新型預制整澆拼合樓板的受彎性能試驗研究*

廖智強，倪家貴，俞大有，陳 俊，廖楨穎，陳甫亮

(1 筑友智造建設科技集團有限公司， 長沙 410000； 2 湘潭大學土木工程與力學學院， 湘潭 411105)

0 引言

在裝配式結構工程中，樓板一般分為裝配式樓板(預制樓板拼接而成)和裝配整體式樓板(疊合樓板)。裝配式樓板雖具有裝配率高、施工速度快的優點，但其整體性能及抗震性能不佳；疊合樓板由預制底板及后澆層疊合而成，減少現場濕作業、縮短工期的同時也改善了結構的整體性能及抗震性能。裝配式建筑是我國“十三五”規劃重點發展的建筑結構體系，是現階段國家基本建設領域的重點發展方向之一[1-3]，同時也是我國“十四五”關于生態文明建設的重要手段，具有資源配置更合理，污染物排放量減少等優點。隨著裝配式建筑普及，致力于裝配式建筑的結構安全性能的研究十分緊迫。

近年來，學者們針對鋼筋混凝土疊合樓板已經進行了大量研究。對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]通過系統的試驗分析，對整體式拼縫進行了優化，確定了最佳的錨固長度、彎折角度、構造配筋和后澆層厚度；葉獻國等[5]通過靜力加載試驗對比現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軟件進行數值模擬，結果表明疊合板在拼接處采取配筋構造措施以后，能夠保證通過拼縫有效地傳遞內力；在文獻[4]的基礎上，劉運林等[6]提出一種預制疊合板增強型拼縫連接方式，并通過對6個試件的靜載試驗得到采用增強型整體式拼縫連接，可以提高疊合板的剛度及承載能力，并實現預制疊合板的雙向受力；武立偉等[7]為研究預制-現澆拼合樓板與現澆樓板在靜力荷載作用下的受力性能及破壞機理，對6個足尺的鋼筋混凝土樓板進行了擬靜力試驗，試驗表明預制-現澆拼合樓板與現澆樓板同樣具有良好的受力性能。對于密拼形式的疊合樓板，在其拼裝過程中，無需現場支設模板，縮短了施工工期、改善了施工環境，為此，余泳濤等[8]對單縫密拼鋼筋混凝土疊合板的破壞形態、剛度、裂縫和承載力進行了研究，結果表明單縫密拼疊合板易在拼縫處發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預留長度、端部連接鋼筋直徑、連接方式等因素對預應力混凝土疊合板抗彎性能的影響，結果表明預應力混凝土疊合板的抗彎性能與疊合區預留長度、端部連接鋼筋直徑關系不大，而與連接方式有關；惲燕春等[10]從拼縫處的構造措施和受力機理來研究疊合樓板的拼縫受力性能，結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置抗裂鋼筋的新型拼縫構造措施，通過靜力試驗及有限元程序ABAQUS模擬計算，得到此新型構造措施能有效抑制拼縫的開展、提高其承載能力的結論；章雪峰等[12-13]對四邊不出筋密拼連接疊合雙向板進行了足尺試驗及原位加載對比試驗，結果表明采用拼縫構造措施可實現拼縫附加鋼筋的可靠錨固，從而實現拼縫處力的有效傳遞，達到疊合板的整體抗彎剛度大于現澆板的目的。

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的疊合區，現場拼裝過程中需要支設腳手架及模板；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，從而導致樓板綜合造價較高。對此，本研究提出了一種新型預制整澆拼合樓板，該預制樓板中部區域全預制，邊緣區域留有槽口(圖1(a))，局部與梁、墻板進行整澆，有效地減少了現場濕作業，并且不需要預留疊合區、現場不需要支模，加快施工速度的同時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，工廠生產效率高；相較于在梁上簡支傳統樓板，該新型樓板與梁在樓板負彎矩區段進行現澆，從而整體性能更佳。

圖1 拼合樓板預制板配筋圖

為研究該新型預制整澆拼合樓板的力學性能，本試驗通過對8個試件進行靜力加載試驗來研究其破壞形態、受彎性能及短期剛度。

1 試驗概況

1.1 試件設計

根據《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)，本試驗共設計并制作了8塊實際結構工程中梁上拼縫部位的鋼筋混凝土樓板，其中預制整澆拼合樓板(簡稱拼合樓板)試件6個(PHB-1～PHB-7，注：由于試件PHB-5制作缺陷，本文不作討論)，現澆樓板試件2個(XJB-1～XJB-2)。各樓板的長×寬尺寸為2 600mm×1 050mm，板厚為設計的對比參數，其他基本構造參數如表1所示。在樓板底部的正中設計一個截面尺寸為200mm×150mm×1 050mm的預制混凝土梁，以此來代表實際結構工程中的框架梁。各試件制作均采用強度等級C30混凝土。

拼合樓板預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，以實現預制板與現澆帶的錨固，負彎矩鋼筋在預制板內通長布置。預制樓板留有槽口的一端與預制梁搭接15mm(圖2)，然后在疊合區域分別配置不同形式的環向箍筋(圖3)，用來將預制板和預制梁連接成一個整體(圖4)，并傳遞各預制構件之間的應力。考慮到建筑后期水電管線的安裝，本試驗將PVC管作為走線管預埋在拼合樓板疊合區域的箍筋內部，如圖2所示。現澆樓板的配筋如圖5所示，正負彎矩鋼筋均在板內通長布置。

圖2 拼合樓板預制部分搭接圖

圖3 疊合區域箍筋圖

圖4 拼合樓板現澆區域鋼筋搭接圖

圖5 現澆樓板配筋圖

1.2 加載設備及加載制度

試驗采用湘潭大學結構實驗室內單通道靜力平面加載試驗系統進行加載，該加載試驗系統可采用荷載控制與位移控制兩種方式加載。助動器最大加載力值為1 000kN，行程值為±250mm。

板的支撐方式為簡支，支座中心距離為2 400mm，采用跨中集中荷載的方式進行加載。為更好地模擬實際工程中樓板板端為負彎矩的受力情況，試驗時將試件整體上下翻轉180°，預制混凝土梁在板的上方(圖6)。試驗加載過程中，試件跨中的下部鋼筋(即板面鋼筋)處于受拉狀態，試件跨中的上部鋼筋(即板底鋼筋)處于受壓狀態，與實際工程中的樓板鋼筋受力狀態一致。

圖6 試驗布置圖

試驗過程中每個試件的加載設計嚴格按照《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)的加載方法執行，加載分為預加載和正式加載。

1.2.1 預加載階段

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。試驗過程中，每級加載結束后靜載1～2min，以觀察試驗現象。

正式加載階段的加載制度 表2

在試驗過程中，加載試驗系統會自動實時繪制作動器的荷載-位移曲線，并記錄加載過程中出現的最大荷載值，對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。

1.3 測量方案

為便于荷載與測點的準確定位、記錄裂縫的產生和發展過程以及描述試件的破壞形態，對混凝土表面進行刷白和分區劃分。

1.3.1 撓度測量方案

為測量試件各關鍵點的位移，本試驗共設計了5個位移測點(圖6(a))，從東至西依次編號為1～5，每個測點沿平行于試件短邊方向并排緊挨布置兩個推桿式位移計，分別記為A，B，總共10個推桿式位移計，位移計均安裝在獨立的鋼梁或者支架上，測量試件特定位置與地面的相對位移。根據各測點處有可能發生的位移大小，合理布置了不同大小量程的位移計，其中支座處的1，5號點為50mm量程的位移計，1/3跨度處的2，4號點為100mm量程的位移計，跨中的3號點為200mm量程的位移計。

1.3.2 應變片布置方案

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

對于現澆樓板，在其上、下兩層鋼筋網的南北某一側的4根縱向受力鋼筋上布置4個東西對稱的應變片，以測量正負彎矩鋼筋在跨中以及1/3跨度處的鋼筋應變，具體布置方式見圖5。

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現象分析

2.1.1 拼合樓板

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

試件PHB-1在混凝土開裂前的荷載-位移關系為線性，試件處于彈性變形階段；隨著荷載的繼續增加，受拉區混凝土出現塑性變形。當加載位移至2.14mm時，此時荷載值為10.8kN，拼縫處出現第一條細小裂縫；當加載位移至8.52mm時，此時荷載值為22.3kN，板側出現多條裂縫，舊裂縫寬度發展較緩，均表現為新裂縫的出現及老裂縫向板面的延伸，見圖7(a)；當加載至極限承載力的81.9%左右時，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，且受拉區混凝土出現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圖

2.1.2 現澆樓板

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

2.1.3 現象分析

各試件相關力學性能特征值如表3所示。試件的板側裂縫分布如圖8所示。分析表3、圖7和圖8可知：當兩條裂縫間的混凝土承受的拉應力小于混凝土的抗拉強度時，不再出現新的裂縫。對比試件PHB-1，PHB-2可知，板厚為150mm的樓板，其裂縫發展更緩慢，加載至92.2%PU時仍有裂縫的出現；對比試件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域，見圖7(d)、圖7(f)，且試件PHB-4在加載至49.5%PU時，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，配箍方式為環箍樓板其受力性能更佳；對比試件PHB-1，PHB-6，PHB-7可知，布置在混凝土受壓區的PVC管減小了混凝土的有效截面面積，使得裂縫處的受拉區鋼筋更難達到屈服狀態，從而導致其他地方的混凝土更容易開裂。

各試件相關力學性能特征值 表3

圖8 試件的板側裂縫分布

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塑性鉸，說明拼合樓板在拼縫處存在一個薄弱面，應在此處考慮增加構造措施。

圖9 不同荷載下各試件整體撓度曲線

2.3 各設計參數的對比分析

設計參數 表1

圖10為各試件跨中荷載-位移曲線，并結合表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)的受壓區混凝土提供的抗力更足，從而其受拉區鋼筋強度利用更充分，因此板厚為150mm的樓板其承載力越高，但其破壞位移越小。根據對試件PHB-1，PHB-3，PHB-4相關性能的對比分析可知，三種配箍方式在承載力和極限位移方面的優劣性都依次是：環箍最優，雙折開口箍次之，開口箍+底筋最差。通過對試件PHB-1，PHB-6，PHB-7的對比分析可知，由于拼縫處附近的受壓區混凝土內埋置PVC管，導致混凝土提供的抗力不足，因此試件PHB-6和PHB-7的承載力相對較低；通過對試件PHB-1和XJB2、試件PHB-2和XJB-1的對比分析可知，新型預制整澆拼合樓板比現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域，疊合板的配筋率高于現澆板的配筋率。

圖10 各試件跨中荷載-位移曲線

3 結論

(1)該新型預制整澆拼合樓板與現澆樓板相比，具有更高的承載力。

(2)在預制整澆拼合樓板的現澆部位，采用環箍的配筋方式優于其他配箍方式。

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