廖智強(qiáng)，倪家貴，俞大有，陳 俊，廖楨穎，陳甫亮

(1 筑友智造建設(shè)科技集團(tuán)有限公司， 長(zhǎng)沙 410000； 2 湘潭大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院， 湘潭 411105)

0 引言

在裝配式結(jié)構(gòu)工程中，樓板一般分為裝配式樓板(預(yù)制樓板拼接而成)和裝配整體式樓板(疊合樓板)。裝配式樓板雖具有裝配率高、施工速度快的優(yōu)點(diǎn)，但其整體性能及抗震性能不佳；疊合樓板由預(yù)制底板及后澆層疊合而成，減少現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)、縮短工期的同時(shí)也改善了結(jié)構(gòu)的整體性能及抗震性能。裝配式建筑是我國(guó)“十三五”規(guī)劃重點(diǎn)發(fā)展的建筑結(jié)構(gòu)體系，是現(xiàn)階段國(guó)家基本建設(shè)領(lǐng)域的重點(diǎn)發(fā)展方向之一[1-3]，同時(shí)也是我國(guó)“十四五”關(guān)于生態(tài)文明建設(shè)的重要手段，具有資源配置更合理，污染物排放量減少等優(yōu)點(diǎn)。隨著裝配式建筑普及，致力于裝配式建筑的結(jié)構(gòu)安全性能的研究十分緊迫。

近年來，學(xué)者們針對(duì)鋼筋混凝土疊合樓板已經(jīng)進(jìn)行了大量研究。對(duì)于整體疊合的疊合樓板，其拼縫處的傳力性能更佳、整體性更好，為此，徐天爽等[4]通過系統(tǒng)的試驗(yàn)分析，對(duì)整體式拼縫進(jìn)行了優(yōu)化，確定了最佳的錨固長(zhǎng)度、彎折角度、構(gòu)造配筋和后澆層厚度；葉獻(xiàn)國(guó)等[5]通過靜力加載試驗(yàn)對(duì)比現(xiàn)澆混凝土整體板及在跨中拼接的混凝土疊合板的受彎性能，并利用ANSYS軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果表明疊合板在拼接處采取配筋構(gòu)造措施以后，能夠保證通過拼縫有效地傳遞內(nèi)力；在文獻(xiàn)[4]的基礎(chǔ)上，劉運(yùn)林等[6]提出一種預(yù)制疊合板增強(qiáng)型拼縫連接方式，并通過對(duì)6個(gè)試件的靜載試驗(yàn)得到采用增強(qiáng)型整體式拼縫連接，可以提高疊合板的剛度及承載能力，并實(shí)現(xiàn)預(yù)制疊合板的雙向受力；武立偉等[7]為研究預(yù)制-現(xiàn)澆拼合樓板與現(xiàn)澆樓板在靜力荷載作用下的受力性能及破壞機(jī)理，對(duì)6個(gè)足尺的鋼筋混凝土樓板進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)表明預(yù)制-現(xiàn)澆拼合樓板與現(xiàn)澆樓板同樣具有良好的受力性能。對(duì)于密拼形式的疊合樓板，在其拼裝過程中，無需現(xiàn)場(chǎng)支設(shè)模板，縮短了施工工期、改善了施工環(huán)境，為此，余泳濤等[8]對(duì)單縫密拼鋼筋混凝土疊合板的破壞形態(tài)、剛度、裂縫和承載力進(jìn)行了研究，結(jié)果表明單縫密拼疊合板易在拼縫處發(fā)生沿疊合面的撕裂破壞，且其承載力和平均抗彎剛度低于整澆板；侯和濤等[9]采用足尺模型研究了疊合區(qū)預(yù)留長(zhǎng)度、端部連接鋼筋直徑、連接方式等因素對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板抗彎性能的影響，結(jié)果表明預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板的抗彎性能與疊合區(qū)預(yù)留長(zhǎng)度、端部連接鋼筋直徑關(guān)系不大，而與連接方式有關(guān)；惲燕春等[10]從拼縫處的構(gòu)造措施和受力機(jī)理來研究疊合樓板的拼縫受力性能，結(jié)果表明增加附加鋼筋的面積能夠提高密拼疊合樓板拼縫處的承載力和剛度，并且能夠有效限制拼縫處豎向和水平裂縫的開展；吳方伯等[11]提出一種在拼縫處設(shè)置抗裂鋼筋的新型拼縫構(gòu)造措施，通過靜力試驗(yàn)及有限元程序ABAQUS模擬計(jì)算，得到此新型構(gòu)造措施能有效抑制拼縫的開展、提高其承載能力的結(jié)論；章雪峰等[12-13]對(duì)四邊不出筋密拼連接疊合雙向板進(jìn)行了足尺試驗(yàn)及原位加載對(duì)比試驗(yàn)，結(jié)果表明采用拼縫構(gòu)造措施可實(shí)現(xiàn)拼縫附加鋼筋的可靠錨固，從而實(shí)現(xiàn)拼縫處力的有效傳遞，達(dá)到疊合板的整體抗彎剛度大于現(xiàn)澆板的目的。

上述研究中可以看到，通過在拼縫處采取合適的構(gòu)造措施，疊合樓板的受力性能得到了較大的改善，但整體疊合的疊合方式需要留置較長(zhǎng)的疊合區(qū)，現(xiàn)場(chǎng)拼裝過程中需要支設(shè)腳手架及模板；密拼連接的疊合板由于混凝土有效截面高度減小，鋼筋用量增加，從而導(dǎo)致樓板綜合造價(jià)較高。對(duì)此，本研究提出了一種新型預(yù)制整澆拼合樓板，該預(yù)制樓板中部區(qū)域全預(yù)制，邊緣區(qū)域留有槽口(圖1(a))，局部與梁、墻板進(jìn)行整澆，有效地減少了現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)，并且不需要預(yù)留疊合區(qū)、現(xiàn)場(chǎng)不需要支模，加快施工速度的同時(shí)也保證了板面平整度；且該新型拼合樓板鋼筋均未外伸，易加工、易脫模，工廠生產(chǎn)效率高；相較于在梁上簡(jiǎn)支傳統(tǒng)樓板，該新型樓板與梁在樓板負(fù)彎矩區(qū)段進(jìn)行現(xiàn)澆，從而整體性能更佳。

圖1 拼合樓板預(yù)制板配筋圖

為研究該新型預(yù)制整澆拼合樓板的力學(xué)性能，本試驗(yàn)通過對(duì)8個(gè)試件進(jìn)行靜力加載試驗(yàn)來研究其破壞形態(tài)、受彎性能及短期剛度。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)，本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)并制作了8塊實(shí)際結(jié)構(gòu)工程中梁上拼縫部位的鋼筋混凝土樓板，其中預(yù)制整澆拼合樓板(簡(jiǎn)稱拼合樓板)試件6個(gè)(PHB-1～PHB-7，注：由于試件PHB-5制作缺陷，本文不作討論)，現(xiàn)澆樓板試件2個(gè)(XJB-1～XJB-2)。各樓板的長(zhǎng)×寬尺寸為2 600mm×1 050mm，板厚為設(shè)計(jì)的對(duì)比參數(shù)，其他基本構(gòu)造參數(shù)如表1所示。在樓板底部的正中設(shè)計(jì)一個(gè)截面尺寸為200mm×150mm×1 050mm的預(yù)制混凝土梁，以此來代表實(shí)際結(jié)構(gòu)工程中的框架梁。各試件制作均采用強(qiáng)度等級(jí)C30混凝土。

拼合樓板預(yù)制部分的板配筋如圖1所示，正彎矩鋼筋以U形箍筋形式延伸至梁的邊緣，以實(shí)現(xiàn)預(yù)制板與現(xiàn)澆帶的錨固，負(fù)彎矩鋼筋在預(yù)制板內(nèi)通長(zhǎng)布置。預(yù)制樓板留有槽口的一端與預(yù)制梁搭接15mm(圖2)，然后在疊合區(qū)域分別配置不同形式的環(huán)向箍筋(圖3)，用來將預(yù)制板和預(yù)制梁連接成一個(gè)整體(圖4)，并傳遞各預(yù)制構(gòu)件之間的應(yīng)力。考慮到建筑后期水電管線的安裝，本試驗(yàn)將PVC管作為走線管預(yù)埋在拼合樓板疊合區(qū)域的箍筋內(nèi)部，如圖2所示?，F(xiàn)澆樓板的配筋如圖5所示，正負(fù)彎矩鋼筋均在板內(nèi)通長(zhǎng)布置。

圖2 拼合樓板預(yù)制部分搭接圖

圖3 疊合區(qū)域箍筋圖

圖4 拼合樓板現(xiàn)澆區(qū)域鋼筋搭接圖

圖5 現(xiàn)澆樓板配筋圖

1.2 加載設(shè)備及加載制度

試驗(yàn)采用湘潭大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室內(nèi)單通道靜力平面加載試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行加載，該加載試驗(yàn)系統(tǒng)可采用荷載控制與位移控制兩種方式加載。助動(dòng)器最大加載力值為1 000kN，行程值為±250mm。

板的支撐方式為簡(jiǎn)支，支座中心距離為2 400mm，采用跨中集中荷載的方式進(jìn)行加載。為更好地模擬實(shí)際工程中樓板板端為負(fù)彎矩的受力情況，試驗(yàn)時(shí)將試件整體上下翻轉(zhuǎn)180°，預(yù)制混凝土梁在板的上方(圖6)。試驗(yàn)加載過程中，試件跨中的下部鋼筋(即板面鋼筋)處于受拉狀態(tài)，試件跨中的上部鋼筋(即板底鋼筋)處于受壓狀態(tài)，與實(shí)際工程中的樓板鋼筋受力狀態(tài)一致。

圖6 試驗(yàn)布置圖

試驗(yàn)過程中每個(gè)試件的加載設(shè)計(jì)嚴(yán)格按照《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)的加載方法執(zhí)行，加載分為預(yù)加載和正式加載。

1.2.1 預(yù)加載階段

加載控制方式：荷載控制。具體加載過程為：0kN→5kN→1kN→5kN→1kN→5kN→1kN→5kN→1kN→5kN→1kN，加載速度為2kN/min。

1.2.2 正式加載階段

加載控制方式：位移控制。具體加載過程見表2。試驗(yàn)過程中，每級(jí)加載結(jié)束后靜載1～2min，以觀察試驗(yàn)現(xiàn)象。

正式加載階段的加載制度 表2

在試驗(yàn)過程中，加載試驗(yàn)系統(tǒng)會(huì)自動(dòng)實(shí)時(shí)繪制作動(dòng)器的荷載-位移曲線，并記錄加載過程中出現(xiàn)的最大荷載值，對(duì)各試件均加載至荷載降至極限承載力的85%以下才停止試驗(yàn)。

1.3 測(cè)量方案

為便于荷載與測(cè)點(diǎn)的準(zhǔn)確定位、記錄裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展過程以及描述試件的破壞形態(tài)，對(duì)混凝土表面進(jìn)行刷白和分區(qū)劃分。

1.3.1 撓度測(cè)量方案

為測(cè)量試件各關(guān)鍵點(diǎn)的位移，本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了5個(gè)位移測(cè)點(diǎn)(圖6(a))，從東至西依次編號(hào)為1～5，每個(gè)測(cè)點(diǎn)沿平行于試件短邊方向并排緊挨布置兩個(gè)推桿式位移計(jì)，分別記為A，B，總共10個(gè)推桿式位移計(jì)，位移計(jì)均安裝在獨(dú)立的鋼梁或者支架上，測(cè)量試件特定位置與地面的相對(duì)位移。根據(jù)各測(cè)點(diǎn)處有可能發(fā)生的位移大小，合理布置了不同大小量程的位移計(jì)，其中支座處的1，5號(hào)點(diǎn)為50mm量程的位移計(jì)，1/3跨度處的2，4號(hào)點(diǎn)為100mm量程的位移計(jì)，跨中的3號(hào)點(diǎn)為200mm量程的位移計(jì)。

1.3.2 應(yīng)變片布置方案

對(duì)于拼合樓板，在其疊合區(qū)域的南北某一側(cè)的4排縱向受力鋼筋上布置應(yīng)變片，分別記為A，B，C，D，如圖4所示。所有應(yīng)變片均布置在預(yù)制梁兩側(cè)以及拼合樓板新舊混凝土的拼縫處，以最邊緣的即編號(hào)為A的縱向受力鋼筋為例，在U形箍筋上布置4個(gè)應(yīng)變片，從左至右依次記為UA1～UA4(圖2)；在每根環(huán)向箍筋上布置8(或10)個(gè)應(yīng)變片，依次記為HA1～HA8(HA10)，具體位置見圖3。

對(duì)于現(xiàn)澆樓板，在其上、下兩層鋼筋網(wǎng)的南北某一側(cè)的4根縱向受力鋼筋上布置4個(gè)東西對(duì)稱的應(yīng)變片，以測(cè)量正負(fù)彎矩鋼筋在跨中以及1/3跨度處的鋼筋應(yīng)變，具體布置方式見圖5。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

2.1.1 拼合樓板

在試驗(yàn)過程中，拼合樓板各試件均加載至10.5kN左右時(shí)，在其拼縫處出現(xiàn)首條裂縫，且此裂縫在加載后期均有沿拼合面發(fā)展的趨勢(shì)；在各板的跨中撓度達(dá)到跨度的1/50(即48mm)之前，各板均未出現(xiàn)鋼筋斷裂聲；除試件PHB-4外，其余各試件在加載后期其受拉區(qū)鋼筋均發(fā)出斷裂聲，荷載突降至極限承載力的85%以下，從而停止試驗(yàn)。拼合樓板的試件主要有四條沿板寬方向貫通的裂縫，東西對(duì)稱分布，其中兩條主裂縫分布于距跨中100mm左右的東西兩側(cè)，即預(yù)制梁的根部，另外兩條次裂縫分布于距跨中400mm的東西兩側(cè)，即新舊混凝土拼接處。

試件PHB-1在混凝土開裂前的荷載-位移關(guān)系為線性，試件處于彈性變形階段；隨著荷載的繼續(xù)增加，受拉區(qū)混凝土出現(xiàn)塑性變形。當(dāng)加載位移至2.14mm時(shí)，此時(shí)荷載值為10.8kN，拼縫處出現(xiàn)第一條細(xì)小裂縫；當(dāng)加載位移至8.52mm時(shí)，此時(shí)荷載值為22.3kN，板側(cè)出現(xiàn)多條裂縫，舊裂縫寬度發(fā)展較緩，均表現(xiàn)為新裂縫的出現(xiàn)及老裂縫向板面的延伸，見圖7(a)；當(dāng)加載至極限承載力的81.9%左右時(shí)，部分主裂縫延伸至離試件頂面約20mm處，裂縫出齊，共8條裂縫；加載后期，跨中底筋全部屈服，預(yù)制梁根部的裂縫逐漸變寬演變成主裂縫，拼縫處裂縫沒有變寬趨勢(shì)，且受拉區(qū)混凝土出現(xiàn)沿受拉鋼筋方向的水平撕裂裂縫，見圖7(b)。

圖7 試件開裂階段及破壞階段的形態(tài)圖

2.1.2 現(xiàn)澆樓板

現(xiàn)澆樓板試件底部出現(xiàn)沿板寬方向的6條貫通裂縫，東西對(duì)稱分布，其中兩條主要裂縫分布于距跨中100mm左右的東西兩側(cè)，另外4條次要裂縫分別分布于距跨中200mm及300mm附近的東西兩側(cè)，最外側(cè)裂縫離跨中約550mm處。由于試件XJB-1板厚較厚，在加載至極限承載力的85%時(shí)，裂縫出齊，裂縫的分布較為集中，且裂縫寬度發(fā)展很不均衡，裂縫發(fā)展主要集中在跨中彎矩最大位置的預(yù)制梁根部附近，見圖7(i)；試件XJB-2在加載至極限承載力的75%時(shí)，裂縫出齊，板側(cè)共表現(xiàn)出8條裂縫，見圖7(j)，且裂縫發(fā)展較為均衡，裂縫寬度無太大差別。

2.1.3 現(xiàn)象分析

各試件相關(guān)力學(xué)性能特征值如表3所示。試件的板側(cè)裂縫分布如圖8所示。分析表3、圖7和圖8可知：當(dāng)兩條裂縫間的混凝土承受的拉應(yīng)力小于混凝土的抗拉強(qiáng)度時(shí)，不再出現(xiàn)新的裂縫。對(duì)比試件PHB-1，PHB-2可知，板厚為150mm的樓板，其裂縫發(fā)展更緩慢，加載至92.2%PU時(shí)仍有裂縫的出現(xiàn)；對(duì)比試件PHB-1，PHB-3，PHB-4可知，試件PHB-3，PHB-4沿疊合面的水平裂縫均已延伸至跨中區(qū)域，見圖7(d)、圖7(f)，且試件PHB-4在加載至49.5%PU時(shí)，跨中的裂縫均已延伸至板頂，見圖7(e)，因此相較于開口箍+底筋及雙折開口箍形式的配箍方式，配箍方式為環(huán)箍樓板其受力性能更佳；對(duì)比試件PHB-1，PHB-6，PHB-7可知，布置在混凝土受壓區(qū)的PVC管減小了混凝土的有效截面面積，使得裂縫處的受拉區(qū)鋼筋更難達(dá)到屈服狀態(tài)，從而導(dǎo)致其他地方的混凝土更容易開裂。

各試件相關(guān)力學(xué)性能特征值 表3

圖8 試件的板側(cè)裂縫分布

2.2 板的整體撓度曲線及試件剛度的分析

通過對(duì)比試件PHB-1與XJB-2、試件PHB-2與XJB-1的撓度曲線(圖9)以及表3中的k值可知，拼合樓板的豎向拼縫的存在對(duì)試件的抗彎剛度有一定的削弱作用，且在加載后期，拼合樓板的拼縫處出現(xiàn)塑性鉸，說明拼合樓板在拼縫處存在一個(gè)薄弱面，應(yīng)在此處考慮增加構(gòu)造措施。

圖9 不同荷載下各試件整體撓度曲線

2.3 各設(shè)計(jì)參數(shù)的對(duì)比分析

設(shè)計(jì)參數(shù) 表1

圖10為各試件跨中荷載-位移曲線，并結(jié)合表3分析可知：同樣配筋形式下，相比于板厚為130mm的樓板(試件PHB-1，XJB-2)，板厚為150mm的樓板(試件PHB-2，XJB-1)的受壓區(qū)混凝土提供的抗力更足，從而其受拉區(qū)鋼筋強(qiáng)度利用更充分，因此板厚為150mm的樓板其承載力越高，但其破壞位移越小。根據(jù)對(duì)試件PHB-1，PHB-3，PHB-4相關(guān)性能的對(duì)比分析可知，三種配箍方式在承載力和極限位移方面的優(yōu)劣性都依次是：環(huán)箍最優(yōu)，雙折開口箍次之，開口箍+底筋最差。通過對(duì)試件PHB-1，PHB-6，PHB-7的對(duì)比分析可知，由于拼縫處附近的受壓區(qū)混凝土內(nèi)埋置PVC管，導(dǎo)致混凝土提供的抗力不足，因此試件PHB-6和PHB-7的承載力相對(duì)較低；通過對(duì)試件PHB-1和XJB2、試件PHB-2和XJB-1的對(duì)比分析可知，新型預(yù)制整澆拼合樓板比現(xiàn)澆樓板的極限承載力高約20%～25%，主要是由于在彎矩較大的跨中區(qū)域，疊合板的配筋率高于現(xiàn)澆板的配筋率。

圖10 各試件跨中荷載-位移曲線

3 結(jié)論

(1)該新型預(yù)制整澆拼合樓板與現(xiàn)澆樓板相比，具有更高的承載力。

(2)在預(yù)制整澆拼合樓板的現(xiàn)澆部位，采用環(huán)箍的配筋方式優(yōu)于其他配箍方式。

(3)在預(yù)制整澆拼合樓板中預(yù)埋PVC管作為走線管時(shí)應(yīng)注意樓板受拉區(qū)鋼筋提供的抗力與受壓區(qū)混凝土提供的抗力的平衡，必要時(shí)可以考慮將PVC管布置在板的受拉區(qū)。