密拼疊合板接縫構(gòu)造與抗彎受力性能試驗研究

何慶鋒，楊凱華

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410000)

雙向疊合板在工程應(yīng)用中一般采用預(yù)制底板進行拼接形成[1]，拼縫形式主要有整體式拼縫和分離式拼縫，整體式拼縫憑借其承載能力等同現(xiàn)澆、可靠性能高的優(yōu)點，在實際工程中被廣泛應(yīng)用[2]，但其同樣存在施工復(fù)雜、工業(yè)化生產(chǎn)效率低的缺點；相比來說，分離式拼縫構(gòu)造簡單、施工簡便、拼裝效率高，但由于附加鋼筋直接平鋪在預(yù)制底板上，其承載力較低，因而多用于單向板非受力方向拼接．但相關(guān)規(guī)范亦指出，在疊合層厚度、承載能力等滿足條件的情況下，分離式拼縫可代替整體式拼縫，用于雙向板的拼縫連接[3]．結(jié)合兩者的優(yōu)缺點，從工業(yè)化生產(chǎn)考慮，分離式拼縫相比整體式拼縫更有優(yōu)勢，但是采用分離式拼縫的雙向板受力性能以及構(gòu)造要求，仍然需要對其進行深入研究[1]．

近年來，國內(nèi)許多學(xué)者已經(jīng)對密拼疊合板進行了相關(guān)試驗研究,并取得了一定進展．侯和濤[4]對拼縫密拼鋼筋錨固性能進行了研究，并根據(jù)其試驗結(jié)果擬合了其錨固長度的計算公式；劉運林[5-6]、葉獻國[7]對該種疊合板的拼縫破壞形式、傳力性能、承載能力進行了相關(guān)的試驗，試驗結(jié)果表明疊合板中桁架能夠避免構(gòu)件屈服后拼縫處發(fā)生脆性破壞并抑制拼縫處的裂縫發(fā)展，拼縫處的承載能力相較現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)下降10%左右；余勇濤等[1]研究了桁架疊合板中桁架布置、拼縫間距、密拼鋼筋錨固長度以及疊合板厚度對拼縫板的影響，給出了該種疊合板的的桁架布置、裂縫寬度計算、附加鋼筋錨固長度建議值；崔士起[8]等對密拼疊合板中拼縫數(shù)目、位置對于疊合板抗彎剛度的影響進行了研究，擬合了拼縫板的拼縫位置、數(shù)目與構(gòu)件剛度的關(guān)系式；顏峰[9]、吳方伯[10]則對采用密拼縫的雙向板的雙向承載能力進行了試驗研究．眾多學(xué)者的研究結(jié)果顯示絕大多數(shù)采用密拼縫的雙向疊合板，由于密拼縫對拼縫方向承載力的削弱，會導(dǎo)致其雙向受力性能減弱，使得其受力性能介于單向板與雙向板之間．因此，改善密拼縫受力性能，對于推廣密拼縫雙向疊合板使用、推動建筑工業(yè)化有著重要意義．

為此，本文結(jié)合整體式拼縫構(gòu)造[10]中斜向鋼筋，對密拼縫進行了改進，在板端設(shè)置斜向錨固鋼筋．同時為提高疊合板底板的裝配、生產(chǎn)效率、降低生產(chǎn)成本并推動建筑工業(yè)化生產(chǎn)，擬采用馬鐙鋼筋替代桁架鋼筋，并對拼縫附近馬鐙筋間距、拼縫變化前后的承載能力以及破壞形態(tài)進行了研究．

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

為研究拼縫構(gòu)造以及馬鐙布置對拼縫疊合板抗彎性能的影響，依據(jù)相關(guān)規(guī)程設(shè)計并制作了四塊帶分離式拼縫的鋼筋混凝土疊合板，拉結(jié)鋼筋采用馬鐙鋼筋．試件變換了馬鐙鋼筋距離拼縫的距離、拼縫形式、疊合層厚度這三個參數(shù)．試件預(yù)制底板的馬鐙筋布置、配筋以及具體尺寸如圖1所示．試件YB1-2為規(guī)范密拼縫板，YB3-4為改進板；YB1-3疊合層厚度為130 mm，YB4為80 mm．拼縫以疊合層截面進行附加鋼筋的配筋計算，其錨固長度參考相關(guān)規(guī)范取為1.2la[11]，拼縫配筋以及構(gòu)造如圖2所示．試件所用鋼筋及混凝土的力學(xué)性能指標如表1所示．

圖1 試件YB1-4詳圖(單位：mm)Fig.1 Details of the YB1-YB4 specimens (unit: mm)

圖2 拼縫構(gòu)造詳圖(單位：mm)Fig.2 Details of the joint (unit: mm)

表1 材性力學(xué)性能Tab.1 Properties of material

1.2 試驗方案

試驗采用兩點加載，由于板的開裂荷載較小，因此將加載點外移至1/6點處[12]，支座為簡支支座，疊合板凈跨4 500 mm，純彎段長度為3 000 mm．試驗裝置見圖3．試件加載主要分為兩個階段，第一階段，取各試驗板的開裂荷載的20%作為荷載增量，即2 kN；第二階段，每級荷載加載6 kN，每級待荷載穩(wěn)定后，讀取各測點位移并完成相關(guān)裂縫的測繪．當構(gòu)件屈服后，采用位移加載，每級加載10 mm．當試件發(fā)生混凝土壓碎或者撓度超過L/50時，停止加載，試驗結(jié)束．

圖3 撓度測點布置圖(單位：mm)Fig.3 Arrangement of deflection measuring points (unit: mm)

試驗過程中測量了支座、加載點、跨中等位置的撓度變化，具體測點布置見圖3．為了解附加鋼筋及預(yù)制底板受力鋼筋沿長度方向的受力變化，在附加鋼筋以及預(yù)制底板鋼筋相同位置處上布置鋼筋應(yīng)變片，各應(yīng)變測點布置詳見圖4(a)，混凝土測點見圖4(b)．

圖4 應(yīng)變測點布置圖(單位：mm)Fig.4 Arrangement of strain gague points(unit: mm)

2 試驗結(jié)果及其分析

2.1 荷載 - 撓度曲線

圖5為各試件的荷載 - 跨中撓度曲線．由圖可知，板在荷載作用下經(jīng)歷了三個階段：彈性階段、彈塑性階段以及破壞，因此得到如圖5的荷載 - 撓度發(fā)展規(guī)律，其中C為開裂點，Y為屈服點、U為極限荷載點．在加載過程中，在板加載過程中，YB1-3各板的開裂荷載基本相同，但是各板的屈服荷載以及極限荷載有一定的差別．

圖5 各試件荷載撓度與特征曲線Fig.5 Load versus displacement and characteristic curves

表2為各板的開裂、屈服、極限彎矩以及根據(jù)相關(guān)規(guī)范計算的理論值．盡管試件YB1-3的三者配筋相同、開裂荷載較為接近，但是YB1、 YB2相較YB3，其屈服承載力有一定差距．

表2 各試件彎矩匯總Tab.2 Bending moment of the specimens

2.2 裂縫發(fā)展與破壞形態(tài)

各試件在在加載時，首先在拼縫處出現(xiàn)了豎向裂縫，但該豎向裂縫發(fā)展較為緩慢．由于密拼鋼筋平鋪在預(yù)制板上，鋼筋的下部僅有少量砂漿，且此時荷載 - 撓度曲線剛度亦沒有發(fā)生較大的變化，故認為此時板未開裂，仍處于彈性階段(即OC段)．當加載至第六級左右時，改進板與原密拼縫板表現(xiàn)出不同的工作性能．試件YB1-2拼縫處的裂縫為該板的主要控制裂縫，水平裂縫隨著加載逐漸斜向上發(fā)展，出現(xiàn)裂縫分叉，在預(yù)制板底也開始出現(xiàn)均勻的彎曲裂縫裂縫，最終由于拼縫正上方發(fā)生混凝土壓碎試驗結(jié)束，其破壞形態(tài)見圖6(a)、6(b)；試件YB3-4其控制裂縫雖然也位于拼縫處，但由于斜向鋼筋的約束其發(fā)展較為緩慢，YB3最終由于斜向鋼筋的錨固長度不足發(fā)生了脆性破壞，既而引起了沿著疊合層的撕裂，而YB4則由于撓度超限試驗結(jié)束，其破壞形態(tài)見圖6(c)、6(d)．

圖6 各拼縫板板側(cè)破壞形態(tài)Fig.6 Failure patterns on side of specimens

圖7為試件YB1-4拼縫寬度隨撓度大小變化曲線．構(gòu)件正常使用極限情況下，YB1最大拼縫發(fā)展寬度為1.95 mm，YB2為0.52 mm，YB3為0.30 mm，YB4為0.32 mm．結(jié)合圖6試驗現(xiàn)象以及最終的破壞形態(tài)可知，馬鐙鋼筋起到了減少拼縫處裂縫數(shù)目，加強預(yù)制層與現(xiàn)澆層拉結(jié)，限制拼縫寬度開展的作用；但是加密馬鐙鋼筋對裂縫數(shù)目以及寬度的抑制作用遠不如斜向鋼筋．構(gòu)件達到正常使用極限狀態(tài)后，YB1、YB2拼縫寬度增長加快，而改進板的裂縫增長速度仍然保持在較低的水平發(fā)展，說明斜向鋼筋的存在相較馬鐙鋼筋不僅提高了構(gòu)件的承載能力，并在構(gòu)件達到正常使用極限后也能夠有效限制拼縫薄弱處的裂縫發(fā)展．

圖7 板底拼縫寬度Fig.7 Crack width of joints at bottom specimens

2.3 鋼筋應(yīng)變

圖8為試件鋼筋應(yīng)變 - 撓度曲線．在試件的彈性以及彈塑性階段，隨著撓度的增加，各鋼筋的應(yīng)變線性增長．由于拼縫處截面高度小，故密拼鋼筋的應(yīng)變增長速度大于普通鋼筋．構(gòu)件屈服以后，部分密拼鋼筋的應(yīng)變急劇增大，另一部分鋼筋則在緩慢上升，這主要是由鋼筋的滑移導(dǎo)致的．因此，根據(jù)其應(yīng)變曲線，可將密拼鋼筋分為三類：錨固牢固、錨固不均勻以及錨固失效．錨固良好的密拼鋼筋在其他鋼筋發(fā)生滑移后，其荷載急劇增長，迅速達到屈服狀態(tài)；錨固不均勻的密拼鋼筋由于水泥砂漿握裹不均勻?qū)е戮植夸摻畛霈F(xiàn)了滑移，但將荷載傳遞至仍錨固得較好的鋼筋后，其應(yīng)變?nèi)钥衫^續(xù)上升；還有部分鋼筋發(fā)生了錨固失效，其應(yīng)變在試驗過程中始終無法繼續(xù)增大，鋼筋出現(xiàn)了整體滑移．在密拼鋼筋發(fā)生滑移后，原本按照等承載力設(shè)計的預(yù)制底板受力鋼筋均未達到其屈服強度，部分鋼筋因附加鋼筋出現(xiàn)滑移，其荷載傳遞發(fā)生變化，出現(xiàn)了應(yīng)變的跌落，見圖8(c)．因此可知規(guī)范密拼縫板在加載過程中，當構(gòu)件達到屈服時，其拼縫內(nèi)部部分鋼筋并達到其屈服荷載．

圖9給出了不同階段下附加鋼筋以及預(yù)制板底鋼筋沿長度的應(yīng)變變化曲線(以YB1、 YB3為例)．由該圖可知，在荷載較小時，附加鋼筋通過混凝土粘結(jié)力將荷載傳遞至預(yù)制板底的長度主要集中在拼縫附近200 mm范圍內(nèi)，超過200 mm后附加鋼筋受力趨于0．預(yù)制板底受力超過附加鋼筋受力則集中在200～300 mm之間，絕大部分荷載均在該范圍內(nèi)通過鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)，傳遞至預(yù)制底板受力鋼筋．但在YB1中，隨著荷載逐漸增大以及水平裂縫的張開，附加鋼筋在疊合層中的錨固逐漸減弱，其受力逐漸向其端部傳遞，最終導(dǎo)致了部分附加鋼筋發(fā)生滑移，使得構(gòu)件提前屈服，而YB3由于斜向鋼筋的存在，并沒有此種現(xiàn)象出現(xiàn)．

圖8 密拼鋼筋及拼縫外部鋼筋應(yīng)變 - 撓度曲線Fig.8 Reinforcement strain vs. displacement curves

圖9 鋼筋各階段應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution of reinforcement in each stage

2.4 混凝土應(yīng)變與變形曲線

圖10各板的混凝土應(yīng)變．由于拼縫正上方混凝土，截面高度更小，因此其應(yīng)變發(fā)展比其他位置混凝土壓應(yīng)變更快．規(guī)范密拼縫板中在構(gòu)件達到屈服后，其他位置混凝土壓應(yīng)變的應(yīng)變基本不變，而拼縫的上方混凝土應(yīng)變則是急劇增大．改進拼縫板YB3、YB4則有所不同，構(gòu)件屈服以后拼縫上部混凝土應(yīng)變增長速度雖大于拼縫外部，但由于斜向錨固鋼筋作用，拼縫外部混凝土應(yīng)變?nèi)蕴幱谠鲩L狀態(tài)；在YB4板加載過程中，由于拼縫處鋼筋進行了加密，其承載力大于拼縫外部截面，因此當外部預(yù)制底板鋼筋出現(xiàn)屈服后，外部混凝土應(yīng)變增速反而大于了拼縫正上方處，并最終超過了拼縫正上方應(yīng)變．

驅(qū)動軟件總體控制流程如圖9所示，首先進行控制器內(nèi)相關(guān)外設(shè)的初始化，然后對射頻通道1上本振芯片進行配置。直等到確認射頻通道1的本振頻率鎖定后，則對射頻通道2上本振芯片進行配置。當射頻通道2上的本振頻率鎖定后，控制器進入休眠狀態(tài)。假如有外部中斷將控制器喚醒，則根據(jù)如圖9所示流程再次依次配置射頻通道1與射頻通道2上的本振頻率。

圖10 混凝土應(yīng)變 - 撓度曲線Fig.10 Concrete strain vs. displacement curves

各試件在加載各階段變形曲線如圖11所示，規(guī)范拼縫板在加載過程中其撓曲形狀逐漸向二折線形轉(zhuǎn)化；而改進拼縫板其撓曲形狀則逐漸向三折線形轉(zhuǎn)化，這正解釋了各板上方混凝土應(yīng)變的變化趨勢．由于拼縫的提前屈服，拼縫外部截面并沒有達到其屈服荷載，因此板屈服后其主要變形集中在拼縫處．改進板中由于斜向鋼筋的存在，強制使得密拼鋼筋所在區(qū)段發(fā)生協(xié)同變形，使得變形發(fā)生處發(fā)生外移．從板的變形曲線看，改進板的主要變形發(fā)生在距離拼縫600 mm處，而距離拼縫510 mm外，均為普通疊合板，即此處的疊合板受力筋為預(yù)制底板受力鋼筋．斜向鋼筋的存在避免了密拼鋼筋的滑移，同時充分發(fā)揮了預(yù)制底板鋼筋的強度．

圖11 試件撓曲變形曲線Fig.11 Deformation curves of the specimens

3 受力性能分析

3.1 受力機理分析

在構(gòu)件施工時，密拼鋼筋直接平鋪在預(yù)制板上，因此當裂縫發(fā)展至鋼筋上方時，此時的試驗?zāi)Ｐ涂珊喕癁槿鐖D12的鋼筋受力模型．鋼筋在受力過程中其環(huán)向分力直接作用于疊合面與預(yù)制板之間，如圖13．在沒有馬鐙筋以及斜向鋼筋的情況下，該分力在達到了分界處的混凝土粘結(jié)強度后，將使疊合板發(fā)生沿著疊合面的撕裂，最終發(fā)生脆性破壞[13-14]．當預(yù)制板中存在馬鐙筋等鋼筋時，新舊混凝土開裂后，多余的徑向應(yīng)力將會由馬鐙鋼筋等承擔(dān)，限制疊合層水平裂縫的繼續(xù)開展，也在一定程度上限制鋼筋在混凝土之中的滑移，增強其錨固性能．實際試驗中，YB1-2試件隨著水平裂縫的張開，馬鐙筋限制鋼筋滑移的作用也逐漸減弱，密拼鋼筋仍會出現(xiàn)滑移，而這正是導(dǎo)致板屈服荷載相較YB3偏小的原因．在YB3中，由于斜向鋼筋長度不足，加載后期發(fā)生了斜向鋼筋的錨固破壞，但試件YB3、4由于斜向鋼筋作用，水平裂縫開展始終較小，也沒有鋼筋滑移導(dǎo)致的斜裂縫產(chǎn)生，因此其屈服荷載基本達到理論計算值．

圖12 附加鋼筋受力模型Fig.12 Stress model of additional reinforcement

圖13 鋼筋受力圖[15]Fig.13 Stress diagram of reinforcement

在鋼筋拉拔試驗中，參考相關(guān)文獻[2]，其破壞主要分為：劈裂破壞、剝離破壞以及劈裂剝離破壞．試驗?zāi)Ｐ推渲饕钠茐男问綖榕褎冸x破壞．由于預(yù)制底板與疊合層之間的馬鐙鋼筋以及斜向鋼筋約束了預(yù)制板以及現(xiàn)澆混凝土的脫開趨勢，因此試件不發(fā)生剝離破壞．兩者的存在同樣提高了平鋪在預(yù)制底板上的附加鋼筋的粘結(jié)性能，因此在密拼鋼筋受拉過程中，其會對上部的疊合層混凝土造成損傷，受壓區(qū)混凝土強度出現(xiàn)降低，拼縫截面最終發(fā)生劈裂剝離破壞，并且隨著馬鐙筋的加密其上部混凝土損傷也越嚴重，板的極限承載能力出現(xiàn)降低，而這與試件YB1、2極限承載力差別相符．由于YB3出現(xiàn)脆性拼破壞，因此其極限承載力與YB1、YB2延性破壞并不具有可比性．

3.2 裂縫發(fā)展與破壞形態(tài)分析

由于拼縫板在預(yù)制板與疊合層混凝土出現(xiàn)了水平裂縫后，才發(fā)生剛度的退化，因此將分離式拼縫板的開裂荷載定義為預(yù)制板與疊合層發(fā)生撕裂破壞時的荷載．由于彎矩的作用，預(yù)制板與疊合層混凝土有脫開的趨勢，故將板的模型簡化為受純彎作用的兩根梁[16](見圖14)，其中A為疊合層彎矩作用點，A’為預(yù)制底板彎矩作用點，C為疊合板整體受力彎矩作用點．試件受力時，C端整體受彎矩作用，而另一端僅有A端受彎矩作用．因為混凝土達到極限拉應(yīng)變時，鋼筋應(yīng)變?nèi)暂^小，因此忽略馬鐙鋼筋的作用，其受力示意圖如圖14所示，則其計算關(guān)鍵在于變形協(xié)調(diào)長度la的取值．由各板的裂縫圖可知(見圖6)，加載初期水平裂縫開展集中在拼縫周圍50 mm左右，因此取la=50 mm．

圖14 板水平裂縫受力簡化圖Fig.14 Simplified stress diagram of horizontal crack

試件在純彎作用下的撓度為

(1)

將混凝土粘結(jié)力(ft)分解為一個均布荷載以及另一個三角形荷載[17]，則預(yù)制底板在該荷載作用下?lián)隙葹?/p>

(2)

得，當混凝土處于臨界受拉狀態(tài)時，帶拼縫的疊合板所受彎矩為

(3)

采用0.1fcu2作為混凝土受拉強度，對各板的水平裂縫開裂荷載匯總?cè)绫?所示，其偏差在20%左右．因疊合層混凝土與預(yù)制板的粘結(jié)強度較現(xiàn)澆混凝土抗拉強度弱，故試件開裂試驗值較計算值的誤差主要集中在ft上．由此引入修正系數(shù)k，使其更準確反映新舊混凝土之間的粘結(jié)力，其具體數(shù)值根據(jù)相關(guān)文獻取在60%-85%之間[18]，因預(yù)制底板在澆筑后需經(jīng)表面拉毛處理，故取k=85%，故得

(4)

表3 橫向裂縫開裂彎矩匯總表Tab.3 Cracking moment of horizontal crack

隨著加載的進行，試件裂縫形態(tài)上出現(xiàn)了差異(見圖6)．YB1-2在拼縫處出現(xiàn)了一定的斜向裂縫；YB3-4在拼縫處水平裂縫出現(xiàn)后，拼縫處有少量彎曲裂縫產(chǎn)生，并無斜向裂縫出現(xiàn)，兩者之間的差別是由斜向錨固鋼筋以及密拼鋼筋滑移造成的．

試件YB3與YB4均達到了屈服，因此可根據(jù)規(guī)范由拼縫有效截面進行計算，其計算結(jié)果由表2可知，兩者較為接近．

但由于兩者斜向錨固長度不同，其破壞形態(tài)有所區(qū)別．YB3在屈服后進行位移加載時，最終在拼縫處發(fā)生了錨固破壞；YB4最后由于撓度過大而停止試驗．從兩板之間的差異看，斜向錨固鋼筋錨固長度會對板的破壞形態(tài)造成一定的影響．

圖15 YB3破壞受力以及撓曲Fig.15 Failure diagram and deflection of YB3

試件YB3最終發(fā)生了斜向鋼筋的錨固破壞．根據(jù)破壞時裂縫，YB3受力圖中存在斜向鋼筋錨固力F1以及與馬鐙筋力F2(見圖15a)，la為未出現(xiàn)水平開裂的混凝土段．根據(jù)破壞前后該板的變形曲線(見圖15b)以及裂縫分布看，最終發(fā)生錨固破壞的為左跨板，且左跨斜向鋼筋處在破壞后出現(xiàn)了塊狀的混凝土．根據(jù)拼縫處破壞形態(tài)可知，跨中裂縫的發(fā)展，將會影響斜向鋼筋的錨固．但試件YB4并沒有發(fā)生如YB3的錨固破壞，這是由于斜向鋼筋錨固長度造成的．因此參考YB4的拼縫構(gòu)造形式，斜向錨固鋼筋長度至少需達到上部網(wǎng)片鋼筋保護層位置，以防止錨固破壞的發(fā)生．

4 結(jié)論

通過對四塊分離式拼縫疊合板的靜載試驗以及承載能力分析，得出了以下結(jié)論:

(1)規(guī)范密拼縫板在荷載作用下，易出現(xiàn)附加鋼筋的滑移，甚至鋼筋錨固失效現(xiàn)象，該種現(xiàn)象會影響疊合板的承載能力，導(dǎo)致構(gòu)件提前屈服．

(2)改進的密拼縫板中由于斜向鋼筋的作用，密拼鋼筋均發(fā)生了屈服，構(gòu)件屈服承載力達到了其理論值．斜向鋼筋的存在，不僅可以限制拼縫處裂縫的發(fā)展，還可使拼縫內(nèi)外整體受力變形，其撓曲變形更加飽滿．

(3)密拼縫板在疊合面水平裂縫出現(xiàn)后，其抗彎剛度開始減小，故可將此時的荷載做為其開裂荷載，其開裂荷載可由預(yù)制板與現(xiàn)澆層變形協(xié)調(diào)進行計算．

(4)斜向鋼筋相較改變馬鐙筋間距，在減少裂縫寬度以及裂縫數(shù)目的作用上更加明顯．它抑制了密拼鋼筋的滑移，也限制了拼縫處的裂縫發(fā)展，但考慮到Y(jié)B3斜向錨固鋼筋發(fā)生了錨固破壞，因此其錨固長度需要進一步研究．