块体混凝土立方体试块(取代率η=20%),测取其抗压强度并换算为150mm立方体抗压强度,换算结果为:7d抗压强度为41.9MPa,28d抗压强度为50.5MPa。

2 预制底板试验

2.1 试验方案

试件左、右两端分别设置固定铰支座和滑动铰支座,支座间距为2.4m(图5)。竖向均布荷载通过质量块(2.5kg/块)模拟,分级加载于试件上。试验开始之前,在预制底板上表面画上网格线,质量块按照网格线划分有序放置。

图5 预制底板试验装置图

在预制底板上表面布置6个竖向位移计,其中2个布置在跨中,4个布置在四角支座处。再生块体混凝土预制底板试件DB-2试验时先预加100kg湿砂找平,以确保质量块能顺利加载。试件正式加载时,按每级3.6kN(144块质量块)逐步加载,直至试验结束。本次试验,当试件出现跨中挠度达到跨度的1/50、受压区混凝土压坏或受拉钢筋断裂的现象之一时,认定试件已达到承载能力极限状态,停止加载。

2.2 预制底板宏观破坏形态

(1)试件DB-1

加载至第4级荷载(14.1kN)时,板侧出现第一条裂缝,随着荷载的增加,裂缝不断延伸并变宽,并且出现新裂缝,新裂缝向上延伸。加载至第5级(17.6kN)和第6级荷载(20.0kN)时,各听到一次混凝土开裂的声音。最终加载至871个质量块(21.3kN)时,板跨中挠度达到跨度的1/50,判断达到破坏条件,停止试验。终止试验时,试件侧面照片如图6所示。此时板侧有多条裂缝出现,并有裂缝延伸至板顶。

图6 试件DB-1试验终止时板侧照片

(2)试件DB-2

加载至第5级荷载(18.6kN)时,混凝土开裂,随着荷载的增加,裂缝不断延伸并变宽,并且出现新裂缝,新裂缝向上延伸。但板挠度增长与裂缝发展速度明显慢于试件DB-1,在加载至第12级荷载(42.4kN),板跨中挠度为12.7mm,此时质量块已堆叠较高,为确保安全,终止试验。终止试验时,试件侧面照片如图7所示。此时板侧有多条裂缝,但均未延伸至板顶。

2.3 预制底板试验结果分析

荷载-跨中挠度曲线如图8所示。可见,曲线呈现双折线形式,即试件开裂前为弹性阶段和开裂后为弹塑性阶段;开裂前,试件挠度线性增长;开裂后,曲线斜率减小,挠度增长加快。

图8 预制底板荷载-跨中挠度曲线

由图8可见,试件DB-2的抗弯刚度和承载力都明显高于试件DB-1的抗弯刚度和承载力,分析其原因如下:

(1)再生块体凸出板面的部分可以起到受压混凝土的作用,增加了板截面面积,使其中和轴位置上移,从而提高了板抗弯刚度和承载力。

(2)由于布料工人不熟悉再生块体混凝土预制底板的生产工艺,导致新混凝土布料偏多,加上再生块体一定程度上阻碍了新混凝土的流动,导致其厚度大于对比试件DB-1。这一现象在后续工程应用的正式生产中可通过控制新混凝土布料量以及增加新混凝土的流动性得到优化。

钢筋桁架、底筋和混凝土对预制底板的抗弯刚度均有贡献,桁架上弦钢筋与受压区混凝土一同参与受压,下弦钢筋与底板受力筋一同受拉。

关于施工阶段的短期刚度的计算,目前《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[8]及《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1—2014)[9]给出的计算方法均未考虑钢筋桁架的贡献。

对于如何计算带钢筋桁架的预制底板在施工阶段的抗弯刚度,有多位学者进行了研究,并提出了相应的计算方法,如周玉成[10]提出将钢筋桁架折算为等效混凝土截面的等效惯性矩法,聂建国[11]提出了忽略钢筋桁架对中和轴影响,拆解混凝土和桁架受力并进行迭代的叠加法。预制底板截面示意图见图9。

图9 预制底板截面示意图

等效惯性矩法的计算方法为:

(1)

A0=α′EA′S+(αE-1)AS+bh1

(2)

(αE-1)AS(x-c1)2

(3)

BS=0.85ECI0

(4)

式中:A0为钢筋等效为混凝土后全截面的换算截面面积;A′S、AS为受压、拉钢筋截面面积;BS为钢筋等效为混凝土后换算截面的等效截面抗弯刚度;α′E、αE为钢筋桁架上、下弦纵向钢筋与预制截面混凝土的弹性模量比值;b为预制截面宽度;I0为换算截面等效惯性矩;EC为预制截面混凝土弹性模量;ES为钢筋弹性模量。

叠加法的计算公式如下:

(5)

式中I为不考虑钢筋桁架的截面惯性矩。

采用以上两种方法计算得到的试件DB-1弹性阶段的抗弯刚度见表2。

表2 试件DB-1弹性阶段抗弯刚度对比

由表2可见,叠加法和等效惯性矩法两种计算方法计算的试件DB-1弹性阶段抗弯刚度的误差都在5%以内,可以使用这两种方法来预估试件DB-2的等效截面高度。

将试件DB-2的实测抗弯刚度值2473.9kN·m2代入等效惯性矩法和叠加法两种计算方法的计算式(1)、(2),得到试件DB-2的等效截面高度分别为90.2、96.6mm。

实际测量试件DB-2跨中位置底板厚度,板边处板厚为77mm,板宽三分点处板厚为87mm和88mm,中间点处板厚为9mm。对比上述结果与等效惯性矩法和叠加法计算的等效截面高度可推测,除去混凝土板厚因素影响外,再生块体的凸出也会提高预制叠合板的抗弯刚度。

由预制底板截面示意图9(b)可知,凸出板面的再生块体起到了增加混凝土截面面积、提高中和轴的作用。块体的尺寸越大,其凸出板面的体积越大,对中和轴的提高作用也就越明显。

3 有限元分析

为探究块体凸出部分对预制底板刚度的贡献,本节使用ABAQUS软件进行有限元建模分析。

3.1 模型验证

采用软件ABAQUS建立有限元模型DB-0(图10)进行分析。使用分离式模型,将钢筋和混凝土作为不同的单元分别建模,将位于预制底板内的钢筋采用内置区域(embedded region)的约束方式嵌入板中。在预制底板板面处,钢筋桁架腹杆在采用绑定(tie)方式连接。荷载采用表面载荷(surface traction)方式在板面施加面力。混凝土单元采用六面体缩减积分单元(C3D8R),此单元具有计算效率高、在弯曲荷载作用下不容易发生剪切自锁等优点。钢筋单元选用两节点线性三维桁架单元(T3D2)。

图10 有限元模型DB-0

计算得到的有限元模型DB-0荷载-跨中挠度曲线如图11所示。由图可见,有限元模型DB-0荷载-跨中挠度曲线呈较明显的双折线形式,而试件DB-1荷载-跨中挠度曲线更近似曲线,这是由于试验中DB-1试件在开裂荷载附近单级荷载过大,未能很好地表现出预制底板开裂前后底板刚度的变化;有限元模型DB-0和试件DB-1的荷载-跨中挠度曲线比较吻合,可以利用此模型开展进一步的有限元分析。

图11 荷载-跨中挠度曲线计算与实测结果对比

3.2 块体因素影响研究

3.2.1 模型建立

以直径为70、80、90、100mm的球体模拟块体,以20%的取代率确定球体个数,并将其均匀布置在板内建立有限元模型。不同球体尺寸有限元模型参数如表3所示。

表3 不同球体尺寸有限元模型参数

以有限元模型DB-100(图12)为基础,改变其再生块体的取代率和排布方式建立有限元模型,不同取代率有限元模型参数见表4,不同排布方式有限元模型参数见表5。

图12 有限元模型DB-100

表4 不同取代率有限元模型参数

表5 不同排布方式有限元模型参数

3.2.2 模型分析结果

各有限元模型抗弯刚度和极限弯矩对比见图13和表6,其中极限弯矩为跨中挠度达到板跨1/50时的跨中弯矩。由图表可以看到:

表6 各有限元模型抗弯刚度和极限弯矩对比

(1)带有再生块体的预制底板相较于无块体的预制底板,其抗弯刚度和极限弯矩均有提升,且随着再生块体尺寸的增大,抗弯刚度和极限弯矩的提升幅度也越大。块体尺寸越大,其凸出板面的体积也越大,混凝土截面高度和相应的抗弯刚度、极限弯矩也越大,与第2节的推测相符。

(2)当再生块体尺寸不变时,取代率越高,预制底板的抗弯刚度和极限弯矩也随之增大。

(3)在保持取代率和再生块体尺寸不变的情况下,排布方式对抗弯刚度和极限弯矩的影响不明显。

(4)当再生块体取代率为20%时,带有再生块体的预制底板相比传统预制底板抗弯刚度和极限弯矩的最大提升幅度分别可达19.2%和12.5%。

值得注意的是,上述有限元计算是建立在再生块体均为球体且其力学性能和普通混凝土相近的假设上进行的。再生块体的形状和力学性能对再生块体预制底板抗弯性能影响的研究还有待进一步展开。

4 叠合板试验

4.1 试验方案

对于叠合板的试验,试件左、右两端分别设置固定铰支座和滑动铰支座,支座间距为2.4m(图14)。竖向荷载通过加载梁施加于跨中,加载装置由反力架、液压千斤顶和压力传感器组成。在试件上表面布置6个竖向位移计(其中2个布置在跨中,4个布置在四角支座处)。正式加载时,按每级5.0kN加载,直至试件最终破坏。

图14 叠合板试验装置图

本次试验,当试件出现跨中挠度达到跨度的1/50、叠合面破坏、受压区混凝土压坏或受拉钢筋断裂的现象之一时,认定试件已达到承载能力极限状态并停止加载。

4.2 叠合板宏观破坏形态

试件B-1、B-2的破坏过程基本类似,具体表现为:试件加载至20.0kN左右时,跨中附近出现第一批裂缝,随着荷载增加,裂缝不断增加并向板顶延伸,且从跨中向支座不断有新的竖向裂缝产生并向上发展。临近破坏时,裂缝延伸至接近板顶。最后试件跨中挠度达到跨度的1/50,判定试件达到承载力极限状态,停止试验。停止试验时,试件侧面的裂缝开展情况如图15所示。

图15 试件破坏时板侧裂缝图

4.3 叠合板试验结果及分析

叠合板荷载-跨中挠度曲线见图16。从图16可以看出,试件B-1、B-2均经历了弹性阶段和弹塑性阶段。在弹性阶段,荷载-跨中挠度曲线基本呈线性关系,此时试件刚度较大,挠度较小;随着荷载的增大,挠度增大幅度也随之增大,曲线逐渐偏向挠度轴,进入弹塑性阶段。在曲线末端,即试件接近承载力极限状态时,荷载上升缓慢而挠度发展迅速,曲线已近似平直。试件具有明显变形,属于延性破坏。

图16 叠合板荷载-跨中挠度曲线

从荷载-跨中挠度曲线来看,试件B-1和试件B-2的开裂荷载和弹性阶段的曲线斜率相近,再生块体对试件的初始刚度的影响不明显。试件开裂后进入弹塑性阶段,试件B-1、B-2两者曲线斜率不断下降,最终达到承载力极限状态时,试件B-1极限荷载为81.7kN,试件B-2极限荷载为83.7kN,再生块体对试件的极限荷载影响同样不明显。

当再生块体混凝土的抗压强度(本试验中为50.5MPa)与普通混凝土的抗压强度(本试验中为51.3MPa)相近时,再生块体混凝土叠合板同样具有与普通混凝土叠合板相近的抗弯性能,满足工程使用要求。