任 彧, 楊昱幸, 徐沛韜, 廖飛宇

(1 福建建工裝配式建筑研究院有限公司，福州 350001；2 福建農(nóng)林大學(xué)交通與土木工程學(xué)院，福州 350002)

0 引言

疊合樓板作為裝配式樓蓋的重要組成部分得到了普遍的應(yīng)用。工程中由于運(yùn)輸條件限制,尺寸較大的預(yù)制板塊需分割成若干塊板片在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行拼裝。其中,密拼縫疊合樓板在工藝性和完成效果上具有顯著的優(yōu)勢(shì),使得該拼接方案在裝配式工程實(shí)踐中得到廣泛的應(yīng)用。

近年來,國內(nèi)學(xué)者對(duì)密拼縫疊合板的受力特性進(jìn)行了多項(xiàng)試驗(yàn)和有限元研究。葉獻(xiàn)國等[1]通過試驗(yàn)研究和對(duì)比分析探究了密拼縫疊合板相對(duì)于現(xiàn)澆板的抗彎性能差異,結(jié)果顯示密拼縫疊合板的承載力相對(duì)于現(xiàn)澆板較低,相同工況下密拼縫疊合板裂縫較密。侯和濤等[2]對(duì)密拼疊合板中拼縫鋼筋的錨固性能進(jìn)行了研究,并提出了相應(yīng)錨固長度的計(jì)算公式。惲燕春等[3]研究了桁架鋼筋間距、附加鋼筋數(shù)量及搭接長度對(duì)密拼疊合板抗彎承載力的影響。余泳濤等[4]基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析了密拼疊合板的傳力機(jī)理,并提出了相關(guān)設(shè)計(jì)建議。崔士起[5]等對(duì)密拼疊合板的抗彎剛度進(jìn)行了研究,研究的參數(shù)以拼縫數(shù)量和位置為主。另外,相關(guān)研究人員通過分析指出了板件剛度與拼縫位置及數(shù)量的內(nèi)在聯(lián)系。徐天爽等[6]對(duì)密拼疊合板的抗彎承載力進(jìn)行了深入研究,研究中考慮了包括鋼筋彎折角度、搭接長度、縫寬在內(nèi)的多方面設(shè)計(jì)參數(shù)的影響,研究結(jié)果提出了疊合板合理的構(gòu)造形式。丁克偉等[7]獨(dú)創(chuàng)了加強(qiáng)式拼縫構(gòu)造措施,并通過試驗(yàn)研究和有限元分析探索其受力性能。劉運(yùn)林等[8]通過研究不同密拼縫構(gòu)造形式對(duì)疊合板傳力性能的影響,揭示了使用格構(gòu)鋼筋在拼縫處具有較優(yōu)的傳力性能。眾多學(xué)者的研究結(jié)果顯示,密拼縫疊合板在裝配式構(gòu)件中的受力性能上具有一定特點(diǎn)。拼縫的存在改變了板件受荷行為及荷載傳遞路徑,從而改變了板件的雙向承載性能,這導(dǎo)致了密拼疊合板的受力性能可能介于單向板和雙向板之間。

前期學(xué)者的研究成果未直接明確密拼縫疊合板在不同長寬比及拼縫數(shù)量情況下的受力性能及特點(diǎn),這直接造成了在當(dāng)前的工程實(shí)踐中,結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)采用密拼縫疊合板時(shí),主體結(jié)構(gòu)計(jì)算是否有必要強(qiáng)制將樓板的導(dǎo)載模式修改為單向板模式這一爭議。為此,本文對(duì)不同長寬比及不同拼縫數(shù)量的密拼縫疊合板進(jìn)行足尺靜載試驗(yàn),揭示板件在實(shí)際荷載下的受力性能及破壞模式,從而試圖解釋目前疊合板設(shè)計(jì)中存在的此爭議性問題。同時(shí),借助有限元分析探索數(shù)值模型模擬密拼縫疊合板受力性能及破壞模態(tài)的準(zhǔn)確性,為進(jìn)一步研究優(yōu)化密拼縫疊合板的設(shè)計(jì)構(gòu)造提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為揭示密拼縫疊合板在均布荷載下的破壞模態(tài)以及支撐邊反力分布模式,依據(jù)相關(guān)規(guī)程設(shè)計(jì)并制作了6塊試驗(yàn)用疊合板。疊合板試件分為兩組,每組3個(gè)試件,如表1所示。每組中3個(gè)試件分別為現(xiàn)澆整體板(控制試件)、密拼單縫板和密拼雙縫板。板件拼縫方案如圖1所示,典型密拼縫構(gòu)造結(jié)合整體式拼縫構(gòu)造[9-11]如圖2所示,圖中d為鋼筋直徑,h1為疊合板厚,h2為現(xiàn)澆板厚。每組中試件整體尺寸相同,其中,第一組試件尺寸為3 000×3 000×100;第二組試件尺寸為3 000×4 500×100。所有試件預(yù)制底板中的受力鋼筋為單層雙向8@200,保護(hù)層厚度為15mm。混凝土后澆層中不配置鋼筋,垂直于密拼縫處配置滿足鋼筋錨固長度的8@200構(gòu)造筋。

圖1 拼縫疊合板試件示意圖

圖2 密拼縫構(gòu)造示意圖

表1 試件主要參數(shù)

試驗(yàn)中材性標(biāo)準(zhǔn)試件從制作的試件上截取。取同批次的4根鋼筋用于鋼筋材性測(cè)試,實(shí)測(cè)的鋼筋屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度見表2。

表2 鋼筋材料性能

預(yù)制板和后澆疊合層的混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C30。在每塊疊合板制作過程中,同時(shí)取同一批次的混凝土制作邊長為150mm的立方體試塊6個(gè),總共制作36個(gè)立方體試塊用于混凝土材性測(cè)試。立方體試塊的養(yǎng)護(hù)條件同疊合板試件。實(shí)測(cè)的混凝土抗壓強(qiáng)度力學(xué)性能指標(biāo)詳見表3。

表3 混凝土測(cè)試當(dāng)天抗壓強(qiáng)度

1.2 加載及量測(cè)方案

試驗(yàn)采用均布堆載的加載方式。試驗(yàn)嚴(yán)格參照《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)[12]進(jìn)行。所有試件四邊簡支放置于試驗(yàn)框架之上。試件附加荷載極限承載力依據(jù)樓板實(shí)際配筋及材料性能運(yùn)用規(guī)范計(jì)算方法確定。第一組和第二組試件的活荷載極限承載力分別為15kN/m2和11kN/m2。計(jì)算中所有安全系數(shù)取1.0。試驗(yàn)中利用沙包和矩形混凝土板來模擬均布荷載,堆載時(shí)先用沙包平鋪一層至試件之上,充當(dāng)褥墊層,保障后續(xù)混凝土板加載時(shí)試件受荷均勻。每袋沙包及每塊混凝土板均稱重計(jì)量后堆載,同時(shí)間隔碼放均勻,避免樓板變形后產(chǎn)生拱效應(yīng)?，F(xiàn)場(chǎng)加載過程如圖3所示。板件簡支放置于間距為250mm的鋼制墊塊之上,鋼制墊塊高度同壓力傳感器高度。鋼制墊塊固定于鋼制加載框架之上,墊塊與加載框架都具有足夠剛度。

圖3 試件及加載過程

每級(jí)加載控制在約2kN/m2,每級(jí)堆載的持續(xù)時(shí)間為15min左右,待試件變形基本穩(wěn)定后采集數(shù)據(jù),采集完成之后,再進(jìn)行下一級(jí)加載,直至構(gòu)件進(jìn)入塑性階段?？紤]試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)安全性及材料堆載可行性,在堆載達(dá)到約1.3倍估算承載力時(shí)停止堆載。加載級(jí)數(shù)及其對(duì)應(yīng)等效荷載值如表4所示。

表4 加載級(jí)數(shù)及對(duì)應(yīng)等效荷載/(kN/m2)

加載過程中對(duì)板件撓度及板邊支反力分布進(jìn)行了實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。撓度測(cè)點(diǎn)及板邊支反力分布測(cè)點(diǎn)布置分別如圖4、5所示,圖中以雙拼縫板為例。壓力傳感器間距統(tǒng)一為250 mm。本試驗(yàn)中測(cè)點(diǎn)依據(jù)疊合板整體對(duì)稱性分布布置于1/4板邊處。

圖4 位移計(jì)布置示意圖

圖5 壓力傳感器布置示意圖

2 主要試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 荷載-跨中撓度曲線

圖6、7分別為第一組試件和第二組試件的荷載-跨中撓度曲線。從圖中可以看出,拼縫的存在導(dǎo)致疊合板中受拉鋼筋在一個(gè)方向不連續(xù),致使疊合板在拼縫處無法有效傳遞彎矩。同時(shí),拼縫的存在導(dǎo)致疊合板在拼縫處截面有效高度減小,削弱了承載能力的同時(shí)增加了變形能力,最終導(dǎo)致整體剛度減小。因此現(xiàn)澆整板S1和S2相比對(duì)應(yīng)相同尺寸的密拼縫板具有更高的剛度。拼縫板(S1-1、S1-2、S2-1及S2-2)在堆載過程中表現(xiàn)出較為短暫的彈性階段,板的受荷行為與現(xiàn)澆板相似。在堆載達(dá)到峰值荷載時(shí)(第一組和第二組試件分別為約19kN/m2和約16kN/m2),6塊試驗(yàn)板均未表現(xiàn)出較為明顯的剛度軟化現(xiàn)象,這說明試驗(yàn)用疊合板件的實(shí)際承載力遠(yuǎn)高于按規(guī)范方法計(jì)算的估算值。另外,圖6顯示,雙縫板S1-2在峰值荷載時(shí)的板中心撓度最大(-15.5mm),單縫板S1-1其次(-11.3mm);圖7顯示,雙縫板S2-2在峰值荷載時(shí)的板中心撓度最大(-37.7mm),單縫板S2-1其次(-32.4mm)。這印證了剛度方面雙拼縫板最低,現(xiàn)澆整板最高。

圖6 第一組試件荷載-撓度曲線

圖7 第二組試件荷載-撓度曲線

2.2 裂縫發(fā)展與破壞形態(tài)

圖8、9為各組試件的裂縫開展分布。其中裂縫開展情況已按不同顏色按每級(jí)出現(xiàn)順序標(biāo)出。由圖8可以看出,第一組試件初始裂縫發(fā)生于四級(jí)加載之后,此時(shí)板上均布荷載約8.4kN/m2?，F(xiàn)澆整板S1表現(xiàn)為典型雙向板破壞模態(tài)。由圖8(a)可見,加載初期,裂縫首先平行于板Y-Y邊出現(xiàn)于板中部板底鋼筋所在位置。這可能是由于板中部鋼筋所在位置保護(hù)層厚度因澆筑誤差偏薄,導(dǎo)致預(yù)先開裂。同時(shí),因板件自身的初始變形,導(dǎo)致板件在加載框架上放置自然翹曲,隨著荷載的增加,導(dǎo)致板件預(yù)先在一個(gè)方向開裂。隨后,裂縫呈放射狀開展,直至抵達(dá)板四角。

圖8 第一組試件裂縫開展情況

單縫板S1-1的總體開裂破壞接近雙向板破壞。由圖8(b)所示,板件裂縫首先出現(xiàn)于板中部板底鋼筋所在位置,并垂直于密拼縫方向開展。這是因?yàn)?拼縫平行于Y-Y邊,因而板件在受力時(shí)板中部位置的受荷行為接近單向板,受荷開裂沿正應(yīng)力方向。隨著荷載的增加,在平行于拼縫方向新裂縫逐漸出現(xiàn),并不斷延伸至半邊。在荷載加載至七級(jí)時(shí),裂縫開始出現(xiàn)分叉,并延伸至板四角,呈“X”狀放射性分布。相比整板S1,單縫板S1-1在承受相同荷載時(shí)裂縫更多,也更為密集。

雙縫板S1-2的開裂模態(tài)相比S1和S1-1稍有不同。由圖8(c)所示,在加載初期,裂縫首先出現(xiàn)于中間預(yù)制板處,并垂直于拼縫方向開展。隨著荷載的增加,垂直于拼縫的新裂縫繼續(xù)在中間預(yù)制板出現(xiàn),并延伸至拼縫處。少許裂縫出現(xiàn)于邊側(cè)預(yù)制板。在荷載達(dá)到六級(jí)時(shí),中間預(yù)制板的裂縫越過雙拼縫朝邊側(cè)預(yù)制板繼續(xù)擴(kuò)展。由裂縫開展形式可見,中間預(yù)制板的受荷破壞呈典型的受彎破壞。兩塊邊預(yù)制板由于處于三邊支撐,在拼縫附近接近受彎破壞,在支座附近裂縫出現(xiàn)斜向約45°開展,傾向于雙向板破壞形式。

第二組試件中,裂縫在加載至二級(jí),約2.1kN/m2時(shí)出現(xiàn)。整板S2的裂縫開展形式見圖9(a),裂縫首先出現(xiàn)于板中央附近,并大多平行于板短邊方向開展。隨著荷載的增加,新裂縫出現(xiàn)并平行于板長邊方向開展。裂縫呈網(wǎng)格狀,其位置及間距大致與板底鋼筋分布一致。當(dāng)荷載加載至四級(jí)時(shí),平行于板長邊的裂縫出現(xiàn),并轉(zhuǎn)向板對(duì)角方向開展。當(dāng)荷載達(dá)到七級(jí)時(shí),平行于板短邊的裂縫繼續(xù)延伸至支座。大量裂縫出現(xiàn)開叉向板四角開展,整個(gè)試件呈雙向板破壞。

圖9 第二組試件裂縫開展情況

圖9(b)顯示少量裂縫首先垂直于拼縫在S2-1單縫板中央附近出現(xiàn)。隨著荷載逐漸增加,裂縫繼續(xù)擴(kuò)展,并逐步轉(zhuǎn)向板角落延伸。在加載至七級(jí)時(shí),已有的裂縫繼續(xù)呈“X”狀延伸,伴隨少許新裂縫開展。單縫板S2-1的開裂破壞形式與整板S2類似。與其不同的是,在整個(gè)加載過程中,板件拼縫附近未出現(xiàn)平行于拼縫的裂縫,其原因可以歸結(jié)于拼縫使板件中央呈單向應(yīng)力受荷。

圖9(c)顯示在雙縫板S2-2中,位于中間位置的預(yù)制板首先開裂,裂縫垂直于拼縫方向形成。在加載到四級(jí)時(shí),大量新裂縫產(chǎn)生于中間預(yù)制板。裂縫延伸跨越拼縫向邊預(yù)制板擴(kuò)展,裂縫發(fā)展方向朝著板角落斜向開展。在加載至七級(jí)時(shí),中間預(yù)制板裂縫繼續(xù)擴(kuò)展,主要方向垂直于拼縫。邊側(cè)預(yù)制板裂縫開叉,向雙邊斜向延伸至支座。從裂縫開展情況判定,S2-2中位于中間位置疊合板主要呈彎曲破壞形式,而兩塊邊側(cè)預(yù)制板呈雙向破壞形式。同等荷載級(jí)數(shù)下,雙縫板S2-2的裂縫數(shù)量及密度高于單縫板S2-1。

2.3 Y-Y向板邊支反力分布

Y-Y向板邊支座反力分布由安裝在板邊的一系列壓力傳感器測(cè)量得到。由于壓力傳感器的布置采用1/4板邊對(duì)稱布置策略,整條板邊的支座反力沿板邊長分布曲線通過測(cè)得的數(shù)據(jù)鏡像繪出。

第一組試件中,圖10(a)～(c)分別展示了現(xiàn)澆整板S1、單縫板S1-1以及雙縫板S1-2在Y-Y向板邊每級(jí)加載后支座反力沿板長分布的情況。由圖10(a)可見,S1板邊支座反力分布主要呈類似馬鞍形分布,支反力在板邊中線附近達(dá)到最大。圖10(b)顯示,單縫板S1-1的Y-Y向板邊支座反力在拼縫處出現(xiàn)較為明顯的反力集中現(xiàn)象。這反映了拼縫處無法有效傳遞彎矩,導(dǎo)致剪力在此處集中,同時(shí)隨著堆載的增加,板件拼縫處的豎向變形幅度高于拼縫外其他部位。圖10(c)顯示,雙縫板S1-2的Y-Y向板邊支反力在雙拼縫處同樣出現(xiàn)較為明顯的反力集中現(xiàn)象。

圖10 第一組試件Y-Y向板邊支反力分布

第二組試件中,如圖11(b)所示,單縫板S2-1的Y-Y向板邊支反力在拼縫處出現(xiàn)類似第一組試件中的較為明顯的反力集中現(xiàn)象。其形成原因仍可歸結(jié)于板件在拼縫處的不連續(xù)。雙縫板S2-2中,由圖11(c)可見,在Y-Y向板邊雙拼縫處出現(xiàn)支反力峰值。

圖11 第二組試件Y-Y向板邊支反力分布

值得注意的是,第一組和第二組試件板角落支反力普遍微小(圖10、圖11),且第二組部分板Y-Y邊在靠近板角落1.5m附近出現(xiàn)了小幅度的支反力集中(圖11(a)、(b))。這里需要說明的是,在試驗(yàn)前期,加載框架的平整度在生產(chǎn)中已嚴(yán)格控制,確保各壓力傳感器安裝高度一致。另外,考慮到板件自身的初始翹曲,試驗(yàn)中采用了薄鋼板楔子放置于壓力傳感器之下彌補(bǔ)因板件自身翹曲導(dǎo)致的板邊與壓力傳感器接觸脫空,最終保障支反力數(shù)據(jù)的順利采集。在正式加載之前,研究人員對(duì)板邊進(jìn)行了均勻的預(yù)加載,確保板邊與壓力傳感器在加載過程中的充分接觸。因此,出現(xiàn)此類現(xiàn)象的原因可能是:隨著加載級(jí)數(shù)的增加,板四角因板件受荷變形不可避免的出現(xiàn)翹曲,致使板角落支反力數(shù)據(jù)微小。對(duì)于第二組試件,因長邊跨度較第一組大,因此撓度變形相對(duì)更大,板邊在板角落附近因翹曲過大形成了新的支撐點(diǎn),最終導(dǎo)致了板邊支反力在角落附近小幅度的集中。

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1 材料本構(gòu)模型

本文采用ABAQUS軟件對(duì)疊合板的全過程受力性狀進(jìn)行數(shù)值分析,使用基于混凝土塑性損傷模型(CDP)[13]的有限元分析方法。ABAQUS軟件中提供的CDP模型是基于拉壓塑性連續(xù)理論來考慮混凝土進(jìn)入塑性后的力學(xué)行為,通過損傷因子表示混凝土的拉伸開裂和壓縮碎裂兩種失效方式,廣泛用于國際學(xué)術(shù)研究領(lǐng)域中[14]。在ABAQUS的后處理模塊中,DAMAGET表示拉伸損傷,DAMAGET>0代表混凝土開裂,加載過程中損傷因子的增大可視為混凝土裂縫的發(fā)展[13]。

混凝土采用C3D8R實(shí)體單元,本構(gòu)模型各材料參數(shù)如表5所示,其中K為混凝土屈服形態(tài)的影響參數(shù);fb0為混凝土雙軸抗壓強(qiáng)度,fc0為單軸抗壓強(qiáng)度,兩者的比值取規(guī)范推薦值;φ為膨脹角。其中混凝土單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線和損傷因子-應(yīng)變相關(guān)曲線分別如圖12、13所示。拼縫連接單元選用50 mm厚的S4R彈性殼單元進(jìn)行模擬,其本構(gòu)模型與混凝土材料的本構(gòu)模型一致,在殼單元與板片實(shí)體單元的上表面間采用Tie(No Rotation)約束,以模擬接縫處節(jié)點(diǎn)平動(dòng)位移協(xié)調(diào)和轉(zhuǎn)動(dòng)位移獨(dú)立的情況[14-16]。

圖12 混凝土單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖13 混凝土損傷因子-應(yīng)變相關(guān)曲線

表5 混凝土本構(gòu)模型參數(shù)

板底筋及桁架筋采用T3D2桁架單元,本構(gòu)模型為HRB400理想彈塑性模型,鋼筋單元均采用嵌入約束(embedded region)與混凝土部件連接。

3.2 試件數(shù)值模型

綜合考慮試驗(yàn)條件和單元?jiǎng)澐值纫蛩?采用100×100×100的立方體實(shí)體單元模擬板邊的支承墊塊,材料本構(gòu)選用Q235彈性模型。

在各墊塊底部設(shè)置參考點(diǎn),并與墊塊底面耦合,便于后處理中直接提取各墊塊底部的支反力RF3;墊塊間距同試驗(yàn)方案,按照250 mm設(shè)置,并在墊塊頂面和板底對(duì)應(yīng)區(qū)域設(shè)置面面接觸對(duì),接觸單元屬性設(shè)置為法向硬接觸,切向?yàn)棣?0.2的庫倫摩擦接觸,μ為CDP模型中定義的黏性參數(shù);在接縫處,將墊塊切分后,分別與縫兩側(cè)的混凝土單元進(jìn)行接觸對(duì)的設(shè)置。

在墊塊底部設(shè)置6個(gè)方向的自由度約束,板的4個(gè)角部分別設(shè)置X向和Y向的平動(dòng)約束。模型采用均布面荷載的加載模式,在板面施加總共20kN/m2的面荷載,并按照50mm的基礎(chǔ)網(wǎng)格進(jìn)行劃分單元,在板厚方向設(shè)置為4個(gè)網(wǎng)格,每個(gè)網(wǎng)格為25mm厚。

3.3 荷載-撓度曲線對(duì)比分析

試驗(yàn)和數(shù)值模擬的荷載-撓度曲線對(duì)比見圖14、15。在兩組試件中,ABAQUS較為準(zhǔn)確地模擬了疊合板在受荷情況下彈性階段以及彈塑性階段。在給定加載級(jí)數(shù)下,有限元模型給出的疊合板板中撓度相比試驗(yàn)值對(duì)于第一組和第二組試件分別低約16%和21%。另外,對(duì)比可以看出,數(shù)值模擬給出的板件剛度相比試驗(yàn)結(jié)果略高,但總體趨勢(shì)一致。

圖14 第一組試件試驗(yàn)荷載-撓度與有限元對(duì)比

圖15 第二組試件試驗(yàn)荷載-撓度與有限元對(duì)比

3.4 裂縫發(fā)展與破壞形態(tài)對(duì)比分析

疊合板數(shù)值模擬板底拉伸損傷云圖及試驗(yàn)板裂縫分布圖如圖16、17所示。比較可以看出,有限元可較為準(zhǔn)確地模擬本試驗(yàn)中密拼縫板受荷開裂的破壞特征。從圖中可以看出,對(duì)于第一組和第二組試件,試驗(yàn)結(jié)果及模擬結(jié)果二者間具有高度的相似性。其中,雙縫板的數(shù)值模擬及試驗(yàn)結(jié)果在中間板塊的裂縫發(fā)展均為垂直于拼縫方向。整體板和單縫板則是沿著板角的對(duì)角線方向斜向發(fā)展。

圖16 第一組試件裂縫開展有限元結(jié)果/mm

3.5 拼縫板Y-Y向板邊支反力分布對(duì)比分析

圖18～21為有限元模型模擬的拼縫板Y-Y向板邊支座反力的分布結(jié)果。為了涵蓋試件受荷行為全過程,同時(shí)保障結(jié)果的清晰可辨,圖中僅選擇性地顯示加載級(jí)數(shù)第三級(jí)、第六級(jí)及最大一級(jí)所對(duì)應(yīng)的支反力分布,相對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果也一并繪制于圖中以方便比較。有限元分析結(jié)果展示出與試驗(yàn)相同的普遍現(xiàn)象:由于板角部翹起導(dǎo)致接觸對(duì)失效,在距板角部0～0.75m范圍內(nèi)的支反力均為0。

圖18 單縫板S1-1的Y-Y向邊試驗(yàn)支反力與有限元對(duì)比

單縫板中,對(duì)于試件S1-1而言,有限元模型較為準(zhǔn)確地模擬了板邊支反力在拼縫處的集中現(xiàn)象,但整體數(shù)值偏高于試驗(yàn)值,見圖18。對(duì)于試件S2-1而言,Y-Y板邊有限元支反力較試驗(yàn)值在加載初期較為接近,隨著載荷的增加,其值逐漸偏大,見圖19。

圖19 單縫板S2-1的Y-Y向邊試驗(yàn)支反力與有限元對(duì)比

雙縫板中,試件S1-2中Y-Y向板邊有限元模擬的支反力較試驗(yàn)值偏大,但總體分布特征與試驗(yàn)基本吻合,見圖20。有限元模型較為準(zhǔn)確地模擬了試件S2-2中Y-Y邊在拼縫處的支反力集中,另外,支反力分布特征的捕捉也與試驗(yàn)值較為接近,見圖21。但值得注意的是,有限元模型對(duì)支反力數(shù)值的捕捉較試驗(yàn)值大。

圖20 雙縫板S1-2的Y-Y向邊試驗(yàn)支反力與有限元對(duì)比

試驗(yàn)中眾多非計(jì)算因素可影響有限元與試驗(yàn)的比對(duì)結(jié)果。試件本身存在初始缺陷,如局部翹曲、局部不平整、疊合板與現(xiàn)澆層的粘結(jié)參差不齊以及鋼筋間距、位置等的偏差等都影響了板件整體受力,從而直接影響板件試驗(yàn)支反力分布的變化。相比之下,有限元模型無法有效反映此類缺陷問題。

4 結(jié)論

本研究對(duì)不同長寬比和不同密拼縫數(shù)量的疊合板進(jìn)行了均布荷載下的足尺靜載試驗(yàn)。同時(shí)運(yùn)用有限元軟件對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)論總結(jié)如下:

(1)單拼縫板在均布荷載下的破壞形式與現(xiàn)澆整板一致,體現(xiàn)為雙向板受荷破壞。雙拼縫板中,位于中間位置的疊合板接近單向板破壞形式;雙拼縫板的整體破壞形式仍趨于雙向板受荷下的破壞形式?？傮w而言,密拼縫板設(shè)計(jì)中可運(yùn)用現(xiàn)行雙向板設(shè)計(jì)原理對(duì)板件進(jìn)行保守設(shè)計(jì)及計(jì)算。

(2)密拼縫的存在對(duì)板件剛度的影響較大,但對(duì)板件的承載能力及受荷性能影響不大。需要特別指出,板邊支承力在板邊拼縫附近出現(xiàn)應(yīng)力集中。

(3)有限元模型可較為準(zhǔn)確地模擬板件破壞模態(tài)及支反力分布特征。由于本試驗(yàn)試件數(shù)量有限,在后續(xù)試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究中需進(jìn)一步驗(yàn)證有限元模型的適用性。