新型装配式全预制板-梁节点受力性能试验研究*

屈洋广, 徐采薇, 徐其功

(1 华南理工大学土木与交通学院，广州 510641；2 广东省建科建筑设计院有限公司，广州 510110；3 墨尔本大学基础设施工程学院，维多利亚州 3010)

0 引言

装配式楼板作为建筑中主要的装配式构件,通过可靠的连接方式与梁或板组装,在保证足够的整体性以及良好的受力性能的前提下,能让其达到等同现浇的效果。与传统叠合板相比,本文提出的新型全预制板钢筋绑扎、楼板浇筑均在工厂完成,现场湿作业少,且运输吊装过程中预制板较厚,不容易开裂;板与板之间不留拼缝,板与边缘构件直接拼接,整体性更好。目前,全预制楼板已经应用于实际装配式建筑中。图1为清远职教城楼板结构布置,采用了叠合板与全预制板混合布置,图2为全预制楼板满层布置的现场施工图,仅需将楼板吊装至指定位置安装,给施工带来了极大的便利。我国《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[1](简称混凝土规范)对于现浇楼板与混凝土梁或墙的连接有明确的规定,但对于装配式板梁连接没有明确规定,在装配式混凝土叠合结构的研究仍处于起步阶段,因此,开展装配式全预制板-梁节点受力性能研究有一定的工程意义。

图1 清远职教城楼板结构布置

图2 全预制楼板布置

近年来,国内学者对装配式节点受弯性能进行了许多试验研究及理论分析,呼辉峰[2]对6块带肋底板叠合板及现浇楼板静力性能进行了试验研究和有限元模拟,结果表明:剪跨比对预制构件破坏形式有显著影响,并提出截面承载力简化计算公式。刘运林[3]对12块叠合楼板进行了受弯试验和数值模拟分析,提出拼缝处格构钢筋满足受压钢筋锚固要求,并以有效截面计算峰值承载力。一些学者也对装配式梁板节点受力性能展开研究,如刘新宇[4]对6块装配式梁板叠合节点和1块全现浇节点进行了受弯性能试验,讨论了不同配筋形式和叠合板厚度对承载能力的影响,结果表明:钢筋搭接、桁架钢筋过肋的节点能改善裂缝发展形态,提高受弯承载力;杨希涛[5]对2个梁板中间支座节点进行了静力加载试验,并将试验开裂荷载与极限承载力与混凝土规范计算结果进行对比,结果表明:混凝土规范开裂荷载与试验结果较吻合,混凝土规范极限承载力与试验值差异较大;黄兆纬等[6]通过建立单层框架的有限元模型,分析了竖向荷载作用下楼板不同位置处配筋对梁负弯矩区受力的影响,结果表明:一定范围内楼板钢筋会参与框架梁负弯矩段受力,从而减少梁配筋。

在此背景下,本文结合工程实际应用情况,对新型装配式全预制板-梁节点,全现浇板-梁节点、叠合板-梁节点三种不同节点进行了静力加载试验,对比观察试验现象,分析其试验结果。

1 试验概况

1.1 试验设计与制作

试验设计三个试件,分别为全预制板-梁节点试件(QYZB)、叠合板-梁节点试件(DHB)以及作为对比的全现浇板-梁节点试件(XJB),节点类型为中间支座节点。楼板预制部分与后浇节点区域混凝土均采用C40混凝土。三个试件尺寸设计和配筋如图3所示,梁截面均为250mm×350mm,每组试件楼板各两块,截面均为1000mm×120mm,长度均为1500mm。采用静力加载试验模拟板面钢筋在节点负弯矩区受力,主要考虑楼板不同截面形式、纵向配筋率、附加钢筋对节点受弯性能的影响。

图3 试件尺寸设计及配筋图

XJB试件楼板采用双层双向配筋,板面筋通长布置,板底筋在跨中位置断开,采用整体一次浇筑。QYZB试件为变截面楼板设计,变截面区域预制楼板厚度由120mm变为50mm,变截面区域长度为200mm,附加钢筋作为构造措施在板梁节点紧贴预制板板面布置,长度为630mm,板面钢筋采用百分百搭接,搭接长度ll=450mm,节点区钢筋布置见图4。DHB试件主要考虑变截面楼板形式受弯性能的影响,XJB试件主要考虑附加钢筋对受弯性能的影响。钢筋力学性能和混凝土力学性能指标如表1所示。

表1 混凝土与钢筋力学性能

图4 QYZB试件节点区钢筋布置

QYZB、DHB试件分两次浇筑,为保证预制混凝土强度不低于设计强度的70%,楼板脱模后14d再进行节点区域浇筑。《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1—2014)[7]对预制混凝土结构叠合面粗糙程度做了明确规定,要求叠合面凹凸深度不低于4mm,图5为预制构件叠合面凿毛处理。表2给出试件的主要参数。

表2 试件主要参数

图5 叠合面凿毛处理

1.2 加载装置与加载方案

试验模拟的是实际结构中楼板面筋承受节点负弯矩荷载,本次试验取中间支座节点为试验对象,将构件按梁在上、板在下的位置倒放,在梁上施加均布荷载,板面钢筋在支座节点处作为负弯矩钢筋,底筋视为受压钢筋。试件采用两端简支放置,净跨为2000mm,见图6。试验的加载方案按照《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012)[8]对静力平面加载的有关规定,首先以1kN/min的速率加载至5kN,然后卸载至1kN,往复循环5次,再以2kN/min的速率正式加载。加载过程中,当荷载下降至峰值荷载的85%时停止加载。

图6 静力试验加载装置

1.3 量测方案

试件的测量内容为支座、1/4板跨、跨中挠度以及钢筋和混凝土应变值。位移计V1～V6及混凝土应变片C1～C3布置情况如图6(a)所示,钢筋应变片M1～M3布置在跨中区域板面纵向钢筋上、应变片F1～F3布置在附加钢筋上,应变片D1、D2布置在板底纵向钢筋上,如图7所示。

图7 钢筋应变片布置示意图

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及破坏形态

2.1.1 XJB试件

加载初期,随着荷载缓慢增加,板跨中挠度也随之缓慢增加,此时楼板处于尚未开裂的弹性阶段;加载至26kN时,板侧梁板交界处出现一条细小裂缝,裂缝宽度为0.2mm,沿着板面一直贯通,裂缝所在截面为控制截面;加载至29kN时;板侧出现受弯裂缝,裂缝宽度为0.13mm,为板面混凝土保护层开裂,此时跨中挠度测得为0.9mm;加载至35kN时,板面出现较大声响,板面钢筋进入屈服阶段,裂缝宽度快速发展,同时梁边截面出现一条贯穿裂缝,此时跨中挠度为20mm,荷载-跨中挠度曲线斜率变大;最终荷载加至53kN,板底共出现4条主裂缝,此时跨中挠度为68.9mm,板侧、板底裂缝分布如图8所示。

图8 XJB试件板面裂缝开展

2.1.2 QYZB试件

加载至23kN时,新旧混凝土竖向接缝处裂缝先于理论受力最大截面处开展,裂缝长度为70mm,宽度为0.13mm;加载至40kN时,梁边截面受弯裂缝开展,裂缝长度为90mm,宽度为0.2mm,此时跨中挠度为3.85mm;当加载至50kN时,板面出现较大声响,裂缝宽度突然增大到0.6mm,此时的跨中挠度为7.6mm,楼板出现明显下沉,荷载-跨中挠度曲线斜率下降;加载至65kN时,板侧裂缝发展至受压钢筋所在高度,裂缝主要分布在接缝处。最终荷载加至72.1kN,跨中挠度64.4mm,板面裂缝分布如图9所示。

图9 QYZB试件板面裂缝开展

2.1.3 DHB试件

DHB试件作为QYZB试件的对照组试验,叠合面构造缝与受力方向垂直,因此新旧混凝土之间的粘合较好。加载至25kN时,在板边截面出现第一条细短裂缝,裂缝宽度为0.13mm,为板面混凝土保护层开裂,此时跨中挠度为1.66mm;加载至35kN时,裂缝在附加钢筋端部截面开展,附加钢筋由于钢筋的销栓作用,在弯矩作用下裂缝在此处不断发展,并逐渐延伸至水平叠合面;加载到47kN时,此时板面出现巨大响声,钢筋进入屈服阶段,荷载-跨中挠度曲线斜率减小;DHB试件峰值承载力为64kN,主裂缝在预制板上贯穿并向板底发展,此时跨中挠度为44.1mm,板面裂缝分布如图10所示。

图10 DHB试件板面裂缝开展

各试件的板侧裂缝开展情况及钢筋相对位置如图11所示,图中数字分别表示裂缝开展时对应的荷载与裂缝宽度。由图可知,现浇试件相比于预制试件裂缝开展较少,且主要集中于梁边截面,而预制试件新旧混凝土接缝处较为薄弱,裂缝主要集中于此处。预制试件裂缝开展有明显的缓慢变宽的过程,具有一定的变形能力。

图11 板侧裂缝发展

2.2 荷载-跨中挠度曲线

XJB、QYZB和DHB试件荷载-跨中挠度曲线基本呈现三折线模型,如图12所示。由图可得,混凝土开裂前,荷载较小,混凝土和钢筋处于弹性阶段,荷载作用下各试件挠度较小,荷载-跨中挠度曲线呈线性增长;QYZB、DHB试件刚度下降不明显,裂缝仅发展至叠合面,此时附加钢筋参与受力,但仍处于弹性阶段,荷载-跨中挠度曲线斜率略微减小。当跨中挠度达到0.05Ln(Ln为净跨)时,板面钢筋和附加钢筋进入屈服阶段,曲线斜率下降,当跨中挠度达到0.02Ln时,XJB、QYZB、DHB试件承载力分别达到峰值承载力的93.9%、94.3%、99.1%。

图12 荷载-跨中挠度曲线

QYZB试件比DHB试件的峰值承载力高12%,两个试件的不同仅在于预制板截面形式,QYZB试件采用变截面楼板设计,楼板预制部分占全楼板的88.3%,而DHB试件预制部分占全楼板的41.7%,新旧混凝土结合部位更大,整体性较差。钢筋屈服阶段,DHB试件荷载达到57kN时,裂缝开展至5/12截面高度,此时荷载-跨中挠度曲线斜率快速减小,承载力达到峰值承载力的89.1%;QYZB试件荷载达到65kN时,裂缝开展至5/12截面高度,此时荷载达到峰值承载力的90.1%,曲线呈水平发展。

XJB试件比QYZB试件的峰值承载力低26.4%,在加载前期,两曲线趋势保持一致;开裂后,XJB试件裂缝发展迅速,且快速发展至板底钢筋所在高度,荷载-跨中挠度曲线斜率下降明显,承载力很快达到峰值。QYZB试件裂缝发展程度较小(发展至附加钢筋所在截面),如图11(a)所示,跨中挠度达到0.02Ln之后,QYZB试件承载力逐渐达到极限。

各试件开裂弯矩和极限弯矩计算公式见式(1)、(2):

(1)

(2)

式中:Mcr与Mu分别为开裂弯矩和极限弯矩实测值;Pcr与Pu分别为试验开裂荷载和极限荷载;l1与l2分别为各自开裂截面和破坏截面至支座的距离;M′为仅考虑自重荷载时,计算截面处的等效弯矩。

2.3 钢筋应变分析

绘制三个试件钢筋应变随荷载的变化曲线,如图13所示。加载前期试件尚未开裂时,钢筋应变发展均不明显,此时板底钢筋与板面钢筋分别处于受压和受拉状态,截面中和轴位于受压钢筋内侧,随着荷载增加,板底钢筋由受压变为受拉,此时中和轴位于板底钢筋外侧。混凝土开裂后,受拉区混凝土退出工作,板面钢筋应变片M1～M3测到的应变发展迅速。XJB、QYZB、DHB试件荷载达到峰值承载力的62%、80%和73.4%时,板面钢筋应变达到屈服应变。

图13 钢筋应变随荷载的变化曲线

随着荷载增加,QYZB、DHB试件的应变片F1～F3与M1～M3测得的应变发展趋势一致,同一荷载水平下,附加钢筋应变较板面钢筋应变小,应变发展滞后,这和钢筋所处相对位置有关,弯矩作用下,裂缝不断发展,中和轴上移,且基本符合平截面假定。QYZB试件板面钢筋与附加钢筋在其峰值承载力的79.05%、94.3%时进入屈服;DHB试件板面钢筋与附加钢筋在其峰值承载力的73.4%、92.2%时进入屈服。

由上述分析可知,随着荷载增加,板面钢筋、附加钢筋、板底钢筋先后进入屈服;叠合板板底钢筋亦能参与到节点受力,板底钢筋屈服后试件仍有一定的承载能力;节点区域布置附加钢筋的构造方式对节点承载力有一定的贡献,合理布置附加钢筋可以减少一定的钢筋用量,从而降低工程造价。

2.4 特征承载力理论计算

2.4.1 自重荷载

试件自重荷载在受弯试验中的影响不容忽视,试件的自重荷载计算简图及计算结果如图14、表3所示,式(3)、式(4)为自重荷载下截面内力的计算公式。图14中q1为楼板均布荷载,q2为梁均布荷载,q1取值4.39kN/m,q2取值12.8kN/m。

表3 各试件自重荷载

图14 自重荷载计算简图

(3)

(4)

式中:V′、M′分别为自重荷载下支座反力及跨中弯矩;Ln为净跨,取2000mm;bb为梁宽,取250mm;b为控制截面至支座距离。

2.4.2 开裂弯矩

混凝土规范中对受弯构件开裂弯矩计算公式见式(5)～(8):

(5)

I0=(0.083+0.19αEρ)bh3

(6)

y0=(0.5+0.425αEρ)h

(7)

(8)

式中:Mcr为试件开裂弯矩;γ为混凝土试件截面抵抗矩塑性系数,矩形截面取1.55;I0为控制截面惯性矩;y0、h分别为截面形心至受拉边缘距离及截面有效高度;ρ为纵向面钢筋配筋率;Es为钢筋弹性模量;Ec为混凝土弹性模量;ft为混凝土轴心抗拉强度设计值;αE为钢筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值。

2.4.3 受弯承载力

图15 截面极限应力状态

本文根据实际受力情况及试验破坏情况,取各试件控制截面(图11(b))为受弯承载力的计算截面,受弯承载力计算见式(9)～(10):

(9)

(10)

表4 受弯承载力理论计算结果

3 有限元分析

为进一步研究对比XJB、QYZB、DHB试件受弯性能,采用有限元软件ABAQUS对三个试件进行数值模拟分析。结合试验现象,有限元模拟中做了如下基本假定:1)叠合面之间混凝土粘结情况良好,不考虑叠合面之间的相对滑移,模拟中叠合面采用绑定接触[9];2)不考虑钢筋与混凝土之间的滑移,钢筋部件嵌入混凝土[10]。

3.1 材料本构

材料本构对于有限元模拟计算结果影响显著,混凝土本构选用混凝土规范中混凝土单轴受压、受拉本构关系,采用有限元软件自带CDP[11](concrete damaged plasticity)模型,能基于各向同性的拉压属性来模拟混凝土的损伤开裂,将弹性损伤与拉压塑性结合来描述混凝土的非线性行为。钢筋采用理想弹塑性模型,本模拟采用双折线模型,能很好模拟出钢筋拉伸时的弹性段、屈服段与强化段。材料强度取试验实测值。

3.2 有限元模型建立及求解

采用分离式建模将试件中钢筋和混凝土作为不同单元处理,并按试验情况建模,如图16所示。混凝土选择C3D8R三维实体单元,能很好地模拟混凝土压碎和开裂,在跨中受力较大部位网格划分密度较大。钢筋选择T3D2桁架单元,能模拟钢筋受弯作用下受拉、受压特性。模型底部支座设置为刚体,并约束U2、U3、UR1、UR2方向位移。加载方式为位移加载。

图16 有限元模型

3.3 有限元与试验结果比较分析

对XJB、QYZB、DHB试件模拟以及试验得到的荷载-跨中挠度曲线对比如图17所示。由图可得,在试件开裂前的弹性阶段,有限元模型初始刚度较大,随后逐渐减小,总体上与试验曲线吻合较好,极限承载力比试验值偏大,且跨中挠度比试验小。有限元模拟是基于理想情况下的模拟,而实际中混凝土离散性大,不可能各向同质。各试件特征承载力的实测值与混凝土规范计算结果及有限元结果对比情况如表5所示。由表可见,试验与有限元结果的误差都在5%之内。

表5 各试件特征承载力的实测值与混凝土规范计算结果及有限元结果对比

图17 荷载-挠度曲线试验结果与有限元结果对比

4 结论

(1)三个试件破坏方式均为受弯破坏,XJB试件主裂缝集中在梁边截面,开裂后裂缝迅速发展至截面2/3高度;QYZB、DHB试件裂缝主要集中在距梁边200mm范围内,且主要沿新旧混凝土叠合面开展,开裂后裂缝发展至截面2/5高度。QYZB试件构造缝截面相对薄弱,在弯矩作用下率先开裂,避开了弯矩最大截面,改善了裂缝发展形态和破坏位置。

(2)对比三个试件荷载-跨中挠度曲线及钢筋应变发展图,QYZB、DHB试件先后经历了弹性段、板面钢筋屈服、附加钢筋屈服、板底钢筋屈服,最后承载能力丧失;XJB试件峰值承载力较QYZB、DHB试件低26.46%和17.13%。附加钢筋的合理布置能有效提高节点受弯承载能力。当全预制板板底钢筋不伸入支座时,须在节点区布置附加钢筋,本试验设置25d(d为附加钢筋直径)的附加钢筋搭接长度能满足全预制板受弯抗剪、抗弯要求,且相对于全现浇构件承载力有明显提升。

(3)全预制板通过布置附加钢筋及板面钢筋搭接的构造措施,能达到与现浇楼板同样的受弯性能,实现了等同现浇的初衷。

(4)现行规范对于板梁节点开裂荷载计算结果与试验结果相差较大,混凝土规范计算的极限承载力与试验结果相差较小。