劉成才

(鄭州工程技術(shù)學(xué)院 土木工程學(xué)院，河南 鄭州 450044)

1 概述

推行預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)體系，是解決現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)環(huán)境污染大、噪聲嚴(yán)重、工人勞動強(qiáng)度大、工程質(zhì)量波動大等問題的重要舉措，其中疊合樓蓋是提高裝配式建筑預(yù)制率和裝配率的重要措施。有關(guān)受彎疊合構(gòu)件抗彎、斜截面抗剪結(jié)構(gòu)性能研究已經(jīng)相當(dāng)成熟，但混凝土疊合面的抗剪性能研究相對較少，跨度大于4200mm以上的疊合板，不配置抗剪箍筋的自然粗糙疊合面可能發(fā)生剪切破壞[1-4]?；炷怜B合結(jié)構(gòu)疊合面抗剪性能影響著疊合結(jié)構(gòu)的安全性，需要進(jìn)一步研究。

2 疊合面抗剪性能研究

2.1 疊合面抗剪破壞特征

疊合結(jié)構(gòu)疊合面混凝土存在明顯的界面區(qū)，是抗剪的薄弱環(huán)節(jié)。在主拉應(yīng)力作用下，疊合結(jié)構(gòu)下邊緣受拉區(qū)混凝土首先開裂，繼續(xù)延伸到穿過疊合面發(fā)生彎曲破壞或剪壓破壞，或者延伸到疊合面水平發(fā)展形成剪切破壞。疊合面剪應(yīng)力計算方法主要有截面平均剪應(yīng)力、疊合面某一點(diǎn)最大剪應(yīng)力、疊合面剪切試驗數(shù)據(jù)分析計算應(yīng)力，而疊合面允許剪應(yīng)力限值多有疊合面抗剪試驗數(shù)據(jù)分析而得[5-7]。

2.2 疊合面抗剪性能影響因素

疊合結(jié)構(gòu)的斜裂縫發(fā)展到疊合面時,疊合面的受力狀態(tài)可以用桁架模型模擬(圖1)。上部受壓區(qū)混凝土受壓，下部縱筋受拉，裂縫間混凝土承受壓，箍筋承擔(dān)豎向拉力，裂縫間混凝土的黏結(jié)力、咬合力以及箍筋承擔(dān)水平剪力。通過對疊合結(jié)構(gòu)疊合面抗剪桁架結(jié)構(gòu)模型分析可以得到，疊合面抗剪承載力主要由混凝土的黏結(jié)力、疊合面粗糙度引起的咬合力、混凝土滑移趨勢下的靜摩擦或動摩擦力(疊合面上荷載產(chǎn)生的壓應(yīng)力、箍筋拉應(yīng)力垂直疊合面的分量產(chǎn)生的摩擦力)、箍筋的銷栓抗剪作用力等組成?；炷怜B合面抗剪影響因素主要包括疊合面粗糙程度、配箍率、混凝土強(qiáng)度、疊合面壓應(yīng)力、疊合面主拉應(yīng)力等。

圖1 疊合面抗剪模型

2.3 疊合面剪應(yīng)力計算

2.3.1 疊合面平均剪應(yīng)力

對于混凝土疊合受彎構(gòu)件，彎矩極值點(diǎn)兩側(cè)的剪力反號，說明彎矩極值點(diǎn)兩側(cè)的剪切變形趨勢相反，考慮到疊合受彎構(gòu)件疊合面破壞時混凝土已經(jīng)進(jìn)入到塑性狀態(tài)，隔離體選取長度應(yīng)以支座、絕對最大彎矩點(diǎn)和零彎矩點(diǎn)為界限，劃分成若干剪跨區(qū)段(圖2)。

圖2 疊合受彎構(gòu)件剪跨的劃分

疊合面抗剪計算隔離體取每一剪跨疊合面以上的現(xiàn)澆區(qū)域(圖3)。由于彎矩為零的截面處，混凝土受壓區(qū)壓應(yīng)力為零，可以通過剪跨區(qū)內(nèi)|Mmax|處疊合面以上的混凝土受壓區(qū)總軸力來求得疊合面的總剪力。疊合面抗剪承載力的設(shè)計目標(biāo)應(yīng)該是該破壞模式不應(yīng)先于其他破壞模式出現(xiàn)，所以，極限破壞狀態(tài)時，混凝土的壓應(yīng)力σ可用混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計值fc替代。又因為水平受彎構(gòu)件中，受壓混凝土的壓應(yīng)力合力加上受壓鋼筋的壓應(yīng)力的合力與受拉區(qū)鋼筋拉應(yīng)力合力相等。利用水平投影平衡條件建立下式：

(1)

圖3 疊合面剪力計算隔離體

表1 疊合面平均剪應(yīng)力分析

注：AP—試件的配筋面積；fptk—試件配筋的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

2.3.2 疊合面最大剪應(yīng)力的計算

疊合結(jié)構(gòu)在線彈性階段，變形符合平截面假定，根據(jù)剪力互等定理，疊合面處剪應(yīng)力等于與疊合面垂直相交處橫截面的剪應(yīng)力。疊合面剪應(yīng)力公式仍是：

τ=QS/bI

(2)

疊合結(jié)構(gòu)開裂后，橫截面上的正應(yīng)力并非線性分布，受壓區(qū)混凝土進(jìn)入塑性狀態(tài)，通常假定受壓區(qū)混凝土均勻受壓，受拉區(qū)僅鋼筋承受拉力;根據(jù)剪應(yīng)力是計算截面以上正應(yīng)力的積分這個原則，可繪出橫截面應(yīng)力分布如圖4。利用截面剪力的大小等于剪應(yīng)力圖形面積的原則可知:

τmax=Q/bz

(3)

式中：z—受彎截面的力臂;b—受彎構(gòu)件的寬度。

由于混凝土受壓區(qū)范圍內(nèi)剪應(yīng)力分布為線性，利用幾何相似性可知，疊合面處剪應(yīng)力可按下式計算:

τmax=βQ/bz

(4)

式中：β—疊合面至受壓邊緣的混凝土受壓面積與混凝土總受壓面積的比值。

圖4 混凝土受彎構(gòu)件的應(yīng)力分布

3 疊合面抗剪試驗設(shè)計

疊合面抗剪強(qiáng)度影響因素實驗試件的設(shè)計主要考慮疊合面處理方式、混凝土強(qiáng)度、配箍率、疊合面壓應(yīng)力等因素。試件由預(yù)制底層、現(xiàn)澆疊合層組成，預(yù)制底層、現(xiàn)澆疊合層尺寸均為150mm×150mm×75mm。混凝土設(shè)計強(qiáng)度預(yù)制底層為C40，疊合層為C20、C30、C40。疊合面處理方式為自然粗糙、4mm、6mm、8mm縱橫雙向壓痕四種。疊合面抗剪箍筋分為不配箍筋(ρsv=0%)、2φ6(ρsv=0.2512%)、4φ6(ρsv=0.5024%)、6φ6(ρsv=0.7536%)四種，其中ρsv為疊合面配箍率。疊合面壓應(yīng)力為0MPa、0.007MPa、0.012MPa三種。不同條件試件每組各制作6塊，共432塊?？辜粼囼炘卩嵵莨こ碳夹g(shù)學(xué)院結(jié)構(gòu)試驗室1000kN電液伺服萬能試驗機(jī)上進(jìn)行。

4 疊合面抗剪影響因素分析

4.1 混凝土強(qiáng)度

為了研究疊合面抗剪強(qiáng)度隨疊合層混凝土強(qiáng)度的變化規(guī)律，將不同疊合層混凝土強(qiáng)度疊合面抗剪強(qiáng)度試驗結(jié)果列于表2。由表2可以看出，疊合面的抗剪強(qiáng)度基本上隨后澆層混凝土強(qiáng)度的增加而增加。疊合面在沒有抗剪箍筋及壓應(yīng)力作用時，抗剪承載力跟混凝土抗拉強(qiáng)度相關(guān)，即：

τu=βft

(5)

式中：β—疊合層混凝土強(qiáng)度影響系數(shù)。

表2 疊合面抗剪強(qiáng)度及β分析

各組試件實驗結(jié)果基本符合正態(tài)分布，計算出β平均值列于表2。當(dāng)?shù)讓踊炷翉?qiáng)度一定時，β值隨疊合層混凝土強(qiáng)度的提高而減小，但減小的趨勢隨混凝土強(qiáng)度提高有變緩的趨勢。具體變化規(guī)律需要增加實驗數(shù)據(jù)分析。文獻(xiàn)[1]試驗中，所有構(gòu)件都是在跨中底板處先出現(xiàn)裂縫。疊合面破壞是由斜裂縫延伸到疊合面處，再沿疊合面開裂造成的，所以底板混凝土的強(qiáng)度等級對疊合面的抗剪強(qiáng)度起著重要作用。

4.2 疊合面處理方式

疊合結(jié)構(gòu)的疊合面處理方法主要有自然粗糙和壓痕等。由表2可知，在一定的壓痕深度范圍內(nèi)(≤8mm)，疊合面抗剪強(qiáng)度跟疊合面壓痕深度近似成正比例關(guān)系，但壓痕深度一般不宜超過10mm，過深將影響預(yù)制構(gòu)件的強(qiáng)度和剛度。

4.3 箍筋特性

從不同配箍率試件的實驗結(jié)果可以得出，隨著疊合面配箍率的提高，疊合面抗剪強(qiáng)度均逐漸增大。實驗中箍筋與疊合面垂直，疊合面抗剪承載力由箍筋引起的增量計算公式為：

Δτus=μAsfy/Ach

(5)

式中：μ—箍筋對抗剪強(qiáng)度的影響系數(shù)。

依據(jù)式(5)計算出配箍率抗剪強(qiáng)度的影響系數(shù)μ列于表3。

表3 配箍率對疊合面抗剪強(qiáng)度的影響分析(單位：N/mm2)

由表3可知，配箍相同時，μ值隨疊合層混凝土強(qiáng)度的提高而提高，說明采用高強(qiáng)度混凝土對配箍疊合面抗剪是有利的。隨著配箍率的提高，疊合面抗剪強(qiáng)度提高，配箍率抗剪強(qiáng)度的影響系數(shù)μ呈現(xiàn)出減小的趨勢，說明疊合面抗剪箍筋也存在最小配箍率和最大配箍率。文獻(xiàn)[5]研究表明配箍率抗剪強(qiáng)度的影響系數(shù)μ應(yīng)該接近1左右，本文實驗中，疊合面配置抗剪鋼筋2φ6(ρsv=0.2512%)時，箍率對疊合面抗剪強(qiáng)度的影響系數(shù)μ平均值為1.143，比較符合適筋破壞的特征；箍筋配置4φ6(ρsv=0.5024%)時，箍率對疊合面抗剪強(qiáng)度的影響系數(shù)μ平均值為0.792，箍筋強(qiáng)度沒有得到充分利用；箍筋配置6φ6(ρsv=0.7536%)時，箍率對疊合面抗剪強(qiáng)度的影響系數(shù)μ平均值為0.570，破壞時混凝土被壓碎，箍筋沒有屈服屬超筋破壞。根據(jù)配箍筋2φ6和4φ6時的疊合面抗剪強(qiáng)度的影響系數(shù)，插值計算箍率對疊合面抗剪強(qiáng)度的影響系數(shù)μ為1時的配箍率為ρsv=0.3535%。所以，受彎疊合結(jié)構(gòu)配箍率在0.15%～0.35%應(yīng)該比較合適，但需要進(jìn)一步補(bǔ)充實驗數(shù)據(jù)驗證。

4.4 疊合面的壓應(yīng)力

垂直于疊合面的壓應(yīng)力一般包括抗剪箍筋垂直于疊合面的分量、底板和疊合層之間的黏結(jié)力和垂直于疊合面的荷載產(chǎn)生的壓應(yīng)力。前二者在各國規(guī)范中已經(jīng)考慮，但對于垂直于疊合面的荷載產(chǎn)生的壓應(yīng)力具有一定的隨機(jī)性，工程應(yīng)用時建議按最不利的狀態(tài)考慮?；炷翉?qiáng)度、疊合面粗糙度相同時(表4)，隨著疊合面壓應(yīng)力的增加，疊合面抗剪強(qiáng)度均逐漸增大。主要原因是疊合面壓應(yīng)力提高，摩擦力逐漸增大。

表4 疊合面壓應(yīng)力對疊合面抗剪承載力的影響

4.5 動荷載

疊合結(jié)構(gòu)在動荷載的作用下,會產(chǎn)生雙向裂縫，使箍筋與混凝土之間的黏結(jié)力發(fā)生疲勞破壞。因此動荷載的作用會使疊合面抗剪承載力降低，具體影響程度需要進(jìn)一步做疊合結(jié)構(gòu)的動載試驗研究。

4.6 疊合面位置

疊合面剪切破壞主要由于主拉應(yīng)力超過了疊合面抗拉強(qiáng)度造成的。在設(shè)計預(yù)制構(gòu)件和疊合層高度時，盡量使疊合面位于受壓區(qū)或中和軸附近，可以減少混凝土疊合面的拉應(yīng)力，提高疊合面的抗剪性能。疊合面的位置可以用預(yù)制截面高度h1與疊合后截面總高度h之比αh=h1/h來表示,當(dāng)αh≥0.6時疊合面抗剪較有利[5]。

4.7 跨高比

為了分析跨高比對疊合結(jié)構(gòu)疊合面抗剪性能的影響，將文獻(xiàn)[1、2]試驗結(jié)構(gòu)列于表5進(jìn)行對比分析。10個試件混凝土強(qiáng)度等級、疊合面處理方式、疊合面位置基本相同，主要是跨度和跨高比不同。試驗中除文獻(xiàn)[1]中YDB-B4800、YDB-B5400、YDB-B6000發(fā)生了沿疊合面剪切破壞，其他試件都是發(fā)生彎曲破壞。10個試件的跨高比變化幅度為18.9～31.2，隨著跨高比增大，除試件YDB-B5400由于疊合面提前發(fā)生剪切破壞撓度沒有得到充分發(fā)展外，試件撓度逐漸增大，變化幅度為14.6mm～122mm，撓跨比也逐漸增大，變化幅度為1/210～1/39；疊合面剪應(yīng)力值逐漸變小，變化幅度為0.88N/mm2～0.52N/mm2，但都大于等于0.4N/mm2。隨著跨高比的增大，試件撓度增大，疊合面抗剪性能降低，不配箍筋疊合板當(dāng)跨度大于4200mm時有可能發(fā)生疊合面剪切破壞。

表5 跨高比對疊合面抗剪性能的影響

5 結(jié)論及建議

5.1 混凝土疊合面的抗剪強(qiáng)度基本上隨后澆混凝土強(qiáng)度的提高而增加，β值隨疊合層混凝土強(qiáng)度的提高而減小。

5.2 疊合面抗剪強(qiáng)度跟疊合面壓痕深度近似成正比例關(guān)系，但壓痕深度一般不宜超過10mm，過深將影響預(yù)制構(gòu)件的強(qiáng)度和剛度。

5.3 在適當(dāng)?shù)呐涔柯史秶鷥?nèi)，隨著配箍率的提高，疊合面抗剪強(qiáng)度提高。本項目研究得出配箍率在0.15%～0.35%比較合適，仍需要進(jìn)一步補(bǔ)充實驗數(shù)據(jù)驗證。

5.4 隨著跨高比的增大，試件撓度增大，疊合面抗剪性能降低，不配箍筋疊合板當(dāng)跨度大于4200mm時有可能發(fā)生疊合面剪切破壞。