摘 要

裝配式弦支鋼-混凝土組合樓蓋是一種新型大跨度預應力組合結構,為了探究該組合樓蓋中樓闆部分的力學性能,從裝配式弦支鋼-混凝土組合樓蓋中選取由 4 塊槽型疊合闆通過闆間連接件連接組合形成的标準樓闆單元,以此為研究對象,對其在正常使用階段的受力性能進行有限元模拟分析。

模拟結果顯示,該組合樓闆單元由于肋梁及後澆帶的存在,在加載初期,單塊槽型疊合闆單元率先發生雙向彎曲變形且跨中撓度最大,随着荷載的不斷增加,組合樓闆單元發生整體彎曲變形,跨中位置撓度變形最大,當加載結束時,跨中撓度值為 59 mm。在外荷載作用下,組合樓闆單元沿跨度方向混凝土出現明顯的塑性損傷,這表明兩端簡支組合樓闆單元整體的抗彎剛度與垂直于跨度方向的截面有關。為詳細探究混凝土強度、疊合層厚度、肋梁高度以及闆間連接件的高度等參數對組合樓闆抗彎剛度等力學性能的影響,建立 13 個有限元模型,對槽型鋼筋桁架疊合闆及闆間連接件進行變參數分析,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闆抗彎性能的影響。

結果表明:在保持其他條件不變的情況下,随着肋梁高度的增加,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%;随着疊合層厚度的增加,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,抗彎剛度增加 24.2%,撓度減小 54.7%;随着混凝土強度等級的增加,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;僅改變闆間連接件高度并不改變其中心作用位置時對抗彎剛度及撓度影響不大,闆間連接件高度從 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,對組合樓闆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,混凝土強度及闆間連接件高度影響較小。

0 引 言

弦支結構是剛柔結合的複合大跨度建築鋼結構,其 結構受力合理, 能充分發揮材料自身的性能。陳志華等提出一種将預應力鋼與混凝土闆組合在一起形成的弦支混凝土集成屋蓋,并對其基本特性進行了分析;在已有成果的基礎上,喬文濤等對弦支混凝土集成屋蓋結構靜力學特性及動力學特性的影響因素進行了分析;An等對張弦梁-混凝土闆組合樓蓋結構的靜力學特性及人緻震動進行研究,并将其應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性能高效的大跨度組合樓蓋,然而,這種樓蓋存在撐杆構造複雜、自重大、現場濕作業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闆代替普通鋼筋混凝土預制闆的裝配式弦支輕質混凝土組合樓蓋結構被提出,其中槽型疊合闆的引入有效減輕了結構自重、提高裝配化程度。

疊合闆兼具有預制闆與現澆闆的優點,在裝配式建築中得到應用廣泛,為探究并改善疊合闆的力學性能,國内外學者對不同形式混凝土疊合闆的力學性能進行了大量相關研究。馬蘭等進行了單向鋼筋桁架混凝土疊合闆的施工階段與正常使用階段的受力性能試驗研究,并通過理論研究的方法對影響預制闆短期剛度的因素進行了探究;楊秀英等在傳統鋼筋桁架疊合闆的基礎上增加橫向附加鋼筋支架得到一種新型的構造形式,通過對雙向鋼筋桁架疊合闆進行靜力加載試驗,得到這種類型的闆比單向鋼筋桁架疊合闆開裂彎矩更大,具有更加良好的抗裂能力。陳骁等提出了鋼肋預應力混凝土疊合闆并指出來其具有的抗彎剛度大、承載力和生産效率高等特點;Han等對倒置多肋預應力組合樓闆的抗彎、抗剪性能進行了研究。

上述文獻在剛度、承載力、抗裂能力等方面對疊合闆進行了有限元及試驗分析,為混凝土疊合闆之後的性能探究提供了寶貴的試驗數據以及研究資料。但所研究的疊合闆多用于普通裝配式屋蓋或樓蓋,并不适用于裝配式弦支混凝土組合樓蓋,而目前尚缺少關于此樓蓋樓闆部分的研究,因此本文拟選取裝配式弦支組合樓蓋中的部分樓闆單元進行有限元分析,探究組合樓闆的力學性能并對影響其剛度的因素進行研究。

1 裝配式弦支鋼-混凝土組合樓蓋構造

裝配式弦支輕質混凝土組合樓蓋結構主要是由上部的輕質混凝土鋼筋桁架疊合闆、闆間連接件、拉索和撐杆組成的索撐系統以及各連接節點組成,構造見圖 1。

圖 1 裝配式弦支鋼-混凝土組合結構的構造示意

其中裝配式弦支混凝土組合樓蓋的上部樓闆是由鋼筋桁架槽型疊合闆(圖 2)通過闆間連接件拼合而成,故本文選取由 4 塊槽型闆組合形成的組合樓闆(圖 3)為研究對象,進行正常使用階段的模拟分析,探究其力學性能及影響因素。

圖 2 鋼筋桁架疊合闆

圖 3 組合樓闆

1800 mm×1800 mm 的槽型疊合闆構造如圖 4所示, 其中預制底闆厚度 40 mm, 四周肋梁高360 mm,寬 100 mm。鋼筋選用 HPB300,除肋梁内縱向鋼筋采用 A10 鋼筋以外,其餘鋼筋均為 A6。闆内共設置 5 道間距 360 mm 的桁架鋼筋,其餘鋼筋中與桁架鋼筋平行的受力鋼筋間距為 150 mm,另一個方向的分布鋼筋間距為 180 mm,且桁架鋼筋頂部超出預制混凝土底闆 25 mm。

a—平面; b—1-1 剖面; c—2-2 剖面。

圖 4 鋼筋桁架混凝土底闆構造

2 有限元模型建立與分析

2.1 模型信息

為詳細探究混凝土強度、疊合層厚度、肋梁高度以及闆間連接件高度對裝配式弦支鋼-混凝土組合樓蓋預制槽型闆單元力學性能的影響,本文采用控制變量法分别對不同的參數進行改變,建立 13 個新型預制混凝土疊合闆有限元模型進行分析,具體參數見表 1。

表 1 模型參數 mm

2.2 材料屬性

所有鋼材均選用 Q235 鋼,本構關系采用理想彈塑性模型,彈性模量 206 GPa,泊松比 0.3,屈服強度 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《混凝土結構設計規範》中給出的曲線确定混凝土材料的受拉及受壓本構。以 C30 為例,其本構曲線見圖 5,受拉及受壓損傷如圖 6 所示。為描述混凝土在受壓狀态下的塑性變形,給出混凝土的塑性參數見表 2。

a—受拉本構; b—受壓本構。

圖 5 本構曲線

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

2.3 有限元模型建立

采用有限元分析軟件 ABAQUS 進行均布荷載作用下組合樓闆的分析,鋼筋桁架及梁筋網采用T3D2 單元,其餘部件及後澆部分均采用 C3D8R 單元。不考慮鋼筋與混凝土之間的粘結滑移,将鋼筋網架内置(Embed)到混凝土闆中;忽略新舊混凝土之間的相對滑移,混凝土結合面之間采用綁定(Tie)約束,以此來模拟混凝土預制部分與後澆部分的粘結情況;将組合樓闆兩端設置為鉸接以模拟鉸支座,有限元模型如圖 7 所示。

圖 7 有限元模型

2.4 有限元驗證

按照上述有限元模型的建立方法,建立文獻中的有限元模型,并與其試驗結果進行對比。在施加 40 kN/m2 均布荷載作用下,有限元模型呈現出明顯的雙向闆受力特征,損傷雲圖如圖 8 所示,與文獻中實試結果的裂紋發展情況較為吻合。分析得到有限元模拟的荷載-位移曲線,并将其與原文中試驗與數值模拟部分荷載-位移曲線進行對比,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,有限元與試驗結果吻合較好,這表明按照上述方式建立有限元模型可以較為真實地反映試件的實際情況。

a—底闆受拉損傷; b—預制底闆裂縫分布位置。

圖 8 裂縫對比

圖 9 荷載-位移曲線對比

2.5 模拟結果

以 DHB2 為例,在均布荷載作用下,由于肋梁及闆間後澆帶的存在,使得疊合闆四周剛度較大,槽型闆率先發生雙向彎曲變形,且跨中撓度最大,随着荷載的不斷施加,組合樓闆單元出現整體彎曲變形,跨中位置撓度變形最大,其變形雲圖如圖 10 所示。

圖 10 變形雲圖

由圖 11 損傷雲圖可以看出,損傷主要出現在跨度方向的肋梁及後澆帶上,兩端簡支組合樓闆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,闆整體呈現出向下的彎曲變形,肋梁及後澆帶下部處于受拉狀态。

圖 11 損傷雲圖

由圖 12 可知,當外荷載達到 140 kN 左右時,剛度開始出現下降,這意味着此時沿跨度方向的混凝土開始出現裂縫,之後随着荷載的不斷增加,裂縫不斷發展,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 變參數分析

3.1 混凝土強度等級的影響

為探究混凝土強度對到組合樓闆整體抗彎性能的影響,在其他條件不變的情況下,将混凝土的強度分别設置為 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,僅改變混凝土強度,跨中荷載-位移曲線變化趨勢大緻相同,與混凝土強度為 C30 比,強度為 C25 時抗彎剛度下降 1.9%;強度為 C35 時,抗彎剛度增加 3.3%;強度為 C40 時,抗彎剛度增加 8.2%。在相同荷載作用下,與 C30 混凝土相比,混凝土強度為 C25、 C35、C40 時,最大撓度分别減小 6.4%、2.9%以及 0.5%。由此可見,随着混凝土強度的提高,組合樓闆整體剛度不斷增大,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

考慮疊合層厚度分别為 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闆跨中荷載-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 時相比,厚度為 50 mm 時,抗彎剛度增加 9.6%;厚度為 60 mm 時,抗彎剛度增加 14.3%;疊合層厚度為 70 mm 時,抗彎剛度增加 24.2%。與疊合層厚度為 40 mm 時相比,當疊合層厚度為 50 mm 時,跨中撓度從 59.2 mm 減小到 40.8 mm,減小了 31.1%;當疊合層厚度增加到 60 mm 時,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,跨中撓度由 59.2 mm 降到 26.8 mm, 減 小 了54.7%。這表明,随着疊合層厚度的增加,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,本文将肋梁高度分别設為 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。随着肋梁高度的不斷增加,跨中荷載-位移曲線斜率顯著增大,這表明組合樓闆的抗彎剛度越來越大。與肋梁高 400 mm 時相比,當肋梁高度分别設置為 500,600,700 mm 時,抗彎剛度分别增加76.3%、190.8%、322.6%。最大撓度随着肋梁高度的增大急劇減小,最大可達 99%。

圖 15 不同的肋梁高度下的跨中荷載-位移曲線

3.4 闆間連接件高度的影響

在保持其他條件不變的情況下,将闆間連接件的高度分别改為 320,340,360 mm,闆間連接件的中心位置不發生改變,仍在肋梁中部,得到不同連接件高度對組合樓闆整體跨中撓度的影響,對比分析荷載-位移曲線(圖 16)可知,在僅改變闆間連接件高度,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,随着連接件高度的增加,組合樓闆整體抗彎剛度略有增加,相比連接件高300 mm 的組合樓闆,連接件高度為 320 mm 時,其抗彎剛度增加 5.2%;連接件高度為 340 mm 時,抗彎剛度增大 7.5%;連接件高度為 360 mm 時,抗彎剛度增加 8.0%。随着闆間連接件高度的增加,組合樓闆跨中撓度不斷減小,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 論

本文通過對混凝土強度、疊合層厚度、肋梁高度以及闆間連接件高度等因素進行不同參數下裝配式弦支混凝土組合樓蓋上部混凝土闆的分析對比,得到如下結論:

1) 改變混凝土強度對整體剛度影響不大,混凝土強度等級從 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) 随着疊合層厚度的增加,抗彎剛度随之增大,當疊合層厚度由 40 mm 增加到 70 mm 時,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,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) 在不改變闆間連接件位置,僅改變其高度的情況下,對抗彎剛度影響較小。闆間連接件高度從300 mm 增大到 360 mm,抗彎剛度增加 8.0%,撓度減小未超過 10%。

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