分離式拼縫混凝土疊合板受力性能研究

何慶鋒，楊凱華

(1. 湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082； 2. 湖南大學 工程結(jié)構(gòu)損傷診斷湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410082)

0 引 言

雙向疊合樓蓋作為一種應用較為廣泛的裝配式樓蓋形式，其拼縫多采用整體式拼縫。該拼縫雖然有著承載能力等同現(xiàn)澆、可靠性高的優(yōu)點[1]，但同樣存在著施工拼裝復雜、效率低下、成本較高的缺點。分離式拼縫盡管承載能力較低，但在滿足規(guī)范的條件下亦可用于雙向板的拼縫連接[2]，且其構(gòu)造施工方式簡單、拼裝效率高。因而，從建筑工業(yè)化的發(fā)展趨勢看，分離式拼縫具有較大的優(yōu)勢，但由于分離式拼縫多用于單向板非受力方向的拼接，因此其拼縫性能仍需要進行進一步研究[3]。

國內(nèi)外許多學者對于采用新型材料的拼接疊合板雙向受力性能[4-8]及其內(nèi)力重分布[9-10]進行了大量的研究，但有關(guān)傳統(tǒng)混凝土分離式拼縫疊合板的研究相對較少。近些年由于建筑工業(yè)化的蓬勃發(fā)展，相關(guān)的研究開始逐漸增多。聶建國等[11]對于高強混凝土疊合板的抗剪性能進行了試驗研究，指出設置抗剪鋼筋可確保疊合板不發(fā)生沿著疊合面的剪切破壞；侯和濤等[12]對附加鋼筋的錨固長度進行試驗分析，指出附加鋼筋的錨固是影響拼縫處承載力的主要因素；葉獻國等[13-14]對疊合板拼縫的受力性能進行了研究，試驗顯示鋼筋桁架能夠防止構(gòu)件在拼縫處發(fā)生脆性斷裂，但其抗彎性能相較現(xiàn)澆板降低了10%左右；黃璐[15]采用線性回歸與試驗相結(jié)合的方法，對PK板非預應力方向拼縫對抗彎剛度的影響進行了研究，就多拼縫疊合板與構(gòu)件剛度的關(guān)系進行了總結(jié)。從試件的抗剪拉結(jié)鋼筋看，眾多學者的研究主要集中在桁架鋼筋上，但馬鐙抗剪拉結(jié)鋼筋也是規(guī)范推薦的一種連接形式，相比桁架鋼筋，其具有制作工藝簡便、工業(yè)化效率高、含鋼量低等優(yōu)勢，然而對馬鐙鋼筋作為抗剪拉結(jié)鋼筋[16]的分離式拼縫板的研究也較少。

本文在此背景之下，依據(jù)規(guī)范擬布置馬鐙鋼筋作為預制層與現(xiàn)澆層的抗剪拉結(jié)鋼筋，通過改變拼縫附近馬鐙鋼筋間距，來改變預制層與疊合層拉結(jié)強度的大小，對馬鐙鋼筋間距變化前后分離式拼縫板破壞形態(tài)、承載能力變化進行了研究，分析了其對試件受力及破壞形態(tài)的影響，以此確定馬鐙鋼筋合理布置。

1 試驗概況

1.1 試件設計

為研究馬鐙鋼筋對拼縫性能的影響，依據(jù)規(guī)范設計了3塊分離式拼縫混凝土疊合板，編號為YB1～YB3, 板厚均為200 mm。試驗時改變馬鐙鋼筋的布置及直徑2個參數(shù)。各試件的具體尺寸如圖1所示。附加鋼筋由拼縫處截面計算確定，錨固長度取為1.2lae[16-17]，lae為規(guī)范計算的現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)鋼筋錨固長度。拼縫構(gòu)造見圖2。鋼筋及混凝土強度見表1。

圖1 試件尺寸(單位:mm)Fig.1 Sizes of Specimens (Unit:mm)

圖2 拼縫構(gòu)造(單位:mm)Fig.2 Construction of Joint (Unit:mm)

表1 材性性能Tab.1 Properties of Material

1.2 試驗方案

本文采用四點彎試驗方法，加載點位于1/6點處，邊界條件為簡支，板凈跨L為4.5 m，純彎段長度為3.0 m。試驗裝置如圖3所示。試驗分為3個階段，開裂前，每級2 kN；開裂后，每級6 kN；屈服后，采用位移加載，每級10 mm，直至達到規(guī)范所述極限承載力特征值[18]。鋼筋及混凝土的應變片布置如圖4所示。

圖3 試驗裝置(單位:mm)Fig.3 Test Setup (Unit:mm)

圖4 應變測點布置(單位:mm)Fig.4 Arrangement of Strain Measuring Points (Unit:mm)

2 試驗結(jié)果及其分析

2.1 荷載-撓度曲線

圖5為試件的荷載-撓度曲線。試件在破壞前經(jīng)歷了彈性、彈塑性以及破壞3個階段，其荷載-撓度曲線呈現(xiàn)為三折線形。由圖5中標示的點可知其荷載-撓度曲線的發(fā)展規(guī)律，C，Y，U分別為開裂點、屈服點、極限荷載點。各試件開裂及屈服荷載基本相同。

圖5 各試件荷載-撓度與特征曲線Fig.5 Load-deflection and Characteristic Curves

表2為各板的屈服、極限彎矩以及理論屈服彎矩。由表2可知：各試件屈服彎矩試驗值與其彎矩理論計算值的相對誤差較大，說明該分離式拼縫板在加載過程中，當試件達到屈服時，其拼縫內(nèi)部部分鋼筋并未達到屈服；不同馬鐙鋼筋布置下的試件其屈服彎矩較為接近，極限彎矩及位移差別略大，說明馬鐙鋼筋主要影響了試件的極限彎矩與位移延性，其對試件屈服影響較小。

表2 各試件彎矩Tab.2 Bending Moment of Specimens

2.2 試驗現(xiàn)象與破壞形態(tài)

拼縫在第2級荷載作用下就出現(xiàn)了開裂，但隨著荷載增大，該裂縫開展較緩慢?？紤]到附加鋼筋平鋪于預制板上，鋼筋下部的現(xiàn)澆混凝土較少，且此時試件的撓度仍線性增長，因此可認為此時板仍處于彈性階段(OC段)，即該裂縫并沒有影響板的整體剛度。當加載至疊合面出現(xiàn)水平裂縫時，試件剛度出現(xiàn)退化，因此將水平裂縫的開展點視為C點。此后板受力進入彈塑性階段(CY段)，但此時試件的主要裂縫仍位于拼縫周邊500～600 mm范圍內(nèi)。當荷載逐漸接近屈服荷載時，拼縫外部預制板底才出現(xiàn)少量的彎曲裂縫。試件屈服后，拼縫處水平裂縫逐漸發(fā)展為斜裂縫，裂縫寬度不斷增大，最終拼縫處的板頂混凝土壓碎，試驗結(jié)束。各試件的破壞形態(tài)見圖6。

圖6 試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure Patterns of Specimens

圖7為拼縫寬度的變化曲線。由圖7可知，在加載初期，各試件的拼縫寬度變化基本為線性增長，并且隨著馬鐙鋼筋的加密或者直徑加大，其增長速率越緩慢。YB1拼縫線性增長的最大寬度為0.88 mm，YB2為0.52 mm，YB3為0.31 mm。因此，馬鐙鋼筋起到了加強預制層與現(xiàn)澆層拉結(jié)，限制拼縫寬度開展的作用。

圖7 拼縫寬度變化Fig.7 Changes of Crack Width of Joints

隨著荷載的增加，各試件的拼縫寬度均出現(xiàn)了急劇增長。YB1試件屈服前最大拼縫發(fā)展寬度為3.25 mm，YB2為2.28 mm，YB3為1.06 mm，均遠大于其線性增長所對應的拼縫寬度，表明試件布置的馬鐙鋼筋隨著荷載的增大，其拉結(jié)作用逐漸減弱，鋼筋出現(xiàn)屈服，其限制拼縫寬度的作用也會逐漸減小，拼縫寬度顯著增大，故對拼縫周邊的馬鐙鋼筋進行加密或直徑加大是有必要的。隨著拼縫處馬鐙鋼筋的加密(YB1與YB2)，拼縫處裂縫數(shù)目也呈現(xiàn)出減少的趨勢，即馬鐙鋼筋加密還能有效減少裂縫數(shù)目；若進一步增大馬鐙鋼筋直徑，盡管同加載級的拼縫寬度繼續(xù)減小(YB2與YB3)，但其裂縫數(shù)目反而增多。因此，馬鐙鋼筋布置的加密或者直徑加大雖然都能夠減緩拼縫寬度的發(fā)展速率，但從減少拼縫處的裂縫數(shù)目的角度考慮，應盡量采用加密馬鐙鋼筋布置的方法對拼縫節(jié)點進行加強，避免加大直徑使得拼縫處裂縫數(shù)目增加。

2.3 鋼筋應變

圖8為鋼筋應變-撓度曲線。試件屈服前，其應變隨著跨中撓度的增加呈線性增長。由于拼縫處有效截面高度遠小于外部截面高度，附加鋼筋的應變增長速率較普通鋼筋快。因澆筑過程中疊合層混凝土的水泥砂漿及骨料難以進入鋼筋的另一側(cè)，與其肋部充分接觸形成完全握裹，故部分拼縫鋼筋在荷載并未達到鋼筋屈服前就出現(xiàn)了滑移，導致試件未達到設計承載力。

圖8 鋼筋應變-撓度曲線Fig.8 Reinforcement Strain-deflection Curves

由鋼筋的應變-撓度曲線可知，附加鋼筋主要可分為2類：錨固牢固及錨固失效[19]。預制板上的拉毛雖然使得混凝土得以進入大多數(shù)的鋼筋下部形成黏結(jié)，但是仍無法形成充分的接觸，因此各鋼筋在受力后應變出現(xiàn)差異。鋼筋下部混凝土較少甚至沒有混凝土時，在荷載的作用下鋼筋一側(cè)與混凝土的黏結(jié)雖然仍能發(fā)揮作用，但在達到臨界黏結(jié)應力時，鋼筋就會發(fā)生錨固失效，出現(xiàn)滑移。拼縫鋼筋提前屈服，預制底板鋼筋亦未達到其屈服強度，部分鋼筋因附加鋼筋傳力性能下降導致了應變減小，見S1-3測點曲線。

圖9為附加鋼筋及板底鋼筋在各受力各階段的應變分布曲線(以YB1為例)。各受力階段中，荷載從附加鋼筋傳遞至板底鋼筋的范圍主要在200～300 mm之間，但由于加載后期，馬鐙鋼筋屈服，疊合面的水平裂縫逐漸增大，錨固端長度則逐漸減小，鋼筋二次傳力性能減弱，附加鋼筋承受的荷載亦逐漸向端部傳遞，使得部分鋼筋出現(xiàn)錨固失效，試件出現(xiàn)提前屈服的現(xiàn)象。

圖9 鋼筋各階段應變分布Fig.9 Strain Distribution of Reinforcement in Each Stage

2.4 混凝土應變與變形曲線

圖10為試件混凝土應變-撓度曲線。試件屈服前，其應變-撓度曲線變化趨勢與鋼筋應變-撓度曲線基本一致，板頂混凝土應變增長較其他位置快。試件屈服后，拼縫上方混凝土應變急劇增大，而其他位置混凝土壓應變基本不變，這表明在試件屈服之前，板的變形呈現(xiàn)整體彎曲，此時板的變化主要集中在拼縫處。

圖10 混凝土應變-撓度曲線Fig.10 Concrete Strain-deflection Curves

各試件變形曲線如圖11所示，板在加載過程中其撓曲形狀逐漸向二折線形轉(zhuǎn)化。由于拼縫相較外部截面提前屈服，因此屈服后其主要變形集中在拼縫處，拼縫處混凝土變形不斷增長，而拼縫外混凝土應變基本不變，同時隨著拼縫處馬鐙鋼筋的加密及直徑的增大，板的最大撓度呈現(xiàn)出降低的趨勢，試件位移延性逐漸降低。

圖11 試件變形曲線Fig.11 Deformation Curves of Specimens

3 受力性能分析

3.1 承載力分析

隨著試件拼縫處裂縫寬度逐漸發(fā)展，混凝土與附加鋼筋的接觸面面積逐漸減小，參考相關(guān)文獻將其簡化為鋼筋拉拔試驗模型進行分析，如圖12所示。鋼筋在受力過程中其環(huán)向分力直接作用于疊合面與預制板之間[20]，如圖13所示。在沒有馬鐙鋼筋的情況下，該分力在達到了分界處的混凝土黏結(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[21-23]。當預制板中存在馬鐙鋼筋時，新舊混凝土開裂后，多余的徑向應力將會由馬鐙鋼筋承擔，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。試驗時，由于鋼筋的黏結(jié)情況、所處的位置不同，其受力表現(xiàn)也有所不同，并且隨著水平裂縫的張開，馬鐙鋼筋限制附加鋼筋滑移的作用逐漸減弱。因此，拼縫板附加鋼筋仍有錨固失效及局部滑移的情況發(fā)生，而這正是導致試件提前屈服的原因。

圖12 附加鋼筋受力模型(單位:mm)Fig.12 Stress Model of Additional Reinforcement (Unit:mm)

圖13 鋼筋受力示意圖Fig.13 Stress Diagram of Reinforcement

從試件的屈服荷載看，馬鐙鋼筋拼縫疊合板的屈服荷載其試驗值相較計算值降低了接近20%，而桁架鋼筋拼縫疊合板的屈服荷載下降僅為10%[13]。對兩者疊合面的受力進行分析可知，相較馬鐙鋼筋，桁架鋼筋的腹桿能夠承擔更多的徑向應力，限制了水平裂縫的發(fā)展，加強了附加鋼筋在疊合面的錨固，提升其二次傳力性能，而這對于拼縫疊合板屈服承載力的提高是有利的。因此，提升馬鐙鋼筋對疊合面與預制板的拉結(jié)強度能夠進一步改善拼縫疊合板的受力性能。

馬鐙鋼筋的加密或者直徑加大能夠提升附加鋼筋的錨固性能，但由表2所示的極限承載力可知，其極限承載力卻出現(xiàn)了下降，這與附加鋼筋受拉產(chǎn)生的破壞形態(tài)有關(guān)。在鋼筋拉拔試驗中，其破壞主要分為：劈裂破壞、剝離破壞以及劈裂剝離破壞[24]。試驗中的破壞形式更接近劈裂剝離破壞。馬鐙鋼筋雖然限制了水平裂縫的發(fā)展，但在受力過程中，附加鋼筋也會對于周邊的混凝土造成損傷，使其混凝土受壓強度出現(xiàn)降低，并隨馬鐙鋼筋加密或者直徑增大，其影響越大，試件的極限承載力亦出現(xiàn)了下降。

3.2 裂縫形態(tài)分析

試件最終破壞時，其裂縫形態(tài)與普通無拼縫疊合板有所區(qū)別[22]，裂縫主要集中在拼縫處，且有斜裂縫的產(chǎn)生。根據(jù)該種疊合板拼縫處的受力特征，其受力模型如圖14所示，其中A，A′，C分別為彎矩在疊合層、預制底板以及整體受力的作用點，θ為試件拼縫處的變形轉(zhuǎn)角，yA為底板位移，M為彎矩，ft為混凝土黏結(jié)力，la為變形協(xié)調(diào)長度[25]。

圖14 水平裂縫受力簡化圖Fig.14 Simplified Stress Diagram of Horizontal Crack

由試驗結(jié)果可知，該拼縫疊合板的開裂荷載為疊合面出現(xiàn)水平裂縫時的荷載，此時僅有A，C端受彎矩作用。由于試件開裂時附加鋼筋產(chǎn)生的徑向應力主要由預制板及疊合層的黏結(jié)力承擔，馬鐙鋼筋受力較小，故忽略此時馬鐙鋼筋的作用，根據(jù)試驗現(xiàn)象及加載時裂縫的開展情況(圖6)，取疊合面混凝土的受拉范圍長度la=50 mm。

在混凝土黏結(jié)力ft作用下，由于A點與A′點的撓度一致[22]，故開裂彎矩M0為

(1)

式中：b為試件寬度；h0，h1分別為疊合板總厚度及疊合層厚度。

(2)

式中：k為抗拉強度修正系數(shù)。

根據(jù)相關(guān)文獻可知，k的選取與疊合面的處理方式有關(guān)，通常k在60%～85%之間[26]，在本文試驗中取k=85%；各板的開裂彎矩如表3所示。由表3可知，開裂荷載試驗值與計算值的相對誤差較小，因此式(1)適用于拼縫疊合板開裂荷載的計算。

表3 橫向裂縫開裂彎矩Tab.3 Cracking Moment of Horizontal Crack

拼縫處水平裂縫隨著荷載增加逐漸發(fā)展，在接近馬鐙鋼筋所在位置時，其形態(tài)發(fā)生變化，由水平裂縫轉(zhuǎn)化為斜裂縫。由于馬鐙鋼筋的存在限制了水平裂縫的開展，使得鋼筋與混凝土仍能緊密地結(jié)合在一起，也使鋼筋肋部的斜向擠壓力在水平裂縫出現(xiàn)后能夠繼續(xù)提升。當該斜向擠壓力達到混凝土極限受拉強度時，水平裂縫就會逐漸發(fā)展為斜裂縫，使得上部混凝土受壓截面持續(xù)減小，最終出現(xiàn)混凝土壓碎，形成了如圖6所示的疊合板板側(cè)斜向裂縫。

4 結(jié) 語

(1)分離式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。附加鋼筋受力性能與周邊水泥砂漿握裹程度和所在的位置有關(guān)，且滑移會影響疊合板的承載能力。

(2)附加鋼筋在預制板上的混凝土握裹不足可導致錨固失效，故可采用降低鋼筋位置、增加截面有效高度、增加錨固彎鉤以及加長附加鋼筋錨固長度等方法來改善鋼筋的傳力性能，提高拼縫疊合板的承載能力。

(3)加大馬鐙鋼筋直徑或者加密馬鐙鋼筋間距可以限制試件裂縫寬度的發(fā)展，但在鋼筋受力過程中會造成周邊混凝土強度的降低，導致拼縫處極限承載力出現(xiàn)下降。

(4)拼縫疊合板的裂縫形態(tài)與現(xiàn)澆板不同，其開裂荷載由水平裂縫控制，荷載大小可由預制底板與現(xiàn)澆層受力變形協(xié)調(diào)進行計算；隨著荷載增大，水平裂縫會逐漸轉(zhuǎn)化為斜裂縫，試件破壞最終由混凝土壓碎控制。