装配式叠合板的钢次梁（装配式弦支钢-混凝土组合楼盖中槽型板单元力学性能有限元研究）

摘 要

装配式弦支钢-混凝土组合楼盖是一种新型大跨度预应力组合结构,为了探究该组合楼盖中楼板部分的力学性能,从装配式弦支钢-混凝土组合楼盖中选取由 4 块槽型叠合板通过板间连接件连接组合形成的标准楼板单元,以此为研究对象,对其在正常使用阶段的受力性能进行有限元模拟分析。

模拟结果显示,该组合楼板单元由于肋梁及后浇带的存在,在加载初期,单块槽型叠合板单元率先发生双向弯曲变形且跨中挠度最大,随着荷载的不断增加,组合楼板单元发生整体弯曲变形,跨中位置挠度变形最大,当加载结束时,跨中挠度值为 59 mm。在外荷载作用下,组合楼板单元沿跨度方向混凝土出现明显的塑性损伤,这表明两端简支组合楼板单元整体的抗弯刚度与垂直于跨度方向的截面有关。为详细探究混凝土强度、叠合层厚度、肋梁高度以及板间连接件的高度等参数对组合楼板抗弯刚度等力学性能的影响,建立 13 个有限元模型,对槽型钢筋桁架叠合板及板间连接件进行变参数分析,通过对比相同荷载与边界条件作用下跨中荷载位移曲线,探究了不同因素对组合楼板抗弯性能的影响。

结果表明:在保持其他条件不变的情况下,随着肋梁高度的增加,抗弯刚度急剧增大而挠度迅速减小,肋梁高度从 400 mm 增大到 700 mm,抗弯刚度增加 322.6%,挠度减小 99%;随着叠合层厚度的增加,抗弯刚度增大而跨中挠度减小,叠合层厚度从 40 mm 增大到 70 mm 时,抗弯刚度增加 24.2%,挠度减小 54.7%;随着混凝土强度等级的增加,抗弯刚度略有增加而跨中挠度未见明显变化, 混凝土强度等级从 C25 增大到 C40, 抗弯刚度最大增加10.1%,挠度在 55 ~ 60 mm 间波动;仅改变板间连接件高度并不改变其中心作用位置时对抗弯刚度及挠度影响不大,板间连接件高度从 300 mm 增大到 360 mm,抗弯刚度增加 8.0%,挠度减小未超过 10%。综上,对组合楼板整体的抗弯刚度及跨中挠度影响最大的是肋梁高度,其次是叠合层厚度,混凝土强度及板间连接件高度影响较小。

0 引 言

弦支结构是刚柔结合的复合大跨度建筑钢结构,其 结构受力合理, 能充分发挥材料自身的性能。陈志华等提出一种将预应力钢与混凝土板组合在一起形成的弦支混凝土集成屋盖,并对其基本特性进行了分析;在已有成果的基础上,乔文涛等对弦支混凝土集成屋盖结构静力学特性及动力学特性的影响因素进行了分析;An等对张弦梁-混凝土板组合楼盖结构的静力学特性及人致震动进行研究,并将其应用到某体育馆大跨度屋盖。

上述研究表明,弦支混凝土组合楼盖是一种力学性能高效的大跨度组合楼盖,然而,这种楼盖存在撑杆构造复杂、自重大、现场湿作业多以至于装配化程度较低等问题。为有效解决弦支组合楼盖存在的上述问题,一种使用钢筋桁架槽型叠合板代替普通钢筋混凝土预制板的装配式弦支轻质混凝土组合楼盖结构被提出,其中槽型叠合板的引入有效减轻了结构自重、提高装配化程度。

叠合板兼具有预制板与现浇板的优点,在装配式建筑中得到应用广泛,为探究并改善叠合板的力学性能,国内外学者对不同形式混凝土叠合板的力学性能进行了大量相关研究。马兰等进行了单向钢筋桁架混凝土叠合板的施工阶段与正常使用阶段的受力性能试验研究,并通过理论研究的方法对影响预制板短期刚度的因素进行了探究;杨秀英等在传统钢筋桁架叠合板的基础上增加横向附加钢筋支架得到一种新型的构造形式,通过对双向钢筋桁架叠合板进行静力加载试验,得到这种类型的板比单向钢筋桁架叠合板开裂弯矩更大,具有更加良好的抗裂能力。陈骁等提出了钢肋预应力混凝土叠合板并指出来其具有的抗弯刚度大、承载力和生产效率高等特点;Han等对倒置多肋预应力组合楼板的抗弯、抗剪性能进行了研究。

上述文献在刚度、承载力、抗裂能力等方面对叠合板进行了有限元及试验分析,为混凝土叠合板之后的性能探究提供了宝贵的试验数据以及研究资料。但所研究的叠合板多用于普通装配式屋盖或楼盖,并不适用于装配式弦支混凝土组合楼盖,而目前尚缺少关于此楼盖楼板部分的研究,因此本文拟选取装配式弦支组合楼盖中的部分楼板单元进行有限元分析,探究组合楼板的力学性能并对影响其刚度的因素进行研究。

1 装配式弦支钢-混凝土组合楼盖构造

装配式弦支轻质混凝土组合楼盖结构主要是由上部的轻质混凝土钢筋桁架叠合板、板间连接件、拉索和撑杆组成的索撑系统以及各连接节点组成,构造见图 1。

图 1 装配式弦支钢-混凝土组合结构的构造示意

其中装配式弦支混凝土组合楼盖的上部楼板是由钢筋桁架槽型叠合板(图 2)通过板间连接件拼合而成,故本文选取由 4 块槽型板组合形成的组合楼板(图 3)为研究对象,进行正常使用阶段的模拟分析,探究其力学性能及影响因素。

图 2 钢筋桁架叠合板

图 3 组合楼板

1800 mm×1800 mm 的槽型叠合板构造如图 4所示, 其中预制底板厚度 40 mm, 四周肋梁高360 mm,宽 100 mm。钢筋选用 HPB300,除肋梁内纵向钢筋采用 A10 钢筋以外,其余钢筋均为 A6。板内共设置 5 道间距 360 mm 的桁架钢筋,其余钢筋中与桁架钢筋平行的受力钢筋间距为 150 mm,另一个方向的分布钢筋间距为 180 mm,且桁架钢筋顶部超出预制混凝土底板 25 mm。

a—平面; b—1-1 剖面; c—2-2 剖面。

图 4 钢筋桁架混凝土底板构造

2 有限元模型建立与分析

2.1 模型信息

为详细探究混凝土强度、叠合层厚度、肋梁高度以及板间连接件高度对装配式弦支钢-混凝土组合楼盖预制槽型板单元力学性能的影响,本文采用控制变量法分别对不同的参数进行改变,建立 13 个新型预制混凝土叠合板有限元模型进行分析,具体参数见表 1。

表 1 模型参数 mm

2.2 材料属性

所有钢材均选用 Q235 钢,本构关系采用理想弹塑性模型,弹性模量 206 GPa,泊松比 0.3,屈服强度 210 MPa。

混凝土材料选用有限元分析软件中的塑性损伤模型,按照《混凝土结构设计规范》中给出的曲线确定混凝土材料的受拉及受压本构。以 C30 为例,其本构曲线见图 5,受拉及受压损伤如图 6 所示。为描述混凝土在受压状态下的塑性变形,给出混凝土的塑性参数见表 2。

a—受拉本构; b—受压本构。

图 5 本构曲线

a—受拉损伤曲线; b—受压损伤曲线。

图 6 损伤曲线

表 2 塑性参数

2.3 有限元模型建立

采用有限元分析软件 ABAQUS 进行均布荷载作用下组合楼板的分析,钢筋桁架及梁筋网采用T3D2 单元,其余部件及后浇部分均采用 C3D8R 单元。不考虑钢筋与混凝土之间的粘结滑移,将钢筋网架内置(Embed)到混凝土板中;忽略新旧混凝土之间的相对滑移,混凝土结合面之间采用绑定(Tie)约束,以此来模拟混凝土预制部分与后浇部分的粘结情况;将组合楼板两端设置为铰接以模拟铰支座,有限元模型如图 7 所示。

图 7 有限元模型

2.4 有限元验证

按照上述有限元模型的建立方法,建立文献中的有限元模型,并与其试验结果进行对比。在施加 40 kN/m2 均布荷载作用下,有限元模型呈现出明显的双向板受力特征,损伤云图如图 8 所示,与文献中实试结果的裂纹发展情况较为吻合。分析得到有限元模拟的荷载-位移曲线,并将其与原文中试验与数值模拟部分荷载-位移曲线进行对比,见图 9 所示,变化趋势相似且最大位移差值不超过 5 mm。由此看出,有限元与试验结果吻合较好,这表明按照上述方式建立有限元模型可以较为真实地反映试件的实际情况。

a—底板受拉损伤; b—预制底板裂缝分布位置。

图 8 裂缝对比

图 9 荷载-位移曲线对比

2.5 模拟结果

以 DHB2 为例,在均布荷载作用下,由于肋梁及板间后浇带的存在,使得叠合板四周刚度较大,槽型板率先发生双向弯曲变形,且跨中挠度最大,随着荷载的不断施加,组合楼板单元出现整体弯曲变形,跨中位置挠度变形最大,其变形云图如图 10 所示。

图 10 变形云图

由图 11 损伤云图可以看出,损伤主要出现在跨度方向的肋梁及后浇带上,两端简支组合楼板单元整体的抗弯刚度主要由与跨度方向垂直的截面提供。在均布荷载作用下,板整体呈现出向下的弯曲变形,肋梁及后浇带下部处于受拉状态。

图 11 损伤云图

由图 12 可知,当外荷载达到 140 kN 左右时,刚度开始出现下降,这意味着此时沿跨度方向的混凝土开始出现裂缝,之后随着荷载的不断增加,裂缝不断发展,跨中荷载-位移曲线逐渐趋于平缓。

图 12 DHB2 跨中荷载-位移曲线

3 变参数分析

3.1 混凝土强度等级的影响

为探究混凝土强度对到组合楼板整体抗弯性能的影响,在其他条件不变的情况下,将混凝土的强度分别设置为 C25、C30、C35、C40,分析不同混凝土作用下的跨中荷载-位移曲线(图 13),可知,仅改变混凝土强度,跨中荷载-位移曲线变化趋势大致相同,与混凝土强度为 C30 比,强度为 C25 时抗弯刚度下降 1.9%;强度为 C35 时,抗弯刚度增加 3.3%;强度为 C40 时,抗弯刚度增加 8.2%。在相同荷载作用下,与 C30 混凝土相比,混凝土强度为 C25、 C35、C40 时,最大挠度分别减小 6.4%、2.9%以及 0.5%。由此可见,随着混凝土强度的提高,组合楼板整体刚度不断增大,但对挠度影响较小且最大挠度在 55 ~60 mm 之间波动。

图 13 不同混凝土下的跨中荷载-位移曲线

3.2 叠合层厚度的影响

考虑叠合层厚度分别为 40,50,60,70 mm,并保持其他条件不变的情况下,对比跨中荷载-位移曲线(图 14),分析可得:改变叠合层厚度对组合楼板跨中荷载-位移曲线的趋势影响不大,但对抗弯刚度及跨中挠度值影响较大。与叠合层厚度为 40 mm 时相比,厚度为 50 mm 时,抗弯刚度增加 9.6%;厚度为 60 mm 时,抗弯刚度增加 14.3%;叠合层厚度为 70 mm 时,抗弯刚度增加 24.2%。与叠合层厚度为 40 mm 时相比,当叠合层厚度为 50 mm 时,跨中挠度从 59.2 mm 减小到 40.8 mm,减小了 31.1%;当叠合层厚度增加到 60 mm 时,挠度值减小到 33.5 mm,减小了 43.4%;叠合层厚度由 40 mm 变 为 70 mm时,跨中挠度由 59.2 mm 降到 26.8 mm, 减 小 了54.7%。这表明,随着叠合层厚度的增加,抗弯刚度不断增大而跨中挠度逐渐减小。

图 14 不同的叠合层厚度下的跨中荷载-位移曲线

3.3 肋梁高的影响

为考虑不同肋梁高度的影响,本文将肋梁高度分别设为 400,500,600,700 mm,在保持其他条件不变的情况下,得到跨中荷载-位移曲线,如图 15 所示。对比分析可知,肋梁高度对整体抗弯刚度影响显著。随着肋梁高度的不断增加,跨中荷载-位移曲线斜率显著增大,这表明组合楼板的抗弯刚度越来越大。与肋梁高 400 mm 时相比,当肋梁高度分别设置为 500,600,700 mm 时,抗弯刚度分别增加76.3%、190.8%、322.6%。最大挠度随着肋梁高度的增大急剧减小,最大可达 99%。

图 15 不同的肋梁高度下的跨中荷载-位移曲线

3.4 板间连接件高度的影响

在保持其他条件不变的情况下,将板间连接件的高度分别改为 320,340,360 mm,板间连接件的中心位置不发生改变,仍在肋梁中部,得到不同连接件高度对组合楼板整体跨中挠度的影响,对比分析荷载-位移曲线(图 16)可知,在仅改变板间连接件高度,并不改变其作用位置的情况下,跨中荷载-位移曲线整体趋势未有明显变化,随着连接件高度的增加,组合楼板整体抗弯刚度略有增加,相比连接件高300 mm 的组合楼板,连接件高度为 320 mm 时,其抗弯刚度增加 5.2%;连接件高度为 340 mm 时,抗弯刚度增大 7.5%;连接件高度为 360 mm 时,抗弯刚度增加 8.0%。随着板间连接件高度的增加,组合楼板跨中挠度不断减小,但影响较小,连接件高度从300 mm 增加到 360 mm 过程中,跨中挠度变化并未超过 10%。

图 16 不同连接件高度下的跨中荷载-位移曲线

4 结 论

本文通过对混凝土强度、叠合层厚度、肋梁高度以及板间连接件高度等因素进行不同参数下装配式弦支混凝土组合楼盖上部混凝土板的分析对比,得到如下结论:

1) 改变混凝土强度对整体刚度影响不大,混凝土强度等级从 C25 增加到 C40,刚度最大增加10.1%;跨中最大挠度在 55 mm 到 60 mm 之间波动。

2) 随着叠合层厚度的增加,抗弯刚度随之增大,当叠合层厚度由 40 mm 增加到 70 mm 时,刚度最大增加 24.2%,挠度减小 54.7%。

3) 肋梁高度与抗弯刚度呈正相关,且影响显著,肋梁高度每增加 100 mm,抗弯刚度最小增加70%。肋梁高度从 400 mm 增大到 700 mm,抗弯刚度增加 322.6%,挠度减小 99%。

4) 在不改变板间连接件位置,仅改变其高度的情况下,对抗弯刚度影响较小。板间连接件高度从300 mm 增大到 360 mm,抗弯刚度增加 8.0%,挠度减小未超过 10%。

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