黨隆基 龐 瑞 梁書亭 朱筱俊

(1東南大學土木工程學院, 南京 211189)(2河南工業(yè)大學土木建筑學院, 鄭州 450001)(3東南大學建筑設計研究院有限公司, 南京 210096)

空心樓蓋板柱結構體系是在傳統(tǒng)板柱結構體系中采用空心樓蓋的一種組合結構體系.該結構既具有空心樓蓋自重較輕、隔音效果優(yōu)良和節(jié)能效果顯著等優(yōu)勢[1]，又兼顧了板柱結構大柱網、大開間、降低層高和空間布置靈活等特點，可有效降低能源消耗，實現(xiàn)節(jié)能減排和保護環(huán)境的效果.由于節(jié)點是板柱結構的薄弱部位，空心樓蓋板柱結構體系能否有效推廣主要取決于節(jié)點的抗沖切性能.

目前，板柱節(jié)點的研究大多集中于實心板柱結構，多種抗沖切元件已被應用于板柱結構中，其中箍筋、彎起鋼筋研究較早，并已形成較為成熟的設計方法[2].國內外學者致力于抗沖切元件的開發(fā)和應用研究，主要包括U形箍筋[3]、抗剪栓釘[4]、抗剪螺栓[5]、拉筋[6]、剪切帶[7]、鋼筋桁架[8]和型鋼剪力架[9]等，研究結果表明，不同抗沖切元件均可等同于抗剪鋼筋參與節(jié)點抗剪，提高了節(jié)點承載力和抑制裂縫開展，延緩了節(jié)點的脆性破壞.針對空心板柱結構，龔啟宏等[10-11]進行了無抗沖切元件空心樓蓋板柱節(jié)點的抗沖切性能試驗，結果表明，豎向荷載作用下空心樓蓋板柱節(jié)點破壞形態(tài)與實心板的沖切破壞類似，并提出了節(jié)點受沖切承載力計算方法.然而，關于配置抗沖切元件的空心樓蓋板柱節(jié)點試驗研究則鮮有報道，此類節(jié)點的受力機理和破壞形態(tài)還不夠明確，相關節(jié)點極限承載力計算方法也并未有所涉及.

本文在空心板柱結構中節(jié)點試驗研究的基礎上，以提高節(jié)點極限承載力和避免節(jié)點發(fā)生沖切破壞為目標，在節(jié)點局部實心和布置暗梁的前提下，研究了抗沖切元件和板厚對空心樓蓋板柱節(jié)點受力性能的影響.在不明顯提高結構造價的前提下，分析了合理可靠的節(jié)點構造措施，提出了節(jié)點的極限承載力計算方法，為空心板柱結構的推廣應用提供參考.

1 試驗

1.1 試件設計

(a) h=120 mm

(b) h=140 mm圖1 空心樓蓋平面布置圖(單位：mm)

圖2 無沖切元件節(jié)點構造圖(單位：mm)

(a) 彎起鋼筋

(b) 型鋼剪力架圖3 抗沖切元件照片

表1 試件主要參數

1.2 試驗加載與測試方案

試件通過液壓伺服千斤頂對柱頂施加豎向荷載.為更好地模擬實際工程中四邊簡支板的受力狀態(tài)，采用4個外徑為60 mm的圓鋼作為支座.為避免圓鋼滑移較大，將圓鋼和π形等邊角鋼焊接，并通過長圓孔固定于支撐鋼壿(見圖4).將矩形鋼板通過膨脹螺絲固定于板底表面以防止試驗板在支座處發(fā)生剪切破壞，其中鋼板厚度為14 mm，寬度為120 mm，圓鋼中心距板邊距離為60 mm.

圖4 試驗加載裝置照片

所有試件均采用逐級加載的方式.首先，對試件進行預加載，待儀器儀表正常工作后正式加載.每級持荷時間為8 min，期間描繪記錄試件的裂縫形態(tài)和發(fā)展趨勢.試驗測試的主要內容包括試件各階段的荷載值、下柱中心撓度、四角翹曲位移、鋼筋應變、抗沖切元件應變等.

2 試驗結果

2.1 荷載-位移曲線

試件荷載-撓度曲線見圖5.由圖可知，6個試件的荷載-位移曲線整體相似.荷載達到峰值后并未快速下降，位移則保持緩慢增長的趨勢，試件表現(xiàn)出良好的強度和塑性變形能力.

圖5 試件荷載-撓度曲線

加載過程中，試件HSC3在型鋼焊接部位斷裂，導致極限承載力偏小.當板厚由120 mm增加至140 mm時，試件HSC4，HSC5，HSC6的極限承載力分別提高了7.85%，6.04%，23.48%.當板厚相同時，試件HSC2和試件HSC5的極限承載力分別較基本試件提高了4.81%和3.05%，試件HSC3和試件HSC6的極限承載力分別較基本試件提高了16.46%和33.33%.

由上述分析可知，增加板厚和配置抗沖切元件均可提高板柱節(jié)點的極限承載力和剛度.與彎起鋼筋相比，型鋼剪力架對板柱節(jié)點極限承載力的提高效果更好.在節(jié)點設計時，與增加板厚相比，可優(yōu)先選擇在節(jié)點核心區(qū)配置型鋼剪力架.

2.2 裂縫發(fā)展

加載至開裂荷載時，板底柱邊首先出現(xiàn)裂縫.隨著荷載的增加，裂縫逐漸向四角斜向擴展，與板邊大體呈45°夾角，同時距離柱邊約50 mm處開始出現(xiàn)細微橫向裂縫.隨著試驗的繼續(xù)進行，試件板側邊開始出現(xiàn)細微斜裂縫，以柱邊為中心向板邊輻射的裂縫明顯增多，柱邊附近形成一條環(huán)向裂縫，在與板邊呈45°夾角的裂縫區(qū)形成數條縫寬不斷加大的斜向裂縫，變形集中.臨近極限荷載時，板底已經密布裂縫，裂縫主要集中在沿對角線向兩邊發(fā)展的區(qū)域，呈現(xiàn)出飽滿的X形，板底主裂縫由柱邊環(huán)向裂縫和對角斜裂縫組成，并將試件分割成不同的條狀區(qū)域.由于型鋼剪力架顯著的抗剪作用，試件HSC3和HSC6距柱邊距離約275 mm處形成了另一條環(huán)向主裂縫.達到極限承載力后繼續(xù)加載，荷載緩慢下降，位移持續(xù)增長，持荷約35 min后，荷載下降到極限承載力的85%，宣告試件破壞，此時試件仍表現(xiàn)出良好的撓曲變形能力，節(jié)點具有沖切破壞和彎曲破壞的雙重破壞模式，但以彎曲破壞為主.試件HSC4，HSC5，HSC6的裂縫示意圖見圖6.圖中，紅色表示主裂縫，藍色表示初始裂縫.

2.3 應變分析

根據板柱節(jié)點在豎向荷載作用下的受力機理，在與沖切椎體線相交的鋼筋(抗沖切元件)處布置應變片.應變片位置距板中軸線的距離為(150+h0)mm，其中h0為試驗板的有效厚度.對于彎起鋼筋，選擇在彎起段中心部位布置應變片.應變測點分布圖見圖7.

以試件HSC4，HSC5，HSC6為例進行分析，荷載-應變曲線圖見圖8.由圖可知，所有測點的荷載-應變曲線在開裂荷載處均出現(xiàn)明顯轉角，開裂后鋼筋應變增長速率明顯增大，此后保持平穩(wěn)增長.由圖8(a)可知，試件HSC4板底柱邊環(huán)向主裂縫范圍內鋼筋測點S12，S15，S16，S21和S22均超過鋼筋屈服應變值2.67510-3；若以對角斜向主裂縫范圍內應變測點作為研究對象，測點S14，S15，S22和S23均達到屈服應變.由圖8(b)和(c)可知，在豎向荷載作用下，抗沖切元件均較好地參與節(jié)點抗剪，試件HSC5彎起鋼筋測點應變值均超過屈服應變值2.67510-3，試件HSC6型鋼剪力架下翼緣測點應變值超過屈服應變值1.48510-3.

(a) 試件HSC4

(b) 試件HSC5

(c) 試件HSC6圖6 裂縫分布示意圖

(a) 板底鋼筋

(b) 彎起鋼筋

(c) 型鋼下翼緣圖7 應變測點分布圖

(a) 板底鋼筋(HSC4)

(b) 彎起鋼筋(HSC5)

(c) 型鋼下翼緣(HSC6)圖8 荷載-應變曲線

3 節(jié)點的極限承載力計算方法

3.1 屈服線模式

屈服線理論[12]是一種上限分析方法，主要適用于彎曲破壞的研究分析.屈服線理論在計算板彎曲破壞極限承載力時，基于以下2個假定：① 彎曲破壞先于沖切破壞發(fā)生；② 與屈服線相交的鋼筋均已受拉屈服.馬云昌等[13]基于屈服線理論提出了板柱節(jié)點在豎向剪力和不平衡彎矩共同作用下的承載力計算公式，且計算值與試驗值吻合較好.然而，該研究結果僅適用于無抗沖切元件的實心板柱節(jié)點.因此，有必要建立考慮樓板空心和抗沖切元件的板柱節(jié)點極限承載力計算方法.

根據圖6中試驗板的裂縫示意圖，得到試驗板發(fā)生彎曲破壞的假定屈服線模式(見圖9).圖中，r=0.5(l0-c)為扇形塊半徑；c為柱邊長；l0為板有效支撐長度；δ為扇形中心向下的位移；φ為扇形的弧度.該屈服線模式由以柱角為圓心的4個扇形以及扇形之間的4個矩形組成.在局部荷載作用下，正屈服線以荷載作用點(柱角)直線形放射出去，直至與曲線形的負屈服線相交為止，表現(xiàn)為圓扇形屈服線模式.

由文獻[14]可知，根據虛功原理，局部荷載作用下無梁平板的集中荷載為

圖9 屈服線模式示意圖

(1)

將c=300 mm，l0=1 280 mm代入式(1)可得

(2)

實際結構中，破壞機構屈服線上的鋼筋不一定全部達到屈服強度，因此式(2)右側需要乘以折減系數0.87[13]，即

(3)

3.2 極限抵抗矩的計算

3.2.1 樓蓋實心部分

(4)

對于配置抗沖切元件實心板柱節(jié)點，有

(5a)

(5b)

式中，α1為混凝土受壓區(qū)等效矩形應力圖形系數；fc為混凝土軸心抗壓強度設計值；b為截面寬度；x為混凝土受壓區(qū)高度；fy為受拉鋼筋強度設計值；As為單位寬度的受拉鋼筋截面面積；Ap為單位寬度的抗沖切元件截面面積.

3.2.2 樓蓋空心部分

對于預埋空心管，假定截面慣性矩和截面積均相等，計算模型可簡化為I形截面[11].為便于計算，對板柱節(jié)點空心區(qū)域進行如下假定：

式中，bf為翼緣寬度；Asf，Apf分別縱筋和抗沖切元件截面積.

(a) I形截面

(b) 截面等效應力圖圖10 I形截面承載力計算簡圖

進行正截面計算時，不考慮受壓區(qū)鋼材的抗彎作用，可得

(6)

(7)

對于第1類I形截面，當混凝土受壓區(qū)高度在上翼緣內時，根據靜力平衡條件可得

α1fcbwxf=fyAsf+fyApf

(8)

(9)

對于第2類I形截面中無抗沖切元件空心板柱節(jié)點，有

(10)

對于第2類I形截面中配置抗沖切元件空心板柱節(jié)點，有

(11a)

(11b)

表2 計算值與試驗值對比

注：VE為試驗值；VY為按屈服線理論得到的計算值.

4 結論

1) 空心樓蓋板柱節(jié)點破壞后仍具有較好的塑性變形能力.節(jié)點具有沖切破壞和彎曲破壞的雙重破壞模式，以彎曲破壞為主.

2) 節(jié)點的初始裂縫出現(xiàn)在板底柱邊；板底主裂縫由柱邊環(huán)向裂縫和對角斜裂縫組成，其中型鋼剪力架具有2條環(huán)向主裂縫.

3) 增加板厚和配置抗沖切元件均可提高節(jié)點的極限承載力和剛度.與增加板厚和彎起鋼筋相比，型鋼剪力架對節(jié)點極限承載力的提高效果更為明顯.在節(jié)點設計時，可優(yōu)先選擇配置型鋼剪力架參與節(jié)點抗剪.

4) 本文提出的節(jié)點的極限承載力計算方法綜合考慮了抗沖切元件、樓板配筋率和空心率的影響，計算值與試驗值吻合較好.

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