不同連接方式疊合板-現澆梁滯回性能試驗研究

鄭嘉潤，張明山，李本悅，徐銓彪，龔順風

(1.浙江大學 土木工程學系，浙江 杭州 310058；2.浙江大學建筑設計研究院有限公司，浙江 杭州 310028；3.浙江大學平衡建筑研究中心，浙江 杭州 310028)

疊合板是裝配式結構中重要的水平受力構件[1].與預制板相比，疊合板整體性好，抗震性能優越；與現澆板相比，能夠節省建材、縮短工期、綠色環保[2].工程中常用的疊合板底板主要是帶外伸鋼筋的預制板，預制板邊伸入支座的鋼筋與梁的鋼筋容易產生碰撞，鋼筋與鋼筋要避讓、穿插就位，處理難度大，施工效率低，不利于構件的推廣與應用.因此，研究受力合理、連接可靠和安裝方便的疊合板-現澆梁連接方式具有重要的實際意義.

學者從不同角度對梁板連接開展了研究.郭偉賓[3]對分別采用連接鋼筋、胡子筋構造措施的預制帶肋預應力混凝土疊合板梁板節點的受彎性能進行對比研究，認為合理配置連接鋼筋的梁板節點受力性能可以滿足設計要求.唐宇軒[4]提出采用U型筋連接的預制混凝土梁板節點，在對該梁板連接節點的受彎性能進行數值模擬后，得出其梁板連接節點的受彎承載力接近現澆板.鄧宇等[5]對比研究預制板連接處采用環氧樹脂涂抹對裝配式梁板節點受彎性能的影響，認為連接處涂抹環氧樹脂可以提高梁板節點的受彎承載力和整體性能.吳波等[6]研究帶外伸齒條的預制裝配再生塊體混凝土板梁連接的受彎性能，試驗得到的預制裝配再生塊體混凝土板梁極限受彎承載力高于整澆再生塊體混凝土板梁.Tohidi等[7]通過試驗研究樓蓋板與鋼梁連接的抗倒塌機制，發現梁板連接鋼筋長度對樓蓋體系的抗倒塌能力有重要影響.Derysz等[8]提出采用栓釘連接鋼-混凝土組合梁板的受彎承載力理論計算模型，計算模型與試驗結果相比具有較好的一致性.Qian等[9]提出裝配式混凝土框架結構分別采用螺栓和端部鋼板焊接2種連接方式，比較研究這2種連接結構的抗倒塌機制后，得出螺栓連接具有較好的延性，可以有效防止預制板的脫落.

已有研究對多種形式的梁板連接構造進行改進，以提高結構受力性能和施工效率，但對于文獻[10]提出的疊合板-現澆梁的出筋連接方式，如何在保證連接有效的前提下，提高其施工效率，相關研究較少.為此，本研究參考技術規程中的設計，提出預制板板端不出筋，通過斜插筋與現澆梁相連的連接方式.通過對采用出筋、斜插筋、疊合面鋼筋和凹槽鋼筋4種連接方式及不同剪跨比疊合板-現澆梁試件進行低周往復荷載試驗，研究試件滯回性能的差異，分析不同連接方式應用于預制板與現澆梁連接的可行性.

1 試驗概況

1.1 試件設計

參考文獻[10]，試件設計采用出筋連接疊合板-現澆梁.為了解決預制板出筋帶來的各種問題，斜插筋連接試件采用預制底板不出筋，并采用斜插筋與現澆梁相連的方式.為了更全面地考慮不同連接方式對疊合板-現澆梁試件受力性能的影響并分析不同連接方式應用于預制板與現澆梁連接的可行性，設計采用疊合面鋼筋和凹槽鋼筋連接試件作為對比.考慮實際情況下梁板交界處的受力情況，選取板跨中至支座距離為1 000 mm；考慮加載裝置影響，設計板懸挑距離L=1 100 mm.考慮試件在剪切變形占比為主情況下試件受力情況，分別選取板懸挑距離L=700、400 mm作為對比.

共設計11個試件開展低周往復加載試驗.各試件預制板寬1 000 mm，厚60 mm；現澆板寬1 000 mm，厚70 mm；現澆梁尺寸為300 mm×500 mm×2 300 mm.試件均采用HRB400鋼筋，現澆板縱向主筋沿板寬方向以間距200 mm布設5根，伸入整個梁截面且有良好的錨固性能.采用出筋連接試件的預制板縱向主筋沿板寬方向以間距200 mm布設5根，錨固長度為205 mm.斜插筋連接方式共設計2種不同配筋率的試件，分別為沿預制板板寬方向以間距200 mm布設5根直徑為10 mm的斜插筋和以間距400 mm布設3根直徑為12 mm的斜插筋.采用疊合面鋼筋搭接的試件在預制板和現澆板交界處布設5根直徑為8 mm的鋼筋，伸入梁截面且有較好錨固.采用凹槽鋼筋連接的試件預制板連接鋼筋沿板寬方向以間距200 mm布設5根.試件幾何尺寸及結構配筋詳如圖1、表1所示.

表1 試件幾何尺寸和配筋Tab.1 Geometric dimensions and reinforcements of specimens

圖1 試件尺寸及配筋示意圖Fig.1 Schematic diagram of dimensiones and reinforcements in specimens

1.2 材料力學性能

在生產疊合板-現澆梁試件的同時，澆筑2組（共6個）邊長為100 mm的混凝土立方體試塊，與試件同條件下養護.對前述6個混凝土立方體試塊進行抗壓試驗，參考文獻[11]的計算公式，得到立方體抗壓強度fcu=40.6 MPa、混凝土彈性模量Ec=32.5 GPa、混凝土軸心抗拉強度ft=2.4 MPa、軸心抗壓強度fc=26.8 MPa.疊合板梁試件的受力鋼筋采用直徑為10、12 mm的HRB400鋼筋，抽取同批次直徑為10、12 mm各3根鋼筋進行拉伸試驗.鋼筋的相關力學參數如表2所示，其中Es、fy、fu、Agt分別為鋼筋的彈性模量、屈服強度、極限強度、最大力伸長率.鋼筋的應力σ-應變ε關系曲線如圖2所示，#1、#2、#3為同批次3根鋼筋的3次拉伸試驗.

表2 鋼筋力學性能參數Tab.2 Mechanical parameters of steel bars

圖2 鋼筋的應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves of steel bars

1.3 加載裝置及加載制度

1.3.1 加載裝置 如圖3所示，試驗加載裝置由反力架、反力梁、作動器和加載梁等組成，通過頂部25t的MTS作動器施加豎向荷載，加載點位于板懸挑端位置，在板端設置加載梁避免集中加載.加載梁和鋼墊塊通過4根螺栓對拉（試件預留螺栓孔），固定試件端部，以便施加豎向往復荷載.以箱型鋼梁為支墩抬高試件，通過螺栓將夾支座分別與箱型鋼梁和疊合板現澆梁相連，將試件固定在箱型鋼梁上，保證現澆梁不出現橫向和豎向移動.

圖3 試件滯回試驗加載裝置Fig.3 Loading device diagram of hysteretic test for specimens

1.3.2 加載制度 參考文獻[11]，按照受彎構件計算疊合板的正截面受彎承載力.依據文獻[12]的加載方法，進行低周往復加載試驗.如圖4所示，加載采用力-位移混合控制法，在力控制階段，分5級加載至預估屈服荷載py，每級循環1次，力加載最后一級為調整級數，根據試驗情況確定名義屈服位移Δy及位移控制階段每級位移增量Δ0.在位移控制階段，每級比前一級加載增加Δ0，每級加載循環3次.當試件的承載力下降到最大荷載的80%，即認為試件破壞.試驗中定義以向下加載為正，向上為負.

圖4 試件滯回試驗加載制度Fig.4 Loading history diagram of hysteretic test for specimens

2 試驗現象及破壞特征

2.1 出筋連接試件

采用出筋連接的試件第一條裂縫均出現在梁板交界上表面處，隨著加載位移增大，A1試件在現澆板上表面出現1條橫向次要裂縫，A2試件和A3試件裂縫集中分布于梁板交界處，無其他裂縫開展.加載后期，預制板與現澆梁交界處裂縫寬度發展較大，上、下表面裂縫貫通，預制板縱筋出現較大的黏結滑移，強度沒有得到充分發揮，試件反向承載力出現明顯下降.試件最終破壞形態如圖5所示.

圖5 出筋試件的破壞形態Fig.5 Failure patterns of extended steel bars specimens

2.2 斜插筋連接試件

采用斜插筋連接的試件梁板交界上、下表面裂縫發展情況與采用出筋連接的試件類似，梁板交界上表面處首先出現橫向裂縫，隨著加載位移增大，B1試件現澆板上表面出現橫向次要裂縫.加載后期，梁板交界處裂縫貫通.采用斜插筋連接試件明顯不同于采用出筋連接試件的破壞特征：除B2、B3試件外，其余采用斜插筋連接的試件疊合板新舊混凝土結合面上出現不同程度的開裂現象，斜插筋出現較大的黏結滑移，強度沒有得到充分發揮.剪跨比越小的斜插筋試件，開裂現象越不明顯，主要原因是隨著剪跨比減小，剪切變形占比增大，斜插筋與混凝土黏結滑移現象趨于減弱.相比B編號的斜插筋試件，C編號的斜插筋試件疊合面開裂現象更顯著，主要原因是C編號試件穿過疊合面的斜插筋直徑較大、數量較少，單根鋼筋所受應力更大.試件最終破壞形態如圖6所示.

2.3 疊合面鋼筋搭接和凹槽連接試件

采用疊合面鋼筋搭接和凹槽鋼筋連接的試件梁板交界上、下表面處裂縫發展情況與采用出筋連接的試件類似，梁板交界上表面處首先出現橫向裂縫，隨著加載位移增大，上、下表面裂縫貫通.加載過程中，D1試件現澆板上表面出現4條次要橫向裂縫，無其他明顯破壞現象.E1試件現澆板上表面處出現1條次要橫向裂縫，接近破壞時底部凹槽混凝土出現大面積剝落，承載力出現明顯下降.試件最終破壞形態如圖7所示.

圖7 2種鋼筋試件的破壞形態Fig.7 Failure patterns of two types of steel specimens

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線

在整個加載過程中，試件正、反向滯回曲線呈現明顯的不對稱性.正向承載力達到峰值后保持穩定，主要原因是現澆板縱筋與端部混凝土梁具有良好的錨固效應，鋼筋的受拉性能得到充分發揮.反向承載力達到峰值后呈現明顯的下降趨勢，主要原因是預制板縱筋與端部混凝土梁錨固性能較差，較早與混凝土發生滑移，強度沒有充分發揮.各試件的滯回曲線形狀大致相同，滯回環均呈現倒S形，滯回曲線有明顯的捏攏現象.梁板交界面實際彎矩除了所加豎向荷載，還受到加載梁、鋼墊板和混凝土板自重的影響.如圖8所示，將豎向荷載-位移滯回曲線轉換成考慮自重的彎矩M-位移角?滯回曲線，以便準確反映試件的滯回性能.

圖8 試件彎矩-位移角滯回曲線Fig.8 Moment-drift ratio hysteretic curves of specimens

3.2 承載力和延性分析

彎矩-位移角骨架曲線如圖9所示，試件的彎矩-位移角骨架曲線均經歷彈性、彈塑性、塑性發展和破壞4個階段.試件正向峰值承載力均大于反向峰值，主要原因1）現澆板縱筋的錨固性能優于預制板縱筋，2）預制板混凝土受梁的約束效應優于現澆板混凝土.采用出筋連接的試件和采用斜插筋連接的試件最大承載力基本相同，表明斜插筋可以有效傳遞應力.采用疊合面鋼筋搭接的試件正向承載力明顯大于其他連接試件，反向承載力明顯小于其他連接試件；主要原因是在正向加載時，搭接試件后加筋也位于受拉區，和上部現澆板縱筋共同參與受拉，反向加載時，后加筋直徑較小且距離中和軸距離較小，參與受拉程度較小.采用凹槽連接的試件正向峰值承載力與采用出筋和斜插筋連接的試件基本相同，反向峰值承載力較大，主要原因是凹槽底板受力鋼筋與連接鋼筋共同參與受彎.如表3所示為各試件在試驗過程中特征點處的彎矩和位移角，其中My、?y、Mmax、?max、?u、μ分別為試件的屈服彎矩、屈服位移角、最大彎矩、最大彎矩對應的位移角、極限位移角、延性系數.

表3 試件特征點處的彎矩和位移角Tab.3 Moment and drift ratio at characteristic points of specimens

圖9 試件彎矩-位移角骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of moment-drift ratio for specimens

現澆板縱筋與端部混凝土梁具有良好的錨固效應，加載超過5倍屈服位移，正向承載力仍沒有明顯下降，因此試件正向變形能力均較大.采用凹槽連接的試件接近破壞時，底部凹槽混凝土大面積退出工作而迅速退化，底部受壓區混凝土強度快速下降，導致正向承載力快速下降.在相同板長條件下，B1試件反向延性系數略小于A1試件，主要由于斜插筋存在垂直于板面方向的應力分量.隨著剪跨比減小，相比采用出筋連接的試件，采用斜插筋連接的試件延性較大，主要原因是斜插筋相比出筋具有更大的抗剪強度.采用疊合面鋼筋搭接的試件后加筋與混凝土錨固性能較好，反向也表現出較好的延性.采用凹槽鋼筋連接的試件反向延性系數大于相同板長采用出筋和斜插筋連接的試件.A3試件的峰值承載力略大于A1、A2試件的，B3試件的峰值承載力略大于B1、B2試件的，C3試件的峰值承載力略大于C1、C2試件的，表明剪跨比越小，試件峰值承載力越大.剪跨比越小，試件反向延性系數越大，表明剪跨比較小的試件延性較好，主要原因是剪跨比較小的試件，剪切變形占比較大，削弱了預制板縱筋與混凝土的黏結滑移作用.

3.3 剛度退化和耗能能力

試件的屈服后剛度比r-位移延性系數μ曲線如圖10所示，屈服后剛度比為屈服后割線剛度Ke與屈服剛度Ky之比[13].可以看出，試件屈服后剛度比隨位移延性系數增加呈明顯的下降趨勢，退化速度較快，之后隨塑性的不斷發展，退化趨于平緩.試件正向剛度比退化速度基本相同.相比斜插筋連接的試件，出筋連接的試件反向剛度比退化速度較快.相比出筋連接的試件和斜插筋連接的試件，搭接和凹槽連接的試件反向剛度比退化速度較慢；接近破壞時，凹槽連接試件反向剛度比出現明顯下降.剪跨比較大的試件，反向剛度比退化速度較快.

圖10 試件剛度退化曲線Fig.10 Stiffness degradation curves of specimens

對于試件的耗能能力，一般常用滯回曲線包圍的圖形面積來衡量，滯回環包圍的面積越飽滿，說明耗能能力越強.通常用能量耗散系數E和等效黏滯阻尼系數ζeq來衡量各試件滯回性能的好壞，E為試件滯回曲線1個滯回環的總能量與彈性能的比值.ζeq=E/2π，ζeq越大，試件的耗能能力強.試件的等效黏滯阻尼系數曲線如圖11所示，在加載前期各個試件的等效黏滯阻尼系數相差不大.構件開裂時，等效黏滯阻尼系數突然降低，隨著位移的增加，裂縫數量和寬度不斷增加，由于如裂縫的往復開合以及混凝土摩擦的原因消耗了能量，等效黏滯阻尼系數又不斷增加.采用出筋和斜插筋連接的試件ζeq集中分布在12%～17%，耗能能力相差不大.采用疊合面鋼筋搭接的試件初期等效黏滯阻尼系數下降明顯，加載后期逐漸增大.采用凹槽連接的試件等效黏滯阻尼系數較大，耗能較好，主要原因是E1試件底部凹槽接縫處在加載過程中受彎張開，形成塑性鉸，具有較好的耗能能力.A2、A3試件耗能能力略強于A1試件，B2、B3試件耗能能力略強于B1試件，C3試件耗能能力略強于C1、C2試件，表明試件剪跨比越小，耗能能力越強.出現這種情況的主要原因是剪跨比減小，剪切變形占比增大，削弱了鋼筋黏結滑移作用.

圖11 試件等效黏滯阻尼系數曲線Fig.11 Equivalent viscous damping coefficient curves of specimens

4 結 論

（1）所有試件在梁板交界處均出現1條貫通主裂縫，采用斜插筋連接的試件在板側疊合板新、舊混凝土結合面處出現不同程度的開裂，主要原因是斜插筋應力傳遞，存在垂直于疊合面方向的應力分量.采用凹槽連接的試件接近破壞時凹槽混凝土出現大面積剝落.

（2）采用斜插筋連接的試件承載能力、變形延性、剛度退化和耗能能力等滯回性能均不弱于采用出筋連接的試件，主要原因是斜插筋可以有效傳遞應力.配置斜插筋數量較多的試件板側疊合面開裂程度較小，主要原因是單根斜插筋所受應力較小.可見斜插筋配置數量會影響疊合面開裂，設計中可以進一步優化.

（3）相比采用其他連接的試件，采用疊合面鋼筋搭接的試件正向峰值承載力較大，主要原因是正向加載時后加筋位于受拉區，和上部現澆板縱筋共同參與受拉，反向峰值承載力較小，主要原因是反向加載時后加筋直徑較小且距離中和軸距離較小，參與受拉程度較小.

（4）相比采用出筋和斜插筋連接的試件，采用凹槽鋼筋連接的試件承載能力較大、延性較好、耗能能力較強，表現出較好的滯回性能，主要原因是凹槽底板受力鋼筋與連接鋼筋共同參與受力.

（5）剪跨比對于采用出筋連接的試件滯回性能影響較小，對于采用斜插筋連接的試件滯回性能影響較大，主要原因是剪跨比較大的斜插筋試件黏結滑移較大，更易在疊合板新舊混凝土結合面上發生開裂現象，使得試件在達到反向峰值承載力后出現較快下降，表現出較差的延性.隨著剪跨比減小，斜插筋抗剪作用增加，采用斜插筋連接的試件表現出較好的滯回性能.

（6）本文僅研究1種剪跨比采用凹槽鋼筋連接疊合板-現澆梁的滯回性能，為了更全面地對比采用凹槽連接鋼筋疊合板-現澆梁與采用出筋和斜插筋連接疊合板-現澆梁滯回性能的異同，未來計劃開展其他剪跨比下采用凹槽鋼筋連接疊合板-現澆梁的滯回性能研究.