密拼叠合板接缝构造与抗弯受力性能试验研究

何庆锋，杨凯华

(湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410000)

双向叠合板在工程应用中一般采用预制底板进行拼接形成[1]，拼缝形式主要有整体式拼缝和分离式拼缝，整体式拼缝凭借其承载能力等同现浇、可靠性能高的优点，在实际工程中被广泛应用[2]，但其同样存在施工复杂、工业化生产效率低的缺点；相比来说，分离式拼缝构造简单、施工简便、拼装效率高，但由于附加钢筋直接平铺在预制底板上，其承载力较低，因而多用于单向板非受力方向拼接．但相关规范亦指出，在叠合层厚度、承载能力等满足条件的情况下，分离式拼缝可代替整体式拼缝，用于双向板的拼缝连接[3]．结合两者的优缺点，从工业化生产考虑，分离式拼缝相比整体式拼缝更有优势，但是采用分离式拼缝的双向板受力性能以及构造要求，仍然需要对其进行深入研究[1]．

近年来，国内许多学者已经对密拼叠合板进行了相关试验研究,并取得了一定进展．侯和涛[4]对拼缝密拼钢筋锚固性能进行了研究，并根据其试验结果拟合了其锚固长度的计算公式；刘运林[5-6]、叶献国[7]对该种叠合板的拼缝破坏形式、传力性能、承载能力进行了相关的试验，试验结果表明叠合板中桁架能够避免构件屈服后拼缝处发生脆性破坏并抑制拼缝处的裂缝发展，拼缝处的承载能力相较现浇结构下降10%左右；余勇涛等[1]研究了桁架叠合板中桁架布置、拼缝间距、密拼钢筋锚固长度以及叠合板厚度对拼缝板的影响，给出了该种叠合板的的桁架布置、裂缝宽度计算、附加钢筋锚固长度建议值；崔士起[8]等对密拼叠合板中拼缝数目、位置对于叠合板抗弯刚度的影响进行了研究，拟合了拼缝板的拼缝位置、数目与构件刚度的关系式；颜峰[9]、吴方伯[10]则对采用密拼缝的双向板的双向承载能力进行了试验研究．众多学者的研究结果显示绝大多数采用密拼缝的双向叠合板，由于密拼缝对拼缝方向承载力的削弱，会导致其双向受力性能减弱，使得其受力性能介于单向板与双向板之间．因此，改善密拼缝受力性能，对于推广密拼缝双向叠合板使用、推动建筑工业化有着重要意义．

为此，本文结合整体式拼缝构造[10]中斜向钢筋，对密拼缝进行了改进，在板端设置斜向锚固钢筋．同时为提高叠合板底板的装配、生产效率、降低生产成本并推动建筑工业化生产，拟采用马镫钢筋替代桁架钢筋，并对拼缝附近马镫筋间距、拼缝变化前后的承载能力以及破坏形态进行了研究．

1 试验概况

1.1 试件设计

为研究拼缝构造以及马镫布置对拼缝叠合板抗弯性能的影响，依据相关规程设计并制作了四块带分离式拼缝的钢筋混凝土叠合板，拉结钢筋采用马镫钢筋．试件变换了马镫钢筋距离拼缝的距离、拼缝形式、叠合层厚度这三个参数．试件预制底板的马镫筋布置、配筋以及具体尺寸如图1所示．试件YB1-2为规范密拼缝板，YB3-4为改进板；YB1-3叠合层厚度为130 mm，YB4为80 mm．拼缝以叠合层截面进行附加钢筋的配筋计算，其锚固长度参考相关规范取为1.2la[11]，拼缝配筋以及构造如图2所示．试件所用钢筋及混凝土的力学性能指标如表1所示．

图1 试件YB1-4详图(单位：mm)Fig.1 Details of the YB1-YB4 specimens (unit: mm)

图2 拼缝构造详图(单位：mm)Fig.2 Details of the joint (unit: mm)

表1 材性力学性能Tab.1 Properties of material

1.2 试验方案

试验采用两点加载，由于板的开裂荷载较小，因此将加载点外移至1/6点处[12]，支座为简支支座，叠合板净跨4 500 mm，纯弯段长度为3 000 mm．试验装置见图3．试件加载主要分为两个阶段，第一阶段，取各试验板的开裂荷载的20%作为荷载增量，即2 kN；第二阶段，每级荷载加载6 kN，每级待荷载稳定后，读取各测点位移并完成相关裂缝的测绘．当构件屈服后，采用位移加载，每级加载10 mm．当试件发生混凝土压碎或者挠度超过L/50时，停止加载，试验结束．

图3 挠度测点布置图(单位：mm)Fig.3 Arrangement of deflection measuring points (unit: mm)

试验过程中测量了支座、加载点、跨中等位置的挠度变化，具体测点布置见图3．为了解附加钢筋及预制底板受力钢筋沿长度方向的受力变化，在附加钢筋以及预制底板钢筋相同位置处上布置钢筋应变片，各应变测点布置详见图4(a)，混凝土测点见图4(b)．

图4 应变测点布置图(单位：mm)Fig.4 Arrangement of strain gague points(unit: mm)

2 试验结果及其分析

2.1 荷载 - 挠度曲线

图5为各试件的荷载 - 跨中挠度曲线．由图可知，板在荷载作用下经历了三个阶段：弹性阶段、弹塑性阶段以及破坏，因此得到如图5的荷载 - 挠度发展规律，其中C为开裂点，Y为屈服点、U为极限荷载点．在加载过程中，在板加载过程中，YB1-3各板的开裂荷载基本相同，但是各板的屈服荷载以及极限荷载有一定的差别．

图5 各试件荷载挠度与特征曲线Fig.5 Load versus displacement and characteristic curves

表2为各板的开裂、屈服、极限弯矩以及根据相关规范计算的理论值．尽管试件YB1-3的三者配筋相同、开裂荷载较为接近，但是YB1、 YB2相较YB3，其屈服承载力有一定差距．

表2 各试件弯矩汇总Tab.2 Bending moment of the specimens

2.2 裂缝发展与破坏形态

各试件在在加载时，首先在拼缝处出现了竖向裂缝，但该竖向裂缝发展较为缓慢．由于密拼钢筋平铺在预制板上，钢筋的下部仅有少量砂浆，且此时荷载 - 挠度曲线刚度亦没有发生较大的变化，故认为此时板未开裂，仍处于弹性阶段(即OC段)．当加载至第六级左右时，改进板与原密拼缝板表现出不同的工作性能．试件YB1-2拼缝处的裂缝为该板的主要控制裂缝，水平裂缝随着加载逐渐斜向上发展，出现裂缝分叉，在预制板底也开始出现均匀的弯曲裂缝裂缝，最终由于拼缝正上方发生混凝土压碎试验结束，其破坏形态见图6(a)、6(b)；试件YB3-4其控制裂缝虽然也位于拼缝处，但由于斜向钢筋的约束其发展较为缓慢，YB3最终由于斜向钢筋的锚固长度不足发生了脆性破坏，既而引起了沿着叠合层的撕裂，而YB4则由于挠度超限试验结束，其破坏形态见图6(c)、6(d)．

图6 各拼缝板板侧破坏形态Fig.6 Failure patterns on side of specimens

图7为试件YB1-4拼缝宽度随挠度大小变化曲线．构件正常使用极限情况下，YB1最大拼缝发展宽度为1.95 mm，YB2为0.52 mm，YB3为0.30 mm，YB4为0.32 mm．结合图6试验现象以及最终的破坏形态可知，马镫钢筋起到了减少拼缝处裂缝数目，加强预制层与现浇层拉结，限制拼缝宽度开展的作用；但是加密马镫钢筋对裂缝数目以及宽度的抑制作用远不如斜向钢筋．构件达到正常使用极限状态后，YB1、YB2拼缝宽度增长加快，而改进板的裂缝增长速度仍然保持在较低的水平发展，说明斜向钢筋的存在相较马镫钢筋不仅提高了构件的承载能力，并在构件达到正常使用极限后也能够有效限制拼缝薄弱处的裂缝发展．

图7 板底拼缝宽度Fig.7 Crack width of joints at bottom specimens

2.3 钢筋应变

图8为试件钢筋应变 - 挠度曲线．在试件的弹性以及弹塑性阶段，随着挠度的增加，各钢筋的应变线性增长．由于拼缝处截面高度小，故密拼钢筋的应变增长速度大于普通钢筋．构件屈服以后，部分密拼钢筋的应变急剧增大，另一部分钢筋则在缓慢上升，这主要是由钢筋的滑移导致的．因此，根据其应变曲线，可将密拼钢筋分为三类：锚固牢固、锚固不均匀以及锚固失效．锚固良好的密拼钢筋在其他钢筋发生滑移后，其荷载急剧增长，迅速达到屈服状态；锚固不均匀的密拼钢筋由于水泥砂浆握裹不均匀导致局部钢筋出现了滑移，但将荷载传递至仍锚固得较好的钢筋后，其应变仍可继续上升；还有部分钢筋发生了锚固失效，其应变在试验过程中始终无法继续增大，钢筋出现了整体滑移．在密拼钢筋发生滑移后，原本按照等承载力设计的预制底板受力钢筋均未达到其屈服强度，部分钢筋因附加钢筋出现滑移，其荷载传递发生变化，出现了应变的跌落，见图8(c)．因此可知规范密拼缝板在加载过程中，当构件达到屈服时，其拼缝内部部分钢筋并达到其屈服荷载．

图9给出了不同阶段下附加钢筋以及预制板底钢筋沿长度的应变变化曲线(以YB1、 YB3为例)．由该图可知，在荷载较小时，附加钢筋通过混凝土粘结力将荷载传递至预制板底的长度主要集中在拼缝附近200 mm范围内，超过200 mm后附加钢筋受力趋于0．预制板底受力超过附加钢筋受力则集中在200～300 mm之间，绝大部分荷载均在该范围内通过钢筋与混凝土之间的粘结，传递至预制底板受力钢筋．但在YB1中，随着荷载逐渐增大以及水平裂缝的张开，附加钢筋在叠合层中的锚固逐渐减弱，其受力逐渐向其端部传递，最终导致了部分附加钢筋发生滑移，使得构件提前屈服，而YB3由于斜向钢筋的存在，并没有此种现象出现．

图8 密拼钢筋及拼缝外部钢筋应变 - 挠度曲线Fig.8 Reinforcement strain vs. displacement curves

图9 钢筋各阶段应力分布Fig.9 Stress distribution of reinforcement in each stage

2.4 混凝土应变与变形曲线

图10各板的混凝土应变．由于拼缝正上方混凝土，截面高度更小，因此其应变发展比其他位置混凝土压应变更快．规范密拼缝板中在构件达到屈服后，其他位置混凝土压应变的应变基本不变，而拼缝的上方混凝土应变则是急剧增大．改进拼缝板YB3、YB4则有所不同，构件屈服以后拼缝上部混凝土应变增长速度虽大于拼缝外部，但由于斜向锚固钢筋作用，拼缝外部混凝土应变仍处于增长状态；在YB4板加载过程中，由于拼缝处钢筋进行了加密，其承载力大于拼缝外部截面，因此当外部预制底板钢筋出现屈服后，外部混凝土应变增速反而大于了拼缝正上方处，并最终超过了拼缝正上方应变．

驱动软件总体控制流程如图9所示，首先进行控制器内相关外设的初始化，然后对射频通道1上本振芯片进行配置。直等到确认射频通道1的本振频率锁定后，则对射频通道2上本振芯片进行配置。当射频通道2上的本振频率锁定后，控制器进入休眠状态。假如有外部中断将控制器唤醒，则根据如图9所示流程再次依次配置射频通道1与射频通道2上的本振频率。

图10 混凝土应变 - 挠度曲线Fig.10 Concrete strain vs. displacement curves

各试件在加载各阶段变形曲线如图11所示，规范拼缝板在加载过程中其挠曲形状逐渐向二折线形转化；而改进拼缝板其挠曲形状则逐渐向三折线形转化，这正解释了各板上方混凝土应变的变化趋势．由于拼缝的提前屈服，拼缝外部截面并没有达到其屈服荷载，因此板屈服后其主要变形集中在拼缝处．改进板中由于斜向钢筋的存在，强制使得密拼钢筋所在区段发生协同变形，使得变形发生处发生外移．从板的变形曲线看，改进板的主要变形发生在距离拼缝600 mm处，而距离拼缝510 mm外，均为普通叠合板，即此处的叠合板受力筋为预制底板受力钢筋．斜向钢筋的存在避免了密拼钢筋的滑移，同时充分发挥了预制底板钢筋的强度．

图11 试件挠曲变形曲线Fig.11 Deformation curves of the specimens

3 受力性能分析

3.1 受力机理分析

在构件施工时，密拼钢筋直接平铺在预制板上，因此当裂缝发展至钢筋上方时，此时的试验模型可简化为如图12的钢筋受力模型．钢筋在受力过程中其环向分力直接作用于叠合面与预制板之间，如图13．在没有马镫筋以及斜向钢筋的情况下，该分力在达到了分界处的混凝土粘结强度后，将使叠合板发生沿着叠合面的撕裂，最终发生脆性破坏[13-14]．当预制板中存在马镫筋等钢筋时，新旧混凝土开裂后，多余的径向应力将会由马镫钢筋等承担，限制叠合层水平裂缝的继续开展，也在一定程度上限制钢筋在混凝土之中的滑移，增强其锚固性能．实际试验中，YB1-2试件随着水平裂缝的张开，马镫筋限制钢筋滑移的作用也逐渐减弱，密拼钢筋仍会出现滑移，而这正是导致板屈服荷载相较YB3偏小的原因．在YB3中，由于斜向钢筋长度不足，加载后期发生了斜向钢筋的锚固破坏，但试件YB3、4由于斜向钢筋作用，水平裂缝开展始终较小，也没有钢筋滑移导致的斜裂缝产生，因此其屈服荷载基本达到理论计算值．

图12 附加钢筋受力模型Fig.12 Stress model of additional reinforcement

图13 钢筋受力图[15]Fig.13 Stress diagram of reinforcement

在钢筋拉拔试验中，参考相关文献[2]，其破坏主要分为：劈裂破坏、剥离破坏以及劈裂剥离破坏．试验模型其主要的破坏形式为劈裂剥离破坏．由于预制底板与叠合层之间的马镫钢筋以及斜向钢筋约束了预制板以及现浇混凝土的脱开趋势，因此试件不发生剥离破坏．两者的存在同样提高了平铺在预制底板上的附加钢筋的粘结性能，因此在密拼钢筋受拉过程中，其会对上部的叠合层混凝土造成损伤，受压区混凝土强度出现降低，拼缝截面最终发生劈裂剥离破坏，并且随着马镫筋的加密其上部混凝土损伤也越严重，板的极限承载能力出现降低，而这与试件YB1、2极限承载力差别相符．由于YB3出现脆性拼破坏，因此其极限承载力与YB1、YB2延性破坏并不具有可比性．

3.2 裂缝发展与破坏形态分析

由于拼缝板在预制板与叠合层混凝土出现了水平裂缝后，才发生刚度的退化，因此将分离式拼缝板的开裂荷载定义为预制板与叠合层发生撕裂破坏时的荷载．由于弯矩的作用，预制板与叠合层混凝土有脱开的趋势，故将板的模型简化为受纯弯作用的两根梁[16](见图14)，其中A为叠合层弯矩作用点，A’为预制底板弯矩作用点，C为叠合板整体受力弯矩作用点．试件受力时，C端整体受弯矩作用，而另一端仅有A端受弯矩作用．因为混凝土达到极限拉应变时，钢筋应变仍较小，因此忽略马镫钢筋的作用，其受力示意图如图14所示，则其计算关键在于变形协调长度la的取值．由各板的裂缝图可知(见图6)，加载初期水平裂缝开展集中在拼缝周围50 mm左右，因此取la=50 mm．

图14 板水平裂缝受力简化图Fig.14 Simplified stress diagram of horizontal crack

试件在纯弯作用下的挠度为

(1)

将混凝土粘结力(ft)分解为一个均布荷载以及另一个三角形荷载[17]，则预制底板在该荷载作用下挠度为

(2)

得，当混凝土处于临界受拉状态时，带拼缝的叠合板所受弯矩为

(3)

采用0.1fcu2作为混凝土受拉强度，对各板的水平裂缝开裂荷载汇总如表3所示，其偏差在20%左右．因叠合层混凝土与预制板的粘结强度较现浇混凝土抗拉强度弱，故试件开裂试验值较计算值的误差主要集中在ft上．由此引入修正系数k，使其更准确反映新旧混凝土之间的粘结力，其具体数值根据相关文献取在60%-85%之间[18]，因预制底板在浇筑后需经表面拉毛处理，故取k=85%，故得

(4)

表3 横向裂缝开裂弯矩汇总表Tab.3 Cracking moment of horizontal crack

随着加载的进行，试件裂缝形态上出现了差异(见图6)．YB1-2在拼缝处出现了一定的斜向裂缝；YB3-4在拼缝处水平裂缝出现后，拼缝处有少量弯曲裂缝产生，并无斜向裂缝出现，两者之间的差别是由斜向锚固钢筋以及密拼钢筋滑移造成的．

试件YB3与YB4均达到了屈服，因此可根据规范由拼缝有效截面进行计算，其计算结果由表2可知，两者较为接近．

但由于两者斜向锚固长度不同，其破坏形态有所区别．YB3在屈服后进行位移加载时，最终在拼缝处发生了锚固破坏；YB4最后由于挠度过大而停止试验．从两板之间的差异看，斜向锚固钢筋锚固长度会对板的破坏形态造成一定的影响．

图15 YB3破坏受力以及挠曲Fig.15 Failure diagram and deflection of YB3

试件YB3最终发生了斜向钢筋的锚固破坏．根据破坏时裂缝，YB3受力图中存在斜向钢筋锚固力F1以及与马镫筋力F2(见图15a)，la为未出现水平开裂的混凝土段．根据破坏前后该板的变形曲线(见图15b)以及裂缝分布看，最终发生锚固破坏的为左跨板，且左跨斜向钢筋处在破坏后出现了块状的混凝土．根据拼缝处破坏形态可知，跨中裂缝的发展，将会影响斜向钢筋的锚固．但试件YB4并没有发生如YB3的锚固破坏，这是由于斜向钢筋锚固长度造成的．因此参考YB4的拼缝构造形式，斜向锚固钢筋长度至少需达到上部网片钢筋保护层位置，以防止锚固破坏的发生．

4 结论

通过对四块分离式拼缝叠合板的静载试验以及承载能力分析，得出了以下结论:

(1)规范密拼缝板在荷载作用下，易出现附加钢筋的滑移，甚至钢筋锚固失效现象，该种现象会影响叠合板的承载能力，导致构件提前屈服．

(2)改进的密拼缝板中由于斜向钢筋的作用，密拼钢筋均发生了屈服，构件屈服承载力达到了其理论值．斜向钢筋的存在，不仅可以限制拼缝处裂缝的发展，还可使拼缝内外整体受力变形，其挠曲变形更加饱满．

(3)密拼缝板在叠合面水平裂缝出现后，其抗弯刚度开始减小，故可将此时的荷载做为其开裂荷载，其开裂荷载可由预制板与现浇层变形协调进行计算．

(4)斜向钢筋相较改变马镫筋间距，在减少裂缝宽度以及裂缝数目的作用上更加明显．它抑制了密拼钢筋的滑移，也限制了拼缝处的裂缝发展，但考虑到YB3斜向锚固钢筋发生了锚固破坏，因此其锚固长度需要进一步研究．