尚守平，王　智

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙　410082)

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HPFL加固預(yù)制空心板的數(shù)值模擬與試驗(yàn)研究*1

尚守平?，王智

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙410082)

摘要：對(duì)HPFL加固預(yù)制混凝土空心板抗彎性能和抗剪性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，以此為基礎(chǔ)利用ANSYS有限元計(jì)算軟件對(duì)HPFL加固預(yù)制空心板進(jìn)行了數(shù)值模擬.與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較分析，研究加固構(gòu)件的抗彎性能和抗剪性能.通過(guò)有限元建模進(jìn)一步研究了HPFL加固層砂漿強(qiáng)度、HPFL加固層鋼筋網(wǎng)尺寸、HPFL加固條帶寬度和預(yù)制空心板板體拼裝方向等因素對(duì)HPFL加固預(yù)制空心板抗剪性能的影響.結(jié)果表明，有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，用HPFL加固預(yù)制空心板是一種提高預(yù)制空心板抗彎性能和抗剪性能的有效加固方法. HPFL加固層砂漿強(qiáng)度和HPFL加固條帶寬度對(duì)預(yù)制空心板抗剪性能影響最大，隨著HPFL加固層砂漿強(qiáng)度提高和HPFL加固條帶寬度增大，預(yù)制空心板抗剪極限承載力顯著提高；HPFL加固層鋼筋網(wǎng)尺寸對(duì)預(yù)制空心板抗剪性能影響不明顯；HPFL能同時(shí)提高預(yù)制空心板平面內(nèi)橫、豎兩個(gè)方向的抗剪極限承載力.

關(guān)鍵詞：預(yù)制空心板；高性能復(fù)合砂漿鋼筋網(wǎng)薄層；加固；抗彎性能；抗剪性能

預(yù)制空心板曾廣泛應(yīng)用在我國(guó)建筑物樓面結(jié)構(gòu)中，但由于其整體性差、板側(cè)拼縫易開(kāi)裂以及平面內(nèi)抗剪切能力薄弱，預(yù)制空心板的使用，尤其在地震區(qū)的使用受到了很大的限制.鑒于預(yù)制空心板具有造價(jià)低，自重輕，施工方便，機(jī)械化程度高等優(yōu)點(diǎn)，如何重新推廣預(yù)制空心板的使用，提高預(yù)制空心板的抗彎性能和抗剪性能是預(yù)制空心板加固面臨的重要問(wèn)題.

目前，已有學(xué)者提出用粘貼纖維增強(qiáng)復(fù)合材料、粘貼鋼板和采用體外預(yù)應(yīng)力等方法加固預(yù)制空心板提高其抗彎承載力[1-3].本文提出一種新型預(yù)制空心板加固方法，即高性能復(fù)合砂漿鋼筋網(wǎng)薄層(HPFL)加固預(yù)制空心板，以提高其抗彎性能和抗剪性能.高性能復(fù)合砂漿的主要成分是硅酸鹽水泥或普通硅酸鹽水泥和加固纖維，它具有高強(qiáng)度、低收縮和與混凝土表面粘結(jié)性能良好等優(yōu)點(diǎn). HPFL由高性能水泥復(fù)合砂漿、剪切銷釘和鋼筋網(wǎng)等組成，采用HPFL加固能有效提高構(gòu)件的承載力、剛度、抗裂性和延性，近年來(lái)已經(jīng)成為混凝土結(jié)構(gòu)和砌體結(jié)構(gòu)加固的重要材料[4-5].

隨著大型商用有限元軟件的廣泛運(yùn)用，數(shù)值模擬在加固領(lǐng)域中已經(jīng)成為一種重要研究手段.本文所述的HPFL加固預(yù)制空心板抗彎性能和抗剪性能試驗(yàn)，由于試驗(yàn)條件和試件數(shù)量限制，只能分析較單一的加固影響因素.為全面研究HPFL加固預(yù)制空心板的抗彎性能和抗剪性能，利用ANSYS建立了三維有限元模型，通過(guò)模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比研究，表明有限元分析的適用性和HPFL加固預(yù)制空心板的有效性.進(jìn)一步研究了HPFL加固層砂漿強(qiáng)度、HPFL加固層鋼筋網(wǎng)尺寸、HPFL加固條帶寬度和預(yù)制空心板板體拼裝方向等重要因素對(duì)抗剪性能的影響[6]，彌補(bǔ)試驗(yàn)不足.

1有限元模型的建立

1.1單元模擬

本文通過(guò)預(yù)制空心板單元、HPFL單元和接觸單元建立HPFL加固預(yù)制空心板分離式有限元模型，預(yù)制空心板單元采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元SOLID65模擬，板中分布鋼筋通過(guò)添加實(shí)常數(shù)體現(xiàn)；HPFL加固條帶由高性能復(fù)合砂漿和剪切銷釘鋼筋網(wǎng)骨架兩部分組成，用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元SOLID65單元模擬復(fù)合砂漿條帶，鋼筋網(wǎng)骨架通過(guò)添加實(shí)常數(shù)體現(xiàn)；HPFL加固面層與預(yù)制空心板之間的粘結(jié)滑移作用采用接觸單元模擬，采用面-面接觸單元CONTA174和TARGE170，定義粘結(jié)滑移作用.

1.2材料本構(gòu)模型及選用參數(shù)

混凝土材料本構(gòu)關(guān)系選用GB50010-2010中混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線的上升段，下降段為水平直線，如式(1)和(2)，通過(guò)多線性等向強(qiáng)化模型MISO模擬，破壞準(zhǔn)則選用William-Warnke五參數(shù)破壞準(zhǔn)則[7].

σc/fc=1-(1-εc/ε0)n,εc≤ε0

(1)

σc=fc,(ε0≤εc≤εcu)

(2)

式中:fc為混凝土單軸抗壓強(qiáng)度，ε0=0.002,εcu=0.003 3.

高性能復(fù)合砂漿材料本構(gòu)關(guān)系選用式(3)和(4)，通過(guò)多線性等向強(qiáng)化模型MISO模擬，破壞準(zhǔn)則選用William-Warnke五參數(shù)破壞準(zhǔn)則[8].

σ/fc=2(ε/ε0)-(ε/ε0)2,(0≤ε/ε0≤1)

(3)

σ/fc=1-0.15(ε-ε0)/(εcu-ε0),(ε/ε0≥1)

(4)

式中:fc為復(fù)合砂漿單軸抗壓強(qiáng)度，ε0=0.002,εcu=0.003 3.

1.3接觸單元

對(duì)于加固界面的模擬，已有學(xué)者對(duì)FRP與混凝土的界面粘結(jié)性能進(jìn)行了研究[9].但HPFL與預(yù)制空心板之間的界面性能鮮有研究.本文下述試驗(yàn)中，均沒(méi)有出現(xiàn)加固條帶在達(dá)到極限荷載前剝離脫落的現(xiàn)象，說(shuō)明經(jīng)過(guò)下述處理的試件，兩者之間的黏結(jié)性能良好.本文建立的分離式有限元模型，界面單元選用面-面接觸單元，應(yīng)用“目標(biāo)”面和“接觸”面來(lái)形成接觸對(duì)[10].同時(shí)給目標(biāo)單元和接觸單元指定相同的實(shí)常數(shù)，定義預(yù)制空心板表面為目標(biāo)面，HPFL加固面層表面為接觸面.在本文單元的接觸控制過(guò)程中，選擇粘結(jié)粗糙接觸，摩擦系數(shù)為0.6．有限元模型如圖1所示.

圖1　有限元模型圖

2抗彎性能試驗(yàn)研究與有限元分析

2.1抗彎性能試驗(yàn)

試驗(yàn)選用3組試件，編號(hào)分別為PHS-1,PHS-2

和PHS-3,每組試件由4塊預(yù)制空心板拼成，選用的單塊預(yù)制空心板尺寸為2 100 mm×500 mm×120 mm，其中試件PHS-1板上表面滿鋪20 mm厚HPFL，試件PHS-2板上表面兩側(cè)鋪600 mm寬20 mm厚HPFL，剩余部分使用20 mm厚M10素水泥沙漿鋪滿，試件PHS-3版上表面滿鋪M30素水泥沙漿，3組試件板下表面均不作處理.3組試件預(yù)制空心板的強(qiáng)度均為C25，高性能復(fù)合砂漿強(qiáng)度等級(jí)為M25，試件PHS-1和PHS-2加固條帶處縱橫向鋼筋網(wǎng)格尺寸為150 mm×150 mm，φR4鋼筋，鋼筋網(wǎng)通過(guò)剪切銷釘綁扎固定在板上.施工工序?yàn)椋喝斯よ徝弩w表面；植入剪切銷釘；綁扎鋼筋網(wǎng)；涂抹高性能水泥復(fù)合砂漿.試件加固形式及基本尺寸見(jiàn)圖2.試件的主要參數(shù)見(jiàn)表1.

表1　試件參數(shù)

圖2　試件尺寸及加固方式示意圖

砌筑2排磚墻(軸線距離為2.28 m，砌筑高度為0.6 m),在A軸線最上層第1匹磚下方第1塊板對(duì)應(yīng)位置處，B軸線最上層第1匹磚的下方中間2塊板對(duì)應(yīng)位置處均放置厚度為8 mm的鋼板，利于裝置全部就位后，掏空支座.試驗(yàn)墻體及各測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示.工況1在各試件板面上施加2.0 kN/m2均布荷載，工況2掏空A軸線鋼板對(duì)應(yīng)支座,并考慮動(dòng)力系數(shù)2.0，增大豎向荷載；工況3掏空B軸線鋼板對(duì)應(yīng)支座.工況1模擬預(yù)制空心板在樓面均布活載作用下的工作狀態(tài)，工況2模擬作為板面邊支座的墻體坍塌，動(dòng)力系數(shù)2.0，考慮上部荷載作用下的沖擊作用，檢驗(yàn)加固板體的抗彎性能，預(yù)制空心板是否坍塌；工況3在工況2基礎(chǔ)上模擬作為板邊支座和中間支座的墻體坍塌，在考慮動(dòng)力系數(shù)2.0作用下，檢驗(yàn)加固板體的抗彎性能.這3種工況在文獻(xiàn)[11]中所研究的汶川地震震害中有著大量的體現(xiàn)，邊支座與中間支座墻體的坍塌造成預(yù)制空心板倒塌，嚴(yán)重影響預(yù)制空心板樓、屋蓋的安全使用.通過(guò)這3種工況能較好地模擬地震作用下各位置墻體坍塌時(shí)對(duì)HPFL裝配式樓蓋的影響[11]，觀察板體的彎曲狀況并分別記錄各板的撓度值，檢驗(yàn)加固板體的抗彎性能.

2.2有限元分析

以典型試驗(yàn)工況為基礎(chǔ)，對(duì)上述試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行模擬分析，建立抗彎有限元模型如圖4所示.分析過(guò)程中，混凝土本構(gòu)關(guān)系由式(1)～(2)確定，素水泥砂漿和高性能水泥復(fù)合砂漿的本構(gòu)關(guān)系由式(3)～(4)確定，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)前的材性試驗(yàn)，得出五參數(shù)破壞準(zhǔn)則William-Warnke中各材料的抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度，混凝土強(qiáng)度取板的設(shè)計(jì)值強(qiáng)度C25.兩磚墻底面模擬成固定端，約束三向位移.模擬過(guò)程中，定義3個(gè)工況.工況1在板面施加豎向均布荷載，大小為2.0 kN / m2，并考慮結(jié)構(gòu)自重，；工況2釋放A軸線支座邊的位移，豎向荷載考慮動(dòng)力放大系數(shù)2.0；工況3在工況2基礎(chǔ)上釋放B軸線支座中間板的位移，豎向局部荷載同工況2亦考慮動(dòng)力系數(shù)影響，查看模型變形情況和撓度變化.

圖3　墻體布置示意圖

圖4　抗彎試驗(yàn)有限元模型

2.3對(duì)比分析

經(jīng)有限元分析，試件PHS-1和試件PHS-2在模擬工況下的變形基本一致，并未出現(xiàn)剛體位移；而試件PHS-3在模擬工況3中出現(xiàn)大位移，計(jì)算自動(dòng)終止；在抗彎性能試驗(yàn)中，試件PHS-3同樣發(fā)生了板體坍塌現(xiàn)象，與有限元分析一致.試件PHS-1在2，3工況作用下的有限元變形圖如圖5所示，工況3作用后試件PHS-1和PHS-2各測(cè)點(diǎn)(如圖3(c)和圖3(d))的最終撓度試驗(yàn)值與計(jì)算值以及板縫處開(kāi)裂彎矩計(jì)算值見(jiàn)表2.

表2　計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖5　試件PHS-1變形圖

由圖5和表2可發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)與有限元計(jì)算得到的各工況作用下的撓度吻合較好.從整體上看來(lái)，HPFL加固的兩個(gè)試件的有限元計(jì)算撓度值一般小于試驗(yàn)值，主要是因?yàn)橛邢拊?jì)算中高性能水泥復(fù)合砂漿的施工缺陷，工況2，3中鋼板抽出對(duì)相鄰支座的影響和加載方式等誤差忽略導(dǎo)致的撓度偏大.由試驗(yàn)過(guò)程和計(jì)算過(guò)程可發(fā)現(xiàn)，工況3后，試件PHS-1和 PHS-2在板面和板底均無(wú)裂縫產(chǎn)生，其中試件PHS-1的裂縫情況如圖6(a)和(b)所示，試件PHS-1的有限元分析裂縫結(jié)果如圖6(c)所示.綜上所述，有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果一致，本文建立的有限元模型能比較準(zhǔn)確地進(jìn)行HPFL加固預(yù)制空心板抗彎性能的模擬分析.相同砂漿強(qiáng)度等級(jí)的素水泥砂漿加固與HPFL加固，素水泥砂漿加固出現(xiàn)單塊板體坍塌，HPFL加固工作性能良好，甚至基本未出現(xiàn)裂縫，表明HPFL加固的預(yù)制空心板具有良好抗沖擊性能，再一次證明HPFL能有效提高預(yù)制空心板平面外的抗彎能力.

圖6　試件PHS-1裂縫情況

3抗剪性能試驗(yàn)研究與有限元分析

3.1抗剪性能試驗(yàn)

試驗(yàn)選用6組試件，每組試件由3塊預(yù)制空心板拼接而成，選用的單塊預(yù)制空心板尺寸為1 500 mm×500 mm×120 mm.采用強(qiáng)度等級(jí)分別為M10,M20,M30,M40和M50的高性能復(fù)合砂漿和強(qiáng)度等級(jí)為M30的素水泥砂漿對(duì)預(yù)制空心板上表面進(jìn)行滿鋪加固，砂漿厚度均為20 mm，下表面均不作處理.預(yù)制空心板的設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C25，采用HPFL加固的試件縱橫向均配置φR4@150鋼筋網(wǎng)，鋼筋網(wǎng)通過(guò)剪切銷釘綁扎固定在板上.施工工序?yàn)椋喝斯よ徝弩w表面；植入無(wú)機(jī)植筋膠和剪切銷釘；綁扎鋼筋網(wǎng)；涂抹高性能水泥復(fù)合砂漿。具體加固形式見(jiàn)圖7.

圖7　試件加固方式示意圖

豎向反力架采用門式鋼架，在板體和門式鋼架之間布置一個(gè)機(jī)械千斤頂，兩塊分配鋼板和分配鋼板之間的輥軸，施加均勻豎向壓力于試件上.試件下部用地錨固定，水平荷載由一臺(tái)拉壓式液壓千斤頂施加在第1塊預(yù)制空心板的中心位置.通過(guò)布置在預(yù)制空心板一側(cè)的3個(gè)百分表測(cè)定位移，測(cè)點(diǎn)分別布置在3塊板體的中部.水平力由布置在液壓千斤頂和預(yù)制板試件之間的力傳感器測(cè)定.試驗(yàn)裝置如圖8所示.首先，施加設(shè)計(jì)豎向荷載值并保持穩(wěn)定.開(kāi)始試驗(yàn)前，預(yù)施加10 kN水平荷載，保證儀器和裝置處于正常使用狀態(tài)，卸載.試件開(kāi)裂前，采用力控制加載來(lái)施加水平荷載，以每10 kN為一級(jí)遞增.試件開(kāi)裂后，采用位移控制加載來(lái)施加水平荷載，位移控制指標(biāo)取開(kāi)裂時(shí)位移的整數(shù)倍和整毫米數(shù)遞增，加載至試件破壞.

圖8　試驗(yàn)裝置圖

3.2有限元分析

以典型試驗(yàn)工況為基礎(chǔ)，對(duì)上述試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行模擬分析，建立抗剪有限元模型如圖9所示.

分析過(guò)程中，混凝土本構(gòu)關(guān)系由式(1)～(2)確定，素水泥砂漿和高性能水泥復(fù)合砂漿的本構(gòu)關(guān)系由式(3)～(4)確定，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)前的材性試驗(yàn)，得出William-Warnke五參數(shù)破壞準(zhǔn)則中各材料的抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度，混凝土強(qiáng)度取板的設(shè)計(jì)值強(qiáng)度C25.模型底端模擬成固定端，約束三向位移.加載過(guò)程中，分為多個(gè)荷載步加載.第1荷載步為施加豎向均布?jí)毫?第2荷載步開(kāi)始施加水平荷載，不斷加大荷載直至結(jié)構(gòu)破壞.

圖9　抗剪試驗(yàn)有限元模型

3.3對(duì)比分析

有限元分析和試驗(yàn)得到的HPFL加固預(yù)制空心板試件在水平推力作用下的抗剪極限承載力見(jiàn)表3.由表3可知，試件JG-1～JG-5的試驗(yàn)極限荷載與有限元計(jì)算值均隨著復(fù)合砂漿強(qiáng)度的提高而不斷增大，且提高幅度很大，表明不同復(fù)合砂漿強(qiáng)度對(duì)加固試件的抗剪性能也有很大差異.比較試件JG-3與JG-6，由于砂漿強(qiáng)度均為M30，JG-3的極限強(qiáng)度試驗(yàn)值為260 kN,而試件JG-6的極限強(qiáng)度僅為185 kN,證明了HPFL加固能顯著提高裝配式樓蓋的抗剪性能.

表3　計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

試驗(yàn)與有限元計(jì)算得到的極限荷載吻合較好.試件JG-1的極限荷載誤差相對(duì)較大，其他試件的誤差都不高于10%.比較有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值，除試件JG-3外其余試件的有限元計(jì)算值均大于試驗(yàn)值，原因主要是有限元計(jì)算為一種較理想狀態(tài)，高性能水泥復(fù)合砂漿施工缺陷、試驗(yàn)誤差及材料本身的離散性沒(méi)有考慮.計(jì)算結(jié)果誤差平均值1.055，變異系數(shù)0.066，和試驗(yàn)結(jié)果基本一致，證明本文建立的有限元模型適用于HPFL加固預(yù)制空心板抗剪承載力的模擬分析，也為HPFL加固混凝土結(jié)構(gòu)提供了參考.

以試件JG-3為例，試驗(yàn)過(guò)程中，當(dāng)加載至極限荷載的55%時(shí)，首先在最下部預(yù)制板未加固面位移約束處出現(xiàn)橫向水平裂縫，隨荷載增大，逐漸形成斜裂縫；繼續(xù)加載最下部預(yù)制板未加固面位移約束處部分混凝土表面脫落，當(dāng)加載至極限荷載的80%左右時(shí)加載點(diǎn)處出現(xiàn)沿板縫方向的水平裂縫，繼續(xù)加載直至試件破壞，裂縫情況如圖10(a)(從未加固面看)所示.計(jì)算過(guò)程中，當(dāng)加載至極限荷載的58%時(shí)，在最下部預(yù)制板未加固面位移約束處出現(xiàn)橫向水平裂縫，隨著荷載增加底部板橫向水平裂縫不斷延伸并出現(xiàn)沿對(duì)角線方向的斜裂縫，當(dāng)加載至極限荷載的82%時(shí)加載點(diǎn)處出現(xiàn)沿板縫方向水平裂縫并不斷延伸，達(dá)到極限荷載時(shí)，最下部預(yù)制板以及加載點(diǎn)處HPFL和預(yù)制板幾乎全裂，達(dá)到極限承載力計(jì)算終止.JG-3有限元分析最終裂縫圖如圖10(b)(從加固面看)所示.試驗(yàn)得到的部分試件第一塊預(yù)制空心板中部的力-位移與有限元計(jì)算得到的板一側(cè)的力-位移曲線對(duì)比如圖11所示，本文采用修正的N-R法，當(dāng)結(jié)構(gòu)開(kāi)裂較多或接近極限荷載時(shí)，存在嚴(yán)重的收斂問(wèn)題，無(wú)法計(jì)算負(fù)剛度下降段，因此在破壞階段無(wú)法模擬.

圖10　試件JG-3裂縫情況

圖11　力-位移曲線對(duì)比

4影響HPFL加固預(yù)制空心板抗剪性能的因素

影響HPFL加固預(yù)制空心板抗剪性能的主要因素包括HPFL加固層砂漿強(qiáng)度、HPFL加固層鋼筋網(wǎng)尺寸、HPFL加固條帶寬度和預(yù)制空心板板體拼裝方向等.結(jié)合有關(guān)研究和工程經(jīng)驗(yàn)，建議采用的加固面層復(fù)合砂漿厚度為20 mm，鋼筋網(wǎng)中鋼筋選用冷軋帶肋鋼筋φR4,通過(guò)已建立的分離式有限元模型，分析以上因素對(duì)HPFL加固預(yù)制空心板抗剪性能的影響.

4.1HPFL加固層砂漿強(qiáng)度

上述試驗(yàn)采用5個(gè)強(qiáng)度等級(jí)的復(fù)合砂漿研究了HPFL滿鋪時(shí)加固面層砂漿強(qiáng)度對(duì)加固效果的影響.同時(shí)對(duì)5個(gè)試件進(jìn)行了有限元模擬，分析不同砂漿強(qiáng)度對(duì)預(yù)制空心板加固試件在水平荷載下的抗剪承載力和破壞形式的影響，有限元計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4.HPFL滿鋪加固后，預(yù)制空心板在水平剪力作用下的開(kāi)裂荷載和極限荷載隨加固面層砂漿強(qiáng)度的提高而提高，且提高幅度很大.當(dāng)砂漿強(qiáng)度為M30～M40時(shí)，承載力提高幅度最大，從安全性和經(jīng)濟(jì)性原則考慮，建議選用此區(qū)段強(qiáng)度進(jìn)行加固.

表4　HPFL加固層砂漿強(qiáng)度影響的計(jì)算結(jié)果

4.2HPFL加固層鋼筋網(wǎng)尺寸

影響HPFL加固混凝土構(gòu)件性能的因素包括加固面層鋼筋網(wǎng)格尺寸[12].試驗(yàn)中，HPFL滿鋪加固預(yù)制空心板采用的鋼筋網(wǎng)格尺寸為150 mm×150 mm，為了研究HPFL加固預(yù)制空心板中鋼筋網(wǎng)格尺寸的影響，采用抗剪試驗(yàn)試件，加固面層砂漿強(qiáng)度為M30，采用不同鋼筋網(wǎng)格尺寸(60 mm×300 mm,60 mm×150 mm,60 mm×60 mm,150 mm×300 mm,150 mm×150 mm和300 mm×300 mm)分析加固預(yù)制空心板試件的抗剪承載力，建立有限元模型，計(jì)算結(jié)果如表5所示.隨著加固層鋼筋網(wǎng)格尺寸的加密，即加固層的配筋率增大時(shí)極限抗剪承載力增大，但增大幅度不明顯.可以得出在滿足HPFL加固面層適配筋的要求下加密鋼筋網(wǎng)格尺寸對(duì)抗剪性能提高不明顯，其主要是起形成加固層骨架和增強(qiáng)兩者之間粘結(jié)的作用，使兩者構(gòu)成整體并增強(qiáng)抗剪過(guò)程中的延性.從經(jīng)濟(jì)性考慮，建議鋼筋網(wǎng)格尺寸適當(dāng)即可.

4.3HPFL加固條帶寬度

試驗(yàn)中，HPFL加固預(yù)制空心板試件均采用滿鋪方式，考慮試件尺寸如上所述，其中預(yù)制空心板強(qiáng)度為C25，加固層砂漿厚度為20 mm，復(fù)合砂漿強(qiáng)度為M30，加固層鋼筋網(wǎng)格尺寸為150 mm×150 mm，在豎向壓力作用下，對(duì)上表面兩端HPFL條帶寬度為100 mm,200 mm,400 mm,600 mm(其余部分用M10素水泥砂漿填平)和上表面滿鋪HPFL的預(yù)制空心板試件在豎向壓力和水平荷載作用下的抗剪承載力進(jìn)行分析，計(jì)算結(jié)果如表6所示.加固條帶對(duì)抗剪承載力的影響很顯著，隨著加固條帶寬度增大，極限抗剪承載力與寬度近似成正比關(guān)系增大.這主要是由于加固條帶的加固性能明顯優(yōu)于一般的素水泥砂漿，寬度越大，影響因子也隨之增大.

表5　HPFL加固層鋼筋網(wǎng)格尺寸影響的計(jì)算結(jié)果

表6　HPFL加固條帶寬度影響的計(jì)算結(jié)果

4.4預(yù)制空心板板體拼裝方向

為研究預(yù)制空心板板體拼裝方向?qū)PFL加固效果的影響，考慮預(yù)制空心板強(qiáng)度為C25，試件尺寸如上所述，其中加固層砂漿厚度為20 mm，加固層鋼筋網(wǎng)格尺寸為150 mm×150 mm，在豎向壓力作用下，板件上表面進(jìn)行滿鋪加固，分析預(yù)制空心板上滿鋪強(qiáng)度為M10,M20和M30的素水泥砂漿和滿鋪強(qiáng)度為M10,M20和M30的HPFL時(shí)，板體豎拼的預(yù)制空心板加固試件在豎向壓力和水平荷載作用下的抗剪承載力，計(jì)算結(jié)果如表7所示.從表7可以看出，HPFL加固預(yù)制空心板能同時(shí)提高其兩個(gè)方向的抗剪極限承載力，加固面層砂漿強(qiáng)度在M30左右時(shí)，加固效果較為明顯.比較預(yù)制空心板兩個(gè)方向的抗剪承載力，平行于板中孔洞方向的承載力高于垂直方向，但經(jīng)過(guò)HPFL加固后，兩者之間差異不大，造成差異的原因主要是由于孔洞薄弱區(qū)的存在.

表7　預(yù)制空心板豎拼計(jì)算結(jié)果

5結(jié)論

1)試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果表明， HPFL加固的預(yù)制空心板在外墻體倒塌的情況下仍能有效保持整體性，具有一定的抗彎能力和平面外穩(wěn)定性，不致板體坍塌，與素水泥砂漿抹面的預(yù)制空心板相比抗彎性能明顯提升，承載力顯著提高； HPFL加固的預(yù)制空心板在水平剪力作用下裂縫形態(tài)為斜裂縫，兩個(gè)方向的抗剪性能較素水泥砂漿抹面預(yù)制空心板提高很大，有效提高了平面內(nèi)兩個(gè)方向的承載力.

2)對(duì)HPFL加固預(yù)制空心板進(jìn)行了數(shù)值模擬，與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，證明該有限元模型適用于HPFL加固預(yù)制空心板的模擬分析，同時(shí)也為HPFL加固混凝土結(jié)構(gòu)的模擬分析提供了參考．

3)隨著加固面層砂漿強(qiáng)度的提高，板體的抗剪承載力提高很大；隨著加固條帶寬度增加，極限抗剪承載力大幅度提高；隨著加固面層鋼筋網(wǎng)格尺寸的加密，極限抗剪承載力略為增大，在滿足配筋要求下加密加固層鋼筋網(wǎng)格尺寸對(duì)抗剪承載力提高不明顯；HPFL加固預(yù)制空心板能同時(shí)提高兩個(gè)方向的抗剪極限承載力；綜合承載力和經(jīng)濟(jì)因素考慮，本文建議選用較高強(qiáng)度等級(jí)復(fù)合砂漿和較大寬度條帶HPFL進(jìn)行加固，鋼筋網(wǎng)格尺寸滿足最小配筋率即可.

4)經(jīng)組裝后的HPFL裝配式樓蓋在水平剪力作用下抗剪強(qiáng)度較大，較預(yù)制空心樓蓋更能滿足平面內(nèi)兩個(gè)方向剛度無(wú)窮大的條件，且省去了裝模板過(guò)程．為預(yù)制空心板在地震區(qū)的重新推廣使用，提供了一種新的裝配式方案．

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Numerical Simulation and Experimental Investigation on Precast Hollow-core Slabs Strengthened with HPFL

SHANG Shou-ping?, WANG Zhi

(College of Civil Engineering, Hunan Univ, Changsha, Hunan410082, China)

Abstract:Based on the experimental study of the flexural performance and shear performance of precast hollow-core slabs strengthened with HPFL, the ANSYS was applied to build the spatial finite element model to analyze the precast hollow-core slabs strengthened with HPFL. Further analysis was conducted for the HPFL strengthening surface mortar strength, HPFL reinforcement layer steel bar mesh size, HPFL reinforcement stripe width and the direction of precast hollow slabs and other factors on the precast hollow slabs shear performance strengthened with HPFL. The results demonstrate that finite element analysis results and the experimental results are basically identical and the effectiveness of HPFL as a kind of improved precast hollow slabs flexural resistance and shear resistance. The HPFL stripe width and the strengthening surface mortar strength have the most important influence on the strengthening effects. The ultimate capacity increases with their enlargement. The ultimate capacity increases slightly with the steel bar mesh size. HPFL can also improve the precast hollow slabs' shear bearing capacity of horizontal and vertical directions.

Key words:precast hollow-core slabs;high performance ferro-cement laminate(HPFL); strengthening; flexural performance; shear performance

中圖分類號(hào)：TU375.2

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

作者簡(jiǎn)介：尚守平(1953-)，男，山東黃縣人，湖南大學(xué)教授，博士生導(dǎo)師?通訊聯(lián)系人，E-mail:sps@hnu.edu.cn

*收稿日期：2015-01-20基金項(xiàng)目：國(guó)家十二五科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2011BAJ08B02)；湖南省住建廳2010科技計(jì)劃項(xiàng)目(201003)

文章編號(hào)：1674-2974(2016)01-0068-08