叠合楼板是在预制底板的上表面现场浇筑1层混凝土而形成的一种叠合式钢筋混凝土楼板, 由于其具有可节省脚手架和模板、施工快捷、整体性较好等突出优点, 被越来越多地应用于各种装配式钢筋混凝土结构。

现有技术中关于双向叠合楼板的连接方式均采用预留200~300mm宽现浇带形式, 如图1所示, 工程现场需支设后浇带模板及支撑, 施工效率低。叠合楼板预制层板侧伸出弯折钢筋, 工厂生产时需根据不同出筋间距加工不同的定型模具, 钢筋摆放时逐根放置, 生产效率低。另外, 四边出筋的叠合楼板在施工安装时钢筋碰撞情况比较严重, 影响了现场的施工效率。

密拼拼缝在设计时按单向受力形式考虑, 如图2所示, 拼缝处构造一般采用附加钢筋的形式, 不考虑该钢筋承受弯矩作用, 从而导致楼板综合造价较高, 影响了叠合楼板的推广速度, 为了解决这一问题, 本文从拼缝处的构造措施和受力机理来研究叠合楼板的拼缝处受力性能, 从而解决密拼叠合楼板的单向受力问题, 完善叠合楼板在混凝土结构中的应用, 助推我国实现建筑工业化节能减排目标。

与不带桁架钢筋的预制叠合平板相比, 桁架钢筋的引入增大了预制构件的刚度, 在吊装和施工阶段, 减少了预制叠合底板的变形, 并增大了承受施工荷载的能力。同时, 斜向的桁架腹杆增大了预制和现浇混凝土之间的结合力, 当密拼叠合楼板拼缝处设置附加钢筋时, 斜腹杆和上下弦杆可以通过钢筋搭接原理锁住附加钢筋, 形成垂直于钢筋的法向应力, 从而增大了混凝土对拼缝钢筋的握裹力, 实现钢筋间接搭接, 从而达到双向受力的效果。在楼盖承受垂直荷载时, 桁架的斜腹杆、上下弦钢筋以及斜向受压的混凝土能够形成空间桁架结构, 有利于增强叠合楼板的整体性, 桁架钢筋传力原理如图3所示。

本次试验的目的是通过系统的试验分析来优化双向板密拼拼缝的形式, 即确定最佳的锚固长度、搭接长度、桁架间距、构造配筋和后浇层厚度, 在此基础上提出相应的设计方法。

A~G组试件尺寸相同, 均为780mm×3 000mm, 配筋为双层双向8@150, A组为对照组无拼缝叠合楼板, 预制板尺寸为780mm×3 000mm, B~F组为密拼拼缝叠合楼板, 预制板尺寸为780mm×1 500mm, 分别考虑不同因素 (B组:楼板厚度;C组:桁架钢筋间距;D组:附加钢筋直径;E组:附加钢筋间距;F组:附加钢筋搭接长度) 对密拼叠合楼板受力性能的影响, G组为不同拼缝构造形式对叠合楼板受力性能的影响, 各组试件参数如表1所示, 典型试件施工如图4所示。

本试验进行破坏性对比试验, 加载点下设置条形钢垫板, 支座约束方式为板跨两端简支。加载制度采用千斤顶-分配梁实现单调加载, 在正式加载前进行预加载, 在构件出现裂缝之前按每级2k N加载, 在构件出现裂缝之后按每级4k N加载, 加载至构件挠度限值 (L/50) 或装置最大量程时停止加载, 加载过程由计算机自动采集荷载-位移数据。在此期间观察板构件裂缝开展情况, 用裂缝观测仪测量裂缝宽度, 做好记录工作。

叠合楼板位移计分别布置在支座、跨中和1/3跨度处, 如图5所示, 预制板下表面位移计布置如图6所示。

加载初期, 试件外表看不出任何变化, 各测点的位移和应变很小, 叠合楼板各截面保持弹性, 没有裂缝产生。当试验荷载F分别加载至9.8, 12.3, 17.2k N时, 试件在底部跨中位置开裂, 裂缝逐渐向上伸长, 宽度不断变大, 并延伸至现浇层内, 裂缝间距均比较均匀;当试验荷载分别加载至16.4, 32.6, 38.1k N时, 竖向位移变化速率较快, 宽度逐渐增大并开始分叉。当各构件的竖向位移分别加载至55.32, 53.55, 54.63mm时, 各构件的试验荷载开始下降, 最终状态A1, A2, A3的极限试验荷载分别为31.02, 40.69, 48.05k N, A组试件裂缝形态如图7所示。

加载初期, 试验现象同无拼缝板, 构件处于弹性状态。开裂时裂缝主要集中在拼缝处, 宽度较大并很快发展至现浇层。当试验荷载分别加载至14.2, 19.2, 29.1k N时, 竖向位移变化速率较快, 此时改为位移加载制度, 进一步加载, 底部纵筋应变增大明显, 裂缝逐渐向上延伸但速率变慢, 宽度逐渐增大并开始分叉, 并未出现明显的新裂缝。当各构件的竖向位移分别加载至55.15, 54.15, 55.04mm时, 各构件的试验荷载开始下降, 最终状态, B1, B2, B3的极限试验荷载分别为22.82, 27.2, 32.19k N, B组试件裂缝形态如图8所示。

C组主要考察拼缝处桁架钢筋间距对楼板受力性能的影响, 加载初期, 试验现象同整浇板, 构件处于弹性状态, 初始刚度C1到C3依次减小。开裂时裂缝主要集中在拼缝处, 宽度较大并发展至现浇层, 同时预制和现浇结合面出现剥离裂缝。当试验荷载分别加载至22.0, 19.2, 15.7k N时, 竖向位移变化速率较快, 预制和现浇结合面剥离裂缝开展明显。当各构件的竖向位移分别加载至54.15, 55.45, 54.95mm时, 各构件的试验荷载开始下降, 最终状态, C1, C2, C3的极限试验荷载分别为27.2, 20.3, 16.8k N, C组试件裂缝形态如图9所示。

D组主要考察附加钢筋直径对楼板受力性能的影响, 加载初期, 试验现象同整浇板, 构件处于弹性状态, 初始刚度相差不大。开裂时D1试件裂缝主要集中在拼缝处, 宽度较大并发展至现浇层, 同时预制和现浇结合面出现剥离裂缝;D2试件和D3试件裂缝分布比较均匀, 并且拼缝处裂缝宽度明显小于D1试件裂缝宽度。当试验荷载分别加载至19.2, 23.4, 42.1k N时, 竖向位移变化速率较快, D1试件预制和现浇结合面剥离裂缝开展明显, D2试件和D3试件裂缝分布比较均匀。当各构件的竖向位移分别加载至54.15, 47.58, 46.16mm时, 各构件的试验荷载开始下降, 最终状态, D1, D2, D3的极限试验荷载分别为27.2, 35.1, 42.2k N, D组试件裂缝形态如图10所示。

E组主要考察附加钢筋间距对楼板受力性能的影响, 加载初期, 试验现象同整浇板, 构件处于弹性状态, 初始刚度E1到E3依次减小。开裂时E3试件裂缝主要集中在拼缝处, 宽度较大并发展至现浇层, 同时预制和现浇结合面出现剥离裂缝, E1试件和E2试件裂缝分布比较均匀, 并且拼缝处裂缝宽度明显小于E3试件裂缝宽度。当试验荷载分别加载至19.2, 27.4, 30.3k N时, 竖向位移变化速率较快, E3试件预制和现浇结合面剥离裂缝开展明显, E1试件和E2试件裂缝分布比较均匀。当各构件的竖向位移分别加载至40.58, 43.9, 54.15mm时, 各构件的试验荷载开始下降, 最终状态, E1, E2, E3的极限试验荷载分别为37.16, 30.02, 27.20k N, E组试件裂缝形态如图11所示。

F组主要考察附加钢筋搭接长度对楼板受力性能的影响, 加载初期, 试验现象同整浇板, 构件处于弹性状态, 初始刚度F4到F1依次减小。开裂时F3, F4裂缝主要集中在拼缝处, 宽度较大并发展至现浇层, F1, F2一出现裂缝预制和现浇结合面即出现剥离裂缝。当试验荷载分别加载至6.3, 14.9, 19.2, 23.6k N时, 竖向位移变化速率较快, F1, F2水平结合面剥离严重并很快失去承载力, F3, F4荷载缓慢增加, 最终呈现延性破坏。当各构件的竖向位移分别加载至34.76, 31.00, 60.80, 60.08mm时, 各构件的试验荷载开始下降, 最终状态, F1, F2, F3, F4的极限试验荷载分别为10.20, 15.20, 27.20, 30.78k N, F组试件裂缝形态如图12所示。

G组主要考察不同拼缝构造形式对楼板受力性能的影响, 加载初期, 试验现象同整浇板, 构件处于弹性状态。开裂时G1裂缝主要集中在拼缝处, 宽度较大并发展至现浇层, G2, G3在后浇段两端先产生细小裂缝。当试验荷载分别加载至19.2, 33.2, 34.5 k N时, 竖向位移变化速率较快, G1在拼缝处水平结合面剥离并很快失去承载力, G2, G3荷载缓慢增加, 并产生均匀分布的裂缝, 最终呈现延性破坏。当各构件的竖向位移分别加载至60.80, 54.09, 55.30mm时, 各构件的试验荷载开始下降, 最终状态, G1, G2, G3的极限试验荷载分别为27.2, 39.3, 39.7k N, G组试件裂缝形态如图13所示。

各试件的荷载-挠度曲线如图14所示, 开裂前试件变形均为线性状态, 开裂后各试件由于构造形式不同而产生比较大的变形差异。

由荷载-挠度曲线可以得到如下结论。

1) 叠合楼板预制层≥60mm, 并且没有采取加强措施的密拼拼缝时, 叠合楼板整体承载力下降在30%左右;设计中采用密拼叠合楼板时, 拼缝应避开楼板受力较大位置, 对于跨度较大的楼板宜布置奇数块预制叠合楼板。

2) 密拼拼缝处桁架钢筋距拼缝距离为100, 200, 300mm的试件承载力相对值分别为1.00, 0.87, 0.69。

3) 增加拼缝处附加钢筋直径和间距能够明显提高叠合楼板承载力, 并且能够有效限制拼缝处竖向和水平裂缝的开展;工程设计时应保证桁架钢筋到拼缝距离≤100mm或者楼板总厚度。

4) 拼缝处附加钢筋搭接长度为280 (1.0l_a, 其中l_a为钢筋锚固长度) , 336 (1.2l_a) , 392 (1.4l_a) , 448mm (1.6l_a) 时, 各试件的承载力相对值分别为1.00, 1.49, 2.66, 3.02。因此, 设计中附加钢筋搭接长度应≥1.4l_a, 并应考虑施工误差适当增加附加钢筋的实际长度。

5) 后浇段式拼缝的叠合楼板承载力与整体浇筑的叠合楼板承载力差距不大, 承载力能够达到无拼缝叠合楼板承载力的97%。

6) 无加强措施的密拼叠合楼板承载力较无拼缝叠合楼板承载力下降明显, 为提高密拼叠合楼板承载力, 应适当加强拼缝处构造措施。

7) 附加钢筋的计算应保证拼缝处承载力不小于非拼缝处承载力和拼缝处内力设计值的较大值, 计算公式及原理如图15所示。附加钢筋的布置宜以细而密的方式进行设计, 且直径不小于受力钢筋直径。

式中:M₁为拼缝处附加钢筋抗弯承载力;M₂为板底受力钢筋抗弯承载力;h₁为拼缝处有效高度;h₀为非拼缝处有效高度;A_sd为附加钢筋面积;A_s为板底受力钢筋面积。

1) 桁架钢筋到拼缝的距离对密拼叠合楼板承载力影响较大, 距离越小, 密拼叠合楼板承载力及刚度越大, 受力裂缝分布比较均匀, 预制和现浇结合面整体性越好。

2) 增加附加钢筋的面积能够提高密拼叠合楼板拼缝处承载力和刚度, 并且能够有效限制拼缝处竖向和水平裂缝的开展。

3) 增加附加钢筋搭接长度能够提高叠合楼板拼缝处承载力, 当钢筋长度增加到一定程度后, 承载力增加不明显。

4) 与整体浇筑楼板以及后浇段连接的叠合楼板相比, 密拼楼板拼缝处应变集中, 挠度和裂缝较大。

5) 通过试验研究, 本文建议密拼叠合楼板节点如图16所示。