一種新型拼縫疊合樓板的足尺試驗研究

萬 歷

浙江省建工集團有限責任公司 浙江 杭州 310012

疊合樓板由預制混凝土底板與上部后澆混凝土兩部分組成，具有可標準化生產、施工便捷迅速、整體性較好、便于運輸吊裝等優點[1-2]。目前國內外學者對于疊合樓板的研究主要集中在引入新型材料、新工藝改善疊合樓板的整體性能，以及建立疊合樓板的數值分析模型等方面。谷倩等[3]采用頁巖陶粒輕質混凝土代替普通混凝土作為疊合層，通過靜載堆積試驗分析了此種疊合樓板的受力性能和撓度變形特點，并根據試驗結果和彈性力學薄板理論推導出了頁巖陶粒輕質混凝土雙向疊合樓板的撓度計算公式。李靜斌等[4]對鋼筋桁架混凝土疊合樓板的剛度進行了驗算，推導出了短期剛度的計算公式，給出了使用階段內力和極限承載力的計算公式，并通過有限元軟件進行了模擬分析，對其加以驗證。XU等[5]建立了一種可有效預測混凝土疊合樓板開裂的模型，并進一步確定了相關理論參數。

大多數帶拼縫的疊合樓板為了在拼接使用后具有更好的整體性，會在板間留有一定的距離，并在拼接邊上預留一定長度的彎起鋼筋，沿邊長均勻分布[6]，然而這些彎起鋼筋容易與其他預制構件預留的鋼筋產生碰撞沖突，給后續施工帶來不便。

目前，裝配式混凝土結構的施工順序是先吊裝預制梁（內含箍筋）或者先綁扎現澆梁箍筋，后吊裝疊合樓板，疊合樓板的支座出筋會與梁箍筋碰撞，錨入梁內施工困難；對于梁高在500 mm及以下的小梁，梁鋼筋在疊合樓板吊裝完之后安裝，由于疊合樓板的支座出筋，梁鋼筋綁扎效率非常低，十分影響工期且難以保證施工成品質量。基于此，現設計出一種新型拼縫形式的疊合樓板，將彎起鋼筋較為集中地分布在疊合樓板拼接邊的中部，減少鋼筋間的接觸與碰撞，其預制底板如圖1所示。本文將3塊此種預制底板拼接，并澆筑疊合層混凝土，形成疊合樓板，進行加載試驗，研究其承載能力、變形特點以及拼縫處鋼筋的受力性能，為此種疊合樓板在實際施工中的應用提供依據與參考。

圖1 預制底板配筋

1 試驗概況

1.1 試驗構件

疊合樓板的平面尺寸為3 380 mm×3 080 mm，板厚150 mm，其中預制底板厚60 mm，后澆層混凝土厚70 mm，預制底板間的間距為150 mm。為增強樓板的整體性，在拼縫1處布置間距為200 mm的防裂鋼筋網片（圖2中編號②、④），在拼縫2處預制底板表面鋪設間距為97 mm的附加鋼筋網片（圖2中編號①、③），預制底板綁扎的鋼筋桁架采用A90規格，具體如圖2所示。

圖2 試件尺寸及構造

1.2 應變片布置位置

對于預制底板，混凝土應變片應該按照試驗構件雙向板的受力情況來布置，在雙向板塑性鉸線位置的混凝土下表面粘貼混凝土應變片，在拼縫位置的混凝土下表面布置混凝土應變片。鋼筋應變片布置如圖3（a）所示。

對于后澆層混凝土，在疊合樓板拼縫處的防裂鋼筋網片上布置應變片，具體位置如圖3（b）所示。

圖3 鋼筋應變片布置示意

1.3 加載裝置與加載制度

試驗采用9個千斤頂進行加載，如圖4所示，為將集中荷載轉變為均布荷載，千斤頂下設置9塊300 mm×300 mm×30 mm的鋼板，在疊合樓板上均勻分布，鋼板間預留約50 mm空隙，以防試件變形而使鋼板發生碰撞。在正式加載前，為檢測儀器示數是否正常，對構件進行預加載。預加載分為2、4、6 kN/m2三級進行，待檢查無誤后，對試件三級卸載并重新調零儀表儀器。正式加載時采取分級加載，在1～10級，每級荷載取開裂荷載計算值的10%，即1.3 kN/m2；在11～15級，每級荷載改為極限荷載計算值的10%，即5.2 kN/m2；在16級之后，每級荷載取為極限荷載計算值的4%，即2 kN/m2，直至試件被破壞。

圖4 試驗加載裝置

2 試驗現象

在加載至13 kN/m2前，試件基本處于彈性狀態，試件幾乎無任何變化，荷載位移基本呈線性增長；當樓面荷載分別為1.5、2.0、2.5以及5.0 kN/m2時[7]，對應的樓面中心點處的豎向撓度分別為0.577、0.769、0.962和1.920 mm。當樓面荷載達到18.2 kN/m2時，樓板底部在現澆帶位置出現裂縫，隨著荷載的增大，樓板的對角線方向也逐漸出現裂縫，樓板受力進入彈塑性階段；當樓板中心點撓度達到65 mm，此時跨中位移已經超過較長邊跨度的1/50，可認為疊合樓板已達到極限承載力狀態，此時樓板試件仍保持較高的承載力；當疊合樓板承載力達39 kN/m2時，此時樓板底部已經出現了較為嚴重的開裂，可認為樓板已經破壞。疊合樓板的裂縫發展可總結為：初始裂縫出現于拼縫處的新舊混凝土交界面處，此后隨著樓面均布荷載的增加，板的中心處出現開裂，最后板沿對角線方向出現裂縫。

3 試驗結果分析

3.1 均布荷載-豎向撓度曲線

試驗中，除在疊合樓板中心位置外，還在其1/4跨和靠近角部的1/4跨位置布置豎向撓度測點，得到了不同位置的樓面均布荷載-豎向撓度曲線，如圖5所示。在相同荷載作用下，對角線位置的撓度小于長跨方向1/4跨位置的撓度，且長跨方向1/4跨位置的豎向撓度約為跨中位置的1/2。在達到極限荷載后，繼續加載，樓板仍具有較大的剛度，承載力未出現明顯下降，說明該疊合樓板有較高的安全儲備。

圖5 樓面均布荷載-豎向撓度曲線

3.2 預制底板鋼筋均布荷載-豎向應變曲線分析

疊合樓板拼縫處的連接鋼筋是預制底板間的主要連接傳力鋼筋，故首先對其在試驗過程中的應變情況進行分析。通過在試驗結束后將數據進行處理，得到連接鋼筋的均布荷載-豎向應變曲線，如圖6所示。

圖6 預制底板鋼筋均布荷載-豎向應變曲線

在試驗加載過程中，連接鋼筋是預制板在拼縫處的主要傳力機構，且在相同樓面均布荷載下，越靠近板中心區域的連接鋼筋拉應變越大。當樓面均布荷載達28.6 kN/m2時，連接鋼筋縱向微應變超過2 000 με，可認為此時鋼筋已經達到屈服。此時由圖5也可看出，在受拉鋼筋發生屈服后，樓板的均布荷載-豎向撓度曲線斜率也發生變化，樓板的剛度發生退化。當樓面均布荷載達39 kN/m2時，連接鋼筋的拉應變出現了較大幅度的增加，同樣樓板的豎向撓度也出現較為明顯的增大，由此可見，此時樓板已達到了極限承載力。除預制底板拼縫處連接鋼筋外，本次試驗還對預制板桁架鋼筋底部應變進行了監測，如圖7所示。由圖7可看出，預制底板下緣的桁架鋼筋雖相對于連接鋼筋應變較小，但當樓面均布荷載達33.8 kN/m2時，樓板的塑性區域會不斷擴大，此時靠近板中心的桁架鋼筋也將達到屈服。

圖7 桁架鋼筋底部均布荷載-豎向應變曲線

3.3 疊合層混凝土鋼筋荷載-應變曲線分析

對于本文研究的疊合樓板，現澆拼縫處通過預制底板預留的連接鋼筋作為主要的連接和傳力構件，此外還設置了鋼筋網片進行防裂和輔助傳力。試驗中對拼縫1與拼縫2處的鋼筋應變也進行了測量（詳見圖2、圖3），在試驗結束后對數據進行處理，得到疊合樓板的均布荷載-鋼筋應變曲線。圖8中1-4為連接拼縫2內的鋼筋應變測點，1-7為連接拼縫1處的鋼筋應變測點。由圖8可以看出，在同一樓面荷載下，1-4測點的應變值更大；此外，應變值由板中心向支座處逐漸減小。當樓面均布荷載達到13 kN/m2時，1-4測點的鋼筋拉應變為1 065 με，1-7測點的鋼筋拉應變為625 με；當樓面均布荷載達到28.6 kN/m2時，1-4測點的鋼筋拉應變為2 438 με，已發生屈服，此時1-7測點的鋼筋拉應變為1 634 με，說明拼縫處鋪設的防裂鋼筋已形成了阻裂機制，可以有效減緩板底裂縫的發展，且越靠近板中心，防裂鋼筋所受到的拉應變越大。

圖8 拼縫處鋼筋荷載-應變曲線

4 結語

本文通過對新型拼縫疊合樓板的足尺試件進行加載試驗，從整個加載過程對疊合樓板的受力機理進行探究，得到以下結論：

1）此種新型疊合樓板在樓面荷載為2 kN/m2時，豎向撓度為0.769 mm；當荷載為5 kN/m2時，豎向撓度為1.920 mm，且處于彈性受力狀態，說明能夠滿足設計荷載的要求。

2）在達到極限荷載后，疊合樓板的承載力仍未出現明顯下降，具有一定的安全儲備。

3）預制底板的連接鋼筋是拼縫處的主要受力構件，且在相同樓面均布荷載下，越靠近板中心區域的連接鋼筋拉應變越大。

4）拼縫處防裂鋼筋可以有效抑制混凝土底板裂縫的發展，且越靠近樓板中心，鋼筋的拉應變越大。

5）結合足尺試驗數據，后續將采用有限元數值仿真和理論計算相結合的研究方法，對新型拼縫形式的疊合樓板進行極限承載力研究，為本新型拼縫疊合樓板在工程中的應用夯實理論基礎。