竖向荷载下分布式连接全装配RC楼盖横板向受力性能试验研究

2021-04-20张岚波梁书亭张天鹏王文康

东南大学学报（自然科学版） 2021年2期

庞瑞张岚波梁书亭张天鹏王文康

(1河南工业大学土木工程学院，郑州 450001)(2东南大学土木工程学院，南京 211189)

楼(屋)盖是建筑结构的重要水平承重构件，在承担楼盖恒、活载的同时，将地震作用和风荷载传递给各抗侧力体系[1].装配式RC楼盖具有良好的结构性能以及经济、环境和社会效益，广泛应用于国内外工程实际中[2-3].

预制板之间的连接是装配式楼盖设计的关键环节，对整个建筑结构的整体性、安全性和耐久性等方面有着重要影响.目前，我国主要采用叠合式楼盖[4].文献[5]指出，叠合层可提高楼盖初始刚度和开裂荷载，但对楼盖竖向极限承载力的贡献有限.叠合层的存在增加了结构自重，对结构抗震和地基基础均有不利影响.

在全干式楼盖方面，应用最多的是双T板楼盖.目前，针对双T板楼盖的研究大都集中在板缝连接节点的抗剪与抗拉压性能[6]、楼盖平面内受力性能[7]和采用双T板楼盖的多层建筑(多为停车场建筑)地震响应机理研究[8].文献[9]提出了楼盖敏感类多层建筑结构的抗震设计方法，解决了全装配式双T板楼盖在高烈度区的应用问题.双T板楼盖可满足大跨、重载等设计要求，但存在楼盖板底不平整、结构高度较大等问题，应用范围具有局限性.

为拓宽干式楼盖的应用形式，文献[10-11]根据国内外规范对装配式楼盖受力和抗震性能的要求[12-13]，研发了分布式连接全装配RC楼盖体系(DCPCD)，并通过试验发现DCPCD具有良好的平面内刚度和竖向承载能力[14-16].为进一步揭示DCPCD的竖向承载机理，本文分析了板缝构造对楼盖竖向承载性能的影响，进行了两端简支条件下垂直于板缝方向(横板向)的竖向承载性能试验和理论分析，考察了板缝和连接件数量等对DCPCD横板向受力性能的影响.

1 试验

1.1 试件设计

设计制作了6个DCPCD试件和2个现浇试件.DCPCD试件设计方案见表1，几何尺寸见图1.试件几何尺寸均为3 700 mm×1 800 mm×100 mm，支承方式为两短边简支，支座间距为3 500 mm.现浇试件CISS2和试件CISS3配筋为双层双向配筋，钢筋均采用直径8 mm的HRB400级钢筋，长边方向钢筋间距分别为175和110 mm，短边方向钢筋间距均为150 mm.DCPCD试件由预制板拼装而成，板缝连接采用发卡-盖板混合式节点(HP-CPC).以试件S5C3为例，其平面布置图见图2.连接件详图、预制板配筋详图、材料实测强度等详见文献[17].

表1 DCPCD试件设计方案

(a) 试件CISS2和试件CISS3

(b) 试件S3C2和试件S3C3

(d) 试件S5C2和试件S5C3

(a) 板顶

(b) 板底

1.2 加载方案和量测内容

试验加载程序按照《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012)，并参照《混凝土结构工程施工质量验收规范》(GB 50204—2015)中有关预制构件结构性能检验方法执行.采用铸铁砝码进行堆积加载，每个砝码质量为20 kg.加载前将楼板划分为12个区格，每个区格内每层放置8个砝码，以模拟均布荷载，加载装置见图3.首先进行3级预加载，待各仪表正常工作后正式加载.每级持荷时间为10 min，待变形基本稳定之后再进行数据读取和裂缝观测.

(a) 3D示意图

(b) 加载装置与位移计布置图

试验主要测试内容包括试件各阶段的荷载值、挠度、混凝土应变、钢筋应变、连接件应变和裂缝等.其中，挠度测点分别布置在板底跨中、预制板跨中、板缝的左右及近支座处.测点布置见图3(b).混凝土应变测点主要布置于试件跨中、预制板中部、连接件锚筋及锚板背部.预制板内钢筋应变测点位于预制板受力方向中部.预制板从左至右依次编号为B1～B5，板缝从左至右依次编号为L1～L4.连接件锚筋编号格式为“HP/CP +板缝序号+连接件排数+L/R”，如CPL2-3R表示盖板式连接件第2条板缝上第3排右侧连接件.开孔板编号采用“K+板缝序号+连接件排数”格式，如KL2-3表示第2条板缝上第3排的开孔板.

2 试验结果与分析

2.1 破坏形态

现浇试件裂缝分布较为均匀，CISS2裂缝主要分布在跨中左右两侧960 mm范围内，CISS3裂缝主要分布在跨中左右两侧1 115 mm范围内.配筋率越大，板底裂缝间距越小，与典型受弯构件的裂缝分布规律一致.试件CISS2、CISS3的开裂荷载分别为1.90和3.05 kN/m2.

6个DCPCD试件的破坏过程基本相同，以试件S5C3为例进行描述.加载初期，试件应变和挠度值均较小.当加载至第5级1.0 kN/m2时，跨中挠度为2.5 mm，约为楼盖计算跨度的1/1 480，锚筋CPL2-1L周围出现2条裂缝，可认为加载至第4级时楼盖出现裂缝，即开裂荷载为0.8 kN/m2.加载至第15级3 kN/m2时，CPL1-2R和CPL2-3L锚筋附近出现顺板向水平贯穿裂缝.加载至第16级3.2 kN/m2时，盖板连接件锚筋屈服，此时跨中挠度为12.2 mm，约为楼盖计算跨度的1/287.加载至第17级3.4 kN/m2时，预制板B3跨中出现贯通裂缝，延伸至楼盖侧面，并与锚筋CPL1-2R周围裂缝连接.加载至第18级3.6 kN/m2时，跨中挠度为15.3 mm，为楼盖计算跨度的1/229，超过楼盖设计荷载3.55 kN/m2.加载至第20级4.0 kN/m2时，跨中挠度为18.4 mm，为楼盖计算跨度的1/190，超过正常使用极限状态限值.当荷载总值达到4.2 kN/m2时，楼盖跨中最大挠度为20.1 mm，约为楼盖计算跨度的1/174，试验结束.

DCPCD试件的裂缝发展大致经历了如下3个发展阶段：① 跨中盖板式连接件附近出现斜三角裂缝并不断延伸；② 靠近跨中预制板上出现顺板向裂缝；③ 在加载后期跨中形成贯通裂缝.3个连接件试件预制板上的弯曲裂缝明显较2个连接件试件多，表明增加板缝连接件可提高板缝传递横板向弯矩的能力.DCPCD试件的开裂荷载和裂缝分布与板缝数量、位置及连接件数量有关，这些因素影响着板缝的横板向传力效果.DCPCD试件的开裂荷载小于现浇试件，究其原因在于板缝横板向应力通过2个或3个连接件传递，应力在连接件附近集中，使得局部应力较高，裂缝出现较早.应用时，需改进连接件预埋部分构造，延缓裂缝出现时间.试件CISS3、S4C3、S5C2、S5C3的裂缝分布图见图4.

(a) 试件CISS3破坏形态

(e) 试件S5C2破坏形态

(g) 试件S5C3破坏形态

2.2 挠曲变形

试件跨中荷载-位移曲线见图5.由图可知，现浇板试件刚度大于对应的DCPCD试件.在加载初期，DCPCD试件跨中挠度基本随荷载呈线性增长，随着荷载的增加，DCPCD试件的刚度略有降低；而现浇板试件具有较长的弹性工作阶段.与现浇试件相比，DCPCD试件较早进入弹塑性，且无明显的塑性工作阶段.在板缝数相同的情况下，连接件越多试件刚度越大.在每条板缝连接件数量相同的情况下，板缝数量越多，试件刚度越小.由于试件S4C3的板缝位于楼板跨中，削弱了楼盖刚度，故其刚度略小于试件S5C3.在运输和吊装条件允许的情况下，建议采用宽板预制方案和奇数板楼盖布置方法，避免板缝出现在楼盖跨中.

图5 跨中荷载-挠度曲线

为了直观分析试件在各级荷载下沿受力方向的挠曲变形，将试件CISS3、S4C3、S5C3在代表荷载量级下挠度沿跨度的分布绘制于图6.图中虚线表示板缝位置，d为距左侧板边距离.由图可知，现浇试件在跨中挠度最大，由跨中到支座逐渐减小.DCPCD试件在跨中挠度最大，跨中对称位置处的挠度值和挠度增长趋势均较为接近，表现出良好的对称性.DCPCD试件横板向挠曲变形与现浇试件存在一定差异，以板缝变形和预制板横板向转动变形为主，预制板本身弯曲变形较小，可以忽略.在弹性阶段，DCPCD试件在横板向的挠曲变形形状呈现出多段直线于板缝位置处连接而成的规律，为DCPCD横板向刚度计算模型的创建提供依据.

(a) 试件CISS3

(b) 试件S4C3

2.3 混凝土应变

试件CISS3、S5C3底部混凝土的荷载-应变曲线见图7.由图可知，随着荷载的增加，跨中及其两侧混凝土应变增长较快；支座附近混凝土应变则一直较小.试件CISS3加载至第11级3.6 kN/m2时，跨中出现东西方向贯通水平裂缝，应变数值急剧增大.加载至4.57和6.29 kN/m2时，距跨中北、南0.62 m位置处出现裂缝，应变数值急剧增大.DCPCD试件底部跨中混凝土应变规律如下：除试件S4C2外，其余试件混凝土应变均达到极限拉应变0.85×10-5.偶数板试件(S4C2、S4C3)靠近跨中位置两块板应变较大；奇数板试件(S3C2、S3C3、S5C2、S5C3)中间板以及与中间板相连的2块板应变较大.盖板连接件锚筋根部附近混凝土应变较大，锚板附近混凝土应变较小.

(a) 试件CISS3

(b) 试件S5C3

试件CISS3、S5C3顶部混凝土的荷载-应变曲线见图8.由图可知，DCPCD发卡连接件锚板附近的混凝土为主要承压区域，应变较大；跨中预制板应变大于边板.预制板顶部混凝土应变均未达到混凝土极限压应变2.805×10-3，说明上企口发卡式连接件通过锚板承压可以传递板缝弯曲压应力.

2.4 预制板钢筋应变

(a) CISS3

(b) S5C3

(a) CISS3

(b) S5C3

(a) CISS3

(b) S5C3

2.5 开孔板应变

试件S4C3、S5C3开孔板的荷载-应变曲线见图11.由图可知，在加载过程中，开孔板应变随荷载的增加基本呈线性增长趋势，加载过程中均未屈服(εy=2 248×10-6).靠近跨中位置处开孔板应变较大，靠近支座位置的应变较小.在加载后期，盖板式连接件预埋钢板和混凝土板之间产生约0.4 mm的相对滑移，致使开孔板应变减小，荷载-应变曲线中部分测点出现了应变先增大后减小的现象.

2.6 盖板连接件锚筋应变

(a) S4C3

(b) S5C3

(a) S4C3

(b) S5C3

2.7 发卡连接件锚筋应变

图13为试件S4C3、S5C3发卡连接件锚筋的荷载-应变曲线.由图可知，偶数板试件靠近跨中板缝位置处连接件锚筋应变较大，奇数板试件与跨中板相连的常规板上的连接件应变较大.除S4C2外，所有发卡连接件锚筋均未屈服，由2.3节可知，预制板顶部连接件附近混凝土也未达到极限压应变，说明发卡连接件能有效传递板缝弯矩，是合适的板顶受压连接件形式.

(a) S4C3

(b) S5C3

综上，DCPCD试件盖板式连接件锚筋应力增长速度最快，在加载后期屈服；开孔板的应力增长次之，加载过程中未屈服，最大应变仅为屈服应变的50.04%；预制板底部横板向钢筋应变增长最慢，均未屈服，最大应变与屈服强度的比值范围波动较大，试件S3C2、S3C3、S4C2、S4C3、S5C2和S5C3分别为63.16%、54.13%、11.95%、63.16%、10.21%和81.23%，强度发挥的程度与板缝数量和位置以及连接件数量和位置有关.究其原因在于，盖板式连接件预埋钢板与混凝土之间发生了相对滑移，释放了开孔板应力，而DCPCD的理想受力与破坏模式为开孔板受拉屈服.因此，应用时需增强预埋板锚固措施，实现开孔板先于板底钢筋和连接件锚筋屈服；开孔板屈服后，可进行快速更换，提高楼盖可修复性能.

3 理论分析

3.1 板缝弯曲刚度优化

在DCPCD横板向弯曲刚度方面，文献[18]提出的最小截面刚度法以板缝处刚度作为楼盖横板向弯曲刚度.文献[19]根据DCPCD的构造与受力变形特点，建立了横板向弯曲刚度分析模型，基于等效梁模型理论提出了DCPCD横板向弯曲刚度计算方法.

为使理论计算方法具有更高的准确性，在试验和已有理论基础上，考虑开孔板实际变形和预埋件滑移对板缝弯曲刚度进行优化.DCPCD的板缝截面弯曲刚度与预制板截面刚度不相等，属于变截面刚度受弯构件，基于共轭法理论提出了DCPCD横板向刚度计算方法.开孔板构造如图14所示.图中，Lk为开孔板长度；Lh为单侧开孔板与锚板间横板向焊接长度；D为开孔板圆孔直径；B′为区域2外方孔宽度；B为开孔板宽度；t为开孔板厚度.开孔板中间自由变形段可分为区域1～区域3，为简化计算，根据面积相等原则，可将区域2的圆孔等效为矩形孔，使DB′=πD2/4，则开孔板在区域2的截面面积可等效为

A′2=(B-B′)t

(1)

图14 开孔板构造详图

开孔板自由变形段的等效截面面积A′和等效截面宽度b′可按下式进行等效：

(2)

(3)

式中，Es为钢材的弹性模量；A1、A3分别为区域1和区域3的横截面积.

为考虑预埋钢板与混凝土间滑移对板缝刚度的影响，建立盖板连接件受力分析模型，如图15所示.图中，F为作用在连接件上的拉力；q为施加在楼盖上的均布荷载；M为板缝截面弯矩.

由预埋件设计手册[20]可知，连接件抗拉承载力Nu、抗剪承载力Vu分别为

图15 盖板式连接件受力简图

(4)

Vu=K1atavAsdfy

(5)

式中，Asc为抗拉钢筋截面积；Asd抗剪钢筋截面积；K1为承载力折减系数；ab为锚板弯曲变形折减系数；at为顺剪力作用方向锚筋层数的影响系数；av为锚筋的受剪承载力系数；fy为钢筋抗拉强度设计值.

考虑短锚筋和长锚筋协同作用引进系数Kl：

(6)

则盖板连接件长锚筋变形Δm可简化为

(7)

式中，l为盖板连接件长锚筋的长度.

考虑锚筋变形后板缝连接区域的变形协调关系为

(8)

式中，E′s为开孔板等效弹性模量；As1为单根长锚筋的截面面积.

经过优化后单个连接件的刚度ky0为

(9)

式中，μs为钢材的泊松比；h为预制板的厚度；Be为开孔极的有效宽度；b为连接区域的计算宽度.

板缝处的横板向弯曲刚度k为

k=Nky0

(10)

式中，N为板缝连接件个数.

3.2 基于共轭法的DCPCD横板向刚度计算方法

共轭法[21]是根据梁与其共轭梁的比拟关系，将实体梁挠度转化为对应虚拟梁的弯矩，将实梁转角转化为虚梁的剪力进行求解.为简化计算，将虚梁上的分布虚荷载转化为集中荷载进行分析.因此，将DCPCD等效为梁，并运用共轭法进行横板向刚度计算.

共轭虚梁的支座反力F*为

(11)

(12)

则DCPCD横板向等效弯曲刚度ky为

(13)

式中，n为梁的单元段数量；fi为虚梁第i个节点的集中荷载；li为与fi对应的节点距梁端距离；Q为梁的自重荷载；L为梁的跨度.

3.3 对比分析

采用文献[18]方法、文献[19]方法和本文方法进行计算，并将计算值与试验值进行对比分析.

在弹性阶段，总荷载取为3.00 kN/m2时计算试件的跨中挠度，基于不同方法得到的计算结果见表2.由表可知，文献[18]方法偏于保守，所有试件的跨中挠度计算值均远大于试验值，计算误差大.文献[19]方法的计算值与试验值较为接近，但是由于在板缝处仅考虑连接件变形作用，导致其刚度计算值偏大.本文方法优化了连接件区域的截面刚度计算方法，同时采用共轭法进行横板向抗弯刚度的推导，所得计算值与试验值最为接近，计算误差最小.以试件S5C3为例，3种方法的计算值与试验值之间的误差分别为53%、22%、4%，本文方法计算误差最小，在弹性阶段理论值均大于试验值，计算方法偏于安全，可用于后续计算分析.