那晚越女说我?
范文一：预应力空心楼板应用技术研究
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预应力空心楼板应用技术研究
宗德林
“预应力空心楼板？空心楼板不安全，当年在唐山地震时都成了棺材板。这种中国禁用的建材，美国怎么仍在使用呢？美国大概没有地震。如果有也没有中国的地震厉害。也可能美国有钱，震倒了再盖。”这样的对话，在中国有不下百次的经验，且而不仅是一般百姓，连工程界也有相同的误解。预应力空心楼板在美国发展了60多年，成为除了双T板以外唯一广泛使用的预制楼板，是有其原因的，笔者认为有从历史及技术的角度来说明的必要。
预应力空心楼板和中国传统的空心楼板除了都有孔，在材料及生产工艺上是完全不同的。而孔并不是造成当初认为楼板不安全的原因。
城市，例如旧金山、落杉矶都在.4g范围内，所以美国对地震设计要求也极严格。预应力空心楼板在美国高地震带的西海岸也普遍使用了超过半世纪，与中国最大的不同是允许预应力空心楼板在没有迭合层的情况下传送包括地震力在内的水平力。
2 对空心楼板在地震下的误解
2.1 唐山地震
1976年7月28日北京时间凌晨3时42分在唐山市发生了里氏7.8级强烈地震。当时唐山对地震是没有设防的城市，而所有的房子都没有经过抗震设计以致酿成大
1 美国的地震
美国的地震分布和中国非常相似，有低到高地震带（如图1所示）。以中国为标准，美国八级（.2g）地震以上的人口约占全美总人口的20%；而九级（.4g）地震的总人口大约与中国九级总人口相似。美国西海岸的重要
（a）
（b）
图 1 美国地震带分布图图 2 唐山地震后的空心楼板建筑
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灾。人民大量死亡不是因为空心楼板的使用，而是因为当地对地震危险估计不足。当时的砖混结构也没有圈粱-构造柱的要求，而在有限的照片中看到了很多空心楼板的建筑生存下来（如图2所示）。在唐山市的震央区不论是何种建筑，几乎无一幸免（如图3所示），而有许多现浇结构倒塌后更加大救援的困难（如图4所示）。
图5是唐山市文化路笫21中学教学楼，空心楼板屋面，有圈梁，墙体大部份倒塌，屋面板塌落，挑檐靠一段墙体及铸铁管支撑而未落，这证明了圈梁对空心楼板整体性的重要性。图6是北京老式砖混建筑外加了圈梁-构造柱后的照片，这种做法成了北京这类建筑的特色。2.2 汶川地震
2008年5月12日下午2时28分在四川汶川县发生规模8.0地震。地震中大量砖混结构房屋倒塌，舆论对于空心楼板多有指责。但从一般专家的报道看到了较公正的一面，主要从施工质量、规范使用及建筑物的整体性上来探讨。从图7中能够很明显地看到，用于锚固的钢筋刚出板端即被向上弯折而贴近板边，完全没有达到锚固连接的作用。
而从图8中则可以观察到正常施工下楼
图 3 唐山市震央区
图 5 震后的唐山市文化路笫21中学教学楼
图 4 唐山地震中倒塌的现浇结构建筑
图 6 北京老式砖混建筑外加圈梁-构造柱
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板锚固的情形，虽然墙体已倒塌，板仍由于锚固而悬挂在墙上。图8（c）是一张建筑物中间墙倒塌，而板仍锚固在两端的照片，充份的显示出建筑物整体性的重要性。因此，不能一味指责空心楼板。
中国建筑西南设计研究院有限公司在2010年9月的《建筑结构》上发表了《104所农村小学砌体结构校舍抗震设计思络及震害分析》，文章中提到，成都市农村中小学标准建设工程共设计校舍104所，所有校舍在汶川地震前己投入使用，其中65所校舍位于汶川地震的极重灾区，但无一倒塌（如图9所示）。校舍多为3～4层单面走廊砌体结构楼，屋盖采用预制预应力空心楼板，抗震设防烈度均为7度（.1g）。文章最后有一段结论，“在结构布置合理，砌体结构中采用预制预应力空心楼盖仍可具备较好的抗震性能及抗倒塌能力。”
（a）
汶川地震证明，近年建成的遵照现有标准、规范和标准图作了技术改进的装配整体式楼盖大多均未解体或坠落伤人。如果只是将房屋倒塌单一的归结于空心楼板，对于建筑产业化以及装配式结构的前途都将造成
（a）
（b）
（b）（c）
图 7 没有正常锚固的空心楼板震后掉落图 8 正常施工下空心楼板震后情形
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图 9 成都市农村中小学标准建设工程校舍在汶川地震中状况良好
（a）
（b）
（c）
图 10 日本预应力空心楼板产品及应用中国预制混凝土技术论坛
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极大的阻力，因为使用预应力空心楼板增大楼盖的跨度是中国走向建筑产业化的必然之路。
3 预应力空心楼板在日本及美国的发展及使用
1953年，预应力空心楼板在北美洲开始使用，经过60多年的发展，在欧美、日本、新西兰己成为预制楼板的主流。因国内对地震的重视，本文仅对日本及美国对预应力空心楼的发展及使用进行简单介绍。3.1 日本
日本在1963年引进预应力空心楼板，经过半个多世纪的发展（如图10所示），已成了一个非常成熟的产品。
为了设计人员的需要，1976年日本出版了预应力空心楼板的设计手册，1987年又改编出版了第二版。
1987年，日本建设部正式核准的预应力复合楼板中，很明确的规定“这类复合楼板应承受垂直力，同时在地震时一起承受水平力”，在规范中给出完善的计算公式，
只要在允许范围内，没有对层高、结构形式、地震强度进行限制。如果问题是“预应力空心楼板在日本允许盖多高”，答案是“结构体能多高，空心楼板就可用多高”。根据目前资料，最高的预应力空心楼板建筑是54层（如图11所示），而高层住宅使用框架结构和长跨度预应力空心楼板也已形成了一个有竞争力的体系（如图12所示）
。
图 11 日本预应力空心楼板建筑统计
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图 12 日本使用框架结构和长跨度预应力空心楼板的高层住宅
表 1 阪神地震后不同用途空心板建筑破坏程度统计
数量
墙板楼板复合楼板其他总计
139111810268%
破坏程度分级倒塌严重破坏中度破坏轻度破坏微小破坏
整个结构失效或坍塌，或单层完全失效
建筑结构大部分破坏，结构永久变形可能随时坍塌可见的结构显著破坏，层间存在永久变形但坍塌可能性较小结构破坏程度小，多为显著的建筑外观损坏没有结构破坏，建筑外观损坏可能明显
10.4
20.7
114.1描述
72.6
83.0
倒塌1
严重破坏
11
1中度破坏10
轻度破坏
7
微小破坏
8
无破坏11211071023989.2
1995年阪神地震后，日本建筑师协会对当地的建筑物做了一系列的调查（见表1），在119栋使用预应力空心楼板的建筑中有117栋被认为没有任何破坏，这再一次证明预应力空心楼板有良好的耐震能力。3.2 美国
1953年美国开始生产预应力空心楼板（如图13~图15所示），使用干性混凝土不用模具以机器长线生产的楼板在60年后仍是最有竞争力的预制楼板。
长跨度每个单元没有内承重墙的多单元的住宅体系也很快形成（如图16所示）。
因为这是一种全新的产品，对结构工程师而言是一个很大的挑战，有很多设计原则无法从现有的规范中得到。所以在20世纪60~70年代有非常多的实验来帮
助工程师充分的了解及利用这种新产品:
1）UL防火实验（1959年）2）剪力强度实验3）迭合板剪力强度实验4）空心楼板抗压实验
5）由开孔及钢托粱产生不均匀载重实验（如图17所示）
6）集中荷载实验（如图18所示）7）干性混凝土弹性模数实验8）缺口板剪力实验9）孔内灌浆剪力增强实验10）连续性实验
11）无迭告层楼板做隔板抗水平力实验
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图 14 张拉机
图 15 载重实验
16）偏心力对预埋件影响实验
17）钢筋线初期过量回缩对楼板承载力影响实验18）悬臂板对集中荷载受力分布报告19）板缝水平剪力实验
20）尾端承载面脱落实验（如图21所示）
经过了多年的发展，承重剪力墙与预应力空心楼板的体系已被证明了是多住户住宅最有效的体系。但设
图 13 美国预应力空心楼板的生产
计中除了对垂直力及水平力（风力、地震力）的要求，对结构整体性并没有一个明确及完整的要求。美国波特兰水泥协会（PCA）在美国联邦房屋及城市发展部（HUD）的支持下于20世纪70年代初对此类建筑的整体性做了一个详细的研究，1975年~1979年发布了6份报告及3份附加报告，
建立了现在各种规范中整体性的设
12）不均匀载重分布实验（双齿边板缝垂直载重传递）（如图19所示）
13）开孔对弯矩的影向（楼板无迭合层的整体性）14）侧悬臂实验（如图20所示）15）预埋件承载实验
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图 16 美国长跨度多单元住宅体系
图 17 由开孔及钢托粱产生不均匀载重实验
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图 18 集中荷载实验图 21 尾端承载面脱落实验
图 19 不均匀载重分布实验
图 22 PCA报告中对预应力空心楼板整体性的设计要求
图 20 侧悬臂实验
一版的《预应力空心楼板设计手册》，1998年发行了第二版。在中国已将其中的精华翻成中文，以《SP预应力空心板技术手册》（99ZG408（附册一））的名义由中国建筑标准设计院出版。
在近代，
加州的几次主要地震又再次证明了预应
计要求（如图22所示）。在整体实验中比较重要的是应防止失去局部承重墙而造成连续倒塌（如图23所示）及楼板与墙节点的抗震实验（如图24所示）。
经过长期的努力，美国PCI协会在1985年发行了第
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图 23 整体实验应防止失去局部承重墙造成连续倒塌
力空心楼板的良好耐震性能。
不论是现浇承重墙（如图25所示）、预制承重墙（如图26所示）、梁柱结构（如图27所示）、钢结构（如图28所示）还是混凝土砌块结构（如图29所示），预应力空心楼板都充分表现了它优越的安全性及经济性。
4 预应力空心楼板的优点
1）承载能力强；2）使用性能良好；
3）双齿板边在灌浆后能保证楼面的一致性，整体性；
4）延性好不脆断；5）恢复性能强；
6）节省材料，减重，地震作用小；
图 24 楼板与墙节点抗震实验
7）生产效率高，质量稳定；8）跨度能够达到18米；9）跨高比可达50∶1；
10）是世界各地认可的绿色及被动式房屋材料。
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图 27 梁柱结构
图 25 现浇承重墙
图 28 钢结构
图 26 预制承重墙
图 29 混凝土砌块结构
结语
如果能在中国推广在世界各地完全成熟的预应力空心楼板，以预应力取代非预应力，发展出一些更
有效益的预制体系，就会真正体现出建筑产业化的优点，并替中国现有的传统横墙承重、短板受力的建筑找到一个出路，从而能从结构上率先完成百年住宅的
期望。
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范文二：预应力空心楼板裂缝施工处理方案
#×市×小区3住宅楼一单元101室
预应力空心楼板裂缝施工处理方案
一、 工程概述:
2011年5月业主孙先生发现新购二手房局部预应力空心板端部出现裂缝，将抹灰层刮开后，发现有三块预应力空心板在靠近支座附近出现长度不一的横裂缝。具体情况详见照片。
现场照片1
现场照片2
现场照片3
二、 质量事故分析
1、事故责任
从现场踏勘及对原业主房屋使用情况了解，住宅竣工使用过程中，无不当使用情况，使用活荷载在设计荷载范围内。排除因使用不当造成的楼板断裂，根据对前任业主及开发商进一步了解，楼板裂缝出现时间很早，由于前任业主与开发商在赔偿款问题上未达成一致，造成该质量事故一直未及时处理。所以该质量事故可以断定是由于施工单位不当施工造成的。
2、技术分析
根据现场观测及事故照片分析，造成该质量事故原因如下:
?、 预应力空心板龄期不足，强度不够就起板、吊装。
?、 在预应力空心板就位工程中，使用撬杠强行撬动造成。
?、 在施工过程中，施工荷载超过预应力空心板允许荷载，造成楼板超荷造成。
3、质量事故后果
根据现场勘测及事故照片，可以断定事故照片1、2、3三块预应力空心板发生全部断裂或部分断裂，造成楼板承载力严重下降，影响其使用功能，具有一定的安全隐患。
三、 质量事故处理
1、 质量事故处理方案选择
根据现场勘测和事故照片分析，发生断裂楼板的位置均靠近支座
。为加强原预应力空心板抗剪能力，部位，造成预应力空心板抗剪失效
可选择以下处理方案:
?、 在原断裂楼板上方铺设现浇钢筋混凝土加强板带，同时裂
缝处采用碳纤维布加强措施。
?、 在原断裂楼板预留孔开孔加筋，压力灌注高强度混凝土，
同时裂缝处采用碳纤维布加强措施。
?、 将断裂处预应力空心板凿掉，更换现浇混凝土板。
2、 事故处理方案比选
?、方案1优点:可以加强断裂处混凝土空心板抗剪切能力，同时可以有效协调相邻预应力空心板共同受力。缺点:处理过程中会破坏原楼面构造层，同时会增加楼面标高，影响用户使用功能。处理成本较高。
?、方案2优点:可以通过压力灌注高强度混凝土提高遭破坏的预应力空心板的抗剪切能力，施工不会对楼面构造层产生破坏。处理成本低。缺点:板底开孔容易破坏预应力空心板受力筋，预应力空心板支座处预留孔堵头无法有效清除。施工难度大，施工质量无法有效控制。
?、方案3优点:可以从根本上解决断裂空心板造成的安全隐患，处理后不影响用户的使用功能。缺点:处理过程中会破坏楼面构造层，施工工期长，对周边用户会造成一定的噪音影响。处理成本较高。
3、方案确定
根据对上述方案比选，从方案处理的效果、施工难易程度、质量保证及施工成本等因素分析，最终确定选择 方案3做为质量事故处
理最终方案。
四、施工技术要求
1、工艺流程:
剔除楼面构造层及板底抹灰层?剔凿裂缝空心板?清除墙体根部残余空心板?支设现浇板模板?绑扎现浇板钢筋?浇筑现浇板混凝土?养护?拆模?板底抹灰及恢复楼面构造层?交工验收。
2、施工要点:
?、剔除楼面构造层时要保护好地埋采暖管道，避免施工中破坏。
?、剔凿裂缝的空心板要采取可靠措施，避免相邻楼板破坏，同时避免剔凿时破碎混凝土块对地面产生损坏。
?、在清除墙内残余空心板碎块时要注意开凿深度不超80mm， 严禁超凿。剔凿时应避免对支座处墙体的破坏。剔凿后应用水冲洗墙体留槽部位。
?、模板支设应按规范起拱，支撑应满足现浇板施工的刚度、强度、稳定性要求。施工时要控制施工荷载，避免对其他楼板产生超荷，产生新的破坏。
?、现浇板配筋:受力筋采用φ12@100，分布筋采用φ6@200。钢筋绑扎时要保证受力筋锚入支座长度不小于60mm，在支座处设置负弯矩钢筋，长度为跨度1/4。钢筋马凳或垫块要垫实，保证钢筋保护层厚度。
?、混凝土强度不低于C25，塌落度不大于7-9cm，和易性好，浇筑混凝土板时，要振捣均匀，特别是墙体支座处。
?、混凝土浇筑后要及时整形抹压，浇筑12小时后要及时覆盖养护，养护期间要保证混凝土处于湿润状态，养护时间不少于14天，养护期间不允许板上室内施工作业。
?、混凝土达到拆模强度后方可拆除底板及支撑，拆除顺序遵守“先支的后拆，后支的先拆;先中间，后两边”的原则。
?、恢复楼面构造层时要注意与周边构造层的拼接，要求楼面面层与原面层协调一致，地埋采暖管道在构造层无接口。
?、工程施工过程中要遵守施工验收规范要求，一步一检，一步一验。保证每道工序均满足施工验收标准。施工中要准备施工验收资料，工程验收由开发商代表、业主、施工单位共同验收。
范文三：现浇无粘结预应力空心楼板施工工艺
现浇无粘结预应力空心楼板施工工艺
[摘要] 山东理工大学图书馆工程设计为扇形建筑，其部分梁、楼板采用新型无粘结预应力聚苯复合
楼板结构体系，针对其结构施工特点和工艺要求，在施工中加强了对防止轻质管上浮的技术措施、
预应力筋的铺设及张拉技术措施，保证了工程质量和施工进度。
[关键词] 无粘结预应力;LPM轻质管;现浇空心楼板
Construction Technology of Cast-in-situ Non-bongding Prestress Hollow Slab
Abstract: The Shandong University of Science and Technology library engineering design is the fan-shaped construction，Its part of beam， the floor use the new non-bonding prestressed to gather the benzene compound floor structure system，In view of its structure construction characteristic and technological requirement，Strengthened in the construction to had prevented the light material tube surfaced the boat technical measure，Prestressed muscle
laying down and pull the technical measure，Has guaranteed the project quality and the construction progress.
Key words:non-bonding prestress; LPM light material tube;cast-in-situ hollow slab
山东理工大学图书馆是一个具有新时代特征的扇形建筑(如图1所示)，
其扇形外边长206.51米，内边长89.39米，宽58.6米，高度27.8米，共为
2五层，总建筑面积35479.6m。
图1 理工大学图书馆平面图
本工程属砼超长结构，为了减轻结构自重，增加利用空间，降低能源
消耗，决定采用现浇无粘结预应力空心楼板结构形式进行施工。 1 无粘结预应力空心楼板的设计
本工程楼板砼强度等级为C40，板厚200mm，跨度为4.470—8.610m，采用LPM轻质管，轻质管使用带加强及隔离层的聚苯乙烯泡沫塑料填充，
3聚苯泡沫塑料密度为16kg/m。根据楼板结构的需求，在一层楼板采用无粘结预应力来抵抗温度应力的裂缝和变形，在四、五、六及屋顶层楼板悬挑梁部分采用无粘结预应力技术解决悬挑跨度过大造成的变形，以提高构件的刚度，预应力筋为15.24高强1860级低松弛预应力钢绞线，其标准强
22度f=1860N/mm，预应力筋张拉控制应力σ=0.7×f=1302N/mm，超ptkconptk
张拉控制在3%以内。无粘结预应力张拉端采用单孔夹片锚具，固定端采用挤压式锚具。LPM轻质管单元体为1000mm×1000mm，即4根轻质管为一组，用φ4的钢筋格栅固定为一体，轻质管间距50mm，每组间距100mm，轻质管厚度100mm，安放位置为楼板中间部分，即管上下砼厚度各为50mm，并用架立筋来保证其位置，然后根据图纸设计将每个单元按不同排列形式进行摆放和固定。如图所示:
根据图纸要求，一层楼板预应力筋安放形式采取3.3.3.2.3的方式进行
布置。纵向按扇形曲线布放，预应力筋长度按后浇带间距确定，但单端张拉长度不得超过40m，双端张拉长度不得超过80m。单端张拉固定端留置边梁处，张拉端设在后浇带内;双端张拉，一端设在后浇带内，或设在过后浇带1m的楼板处，另一端设在边梁处。预应力张拉端结点除板端内置穴模式，后浇带外露式外，还有板面预留张拉槽，用于板上张拉。(如图)
2 无粘结预应力空心板主要材料的要求
本工程采用15.24高强低松弛钢绞线，其抗拉强度为1860Mpa，按照无粘结预应力成套技术工艺，通过专用设备涂以润滑防锈油脂，并包裹塑料套管而构成的一种新型预应力筋，钢绞线尺寸及性能如表:
钢绞线公整根钢绞无粘结塑 钢绞线 强度级别 截面面屈服负伸长 称直径 线的最大料皮厚度 22结构 (N/mm) 积mm 荷kN 率%
mm 负荷kN mm
1860 139.98 259 220 3.5 1×7 φ15.24 0.8—1.2
对进场的钢绞线按现行标准作抽样送检，每60段作为一检验批，其极限强度及延伸率均符合规范有关规定。
端部锚具必须达到锚具效率系数η?0.95，其质量要符合国家现行标准。其外观检查无裂纹，外观尺寸符合现行有关标准。
本工程采用的LPM轻质管是由北京东方京宁建材科技有限公司生产的
专利产品，是一种带加强及隔离层的聚苯乙烯泡沫塑料填充体，聚苯泡沫
3塑料密度为16kg/m，其生产工艺可靠，产品质量轻，不吸收砼中水份，保温性能好，经北京和宁夏多个工程应用，效果良好。我们对进场的材料按其企业标准和国家《现浇混凝土空心楼盖结构技术规程》进行验收，完全达到合格标准。
3 工艺流程
定位放线?梁、板模板安装?绑扎梁筋及板底筋?专业管线铺设?预应力钢绞线铺设?LPM轻质管铺设?绑扎板上层钢筋?预应力钢绞线固定?LPM轻质管的固定?浇筑梁、板砼?砼找平压实与养护?预应力筋张拉。 3.1 定位放线
根据图纸要求，测量确定梁、板轴线及标高。梁、板按曲线大样进行定点和放线。梁、板起拱高度为3‰，在柱筋上标明，500标高线，支模后安放钢筋前必须进行复核，正确无误后方可进行下道工序。 3.2 梁、板模板安装
必须按模板支撑体系施工方案进行支模，支撑均为φ48×3.5钢管。由于其层高为4.5m，设计梁底竖向支撑纵横间距均为600mm，板竖向支撑纵横间距均为1000mm，水平拉杆纵横均设四道，扫地杆距楼面200mm。模板采用厚度12mm的竹胶板，水平龙骨为50×80方木，间距为150,200mm，板缝均用胶带粘贴。
梁侧模板水平方木50×80，间距200mm，立撑用φ48×3.5钢管，间距1000mm。两端用卡扣固定于水平钢管上，以免梁上部胀模。梁底模与侧模缝用嵌缝条粘贴。
3.3 绑扎梁筋及板底筋
模板验收合格后开始绑扎梁筋及板底筋，板筋要划线定位，梁筋主筋、构造筋、加强筋、箍筋要按抗震规定要求和位置进行绑扎，钢筋交点全部绑扎。钢筋保护层垫块，间距1.5m呈梅花形布置。
3.4 专业管线铺设
专业管线要按预定填充料块、预应力钢绞线、各种管线综合分布设计方案进行铺设，铺设位置尽量设在填充料块间隙位置，并尽量较少重复交错，每层铺设位置要一致，并固定牢固。与预应力钢绞线顺行和交叉处，不要压在钢绞线上，并要放在预应力钢绞线以下，与预应力钢绞线要有一定的间距。
3.5 预应力钢绞线的铺设
按照预应力钢绞线平面布置图和编号进行铺设，楼板中预应力钢绞线按图示位置进行布放，在梁间贴楼板下层钢筋布置，在梁支座位置贴梁上部筋下沿呈自然曲线布置(如图所示)。
因楼板轻质管的布置预应力钢绞线可作调整，严格按图示变动位置和数量进行铺设。
梁内呈直线布置4根预应力钢绞线，其位置距梁顶250mm，并设架立筋
固定预应力钢绞线，固定点间距不大于1000mm。
悬挑梁内钢绞线布置位置及矢高必须符合设计要求，根据梁截面高度的不同调整预应力钢绞线的矢高(如图所示)。
梁内架立筋的高度要正确，保证钢绞线的正确位置和矢高，钢绞线的绑扎固定间距不得大于1000mm，曲线下部要加密绑扎点。
预应力梁端模必须采用木模，根据预应力钢绞线的剖面位置在端模上打孔，孔径25mm，凸出砼表面的张拉端承压板用钉子固定在端模上，螺旋筋要固定在张拉端及锚固端的承压板后面，圈数不少于4圈。预应力筋必须与承压板垂直，其在承压板后要有不小于300mm直线段。
张拉端的承压板要固定牢靠，张拉端和固定端各组件要安装牢固。
预应力钢绞线在铺设时要二至三人通力合作搬运，严禁拖拉，以免塑料套管破损内脂流出。一旦有破损，应用专用胶带缠好，缠绕长度要长于破损长度60mm，破损严重的必须切除。
3.6 LPM轻质管的铺设
按照施工放样图，在模板上要准确的标出每个轻质管组合单元及实心肋的准确位置，利用φ4钢丝格栅将轻质管固定在底板架立筋上。每个组合单元不少于6个固定点，以避免LPM轻质管位移。
LPM轻质管的定位与抗浮是关系到空心板结构体系能否实现的关键。轻质管的定位是靠组合格栅限制轻质管左右错动，在安放轻质管前首先固定好架立筋，放好轻质管后再固定限位钢筋，限位钢筋定位要准确，一定牢固绑扎在上下部的水平筋上。
为了解决轻质管的上浮，我们在每组轻质管的四角和中心点上布置5个固定点，用14#铁丝穿孔固定在楼板模板下的水平钢管或方木上。上部与上层钢筋绑扎牢固，固定点的铁丝要垂直于模板穿孔绑扎，如下部无钢管，可加设木方固定，但绝不能斜拉于下部钢管上，以免钢丝松动造成轻质管上浮，而起不到抗浮的作用。固定穿孔铁丝时，要两人上下照应协作、相互配合以免漏绑。
对于横过管道，可在轻质管局部开槽，并随时在开槽处进行修补加强，断口处要封堵严密。
3.7 绑扎板上层钢筋
待预应力筋、轻质管和其他管道安装完毕验收合格后方可进行上部钢筋绑扎，铺放钢筋时要设踏板，严禁站在轻质管上进行操作，要有专人看管和保护轻质管和预应力钢绞线。铺放钢筋要按预定方案分段进行，严禁
2在铺设轻质管区段堆放过多钢筋，钢筋要随吊运随绑扎。马凳筋按1.5m设置一个，上部筋随时和马凳筋固定。一旦有轻质管表面出现破损，应及时修补，当破损面积超过其表面积的30%时要更换轻质管。 3.8 梁、板砼浇筑
砼的浇筑也是保证预应力空心板体系实现的重点。根据图纸要求和施工的具体情况，精心配制砼配合比，限制配比中粗骨料的粒径，控制砂率，
提高砂、石质量，控制砼坍落度在180mm左右，水灰比0.36，并适量掺加外加剂，延长砼初凝时间。
由于楼板面积大、布筋密、管道多、LPM轻质管与管之间间距小，其底部砼很难进入，而且铺设砼后轻质管间振点很难掌握。为此我们采取二道铺浆法，设置四台振动棒，由四名管理人员分别负责，站位管理。砼振捣前要先选择好振点，第一遍砼浇筑，其高度控制在1/2至2/3左右，四台振动棒同时从一个方向向前振捣，以利于空气排除，管道密处用φ25振动棒加密振点，并适当延长振捣时间;第二遍振捣要保证振动棒插入下层5cm，并注意振捣时间和接茬部位处理。为检查其振捣密实度，经管下取点检查，砼密实无空洞，砼浇筑质量得到保证。
砼表面密实是减少砼温度裂缝的有效措施，我们在第一遍用人工找平，第二遍用磨光机压实找平，在终凝前又人工压实一遍，并及时覆盖塑料薄膜，终凝后加强浇水养护。
4 预应力筋张拉的质量控制和要求
1)必须在后浇带砼浇筑强度达到100%后方可进行张拉。
2)按照砼浇筑时间和预定方案，逐层逐根进行张拉。
3)张拉前要标定锚具，检验合格后方可使用，严禁使用锈蚀锚具。
4)张拉前先清理张拉端杂物，割除无粘结预应力钢绞线外露部分塑料皮。
5)张拉时张拉力按标定的数值进行，用伸长值进行校核，张拉质量采用应力应变双控方法。
6)严格按操作规程进行张拉，控制给油速度，给油时间不应低于
0.5min。
7)实际张拉力控制在3%以内超张拉。
8)无粘结预应力钢绞线应与承压板保持垂直，否则要加斜垫片进行调整。
9)千斤顶安装位置应与预应力筋在同一轴线上，并与承压板保持垂直，否则，应采用变角器进行张拉。
10)实测伸长值和计算伸长值相差超过6%应停止张拉，查明原因采取措施后再继续张拉。
11)张拉完毕后用液压剪将外露预应力钢绞线切断，停留在锚具外钢绞线长度不小于3cm，将张拉端及其周围清理干净，用防水膨胀细石砼填实。 5、预应力筋的张拉
在后浇带浇筑两个月后，C40砼的实际强度为C55.5，完全达到了预应力筋进行张拉的要求。我们对各组预应力筋进行张拉，采用应力应变双控方法进行，由监理人员旁站监督，认真填写了预应力张拉记录，检测结果超张拉均未超过3%，实测伸长值与计算伸长值之差均不大于6%，张拉结果完全符合质量标准。
作者简介:
韩加福(1951-)，男，山东济南人，山东天齐集团第二建设公司总工程师，高级工程师，山东省淄博市张店区中心路265号山东天齐集团 255006 电话:13053323903
参考文献
1、景生俊 现浇无粘结预应力聚苯板复合楼板施工技术(《建筑技术》2006.5)
2、CECS180:2005 建筑工程预应力施工规程
3、CECS/175-2004《现浇混凝土空心楼盖结构技术规程》
4、GB50204-2002《混凝土结构工程施工质量验收规范》
范文四：预应力空心楼板施工工艺及控制要点
预应力空心楼板施工工艺及控制要点
摘要：预应力空心楼板在节省室内空间、保证结构受力基础上有效降低了顶板的自重, 并增大保温系数, 起到节能效果。本文着重对其施工工艺及控制要点进行探讨。
关键词：预应力空心楼板，施工工艺，控制要点
在混凝土楼面、屋面板中下铁上, 平行短跨受力钢筋方向按一定的间距放置永久埋入的空心管(根据跨度的不同选择不同的管径), 加大现浇板厚度以提高现浇板的受力性能, 并在轻质管间的纵肋梁内埋入预应力钢筋(根据跨度的不同, 埋入不同的直径及根数), 使板面、板底钢筋绑扎形成整体并做抗浮处理, 浇筑混凝土后形成不抽芯的现浇空心板。
1预应力空心板施工工艺流程
2施工控制要点
2.1预应力筋制作及存放
预应力筋按照施工图纸, 下料和组装后直接运到工地现场。应按施工图上结构尺寸和数量, 考虑预应力筋的曲线长度、张拉设备及不同形式的组装要求, 每根预应力筋的每个张拉端预留出不小于40c m 的张拉长度进行下料。
预应力筋下料应用砂轮切割机切割, 严禁使用电焊和气焊。对一端锚固、一端张拉的预应力筋要逐根进行组装。
当预应力筋、锚具及配件运到工地, 铺放使用前, 应将其妥善保存放在干燥平整的地方。夏季施工时无粘结预应力筋在施工工地堆放
时, 应尽量避免夏日阳光的暴晒, 应堆放在阴凉处, 实在无法解决时可采用塑料布遮盖的方法。锚具、配件要存在室内, 运输、存放时都要尽量避免预应力筋受损。
2.2板中预应力筋与轻质管铺放
1) 支板底模和端模
由于空心板的支撑体系需要在预应力筋张拉后才能拆除, 为节省模板用量, 楼板模板及其支撑建议采用快拆体系。预应力板端模须采用木模, 若施工工艺有特殊要求也可采用其它模板。对于无粘结预应力筋的平、剖面位置在端模上打孔, 孔径25～30mm 。
2) 在模板上放样
在模板上应准确标出暗梁及各道轻质管、肋梁的位置, 并做好标记。
3) 绑扎板底筋及暗梁与肋梁钢筋
按照前面所确定位置, 绑扎板底筋及暗梁与肋梁钢筋。绑扎板底筋时应先绑扎板长向肋梁中的上下钢筋及箍筋, 再绑板短向肋梁中的上下钢筋及箍筋; 然后铺放板长向轻质管部位的板底钢筋, 再铺放板短向轻质管部位的板底钢筋。为了保证各道肋梁刚度, 防止肋梁左**斜, 可预先隔1.5～2.0m 绑扎一道空心板的板面分布钢筋。
2.3预应力筋与轻质管铺放
2.3.1安放架立筋
按照施工图纸中预应力筋矢高的要求, 将架立筋安放就位并固定。为保证预应力钢筋的矢高准确、曲线顺滑, 在板中每隔2m 左右
范文五：双向筒芯简支预应力空心楼板静力试验
双向筒芯简支预应力空心楼板静力试验
12221 刘昭清 钱稼茹 赵作周 徐 焱 赵 雷
( )1. 西南交通大学 ,四川成都 610031; 2. 清华大学 ,北京 100084
摘要 : 为研究筒芯内模顺筒向与剪力传递方向一致的四边简支现浇预应力混凝土双向空心楼板在竖向荷载作用下
的性能 ,完成一块净跨为 8m ×8m 的试验板的静力加载破坏试验 。结果表明 ,试验板在板底中部出现弯曲裂缝 ,沿
板的对角线方向发展并形成塑性铰线 ,板为弯曲破坏 ; 实测开裂荷载大于规范计算值 ; 加载至荷载标准值时 ,实测
跨中最大竖向位移经考虑混凝土徐变影响后小于规范限值 ;加载至荷载设计值时 ,钢筋接近屈服 ; 钢筋屈服时施加
的荷载大于按弹性理论计算的荷载 ,预应力钢绞线接近条件屈服强度时施加的荷载大于按塑性理论计算的荷载 ;
试验结束时 ,板中心的位移达到板跨的 1 /63 ,施加的荷载为荷载设计值的 1. 81 倍 ;竖向位移 、板内钢筋应变及截面
抗弯刚度基本为中心对称即两个方向分别对于板的中线对称 。在试验的基础上提出如下设计建议 : 沿剪力传递方
向布置筒芯内模的四边简支双向空心楼板 ,内肋和组间肋可不配箍筋 ,可视为各向同性双向板 ,按弹性理论计算其
受弯承载力 ,按塑性理论计算其极限弯矩 ,按双向板计算截面抗弯刚度 。
关键词 : 现浇预应力混凝土简支双向空心楼板 ; 试验 ; 弯曲破坏 ; 弹性理论 ; 塑性理论
中图分类号 : TU375. 2 文献标识码 : A
( ) 文章编号 : 1000 2131X 201009 20040 209
S ta t ic te st of a s im p le suppor t pre2stre ssed con cre te ho llow
sla b w ith two2wa y tube f iller s
1 2 2 2 1 L iu Z haoqing Q ian J ia ru Z hao Z uozhou X u Yan Z hao L ei
( )1. Sou thwe st J iao tong U n ive rsity, Chengdu 610031 , Ch ina; 2. Tsinghua U n ive rsity, B e ijing 100084 , Ch ina A b stra c t: To study the m echan ica l behavio r of simp ly edge2suppo rted ca st2in2situ p re2stre ssed conc re te two2way ho llow slab s w ith tube fille rs a long the shea r tran sfe r d irec tion s, sta tic te st of a 8m ×8m slab wa s p e rfo rm ed unde r un ifo rm ly d istribu ted ve rtica l load s. The te st re su lts showed tha t the bend ing c rack s app ea red a t the bo ttom of the slab, exp anded a long the d iagona ls and even tua lly fo rm ed p la stic h inge line s, and the slab fa iled in bend ing. The m ea su red c rack load wa s la rge r than the ca lcu la tion. U nde r the standa rd load, tak ing in to accoun t the influence of c reep of conc re te, the m ea su red m axim um ve rtica l d isp lacem en t wa s le ss than the code lim it va lue. U nde r the de sign load, the re info rcem en t d id no t yie ld. A s the p re2stre ssed strand s app roached the cond itiona l yie ld strength, the app lied load wa s la rge r than the load ca lcu la ted from the p la stic theo ry. In the end of the te st, the m axim um ve rtica l d isp lacem en t reached 1 /63 of the sp an of the slab, the app lied load wa s 1. 81 tim e s of the de sign va lue. The ve rtica l d isp lacem en t, the stra in of re info rcem en t and the sec tiona l bend ing stiffne ss we re, re sp ec tive ly, ba sica lly cen tra lly symm e tric and symm e trica l w ith re sp ec t to the cen te r line of the slab in bo th d irec tion s. It is recomm ended tha t fo r simp ly edge2suppo rted two2way ho llow slab s w ith tube fille rs a long the shea r tran sfe r d irec tion s, stirrup s a re no t nece ssa ry in the rib s, the slab can be con side red a s an iso trop ic two2way slab, its bend ing strength and u ltim a te strength can be ca lcu la ted by u sing e la stic theo ry and p la stic theo ry, re sp ec tive ly, and its sec tiona l bend ing stiffne ss can be ca lcu la ted by two2way slab theo ry. Keyword s: simp ly edge2suppo rted ca st2in2situ p re2stre ssed conc re te two2way ho llow slab; te st; bend ing fa ilu re; e la stic theo ry; p la stic theo ry
E2m a il: q ian jr@ tsinghua. edu. cn
()浇钢筋 预应力 混凝土空心板 ,是近年来国内外发展 引 言 起来的房屋建筑采用的一种新型楼 盖 结构 。空心 楼
板内布设永久性轻 质材 料 制作 的筒 芯 内模 的现 盖具有比较突出的优点 :跨度大 ,可达 8,15m ,不但适
用于大柱网 、大开间的公共建筑 , 也适 用于 需 要灵 活
划分房间的住宅建筑 ; 重量轻 , 在保证 刚度 和 承载 力 作者简介 : 刘昭清 ,博士研究生
收稿日期 : 2009 203 203 的前提下 ,比常规预应力混凝土楼盖减轻自重达 30 %
第 43卷 第 9刘昭清等 双?向筒芯简支预应力空心楼板静力试验 ? 41 ? 期
左右 ;空心楼板厚仅为跨度的 1 /30 ,1 /40 , 可以降低
层高或增大楼层净空 ; 板内筒芯内模 排 列均 匀 , 使楼
盖开洞改造变得方便 ,增加了结构对未来不同使用功 能的适应性 。
目前 ,工程中的空心楼盖采用沿一个方向布置筒
芯内模的方式 , 顺筒向和横筒向的截 面 刚度 有差 异 ,
[ 1 22 ] 实质上是正交 异 性板 。在竖 向均 布 荷载 作用 下 ,
单方向布置内模的双向空心楼盖的内力计算比 较复
杂 。文献 [ 3 ]提出了“正交异性矩形网格板法 ”,当矩 [ 6]图 1 双向空心楼板的筒芯内模双向布置方法 形网格划分较小时 , 计算精度比较高 , 但 对 于实 际工 F ig. 1 Two2wa y a rran gem en t of tube f iller s for 程而言 , 该方法过于理想化 。文献 [ 4 ]根据等刚度原 two2wa y ho llow sla bs 则提出了一种实用计算方法 ———综合刚度法 ,先按等 1 试验概述 刚度原则将空心板等效成两向正交实体梁系 ,然后再
1. 1 试件设计 用设计软件计算交叉梁系的内力和位移 ,并据此内力 试验空心板为边长 8480mm 的现浇预应力混凝土 来配置钢筋 。《现浇混凝土空心楼盖结构技术规程 》正方形双向板 ,板厚 200mm。板的四边简支在 240mm [ 5 ]CECS 175: 2004规定 , 边支 承 空心 楼板 可 按单 向板 厚的砖墙上 ,砖墙高 1100mm ,板净跨 8m ×8m。轻质 和双向板计算 , 柱支承空心楼板可按 拟 梁法 、直 接设 棒状 筒 芯 内 模 的 尺 寸 为 210mm ×100mm ×1000mm
() 宽 ×高 ×长 ,每米宽布置 4 个内模为一组 , 组内相 邻 计法和等代框架法进行计算 。此外 , CECS 175: 2004
内模的间距即内肋宽度为 53. 3mm , 组与组之间组 间还规定 ,单方向布置筒芯内模的不配置受力箍筋的边 肋的宽度为 100mm。按双向受力模式布置筒芯内 支承空心楼板 ,混凝土部分的受剪承载力的计算系数 模 ,即从板的四角作一条与边线成 45 ?的对角线 ,将板 顺筒方向为 1. 3 ,横筒方向为 0. 6 ,即顺筒向和横筒向 划分为 4个区域 ,每个区域内筒芯内模的长向与板中
( )剪力的传递方向一致 。图 2 a 为试验板的平面尺寸 混凝土部分的受剪承载力相差比较大 。
( )和筒芯内模的布置图 ,图 2 b为试验板筒芯内模布置 为了改善双向空心板的整体受力性能 , 文献 [ 6 ]照片 。 提出 ,将棒状筒芯内模按剪力传递方向分区域在板内
双向布置 ,筒芯内模的顺筒向与剪力 传 递方 向一 致 ;
若干 个 筒 芯 为 一 组 , 在 组 内 , 筒 芯 之 间 相 距 40 ,
试验板的顶面和底面均配置 10 @ 200 双向钢筋 100mm ,形成内肋 ;筒芯组与组之间形成组间肋 ,宽度
网片 ,采用 HRB 335 级热轧变形钢筋 。混凝土设计强 为 50 ,300mm , 组间肋将相对应的 2 条边支座相连 ,
度等级为 C40。为了控制试验板的裂缝 ,在筒芯内模 不同组间肋相互平行或者相互垂直 ; 内肋和组间肋中
组与组之间 100mm 宽的肋中配置一束 1860M Pa 级低 可不配置箍筋 ; 可以在组间肋内配置 预 应力 筋 , 提高 s 松弛 < 15.="" 2="" 无黏结预应力钢绞线="" ,双向布置="" ,呈曲线="" ,="" 板的抗裂性能="" 。图="" 1所示为文献="" [="" 6="" ]提出双向空心板="">
两端位于板厚的中心线位置 , X 方向钢绞线在板跨中 筒芯内模的布置方法 。筒芯内模双 向布 置 从根 本上
解决了双向板按单向布置筒芯内模造成的两个 方向
刚度差异的问题和混凝土受剪承载力不同的问题 ,提
高了空心楼板的承载效率 ; 采用棒状 筒 芯内 模 , 肋内
不需要配置箍筋 , 简化了施工工艺 ; 可以 将 空心 板视
为普通双向板 ,根据板四边的支承条件和竖向荷载的
大小 ,按弹性双向板查表计算内力 ,简化了设计计算 。
为了研究棒状筒芯 内模 双 向布 置的 四 边简 支现
浇预应力混凝土双向空心楼板在竖向荷载作用 下的
受力性能 ,本文完成了一块净跨为 8m ×8m 的空心楼
板试件的静力加载试验 ,实测了试验板在竖向荷载作
用下 钢 筋 与 混 凝 土 的 应 变 、预 应 力 钢 绞 线 的 应 力 增
量 、板的竖向位移等 , 观察了板的裂 缝分 布 与破 坏过
程 。根据试验结果 ,提出了设计建议 。
? 1994-2015 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net
? 42 ? 土 木 工 程 学 报 2010年
采用平衡荷载法计算得到张拉预应力使板底中心 位
置的反拱值为 1. 04mm。
1. 2 材料强度 试验前实测了试验板 的 普通 钢筋 和
混 凝 土的 强
度 : 10钢筋的屈服强度 f为 355M Pa,抗拉强度 f为 y u
523M Pa;由边长 150mm 混凝土立方块试件 ,测得混凝
土的立方体抗压强度为 47. 8M Pa,满足设计要求 。预
应力钢绞 线 的 强 度 值 按《混 凝 土 结 构 设 计 规 范 》GB
[ 7 ] 50010 —2002确定 。
1. 3 加载系统与加载制度 图 2 现浇预应力混凝土双向空心楼板试件
( ) 图 4 a所示为试验加载系统平面示意图 。采用F ig. 2 Ca st2in 2s itu pre2stres sed con cre te
4个液压千斤顶施加竖向力 ,每个千斤顶施加的力通 two2wa y ho llow sla b spec im en 过两级分配梁转换为 4 点荷载作用在试验板的顶面 , 的矢高为 60mm , Y 方向的钢绞线位于 X 方向钢绞线 共 16 个加载点 , 各加载点设置了一块厚 30mm、边长 的上方 ,跨中矢高为 40mm。内肋和组间肋内均不配 300mm ×300mm 的钢板 ,以防止试验板混凝土局部破 箍筋 。试验板配筋及剖面如图 3所示 。 ( )坏 。图 4 b为试验现场照片 。
图 3 试验板配筋平面图及剖面图
F ig. 3 Re in forcem en t a rran gem en t of the te st sla b
板底中心位置的初始起拱为 20mm。混凝土强度
达到设计要求后张拉预应力 , 采用一 端 锚固 、一 端张 图 4 加载系统图与试验现场照片
F ig. 4 L oa d ing sys tem an d pho togra ph of the te st se t2up 拉的方式施加 。实测 X 向的 5 根钢绞线张拉控制应
力平均值为 1226M Pa; Y 向的 5 根钢绞线实测张拉控
加载装置中的 8 根丝杠需在楼板试件中穿孔 ,孔 制应力平均值为 1247M Pa; 3 d 后拆除试验板底模 , 测
( ) 洞的位 置 如 图 4 a 所 示 的 丝 杠 位 置 , 孔 直 径 均 为得 X向钢 绞线预应力平均值为 1204M Pa; Y 向钢绞线
预应力平均值为 1226M Pa; 试验前测得 X 向有效应力140mm。孔洞直径远远小于试验板的边长 ,且孔洞均
( 在筒芯 内 模 位 置 , 未 影 响 内 肋 和 组 间 肋 参 见 图 2 平均值为 1198M Pa, Y向有效应力平均值为 1220M Pa。
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第 43卷 第 9刘昭清等 双?向筒芯简支预应力空心楼板静力试验 ? 43 ? 期
( ) ) b,可以认为孔洞对试验板的受力性能没有影响 。 尺寸 、实配钢筋和实配预应力钢绞 线 、材料 强度 实 测
采用逐级单调 加 载 的 方 式 施 加 竖 向 荷 载 。分 五 ,按 GB 50010 —2002 的规定 ,分别计算试验板钢 值等
级施加 ,分别为开裂 荷载 、荷 载标 准 值 、荷载 设计 值 、 筋屈服 、预应力钢绞线达到强度设计值 1320M Pa时的 普通钢筋屈服荷载和极限荷载 。荷 载标 准 值和 荷载 截面受弯承载力 , 以及钢筋屈服 、预应 力钢 绞 线达 到 设计值根据实际工程中可能作用在空心楼盖上 的荷 条件屈服强度 1581M Pa时的截面极限弯矩 ; 将试验板 [ 8 ] 载 、《建筑结构荷载规范 》GB 50009 —2001的规定确 视为单跨 、四边简支的双向板 ,按弹性理论计算 ,跨中
2 ()定 ,即 :板自重 包括筒芯自重 为 3. 59 kN /m,地面做 单位板宽的弯矩达到截面受弯承载力时对应的均 布
2 法等重量取为 2. 50 kN /m,两者相加得到板的恒载标 荷载 ,即为普通钢筋屈服荷载 ; 按塑性理论计算 ,塑性
2 2 准值为 6. 09 kN /m,活荷载标准值取为 3. 50 kN /m,永 铰线单位板宽达到极限弯矩 ,即为极限荷载 。 久荷载的分项系数取 1. 35 ,活荷载的分项系数取 1. 4、 按上述方法计算确定 的 各加 载控 制点 的 荷载 理 组合值系数取 0. 7。开裂荷载按 GB 50010 —2002 二 论值列于表 1。试验板的自重与加载设备的附加重量
2 级裂缝控制等级要求计算确定 ,为荷载标准值减预应 总计约 3. 98 kN /m,试验中实际施加的荷载应为理论
2 2 力平衡荷载 1. 92 kN /m。普通钢筋屈服荷载和极限 荷载值减去 3. 98 kN /m。试验时各加载控制点的实际 荷载按下述方法计算确定 : 根据面积 相 等 、惯性 矩相 施加的荷载值也列于表 1。每级荷载达到控制荷载值 等的原则将筒芯折算为等效的矩形截面 ,将试验板简 后持荷 30m in,待楼板变形稳定后继续加载 。加载速 2 化为等效工字型截面四边简支双向板 ; 根据试验板的 度控制在每分钟约 1. 0 kN /m。
表 1 加载控制点的荷载值 2kN /mm Ta b le 1 L oa d in g va lue s of referen ce po in ts
项目 开裂荷载 荷载标准值 荷载设计值 钢筋屈服荷载 极限荷载
2 理论荷载值 (包括附加重量 3. 98 kN /m) 7. 67 9. 59 11. 65 14. 39 19. 68
实际施加荷载值 3. 69 5. 71 7. 77 10. 41 15. 70
1. 4 试验量测
用力传感器量测施加的竖向荷载的大小 ; 用电子
() 位移计量测竖向位移 ,共布置了 19 个位移计 图 5 ;
在钢绞线张拉端布置力传感器 ,用于监测张拉控制应
力 、拆除底模时的钢绞线的拉力 、试 验前 的 有效 拉力
以及加载过程中拉力的变化 ,共布置了 10个压力传感
器 ,具体位置见图 6;在板顶面和底面分布钢筋上预埋
了 64片应变片 ,其中板的面筋布置了 26片 ,板的底
筋 布置了 38 片 ,位置见图 7; 板底跨中附近的混凝土
上 粘贴了 38片应变片 ,量测混凝土的应变 。试验数
据由 IM P计算机数据采集系统自动采集与存储 。试
验前 , 用石灰水溶液均匀涂刷在试验板板底表面 ,并
在板底 表面划分 200mm ×200mm 的方形栅格 ; 试验图 5 位移计布置图 中 , 施加 每级荷载后 , 肉眼观察并描绘混凝土 裂 缝 ;
F ig. 5 L oca t ion s of d ispl a cem en t tran sducer s 试验 结束 后 ,用方格纸按比例描绘裂缝分布情况 。
- 6 100 ×10 。试 验 板 的 自 重 与 加 载 设 备 的 重 量 为 为
2 3. 98 kN /m, 可 以 认 为 产 生 的 板 底 最 大 拉 应 变 也 是 - 6 100 ×10 。因此 ,板底混凝土开裂时混凝土的最大拉 2 试验结果及分析 - 6 应变约为 200 ×10 ,与文献 [ 9 ]试验实测混凝土开裂
拉应变值接近 。板的第一批裂缝主要 出现 在 板底 中 2. 1 试验现象 部 。随着竖向荷载的增加 ,裂缝沿板的对角线方向扩
开裂前试验板处于弹性工作状态 ,竖向荷载 2位移 展 ,与钢筋混凝土实心正方形四边简支板的裂缝形态 [ 10 ] 2基本相同 。 关系接近 线性 。当板 面 等效 均布 荷 载 达 3. 95 kN /m
时 ,板底中部混凝土开裂 ,板底混凝土实测最大拉应变
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? 44 ? 土 木 工 程 学 报 2010年
向位移为 20. 62mm ,板自重与加载分配梁等附加重量 引起的竖向位移计算值约 6. 10mm , 考虑长期荷载作 用下混凝土的徐变等影响 ,取混凝土徐变系数为 2. 0 ,
扣除 板 的 初 始 起 拱 20mm 和 预 应 力 反 拱 值 2. 08mm () 取计 算 值 的 2 倍 , 板 的 最 大 竖 向 位 移 可 能 达 到
31. 36mm ,小于 GB 50010 —2002 规定的楼板位移限值
( ) 32mm l /250 ,试验板的抗弯刚度满足规范要求 。试
2 验板的 活 荷 载 按 3. 5 kN /m考 虑 , 大 于 GB 50009 — 2001规定的办公楼与住宅的活荷载标准值 ,实际竖向 位移将小于试验值 。 2 加载至荷载设计值 11. 65 kN /m时 , 钢筋的实测
- 6 拉应变小于其屈服应变 1775 ×10 ,试验板尚未达到 屈服 。此时 ,板顶 钢筋 实 测的 最大 压应 变 为 - 100 × - 6 - 6 ( ) 10 ,考虑恒载产生的初始压应 变 - 32 ×10 , 根据平截面假定 ,对应板顶钢筋最大压应变处截面的混
( 凝土最大压应变远小于混凝土的极限压应变 - 3300 - 6 ) ×10 。
2 加载至钢筋屈服荷载 14. 39 kN /m时 , 钢筋的实
- 6 测最大拉应变为 1728 ×10 ,略小于其屈服应变 。加
2 载至 16. 28 kN /m时 , 板底跨中钢筋的最大拉应变达到其屈服应变 。此后 , 随 着荷 载增 大 , 板底 裂 缝沿 对 角线方向发展并加宽 ,形成 X形裂缝 。
2 加载至 21. 13 kN /m时 , 监测显示 1 号预应力钢
()绞线 位置见图 6 张拉端的拉应力值已接近其极限强
度 1860M Pa,停止加载 ,试验结束 。
试验结束时 ,板面中心下凹 ,呈碗形 ,板底裂缝分
() 布呈 X形 图 8 ,沿对角线形成塑性铰线 ,说明达到极
限承载力时 , 试验板的破坏形态与 实 心双 向板 类似 ,
[ 10 ] 属双向弯曲破坏 ,且未发生剪切破坏 ,加载板位置 也没有发生局部冲切破坏 。
图 8 板底裂缝分布图
F ig. 8 C ra ck pa ttern a t the bo ttom of the te st sla b
2 9. 59 kN /m(包括试验板自重 加载至荷载标准值 试验板的 四边 简 支在 砖墙 上 , 随 着荷 载的 增大 ,
) 与加载设备的重量 ,下同 时 ,板底中心位置的实测竖 () 板跨中下凹 ,四角翘起 ,局部与砖墙脱开 图 9 ,增大
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第 43卷 第 9刘昭清等 双?向筒芯简支预应力空心楼板静力试验 ? 45 ? 期
了试验板的竖向位移 。实际工程中 ,板的周边与梁连 成整体或在其上还有墙 , 周边受到约 束 , 板 角部 不会 上翘 ,位移应比试验值小 。
图 9 试验板角部翘起 F ig. 9 T ilt ing of the te st sla b a t the corne r 2. 2 竖向荷载 2位移关系
图 10、图 11 所示为试验板部分测点的竖向荷载 2
(位移关系曲线 图中曲线的编号为位移计的编号 , 见
2 ) 图 5 。板上附加均布荷载小于 3. 95 kN /m时 ,各测点 的竖 向 位 移 与 荷 载 基 本 呈 线 性 关 系 , 板 处 于 弹 性 状
2 态 ;附加均布荷载达到 3. 95 kN /m时 ,板底出现裂缝 , 抗弯刚度下降 ,竖向荷载 2位移曲线出现明显的拐点 。 此后 ,板 的 位 移 随 着 荷 载 的 增 大 快 速 增 加 。加 载 至 2 21. 13 kN /m时 ,试验结束 ,板跨中的最大竖向位移为126. 01mm , 约 为 其 跨 度 的 1 /63 , 试 验 板 的 变 形 能 力大 。
图 12、图 13 为试验板在开裂荷载 、荷载标准值 、 钢筋屈服前和试验结束时 , X、Y 向跨中截面各测点的
竖向位移 。由图 12、图 13可见 ,板中央的竖向位移最
大 ,关于板中心线对称位置的竖向位移基本相同 。
图 14 为试验板 1 /4 跨度处布置的 1、3、12 和 15
() 号位移计 位移计编号见图 5 的竖向位移值比较 , 4个
位移计位于对角线上 ,中心对称布置 。在同一级荷载
作用下 , 4 个测点的位移基本相同 。图 15 为沿试验板
对角线各测点的竖向位移 。由图 14、图 15 可见 ,板对 图 10 荷载 2对角线测点竖向位移曲线
称位置处的竖向位移基本相同 ,表明试验板 X、Y 两个 F ig. 10 L oa d2d isp la cem en t rel a t ion sh ip curves of
the m ea sur in g po in ts a lon g d iag ona l of the tes t sla b 方向的刚度接近 。
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? 46 ? 土 木 工 程 学 报 2010年
( b)钢筋屈服前
图 16 X、Y向跨中截面各测点钢筋应变
F ig. 16 Re in forcem en t stra in s of m ea sur in g po in ts
a t m id2span in X an d Y d irec t ion s
(图 17、图 18 为荷载 2钢筋应变关 系 曲线 曲线 的
) 编号为钢筋应变片的编号 ,见图 7 。由图可见 ,试验
板对称位置处的钢筋应变大小相近 ,说明对称位置处
板的受力状态基本相同 。
2. 3 钢筋应变
( ) 16 b 分别为加载至荷载标准值时 ( ) 图 16 a、图2 和加载至钢筋屈服前 ( 14. 39 kN /m) , X、Y 方向板跨中
截面底部钢筋应变实测值 。由图 16可见 ,两个方向钢
筋应变分布规律相同 , 均为跨中拉应 变 最大 , 并 随着
与跨中距离的增加而减小 ,靠近支座处钢筋的应变很
小 ,接近于零 ;且同一测点的两个方向应变值相近 。
2. 4 预应力钢绞线应力增量
预应力钢绞线张拉端 的 实测 应力 增量 与荷 载 的? 1994-2015 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net
第 43卷 第 9刘昭清等 双?向筒芯简支预应力空心楼板静力试验 ? 47 ? 期
(关系如图 19 所示 图中曲线的编号为钢绞线压力传
) 感器的编号 ,见图 6 。混凝土开裂前 ,钢绞线的应力 3 受弯承载力
基本保持稳定 , 增量 很小 。混凝 土 开裂 后 , 受拉 区混 凝土逐渐退出工作 ,截面中拉应力主要由拉区的钢筋 如表 1所示 ,按实配 ,试验板开裂 、采用弹性理论计 和钢绞线承担 ,钢绞线的拉力快速增加 。从混凝土开 算跨中截面受弯承载力 、采用塑性理论计算沿塑性铰线 2 裂直至试验结束 , 钢绞线的应力增量 保 持线 性增 长 , 达到极 限 弯 矩 , 对 应 的 均 布 荷 载 分 别 为 7. 67kN /m、 22 荷载 2钢绞线应力增量之间基本呈线性关系 。板中不 14. 39kN /m和 19. 68kN /m。
同位置处的钢绞线的应力增量不同 ,靠近跨中位置的 由试验实测 ,加上板的自重和加载设备的附加重 2 钢绞线的应力增量大 。到最大荷载时 ,跨中附近钢绞 量 ,板的开裂荷载为 7. 93 kN /m,略大于计算值 ; 跨中 - 6 () 钢筋屈 服 应 变 达 到 1750 ×10 时 的 竖 向 荷 载 为线的应力增量最大值约 300M Pa; 考虑初始有效拉力 ,
2 部分预应力钢绞线张拉端的应力值已达到条件 屈服 16. 28 kN /m,大于弹性理论计算值 ; 试验结束时 ,预应 2 强度 1581M Pa。 力钢绞线张拉端的实测应力平均值为 1429N /mm,低于
2 ( ) ( )由图 19 a、图 19 b 可见 , Y 方向钢绞线的应力 条件屈服强度 ,竖向荷载为 21. 13kN /m,大于塑性理论
2增量高于 X 方向 。由于试验板的预应力钢绞线布置 计算值 ;作用在板上的总荷载已达到板自重 3. 59 kN /m 2 的 5. 89倍 、荷载设计值 11. 65kN /m的 1. 81呈曲线形 , Y 方向钢绞线的矢高小于 X 方向 ,在相同位
倍 。移变形的条件下 , Y 方向的钢绞线产生较大的应力增
量 。对试验结果统计表明 , X 方向钢绞线的应力增量 4 抗弯刚度
平均值为 191M Pa, Y 方向钢绞线的应力增量平均值为
( ) ( ) ()ε197M Pa。此外 ,图 19 a、图 19 b 均表明 ,试验板对由试验板 图 2 同一位置实测顶面钢筋应变 ′ s称位置处的钢绞线应力增量差值不超过 20 % ,试验板 ε和底面钢筋应变 ,可按下式计算应变片所在位置的 s
的受力状态近似于各向同性的双向板 。 ρ曲率 1 /:
εε′+ 1 s s =( )1 ρ h - a ′ 0 s
式中 : h为截面有效高度 , a ′为顶面钢筋中心线至顶 0 s
面的距离 。根据材料力学 ,可计算得到应变片所在位
置截面的抗弯刚度 B : s
M ( )=2 B s1 /ρ
2 式中 : M 为截面弯矩 。取外荷载为 3. 67 kN /m(开裂
)前 时的实测钢筋应变 ,计算所在截面的抗弯刚度 ,结
果见表 2。表中的应变片编号见图 7 ,其中 723号应变
片与 713 号应变片所在截面 、731 号应变片与 741 号
应变片所在截面都是关于板对角线对称 , 712 号应变
片与 1013 号应变片所在截面是关于板中心对称 。由
表 2可见 ,试验板 X、Y两向的对称位置处的实测抗
弯
刚度接近 。工程设计中可按各向同性 的双 向 板进 行
变形验算 。
5 结论和建议
5. 1 结论
通过一块净跨为 8. 0m ×8. 0m 的四边简支 、沿剪
图 19 荷载 2预应力钢绞线应力增量关系曲线 力传递方向布置筒芯内膜的预应力混凝土双向空 心 F ig. 19 C urve s of loa d2stres s in crem en t of the stran d s 楼板在竖向荷载作用下的静力试验 ,得到以下结论 : ? 1994-2015 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net
? 48 ? 土 木 工 程 学 报 2010年
表 2 空心试验板抗弯刚度
Ta b le 2 The sec t iona l ben d in g st iffne ss of the te st sla b
X 向 Y向 下层钢筋 上层钢筋 下层钢筋 上层钢筋 B B ss应变值 应变值 应变值 应变值 2 2 (N ?mm) (N ?mm) 应变片编号 应变片编号 应变片编号 应变片编号 - 6 - 6 - 6 - 6 ( ×10 ) ( ×10 ) ( ×10 ) ( ×10 ) 1313723 43 312 - 11 713 17 222 - 16 3. 64 ×10 4. 23 ×10 13133. 96 ×10 3. 50 ×10 712 68 122 - 21 1013 79 521 - 18 1313 3. 03 ×10 3. 87 ×10 731 7 411 1 741 - 10 421 15
( ) 1 板底沿对角线出现受弯裂缝和塑性铰线 ,为 参 考 文 献 弯曲破坏 ,未发生剪切破坏 。
( )[ 1 ] 张瀑 ,鲁兆红 . 现浇双向空心楼板性能试验研究 [ J ]. 四 2 实测开裂荷载略大于计算开裂荷载 ,板底开裂 ( ) 川建筑 , 2005 , 25 5 : 92293 后 ,竖向荷载 2位移曲线出现明显的拐点 ,板的刚度降低 。 A jduk iew icz A B , Kliszczew icz A T. Exp e rmi en ta l ana lysis [ 2 ] ( )3 加载至荷载标准值时 ,考虑长期荷载作用下 of lim it sta te s in a six2p ane l waffle fla t2p la te struc tu re [ J ]. 混凝土的徐变等影响 ,跨中最大竖向位移小于规范限 ( ) AC I Jou rna l, 1986, 83 6: 9092915 值 ,试验板的刚度满足规范要求 ; 试验结束时 ,板跨中 马克俭 , 张汉平 , 张华刚 , 等 . 现浇混凝土类椭圆单向 [ 3 ] ( ) 空心板柱结构的研究与应用 [ J ]. 工业建筑 , 2001 , S: 竖向位移达跨度的 1 /63 ,试验板的变形能力大 。
91297 ( )4 加载至荷载设计值时 ,钢筋尚未屈服 ,预应力 马克俭 ,郑涛 ,张华刚 ,等 . 钢丝网水泥管现浇混凝土空 钢绞线尚未达到强度设计值 , 承载力 满 足规 范要 求 ; [ 4 ] ( ) 心板柱结构的实用分析法 [ J ]. 空间结构 , 2002, 8 3 : 试验结束时 ,预应力钢绞线张拉端的平均应力小于其 (14221 M a Ke jian, Zheng Tao, Zhang H uagang, e t a l. A 条件屈服强度 ,作用在板上的荷载为设计值的 1. 81倍 。 p rac tica l m e thod fo r ana lysis of stee l w ire2ne t cem en t p ip e
( )5 钢筋屈服时的实测荷载大于按弹性理论计算 ho llow p la te2co lum n struc tu re [ J ]. Sp a tia l Struc tu re s, 的荷载 ,预应力钢绞线达到条件屈服强度时的实测荷 ( ) ( ) )2002 , 8 3 : 14221 in Ch ine se
CECS 175—2004 现 浇 混 凝 土 空 心 楼 盖 结 构 技 术 规 程 载大于按塑性理论计算的荷载 。 ( [ S ]. 北 京 : 中 国 计 划 出 版 社 , 2004 CECS 175—2004 [ 5 ] ( ) 6 X、Y两个方向关于板中心线对称位置的实测位 Techn ica l sp ec ifica tion fo r ca st2in2situ conc re te ho llow floo r 移基本相同 ,表明板两个方向的抗弯刚度相同 ;由关于板 ( struc tu re [ S ]. B e ijing: Ch ina P lann ing P re ss, 2004 in 中心线对称位置实测钢筋应变计算得到的抗弯刚度接 ) )Ch ine se
近 ,进一步说明试验板两个方向的抗弯刚度相同 。 徐焱 . 一种布置永久性组合模件的空心板及其实施方
法 :中国 , CN200710123517. X [ P ]. 2007 ( ) 7 X、Y 两个方向关于板中心线对称位置的钢筋[ 6 ] GB 50009 —2001建筑结构荷载规范 [ S ]. 北京 : 中国建 应变大小接近 ,钢绞线应力增量差值不超过 20 % , 说 ( 筑工业出版社 , 2002 GB 50009 —2001 Load code fo r the 明对称位置处板的受力状态基本相同 。[ 7 ] de sign of bu ild ing struc tu re s [ S ]. B e ijing: Ch ina 5. 2 建议
对竖向均布荷载作 用下 四 边简 支的 预 应力 混凝 ( )A rch itec tu re & B u ild ing P re ss, 2002 in Ch ine se ) 土双向空心楼板 ,提出如下设计建议 :GB 50010 —2002混凝土结构设计规范 [ S ]. 北京 : 中国 [ 8 ] ( )1 分区域布置筒芯内模 ,区域内的同一组的筒 ( 建筑工业出版社 , 2002 GB 50010 —2002 Code fo r de sign 芯内膜长向与剪力传递方向一致 。 of conc re te struc tu re s [ S ]. B e ijing: Ch ina A rch itec tu re & ( )2 内模间的内肋和内模组与组之间的组间肋均 ( )B u ild ing P re ss, 2002 in Ch ine se ) 可不配置箍筋 。 [ 9 ] 过镇海 ,时旭东 . 钢筋混凝土原理和分析 [M ]. 北京 :清 华大学出版社 , 2003 ( )3 可按弹性理论查表计算板中心的弯矩 , 按现 Pa rk R , Gam be W L. 钢筋混凝土板 [M ]. 上海 :同济大 行《混凝土结构设计规范 》计算受弯承载力 。 [ 10 ] 学出版社 , 1992 ( ) 4 也可按塑性理论计算极限弯矩 。
刘昭清 ( 1974 - ) ,女 ,博士研究生 。主要从事现浇空心板性能研究 。
( ) 钱稼茹 1946 - ,男 ,教授 。主要从事结构抗震减震研究 。
( ) 赵作周 1967 - ,男 ,博士 ,副教授 。主要从事结构抗震研究 。
( ) 徐 焱 1967 - ,男 ,硕士 ,高级工程师 。主要从事预应力结构施工技术研究 。
( ) 赵 雷 1956 - ,男 ,博士 ,教授 。主要从事大跨度桥梁结构研究 。
? 1994-2015 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net
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