帶裂縫鋼筋桁架混凝土疊合板力學性能研究*

夏立鵬，周盛光，李敬華，張黎飛，邸 博，鄭 愚

(1 東莞理工學院生態環境與建筑工程學院， 東莞 523808； 2 廣東華坤建設集團有限公司， 東莞 523075)

0 引言

隨著裝配式建筑發展目標的提出，工業集成化的生產方式在建筑業的開展越來越廣闊，建筑結構中的裝配式預制構件被大力推廣。鋼筋桁架混凝土疊合板是工程中應用較為廣泛的一種樓板預制構件，具有機械化程度高、質量易控制、生產速度快、建設周期短等優點[1]。但此類構架存在疊合界面混凝土協同工作的性能[2]和拼縫的有效連接等問題[3-5]，針對以上問題，業內已開展大量相關研究工作并取得一定進展，但針對疊合板開裂后的受力問題相關研究較少。

近些年隨著預制工程項目的開展，較多工程施工過程中出現運輸到現場后疊合板發生開裂的現象，導致了施工進度的拖延。因此為探究開裂后疊合板的工作性能，本文對已開裂疊合板在施工吊裝工況下裂縫發展與完成澆筑后的正常使用荷載作用下的板底裂縫、應變、位移等指標進行觀測。通過對比2塊開裂與1塊無裂縫疊合板跨中撓度和裂縫發展，評價已有裂縫對其工作性能的影響，同時驗證1塊板中開洞的疊合板是否能滿足正常使用狀態下的使用要求。

1 試驗方案

1.1 模型尺寸

試驗共選取3塊板，其中2塊在運輸過程中因不當放置造成板體中部區域產生貫通裂縫。板編號、尺寸與配筋如表1所示，受力方向配筋位置見圖1。

圖1 板尺寸與桁架筋分布

試驗疊合板編號與尺寸 表1

針對已經開裂的疊合板DH2820-1600-D選擇1塊相同尺寸的未開裂疊合板DH2820-1600進行對比，分析已有裂縫對疊合板在模擬吊裝工況下和正常使用荷載作用下的受力與變形的影響。由于疊合板板中DH3220-2400-D有洞口且跨度較大，試驗進行前，板體已經產生較多條裂縫導致受力相對復雜，在吊裝工況下呈現雙向板受力形態，選取此板主要探究洞口對疊合板開裂損傷發展的影響。

疊合板預制與現澆部分均采用C30混凝土，混凝土材料屬性如表2所示。頂部與底部主要受力鋼筋均為φ8，鋼筋屈服強度475.3MPa，彈性模量211GPa。

混凝土材料屬性 表2

1.2 裂縫分布與測點布置

對于2塊已開裂的疊合板，由于運輸和堆放過程中板體主要為短向受力，因此初始裂縫均為短向彎曲受力導致的沿板體長方向的裂縫。其中疊合板DH3220-2400-D的裂縫由洞口向兩側板邊輻射發展，部分裂縫間已產生裂縫交叉，板體損傷較為嚴重，裂縫觀測點L1-1，L4-2，L5-2，L5-3，L7-2，L7-3的裂縫寬度均已超過《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)[6](簡稱混規)正常使用極限狀態的限值0.2mm，裂縫詳細分布如圖2所示。

試驗開始前通過測量對板底裂縫分布進行記錄，為監測板底裂縫在吊裝后的開展程度，沿裂縫發展每隔一定間隔布置裂縫寬度測點，測點分布如圖2所示。同時在板底布置應變片監測板底應變變化，測點主要分布在洞口周邊開裂位置、跨中受力集中區，具體見圖3。

圖2 板底已有裂縫分布與裂縫測點布置

圖3 板底應變測點布置

1.3 吊裝試驗

根據施工起吊要求，設置吊點位置如圖1所示，圖4為現場起吊與堆載。根據混規疊合板吊裝驗算要求，預制構件吊裝驗算時應將構件自重乘以1.5的動力系數，因此對于板厚60mm的疊合板，板自重下的荷載為1.5kN/m2，若考慮吊裝動力系數1.5，板上需增加0.75kN/m2的荷載。實際加載過程中采用自重每袋0.4kN的膩子作為載重，控制均布荷載為0.768kN/m2，以此作為考慮吊裝工況動力作用對已開裂疊合板的影響。試驗過程如下：疊合板負重后緩緩起吊，待起吊平穩后讀取板底裂縫寬度和應變數值，吊裝完成后將疊合板放回原位，重新讀取裂縫寬度和應變數值。

圖4 現場起吊與堆載

2 吊裝試驗結果

2.1 裂縫寬度

疊合板DH3220-2400-D與DH2820-1600-D吊裝前后的裂縫寬度變化如圖5所示。負重起吊后板底裂縫寬度均有不同程度增長，部分區域裂縫寬度已經超過混規正常使用極限狀態的限值0.2mm。其中疊合板DH3220-2400-D洞口邊緣的測點L3-1，L3-2，L3-3，L4-2和L4-3裂縫寬度增加幅度較大，說明了板中洞口對疊合板裂縫控制的不利作用。

圖5 初始與吊裝下板底裂縫寬度

試驗過程中對疊合板DH2820-1600板底進行觀測，未發現有肉眼可見的裂縫存在，表面未開裂疊合板在吊裝工況下能夠保證板體的完整良好。

2.2 板底應變

吊裝前所有板底初始應變均為零，為了觀察一次吊裝對板體的影響，吊裝完成卸掉負重后的殘余應變見圖6。疊合板DH3220-2400-D除跨中測點5以外，其他測點經過一次吊裝后均有殘余應變產生，且最大殘余應變值為1 000με左右。疊合板DH2820-1600-D在裂縫通過位置的測點1和測點8有明顯殘余應變產生，而非開裂區域的測點應變值基本無變化，說明一旦疊合板開裂或形成初始損傷，在吊裝作用下會使已開裂或產生損傷的區域裂縫進一步發展，裂縫寬度增加，形成無法恢復的殘余應變，使板體損傷進一步加大。通過圖6(c)的疊合板DH2820-1600板底應變值，發現吊裝后應變數值均有一定增長，但最大值不超過10με，可以看出吊裝會造成未開裂疊合板產生少量殘余應變，但相對已開裂疊合板DH3220-2400-D與DH2820-1600-D的殘余應變值，基本可忽略。以上結果分析表明對完好的疊合板DH2820-1600按照設計吊點設置進行吊裝，板體受力均勻且板底無損傷產生。若在板體已經產生初始裂縫的情況下，仍按照傳統吊點設置，在正常吊裝工況下的板體已有損傷會累積增長，產生不可恢復的變形和損傷。

圖6 吊裝完成后疊合板板底殘余應變

3 堆載試驗

3.1 試驗方案

在完成吊裝試驗后，對3塊疊合板按照設計與施工要求進行上層配筋澆筑，澆筑C30商品混凝土，強度如表2所示。現澆層厚度為70mm，其中在堆載試驗前觀測到疊合板DH3220-2400-D板體有二次運輸產生的裂縫，裂縫方向多為橫向，疊合板DH3220-2400-D與DH2820-1600-D原有裂縫與受力方向平行，根據單向板受力特點，此裂縫對截面剛度削弱較少，而疊合板DH3220-2400-D新增加橫向裂縫則對板彎曲剛度有一定影響。因此在新裂縫位置增加應變測點，測點詳細布置如圖7所示。

圖7 DH3220-2400-D板底應變跨中新增測點

按照設計功能要求的正常使用狀態確定樓面荷載，取附加恒荷載2.0kN/m2，活荷載2.0kN/m2，則根據荷載基本組合可得樓板總荷載設計值Sd=1.35×2+1.2×2=5.1kN/m2，依據《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)[7]表7.3.3，計算出試驗時的最大加載量為6.12(1.2倍樓板總荷載設計值)～8.16kN/m2(1.6倍的樓板總荷載設計值)。現場采用0.5kN水泥袋與0.25kN的混凝土長方體配重進行堆載試驗，加載共分9次，對應每級荷載分別為0.876kN/m2(DH3220-2400-D)和0.884kN/m2(DH2820-1600-D與DH2820-1600)，每級荷載持荷30min后讀取相應觀測數據。板底位移測點如圖8所示。

圖8 板底位移測點

3.2 試驗結果

3.2.1 板底撓度

圖9為3塊疊合板試件的荷載-位移曲線，包括加載與卸載過程板底位移變化，3塊疊合板構件均滿足混規對樓蓋正常使用情況下撓度小于l0/200(l0為計算跨度)的要求。其中圖9(a)為疊合板DH3220-2400-D 板底測點V3～V7的荷載-位移曲線，可以發現，卸載后大部分位置板位移基本可恢復，而跨中測點V3有較大殘余位移，說明板體局部受力較大區域仍會發生不可恢復變形。圖9(b)為疊合板DH2820-1600-D與DH2820-1600荷載-位移曲線對比，可以發現，最大試驗堆載荷載下疊合板 DH2820-1600-D 的板底位移略大于疊合板DH2820-1600，說明疊合板DH2820-1600-D的初始裂縫對其在正常使用荷載作用下板體的剛度和撓度有一定影響。卸載后2塊板體均有少量殘余變形，但其值小于疊合板DH3220-2400-D的變形，這主要與疊合板DH3220-2400-D的較大跨度且板中開洞的不利影響有關。

圖9 疊合板試件荷載-位移曲線

3.2.2 板底應變

通過圖10(a)可以看出疊合板DH3220-2400-D在堆載過程中最大應變出現在位于跨中與洞口邊緣附近的測點14(位置見圖7)，該位置彎矩較大且洞口邊緣應力集中，這與板的單向受力作用和洞口位置影響基本吻合。從圖10(a)中可以看出，卸載后靠近跨中區域的測點6，7，14均有殘余應變產生，測點14產生的殘余應變最大，為1 387με，約為極限荷載下的1/2。圖10(b)為疊合板DH2820-1600-D與DH2820-1600的荷載-應變曲線(測點位置見圖3)，加載過程中兩個疊合板試件的板底應變均小于200με，除個別點位置超過100με，其他測點卸載后殘余應變均處于較低水平。說明跨度較大且板中開洞的疊合板試件，在加載前已產生受力方向裂縫，其損傷在加載后產生累積，形成不可恢復的應變和板底位移。而疊合板DH2820-1600-D與DH2820-1600在受力方向無初始損傷產生，因此對其受彎截面基本無削弱，在正常使用荷載加載下影響較小，疊合板仍具有良好的恢復性能。傳統疊合板在運輸過程中的墊木設置使其沿短向受力，易形成沿板長方向的裂縫，但大多預制樓板，由幾塊疊合板拼接安裝形成統一板體，原板長向裂縫與板間拼縫平行，對此類單向板由試驗結果可知形成的初始縱向裂縫對板體實際剛度和恢復能力影響較小。

圖10 疊合板試件荷載-應變曲線

3.2.3 板底裂縫

圖11(圖中裂縫1表示圖7中測點1處的裂縫，余同)為疊合板荷載-裂縫寬度曲線，隨著荷載的增加，加載中后期裂縫寬度有一定增長，疊合板DH3220-2400-D的測點4裂縫寬度較大，最終接近0.2mm，其余四個測點能夠滿足正常使用狀態下對裂縫寬度的要求。疊合板DH2820-1600-D加載過程中未發現新的橫向裂縫產生，測點位置為板原有縱向裂縫，初始裂縫寬度已經超過混規限值0.2mm的要求，裂縫寬度增加相對緩和，僅加載中后期裂縫寬度有小幅增長。

圖11 疊合板試件荷載-裂縫寬度曲線

4 撓度計算

基于本次堆載試驗結果，結合當前中美兩國規范(混規、《水工混凝土結構設計規范》(SL 191—2008)[8](簡稱水工規范)、美國規范ACI 318-08[9])中抗彎剛度的計算方法，對本次試驗3塊疊合板在堆載荷載下的撓度進行計算，對比其預測精度。試驗中3塊板均為單向受力，兩端為簡支支撐，其撓度f計算公式如下：

(1)

式中：qk為均布荷載標準值；l0為計算跨度；B為短期彎曲剛度。

式(1)中對撓度的求解主要體現在彎曲剛度的確定。

混規對允許出現裂縫的鋼筋混凝土受彎構件提出了剛度計算公式：

(2)

式中：Es為鋼筋彈性模量；As為鋼筋截面面積；h0為截面有效高度；ψ為裂縫間縱向受拉普通鋼筋應變不均勻系數；αE=Es/Ec，Ec為混凝土彈性模量；ρ為縱向受拉鋼筋配筋率；γf′為受壓翼緣截面面積與腹板有效截面面積的比值。

水工規范提出開裂后的鋼筋混凝土和預應力混凝土受彎構件的剛度計算公式如下：

(3)

式中：b為截面寬度；γf′,γf分別為受壓和受拉翼緣截面面積與腹板有效截面面積的比值；δ為消壓彎矩與彎矩標準值Mk的比值；其他字符含義同式(2)。

美國規范ACI 318-08采用有效慣性矩法計算鋼筋混凝土受彎構件的截面計算剛度EcIe，其中Ie為截面有效慣性矩，計算公式如下：

式中：Ig為不考慮鋼筋的混凝土毛截面對其重心軸的慣性矩；Ma為計算撓度時構件最大彎矩；Mcr為開裂彎矩；Icr為開裂截面慣性矩。

其中疊合板DH3220-2400-D在計算時為單向受力且有跨中洞口削弱，因此其截面寬度b扣除洞口部分，三種規范計算結果與試驗值對比如表3所示。

中美規范疊合板跨中撓度計算值與試驗值對比 表3

由表3可知，三種規范計算方法均未能對疊合板撓度有良好的預測，除美國規范ACI 318-08對疊合板DH2820-1600與DH2820-1600-D撓度的預測值小于實際值外，其他規范計算結果均大于實際撓度。混規的計算公式對本次簡支疊合板在堆載作用下的跨中撓度預測更加接近實際撓度。水工規范計算的板體跨中撓度要遠大于試驗實際結果，其精度最低。分析認為加載前除疊合板DH3420-2400-D有橫向裂縫存在外，其余疊合板初始裂縫均為沿板縱向裂縫，平行于板受力方向，且在整個加載過程都未發現橫向開裂，導致水工規范的計算結果偏大。

5 結論

通過對3塊疊合板進行吊裝與堆載兩種工況下的試驗，分析板體裂縫開裂程度、板底應變、板底撓度的變化情況，探究已有裂縫對板體在相應工況下的影響以及損傷的發展情況，對比現有撓度計算方法的準確性，得到結論如下：

(1)吊裝工況下疊合板板底已有裂縫寬度增加且跨中和洞口邊緣裂縫寬度增加幅度較大。一次吊裝后板底原有裂縫會形成殘余應變造成永久損傷，因此生產與施工中應盡量避免多次重復吊裝。

(2)通過堆載試驗發現，疊合板在正常使用荷載作用下，板底撓度能夠滿足混規限值要求。卸載后疊合板大部分區域表現出良好的變形恢復能力。其中疊合板DH3220-2400-D洞口與跨中局部區域有殘余撓度變形，且該區域裂縫有較大殘余應變，原有初始裂縫部分區域裂縫寬度已經超過混規限值0.2mm，而后期澆筑過程產生的橫向裂縫在加載過程中其寬度能夠滿足混規裂縫寬度限值要求。

(3)疊合板DH2820-1600-D與DH2820-1600均未發現橫向彎曲裂縫，在正常使用荷載范圍內具有較為接近的受力性能。但通過荷載-位移曲線可以發現帶有初始裂縫的疊合板變形較大，說明疊合板的初始縱向裂縫對疊合板長方向初始彎曲剛度仍有一定影響。

(4)對比中美規范中三種針對受彎構件的撓度計算方法，發現混規對試驗疊合板跨中撓度預測較為準確，但現有疊合板撓度計算方法仍需進一步研究以提高預測精度。而由于板體產生的初始縱向裂縫與實際堆載時板體受力方向平行，因此對彎曲受力方向截面無削弱作用，導致水工規范提出的已開裂彎曲構件剛度公式的計算值遠大于試驗結果。