空心楼盖是在钢筋混凝土实心板内规则填充模盒形成空腔以减小楼盖自重的一种结构形式。在国外, 空心楼盖称作Hollow Floor, Voided Slab, Hollow Biaxial Slab或Biaxial Voided Slab。因其自重轻、结构高度小、刚度大、整体性好、空间分隔灵活和适用于大跨度建筑等在力学和使用性上的优点, 且预制装配率高、节约建材等在节能减耗方面有突出优势, 空心楼盖得到了广泛应用。目前, 全国超过25个省、直辖市及地区出台了绿色建筑评价地方标准^[1], 各地方标准均直接或间接地将空心楼盖技术作为节约型结构体系优先推广。《现浇混凝土空心楼盖技术规程》 (JGJ/T 268—2012) ^[2] (简称空心楼盖技术规程) 建议将纵、横柱轴线和柱周边设置成实心区域, 以实现内模与现浇肋梁形成整体共同参与受力和提高抗冲切承载力的目的。尽管内模形式略有差异, 但其空心楼盖传力途径和变形方式与传统无梁楼盖基本一致^[3,4,5]。

　　 包括空心楼盖在内的板柱结构体系, 由于柱边集中受剪以及柱边板受弯, 处于弯剪复合受力状态下的板柱节点容易引发冲切破坏, 冲切问题成为制约空心楼盖发展和推广的瓶颈和核心问题。为研究空心楼盖的冲切性能, 国内外学者做了一定的试验研究。龚启宏等^[6]完成了9个单向布管未配置抗冲切钢筋的空心板柱内节点的冲切试验, 研究表明:空心板柱结构节点均为脆性冲切破坏, 顺管向的冲切角大于垂直管向的冲切角, 增大肋宽、板厚和板底配筋率可以提高节点的抗冲切承载力。王维雪^[7]通过有限元对现浇混凝土空心楼盖板柱节点的受力性能展开研究, 提出了空心楼盖冲切承载力的建议公式。庞瑞等^[8]完成了2个正交布管带实心区和暗梁的空心楼盖板柱节点冲切试验, 研究表明:空心楼盖裂缝发展和节点破坏形态与普通双向板类似。提高纵筋配筋率可增强节点的极限承载力和刚度, 且空心楼盖板柱节点抗冲切承载力可参考普通实心板柱节点的计算方法。Valivonis^[9,10]等完成了3类 (无板柱节点实心区及暗梁、仅有节点实心区、仅有暗梁) 共6个盒状内模空心楼盖板柱节点的冲切试验, 研究表明:节点实心区或暗梁能明显提高空心楼盖承载能力, 3类空心板破坏模式一致, 均为脆性冲切破坏, 针对冲切破坏面内布置有模盒的情况提出了冲切承载能力计算公式。Coronelli等^[11]完成了4组共12个单点 (或两点) 加载对边支撑的平头锥体内模空心板试验, 研究表明:单向空心板的破坏形态和实心板类似, 计算冲切承载力时必须考虑空心内模对冲切面的削弱。

　　 针对主流的盒状内模空心楼盖, 本文对3个空心楼盖板柱节点进行了抗冲切静力试验, 对试验设计进行了详细描述, 对试件的破坏形态、裂缝特征、开裂荷载、极限荷载、板底挠度以及钢筋和混凝土的应变数据进行系统研究, 明确了设置节点实心区和暗梁配箍对节点冲切性能的影响。为进一步发展和完善空心楼盖板柱结构体系的设计方法和技术规程提供数据支持。

　　 本文选取板柱内节点单元——中间区格板的反弯线 (距柱轴线0.22L^[12], 其中L为柱网尺寸) 所围区域为试验研究对象, 工程背景为重庆大学B区地下停车场空心楼板。考虑实验室加载装置和加载水平, 共设计制作了3个1∶2缩尺比例试件。试件总尺寸为2 300×2 300×200;四边简支, 对边支座间距为1 980mm;柱尺寸为200×200×300。混凝土强度等级为C40, 板底钢筋和箍筋均采用HRB400级, 板顶钢筋采用HPB300级, 空心楼盖模盒由塑料泡沫制作。柱轴线实心区尺寸及节点实心区尺寸均按照空心楼盖技术规程^[2]设计。试件设计参数如表1所示, 试件平面图如图1所示, 暗梁及柱子配筋图如图2所示。

　　 制作试件时, 按照场地平整→铺设底模→放模盒定位线→绑扎板底钢筋网→放置板底钢筋垫块以及模盒垫块→安装模盒 (做好抗浮措施) →绑扎板顶钢筋网并放置钢筋垫块→关模→浇筑混凝土→振捣→收光养护的关键施工流程进行。

　　 本试验约束条件为四边简支, 参照《混凝土结构试验方法标准》 (GB/T 50152—2012) ^[13]的规定, 试件通过厚度为10mm的钢垫板放置在4根直径为32mm的圆钢棒上, 以此模拟四边简支的约束条件, 圆钢棒点焊在由4根工字钢制成的钢框架上, 钢框架四角由4个高度为1 100mm的刚性支墩支撑。钢棒中心线距试件板边为160mm, 以防止加载后期试件因中心处下沉过大从支座间跌落。试验加载采用1 000kN油压千斤顶和钢反力梁完成, 施加荷载时, 应在千斤顶与柱头之间垫上钢垫片。支座及加载装置详见图3。

　　 试验加载程序分为预加载和正式加载2个阶段。完成加载前各项检查后, 进行预加载。预加载阶段分三级进行, 每级20kN, 然后分级卸载。每加 (卸) 载一级持荷5min。

　　 鉴于3个试件预估极限荷载不同, 正式加载阶段采用不同的加载制度。对于试件HS-1, HS-2, 荷载达到100kN以前, 每级20kN;荷载超过100kN后, 每级10kN。对于试件HS-3, 荷载达到100kN以前, 每级30kN;荷载处于100～200kN之间时, 每级20kN;荷载超过200kN后, 每级10kN。每加一级荷载后持荷5min, 持荷过程中观察裂缝出现及发展趋势并进行标记;当荷载达到预估极限荷载的80%后, 视裂缝开展以及板的挠度变化情况决定是否继续描缝;当荷载达到预估极限荷载的90%后, 改为挠度控制加载, 板底中心点挠度每下降0.05mm, 采集一次数据, 直到构件破坏。

　　 根据本试验的目的, 需要测试的内容主要包括:1) 裂缝及荷载。记录裂缝出现时的荷载级别、极限荷载、描绘各级荷载作用下板底裂缝的位置及走向、观察破坏时冲切临界裂缝的形态。2) 挠度。记录各级荷载下板的变形量。位移计布置如图4 (a) 所示。3) 混凝土及钢筋应变。混凝土应变片粘贴位置如图4 (b) 所示, 纵筋、箍筋应变片粘贴位置如图4 (c) ～ (e) 所示。图中H1-j代表水平方向第1行第j个应变片;V_i-j代表竖向第i列第j个应变片。

　　 按照《普通混凝土力学性能试验方法标准》 (GB/T 50081—2002) ^[14]规定的方法测得混凝土试块的立方体抗压强度平均值f_cu⁰=43.63MPa。按照《金属材料拉伸试验 第1部分:室温试验方法》 (GB/T 228—2002) ^[15]的规定, 在万能试验机上完成钢筋拉伸试验, 钢筋的各项材料性能指标详见表2。

　　 对于试件HS-1, 当荷载达到160kN时, 板底柱边位置出现较短的辐射状裂缝;当荷载达到380kN时, 出现环向裂缝;当荷载达到580kN时, 整个板底已密布裂缝, 环向裂缝连通并伴随着混凝土开裂的声音;当荷载加至590kN时, 试件达到其极限承载力, 板底环向主裂缝处混凝土部分脱落, 板底中心处挠度急剧增大, 荷载急速减小, 如图5所示, 板底荷载-挠度曲线呈现明显的冲切破坏特征, 破坏后环向主裂缝距柱边约为390mm。如图6所示, 将柱头附近被压碎的混凝土敲掉, 可观察到较为完整的临界斜裂缝面, 与临界斜裂缝相交的板顶钢筋已发生弯折, 而临界斜裂缝并非呈直线型, 其靠近板底部分倾角较为平缓, 靠近剪压区部分倾角明显偏大。利用倾角仪测得临界斜裂缝平均倾角为27.78°。

　　 对于试件HS-2, 当荷载达到130kN时, 板底柱边位置出现较短的辐射状裂缝, 当荷载达到360kN时, 出现环向裂缝, 此时裂缝最大宽度已达0.1～0.15mm;当荷载达到610kN时, 整个板底已密布裂缝, 环向裂缝连通并伴随着混凝土开裂的声音;当荷载达到647kN时, 试件达到其极限承载力, 板底环向主裂缝处混凝土部分脱落。达到极限荷载后, 如图5所示, 板底中心处挠度急剧增大, 但荷载未见明显下降, 波动一段时间降到619kN后, 突然急剧下降, 荷载-挠度曲线呈现弯冲破坏特征。如图6所示, 破坏后, 环向主裂缝距柱边305～545mm, 柱头下陷, 其附近少量混凝土被压碎, 可观察到较为完整的临界斜裂缝面, 与试件HS-1相同, 临界斜裂缝破坏面呈“肘”形发展, 板底部分平缓, 剪压区部分倾角明显变大。利用倾角仪测得临界斜裂缝平均倾角为30.09°。

　　 对于试件HS-3, 当荷载达到180kN时, 板底柱边位置出现较短的辐射状裂缝;当荷载达到400kN时, 出现环向裂缝;当荷载达到710kN时, 整个板底已密布主要沿板的对角线发展的“X”形裂缝, 并伴随着混凝土开裂的声音;当荷载达到790kN时, 试件达到其极限承载力, 此时已形成数条完整的环向裂缝, 但并未观察到明显的临界裂缝。达到极限荷载后, 如图5所示, 板底挠度急剧增大, 但荷载并无明显下降, 荷载-挠度曲线呈现明显的弯曲延性破坏特征。如图6所示, 破坏后, 柱头明显下陷, 板顶混凝土大量被压碎。

　　 3个试件的开裂荷载P_cr、极限荷载P_u、极限荷载对应的板底挠度δ₁、荷载下降为85%P_u对应的板底挠度δ₂及板的破坏形态如表3所示。

　　 如图7所示, 在达到极限荷载时, 试件HS-1各测点的纵筋应变相对较小, 均未达到屈服 (纯冲切破坏) ;试件HS-2在靠近柱边一定区域范围内纵筋达到屈服, 该范围以外纵筋应变相对较小 (弯冲破坏) ;试件HS-3板底纵筋应变都相对较大, 大部分已经达到屈服, 表现出明显的弯曲破坏特点。试件HS-1和试件HS-2在距柱边200～400mm范围内有个别纵筋的应变值突然大幅度增大, 可认为是有冲切裂缝与该位置的纵筋相交造成的。

　　 为了进一步了解板底纵筋的应变发展情况, 图8分别给出3个试件柱头边缘对应处板底纵筋的荷载-应变曲线 (应变片位置可参见图4 (c) , (d) ) 。

　　 试件HS-2和试件HS-3暗梁箍筋测点如图4 (e) 所示。图9和图10分别为试件HS-2和试件HS-3各箍筋测点的荷载-应变曲线图 (2个构件柱边第一根箍筋加载全过程均处于弹性阶段, 此处不展示) 。

　　 如图9所示, 试件HS-2柱边外第二根箍筋上的3个测点在加载前期应变发展规律较为一致, 后期测点G4的应变先增后减, 而测点G5, G6应变持续增大, 达到极限荷载前测点G4, G5都已受拉屈服;在达到极限荷载前第三根箍筋上的测点G9已受拉屈服。第四和第五根箍筋上各自3个测点的应变发展规律都较为相似, 达到极限荷载时应变值都较小。通过对箍筋上各个测点应变发展的分析, 可大致推测出环向裂缝的发展路径, 最终的冲切临界裂缝应穿过了柱边第二根箍筋的中部和柱边第三根箍筋的下部。

　　 如图10所示, 试件HS-3在整个加载过程中箍筋的应变值均较小, 远未屈服。距柱较远的三根箍筋各自底部2个测点的应变发展规律较为相似, 但顶部测点在加载后期由拉应变变为压应变。

　　 试件板顶混凝土应变片粘贴位置如图4 (b) 所示, 分为径向应变片 (-V, -N) 、环向应变片 (-H, -E) 和板对角线应变片 (J-) 。本文选取S1-H, S1-V和J1为代表性位置进行分析, 3个试件在上述3个方向上的混凝土应变发展分别如图11 (a) ～ (c) 所示。

　　 如图11所示, 在S1-H方向, 混凝土应变随荷载增大而增大, 达到极限荷载时混凝土应变仍有增大的趋势;在S1-V方向, 随着荷载的增大, 环向裂缝和径向裂缝导致内力重分布, 3个试件在该方向混凝土都表现出明显的卸载过程, 且由于HS-3的裂缝发育充分, 混凝土卸载过程最显著;在J1方向, 由于内力重分布及柱角位置应力集中, 混凝土应变变化规律较为复杂, 随着荷载的增大应变先增后减, 随后又有所增加。3个试件中, 发生弯曲破坏的试件HS-3在以上3个方向上的混凝土应变值都是最大的。

　　 总体上看, 各试件的环向 (S1-H) 混凝土应变最大, 径向 (S1-V) 混凝土应变次之, 且稍大于板对角线 (J1) 混凝土应变。显然, 由于裂缝发育, 按弹性薄板理论^[16]柱边径向弯矩大于环向弯矩 (表现为混凝土径向应变大于环向应变) 仅在加载前期适用。根据塑性铰线理论, 板柱节点在竖向荷载的作用下形成破坏机构时, 塑性铰线将试件分割成数块大小不一的刚体, 且刚体之间存在相互挤压, 导致试件平行于柱边的混凝土应变大于其他方向的混凝土应变, HS-3的混凝土应变图可以很好地反映该理论。

　　 如表3所示, 通过空心楼盖板柱节点不同的设置方案可引导结构发生不同的破坏模式:

　　 (1) 试件HS-1仅设置节点实心区, 破坏时板底纵筋全未屈服, 冲切锥体冲出前毫无征兆, 为脆性冲切破坏, 该破坏模式危害极大, 工程中应尽量避免。

　　 (2) 试件HS-2未设置节点实心区但暗梁配置有箍筋 (ρ_v=0.177%) , 极限荷载较HS-1提高9.66%, 破坏时柱边一定区域内的板底纵筋和箍筋达到屈服, 冲切锥体冲出前具有一定的征兆, 为脆性的弯冲破坏, 节点抗冲切性能得到改善。

　　 (3) 试件HS-3未设置节点实心区但暗梁配置有较多箍筋 (ρ_v=0.628%) , 极限荷载较HS-1提高33.90%、较HS-2提高22.10%。破坏时板底中心点处挠度仍明显增大, 大部分板底纵筋已达屈服但箍筋仍处于弹性阶段, 发生了延性的弯曲破坏, 节点的抗冲切性能 (强度和延性) 得到极大改善。

　　 由此可见, 从强度角度, 暗梁配箍可以取代板柱节点实心区, 这给空心内模的排布带来极大便利;从延性角度, 通过控制暗梁箍筋数量可以有效地改变板柱节点的破坏类型, 使其由脆性的冲切破坏变为延性的弯曲破坏。

　　 试验结束后将试件HS-1柱头附近被压碎的混凝土敲掉, 观察临界斜裂缝面的发展状况, 可发现临界斜裂缝已有一部分发展至空心区域, 这说明将节点实心区范围设置为柱截面边缘向外延伸1.5倍板厚时, 并不能确保临界斜裂缝一定不会超过该区域而不向空心区域发展。按照我国《混凝土结构设计规范》 (GB 50010—2010) ^[17]计算得到的抗冲切承载力为554.78 kN, 试验实测抗冲切承载力与规范理论计算值相对误差为6.35% (|V_code-V_test|/V_test×100%) , 说明未配置抗冲切筋的空心楼盖极限承载力可参考普通实心板柱节点的理论计算方法。另外, 试验极限荷载值比我国规范计算值大, 表明规范公式有一定的安全储备。

　　 试件HS-2与HS-3的主要区别在于暗梁配箍率的大小 (配箍率分别为ρ_v=0.177%及ρ_v=0.628%) 。试件HS-2配置的箍筋量较小, 箍筋对混凝土的约束能力较弱, 最终发生了脆性的弯冲破坏;按照Huang等^[18]提出的弯剪临界裂缝理论, 板柱节点抗冲切能力主要由弯剪复合受力区提供, 试件HS-3配置的箍筋量较大, 箍筋对暗梁区域混凝土产生较大的约束作用, 承担了较多的竖向剪力, 阻止或延缓了弯剪斜裂缝的发生发展, 扩大了柱边顶部剪压区的面积, 使混凝土抗压强度得到大幅度提高。同时, 箍筋的存在有效地阻止了冲切临界斜裂缝的发展, 使结构避免在发生弯曲破坏前先发生冲切破坏, 实现了板柱结构的“强冲弱弯”, 最终发生弯曲破坏。如表3所示, 试件HS-3的实际极限承载力和破坏时板底中心处的挠度都比试件HS-2大, 由此可见, 增大暗梁配箍率可有效提高板柱节点的极限承载力和延性。

　　 (1) 3个试件发生了三种不同的破坏类型, 试件HS-1达到极限荷载后承载能力突然下降, 发生完全脆性的纯冲切破坏, 破坏时板底纵筋全未达到屈服强度;试件HS-2达到极限荷载后, 在一段时间内仍能维持较高的承载能力, 随后荷载突然下降, 发生脆性的弯冲破坏, 破坏时柱边一定区域内的板底纵筋发生屈服;试件HS-3达到极限荷载后承载能力缓慢下降, 发生延性的弯曲破坏, 破坏时板底中心点处挠度明显增大, 大部分板底纵筋已发生屈服。即通过暗梁配箍可以有效地改变板柱节点的破坏类型, 使其由脆性的冲切破坏变为延性的弯曲破坏。

　　 (2) 试件HS-1临界斜裂缝破坏面平均倾角为27.78°, 意味着按照空心楼盖技术规程^[2]设置的实心区未能完全包住临界斜裂缝。

　　 (3) 在进行试件设计时, 试件HS-1, HS-2按照相同的抗冲切承载力进行设计, 但一个设置实心区, 另一个设置暗梁箍筋。实验结果发现, 试件HS-1发生了完全脆性的纯冲切破坏, 而试件HS-2破坏前具有一定的征兆, 且极限承载能力稍高于试件HS-1。由此可见, 在改善节点抗冲切性能方面, 配置暗梁箍筋比设置节点实心区效果更好。与试件HS-2相比, 试件HS-3提高了暗梁配箍率, 结果发现试件HS-3的实际极限承载力和达到极限承载力时板底中心处的挠度都比试件HS-2大。由此可见, 增大暗梁配箍率可有效提高板柱节点的极限承载力和延性。

　　 (4) 未配置抗冲切筋的空心楼盖极限承载力可参考普通实心板柱节点的冲切理论计算方法, 但从提高结构可靠度水平出发, 建议按冲切破坏面倾角为30°设置板柱节点实心区, 范围为柱截面边缘向外不小于1.8倍板厚。