密拼叠合板拼缝构造及受力性能试验研究

何庆锋 胡程群 杨凯华 易伟建

摘 要：為了研究拼缝构造对密拼预应力钢筋混凝土叠合板受力性能的影响，提出一种增 强型密拼缝构造，并设计了3组叠合板试件的抗弯性能试验.试验对各组试件的承载能力、刚 度、破坏形态、裂缝和变形性能进行系统性研究，并分析拼缝叠合板的拼缝传力性能和预应力叠合楼盖的双向受力特性.试验结果表明：增强型密拼缝连接能够提高叠合板的垂直拼缝方 向的抗弯刚度，其承载能力接近于现浇板，同时能够保证拼缝处力的有效传递;拼缝板试件破坏时拼缝位置的裂缝形态较好，且未发生沿叠合面的撕裂破坏;预应力叠合单板的承载能力及变形性能均较好.预应力叠合楼盖的受力性能试验进一步表明：采用该种增强型拼缝构造的叠合板能够进行双向传力，基于虚功原理建立预应力叠合楼盖极限承载力公式，极限荷载计算值与试验值吻合较好，验证了假定的塑性铰线模式的合理性;利用条带法再次验证了预 应力叠合楼盖的双向受力性能.

关键词：密拼叠合板;预应力;承载能力;抗弯刚度;双向受力

中图分类号：TU315.2  文献标志码：A

Experimental Study on Joint Structure andmechanical Performance of Densely Assembled Composite Slabs

HE Qingfeng1，2?，HU Chengqun1，YANG Kaihua1，YI Weijian1，2（1.College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha410082，China;2.Hunan Key Laboratory of Engineering Structure Damage Diagnosis，Hunan University，Changsha410082，China）

Abstract：In order to study the effect ofjoint structure on themechanical performance of densely assembled pre-stressed reinforced concrete composite slabs， an enhanced tight joint details is proposed， and the flexural tests of three groups of composite plates were designed.The test systematically studied the bearing capacity， stiffness， failuremode， crack and deformation performance of each group of specimens， and the joint force transmission performance of the jointed laminated slab as well as the two-waymechanical characteristics of the prestressed composite floor are analyzed.The test results show that the enhanced tight joint can improve the flexural stiffness of the composite slab in the vertical direction of the joint， its bearing capacity is close to that of the cast-in-place slab， and it can ensure the effective load transmission at the joint.The crackmorphology at the joint position is good when the joint plate speci-men fails， and no tear damage occurs along the composite surface.The bearing capacity and deformation performanceof the prestressed composite slabs are good.Themechanical performance test of the prestressed composite floor fur-ther shows that the composite slab with the reinforced joint structure can carry out two-way load transmission.An ul-timate bearing capacity formula of the prestressed composite floor was established based on the principle of virtual work.The calculated value of the ultimate load is good in agreement with the experimental value， which verifies the rationality of the assumed plastic hinge linemode.The stripmethod was used to verify the two-waymechanical per-formance of the prestressed composite floor.

Key words：composite slab connection without gap;prestress;bearing capacity;flexural stiffness;two-way force

密拼预应力叠合楼盖具有生产效率高、节约资 源、污染较低等优点，因而在工程中应用广泛[1-2].受 限于运输条件和吊装能力，预应力叠合楼盖板侧多 采用密拼缝连接，当其跨度较大时，一般考虑按照单 向受力计算，但相关规范亦指出在构造形式、承载能力满足条件的情况下，密拼缝可代替整体式拼缝用于双向板的拼接[3].因此，研究密拼叠合板的受力性能具有重要的工程意义.

当前，已有国内学者对于密拼叠合板的受弯性能开展了相关试验与理论研究，余泳涛等[4]完成了不同拼缝构造叠合板的抗弯性能试验，结果表明叠 合板在拼缝处易发生沿叠合面的撕裂破坏.刘运林 等[5]、叶献国等[6]通过试验研究了密拼叠合板的传力性能，结果表明采用增强型拼缝构造能够提高叠合 板的承载能力，可以较好地实现拼缝两侧受力钢筋的传力.颜锋等[7]通过试验研究认为叠合楼板的密 拼缝能够传递剪力，但其传递弯矩的能力较弱.崔士 起等[8]通过试验研究了不同参数对垂直拼缝方向叠 合板的抗弯刚度的影响，提出了密拼缝叠合板刚度折减系数计算公式.吴方伯等[9]、黄海林等[10]对密拼 缝穿插横向钢筋的PK 预应力叠合板的受力性能进行了系统性试验研究，研究表明该种拼缝构造能够 实现预制叠合板的双向受力.上述研究主要是以小跨度（3m左右）密拼双向板或预应力单向板为主，当 跨度较大（6m以上）时，为满足承载力的要求，往往 需要增加板厚，经济性下降的同时楼板刚度也难以满足设计要求.因此，为推广密拼预应力叠合楼盖在大跨及高层结构中的应用，有必要进一步对该种叠 合楼盖进行试验研究与理论分析，明确其受力性能.

本文对3组试件分别进行了静力荷载试验.通过拼缝叠合板与现浇板的对比试验研究，分析一种 增强型密拼缝的拼缝传力性能;通过预应力叠合单 板的试验研究，获取预应力叠合单板的受力及变形性能;通过对采用该种密拼缝构造拼接而成的双拼 预应力叠合楼盖的进一步试验研究，验证并明确其双向受力特性，以期为大跨预应力叠合楼盖的推广 提供参考.

1试验概况

1.1试件设计与目的

试验设计并制作了3组试件，第1组试件为现浇 板 及 拼 缝 叠 合 板，试件编号分别为B1（板 厚 200mm）、B2（板厚 200mm）、B3（板厚150mm），通过拼 缝叠合板试件B2 与现浇板试件B1的对比试验，验 证密拼缝构造的拼缝传力性能并获取小板厚拼缝板 试件B3的受力性能;第2组试件为预应力叠合单板 试件B4，板厚为150mm，通过试验研究获取预应力叠合单板的受力性能;第3组试件为双拼预应力叠 合楼盖试件B5，板厚为150mm，通过试验研究明确 大跨预应力叠合楼盖的双向受力性能.各试件尺寸 及配筋见图1，试件采用C6 连续马镫筋作为抗剪拉 结钢筋，沿长度方向每隔400mm均匀布置，马镫筋大样及三维示意见图2，各试件主要参数见表1.

拼缝板及双拼预应力叠合楼盖试件的预制底筋在拼缝处斜向弯折至叠合层混凝土保护层，形成错位交叉的增强密拼缝连接，附加钢筋以叠合层截面高度进行配筋计算，锚固长度取 1.2la[3]（la为钢筋锚固长度），增强型密拼缝构造示意见图3. 试件所用钢筋及混凝土的力学性能指标如表2所示.

1.2 加载装置

图 4所示为试验加载装置图 . 其中前两组试件B1～B4采用千斤顶通过分配梁在试件四等分点进行两点静力加载，边界条件为两端简支;第 3组双拼预应力叠合楼盖试件B5为四边简支板，在试验开始前先将支座置于试验台座上，再将叠合板放置于支座上部并转动可调高度支座旋钮进行调平，并通过两个二级分配梁系统在板顶表面进行八点加载来模拟均布荷载.

试验按照 GB/T 50152—2012[11]有关规定进行加载，即构件屈服前，采用力加载，试件开裂前拼缝板试件每级加载 2 kN，预应力板试件每级加载 20 kN;开裂后拼缝板每级加载 6 kN，预应力板每级加载 60 kN，每 级加载后持荷3min，待稳定读取各测点位移并完成相关裂缝的测绘;构件屈服后，采用位移加载，每级加载10mm.当试件破坏或跨中挠度超过规范限值（L/ 50，L为试件板计算跨度）时，停止加载，试验结束.

1.3 量测内容与测点布置

量测内容主要包含4个方面：1）在各试件跨中、支座、加载点等处布置位移计，用于测取板的挠度变化;2）在试件开裂后用裂缝测宽仪测量板侧拼缝处 及附加钢筋终止截面的裂缝宽度;3）在拼缝板试件B2、B3的附加钢筋以及预制底筋相同位置处布置应变测点，用于获取荷载沿拼缝位置的传递;4）参考Fall 等[12]设计的试验测量装置，采用荷载传感器配 合可调高度底座对板底支座處的反力进行测量.试 验各试件测点布置方案见图5.

2试验结果及分析

2.1拼缝叠合板受力与变形过程

2.1.1受力过程

图6（a）所示为现浇及拼缝叠合板荷载-挠度关系曲线，其简化的受力规律特征曲线如图6（b）所示.由图6可知，在加载初期，各拼缝板试件荷载与挠度均呈线性关系，板处于弹性阶段;随后试件板出现裂 缝，曲线斜率减小出现拐点，板的刚度发生退化，拼 缝板进入弹塑性工作状态;此后荷载继续加大，构件达到屈服，最终因挠度超过规范限值（L/50）而达到 承载能力极限状态.在试件屈服前，拼缝板试件B2 其荷载与跨中挠度曲线与现浇板试件B1接近，说明 采用该种密拼缝构造连接方式能够提高拼缝叠合板 试件的抗弯刚度，致使叠合板基本能够达到整体式 密拼叠合板相同的力学性能.

图7所示为拼缝板试件跨中附加钢筋应变传递 曲线，其中实线为附加钢筋测点，虚线为对应预制底 筋测点.由图7可知，拼缝处附加钢筋通过与混凝土的粘结力将荷载传递至预制板底的长度主要集中在拼缝周围±200mm范围内，超过该区域后密拼钢筋受力迅速减小，预制底筋受力突然增加，由于附加钢筋应变测点与板底普通钢筋测点位置相同，其预制 底筋在距离拼缝 200mm外其应变超过了附加钢筋，说明大部分荷载均能通过钢筋与混凝土之间的有效 黏结力，传递至预制底板受力钢筋.因此，采用该种 增 强型 密 拼 缝构造能够有效 保 证 在拼 缝 处力的传递.

2.1.2 裂缝形态与变形过程

图8所示为试件B1～B3破坏时板侧裂缝分布.由图8可知，各试件在破坏时均表现为典型受弯构件力学特征.现浇板试件B1在荷载大小约为15kN时，试件跨中出现第1条裂缝，开裂后，试件挠度逐 渐增加，同时裂缝数量和裂缝宽度也不断增加，当加载至试件破坏时，其板侧裂缝分布均匀且裂缝宽度较小，表现为延性破坏;拼缝板试件B2 板侧整体裂 缝分布与现浇板接近，在荷载增加至约10 kN时，由于拼缝节点位置的加强，位于附加钢筋终止截面出 现第1条裂缝，随着荷载的增加，板侧拼缝处开始出 现裂缝，裂缝穿过叠合面继续向上发展，在试件跨中挠度达到 L/200 之前，拼缝位置处的裂缝宽度相比其他位置较小，当荷载加载至约77 kN时，跨中附加钢筋开始屈服，此后承载力不再明显增加而跨中挠度持续增大，试件发生破坏;拼缝板试件B3的试验现 象与试件B2基本相同，当加载至10 kN时，试件第1条裂缝由板底向叠合面缓慢发展但并未发生叠合面撕裂，其后继续向上延伸，荷载增加至 50 kN时，试件钢筋开始屈服，此后试件跨中挠度逐渐加大，最终因 挠度超过L/50 而发生挠曲破坏.

图9所示为拼缝板与现浇板试件在不同加载状 态下的挠度分布曲线对比.由图9可知，各试件板在各加载阶段下的变形曲线均较为饱满，密拼叠合板 由于拼缝位置加强，附加钢筋所在区段与拼缝外发生协同变形，变形点外移，挠曲形状接近现浇板试件，呈现出整体受弯变形.

2.2 预应力叠合单板受力与变形过程

图10（a）所示为预应力叠合单板试件B4的荷载 与跨中挠度曲线.经测试，预应力单板在自重作用下的跨中挠度为4.5mm.在荷载约100 kN时，试件荷 载-跨中挠度曲线出现拐点，叠合板板底出现了细小的裂缝;当加载至约110 kN，裂缝贯通板底，试件整 体刚度减小，叠合板达到了正常使用极限.相较于拼 缝板试件，预应力单板试件由于预制底板施加预应力，其抗弯刚度显著提高，致使板的开裂荷载较大，故受力特征整体表现为由弹性至弹塑性的双折线形 式，见图10（b）.

图11所示为预应力单板试件B4的挠曲变形曲 线.由图11可知，试件在加载过程中始终呈现出整 体变形的受力形态，在纯弯段内并没有塑性铰的出 现，结构最终的破坏形态推断为预应力钢筋的拉断或者混凝土压碎.考虑到该预应力单板跨中挠度达 到极限承载能力点（L/50）时，其荷载仍在继续上升，因此该种预应力叠合板有较高的安全储备.

2.3双拼预应力叠合楼盖受力与变形过程

2.3.1受力过程

图12所示为双拼预应力叠合楼盖试件B5的竖 向荷载-跨中挠度曲线.叠合板在自重作用下跨中挠 度为2.55mm，其在试验前通过分级卸空板下部支撑 获取，后述研究均已扣除板自重进行分析.由图12可知，试件拼缝处以及拼缝板带的开裂对其刚度的影响较小，直至预应力方向板带开裂时（挠度达到 L/ 200），刚度才发生明显退化，表明板中预应力的存在对板带刚度的稳定与维持起到了一定作用.因此，可 将预应力板带开裂荷载定义为该种区格板的开裂 荷载.

图13所示为试件B5 板顶两方向的荷载混凝土 压应变关系曲线，C1～C4为预应力方向应变测点，C5～C8为垂直预应力方向测点.由图13可知，在构件开裂前，混凝土压应变曲线呈线性上升;随着荷载的增加，曲线斜率开始减小且逐渐偏向应变轴发展，表明混凝土进入弹塑性工作状态，预应力板带方向 混凝土应变C4 始终未超过拼缝板带方向混凝土应变C5，但两者的发展趋势随着荷载的增加发生了变化.拼缝板带混凝土应变在构件达到正常使用极限 状态后趋于平缓，预应力板带混凝土应变则始终处 于上升趋势，而此时构件的承载力仍处于上升阶段，这表明在双拼板的加载过程中，随着拼缝板带上附 加钢筋以及预制底板普通钢筋的屈服，荷载将逐渐 往预应力板带方向传递.

2.3.2 裂缝形态与变形过程

图14所示为双拼预应力叠合楼盖试件B5 在不同加载阶段下的板底裂缝分布.由图14可知，当荷 载约为5kN/m2时，试件跨中在距离拼缝 800mm处 出现了第一条与拼缝方向平行的混凝土裂缝;当加载至约8 kN/m2时，试件板底跨中开始出现垂直于拼 缝的预应力板带裂缝，裂缝穿过拼缝并向两边延伸 发展;随着荷载的增大，板底跨中垂直于拼缝方向的裂缝开始逐渐增多，裂缝由中心向板角呈对角线不断开展，但由于混凝土零应力区段[8]的存在，拼縫位置左右 200mm范围内始终只存在预应力板带裂缝.当荷载为16.68 kN/m2时，构件达到屈服状态，板底跨中位置的裂缝数量和裂缝宽度逐渐增加，已有裂缝不断沿板角发展;最终加载至 23.3 kN/m2时，试件因 跨中挠度超过L/50 而发生破坏.试验结束时，双拼板 板底裂缝分布形态符合四边简支双向板屈服线发展 规律.

图15为双拼板试件B5的变形曲线.由图15可 知，板在双向弯曲作用下，由于垂直于预应力方向长度较短，在加载前期除试件中心点外，其余测点挠度相较预应力方向更小，曲线位于上方.随着荷载及挠 度的逐渐增大，垂直于预应力方向出现裂缝更早，其板带刚度相较预应力方向退化较快，故该方向挠度表现最终超过了预应力方向.

3 受力性能及其分析

3.1拼缝板承载能力及裂缝开展分析

表3所示为现浇板及拼缝板试件的极限荷载试 验实测值和理论计算值，其中试验实测值 Pu1取试件的荷载最大值点，极限荷载理论计算值 Pu2采用《混 凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）[13]中给出的 公式进行计算.由表3可知，密拼叠合板试件由于拼 缝节点的加强，抗弯承载力接近于现浇板，相比降低 约4%，各试件极限荷载试验值与规范计算值相差较小，且试验值大于规范计算值，故该种密拼缝构造能 够提高叠合板的承载能力，基本能够实现“整体式” 密拼叠合板受弯性能.

图16所示为钢筋与外围混凝土的受力图.由图16可知，叠合板受弯时，附加钢筋受拉，钢筋的肋部 会对混凝土产生斜向的挤压力，该挤压力的径向分力会作用在叠合面，当该径向分力超过混凝土的抗 拉强度时，将导致预制板与叠合层之间的撕裂，同时斜向挤压力作用于叠合层混凝土就会产生斜向裂 缝.相关规范[14]指出，钢筋桁架混凝土叠合板在搭接钢筋的搭接范围内桁架钢筋的腹杆筋可以提供足够 抗 剪承载力，防 止 叠 合面发生撕 裂破坏.Vincent等[15]通过试验研究发现间接钢筋搭接可视为桁架模型，其中间接搭接钢筋间的混凝土为压杆传递纵向 张拉力，横向钢筋及周边混凝土传递横向张拉力.

密拼叠合板在拼缝两侧配置的马凳筋可以作为横向钢筋，保证纵向钢筋的有效传力.附加钢筋与预 制底板纵筋为间接搭接，通过“混凝土斜压杆”的方 式传力，搭接钢筋承担水平拉力Fa，“混凝土斜压 杆”可以承受附加钢筋肋部对混凝土产生斜向挤压力的径向分力Ft，保证叠合板不发生沿叠合面的撕 裂破坏，如图17所示.该种方式能够抑制拼缝处裂 缝的开展，改善板侧拼缝处的破坏形态.

3.2 双拼预应力叠合楼盖双向受力分析

图18所示为双拼预应力叠合楼盖试件B5 上部 施加荷载与支座反力对比图.由图18可知，上部施 加荷载曲线与支座反力合力曲线基本吻合，表明下部测力装置可以较为准确测得上部的施加荷载.图19所示为两方向支座反力与荷载关系曲线.由图19可知，对于双拼预应力叠合板，在整个加载过程中预 应力方向的曲线均位于垂直预应力方向上方，表明 由于长宽比的不同且预应力方向抗弯刚度较大，导 致沿预应力方向传递的荷载在全受力过程中占据主导.

根据图19中各特征点对两方向的支座反力进行分段线性拟合，可绘制得到双拼叠合板两方向支座反力比与荷载关系曲线，如图20所示.由图20可 知，在加载阶段①范围内，双拼板的支座反力比值大于1，此后反力比值随着荷载的增加而逐渐加大，叠 合板在预应力方向上承担的荷载比例逐渐增加，表明该种叠合板的预应力方向为主要受荷方向.

3.3双拼预应力叠合楼盖极限承载能力计算

塑性铰线法是计算钢筋混凝土板极限荷载的常 用方法，基于虚功原理可求得板极限承载能力的上 限值[16].双拼预应力叠合楼盖由沿预应力方向的预 应力板带和垂直预应力方向的拼缝板带组成.在预 应力板带中，虽然预应力钢筋没有明显的屈服点，但是在加载过程中预应力叠合单板与拼缝板试件的荷 载-挠度曲线均存在明显拐点，因此可采用塑性铰线 法对试件的极限承载能力进行分析.由双拼板试件板底裂缝分布（图14）可知，双拼预应力叠合楼盖裂 缝分布形态与普通矩形板有所区别，普通矩形板主要控制裂缝集中在短边方向板带中部，而试件B5（除原有拼缝位置外）其控制裂缝则位于距离拼缝 600～800mm之间.由测取的支座反力结果（图19）可 知，试件长边方向为预应力方向，该方向所测得支座 反力相较于垂直预应力方向更多，故根据试验结果 推断其可能的塑性破坏机构见图21.

采用虚功原理进行计算，则由8个加载点所做 功（We）为：

式中：Pu为极限荷载;δu为板中点虚位移.

塑性铰线上各弯矩所做内部功（Wi）为其弯矩、转角以及塑性铰线长度之积.斜向塑性铰线单位长度上的极限抵抗弯矩为：

式中：α为塑性铰线角度;mx、my分别为x、y 方向的极 限抵抗弯矩.

mx和my 均可根据两个方向单位长度的截面特性进行计算，其计算公式如下：

式中：Asx、Asy為两个方向单位板宽内的纵向受力钢筋截面面积;γsx、γsy为两方向内力臂系数，一般取0.95;fsx、fsy为板两方向钢筋的屈服强度，其中预应力筋取 名义屈服强度fpy，即fsx=fpy=0.6fptk，fptk为预应力筋抗 拉强度标准值;h0x 、h0y为两个方向截面的有效高度.

跨中平行板边的塑性绞线以及斜向塑性铰线所做虚功 Wi1与Wi2分别为：

由We=Wi1+Wi2，即可得到双拼预应力叠合楼盖试件的极限承载力.试件极限荷载的试验值与理论值 见表4.由表4可知，试件极限荷载实测值与理论计算值吻合较好，两者相对误差较小，因此塑性铰线法 适 用于该 种 密 拼 预 应力叠 合 楼 盖的极 限 承载力计算.

3.4 板带刚度分析

预应力方向板带的弹性刚度分为0.85EI、0.70EI 两种，前者用于普通预应力构件刚度的计算，而后者 则用于无支撑的预应力构件刚度的计算[13].因此，参 考其计算式，则预应力叠合单板的单位宽度截面刚度D为：

式中：β为待定系数;E为材料弹性模量;I为叠合板 截面惯性矩.

表5所示为预应力板带单位宽度截面刚度.由表5可知，板带截面刚度试验值与规范中0.85EI 吻合较好.

由双拼预应力叠合楼盖试件B5 试验结果可知，拼缝板带开裂对于叠合楼板刚度基本没有影响，构件刚度没有发生退化，故可采用拼缝板试件B3的弹性刚度用于拼缝板带刚度的计算.结合试验曲线结果计算得到拼缝板带等效截面刚度EI=2 642 kN·m2，拼缝处截面只取叠合层高度，其余截面取总高度.通过文献[8]中运用刚度影响系数拟合式来考虑拼缝对截面刚度的削弱作用，可进行刚度理论计算，经求 得拼缝板带截面刚度计算值为2 506 kN·m2.

根据marcus 提出的板带理论法，双向板可以简 化为十字交叉的板带模型进行分析[17].拼缝板试件B3 与预应力单板试件B4为双拼预应力叠合楼盖试件B5中两个方向的板带，计算模型如图22所示，根据中心点变形协调条件，则有：

式中：Px、Py分别为x、y 方向的荷载;lx、ly分别为x、y 方 向的计算跨度;vx、vy分别为x、y 方向的挠度;αx、αy分别为x、y 方向的支承条件影响系数，αx=αy;Dx、Dy分别为x、y 方向的刚度.

根据式（8）～式（10）对两方向板带承受荷载进行计算，计算结果如表6所示（十字交叉板带中心集中荷载 P=10 kN）.

由表6可知，拼缝板带荷载占比为41.3%，预应力板带荷载占比为58.7%，因此，双拼预应力叠合楼 盖（6m×4.8m）可按照双向板进行设计，并且十字交 叉梁代替整体工作的板分析中，忽略了相邻板带之 间的约束作用，故该种计算方法往往低估了较弱方 向板带的受荷占比.因此，从板带的变形协调角度考虑，预应力单板（6m×2.4m）经密拼叠合后能够实现板的双向传力.

4结论

1）采用增强型密拼缝构造能够提高叠合板的承载能力，相比现浇板其承载力降低约4%，该种密拼 缝构造能够保证叠合板拼缝处力的传递，致使预制层与叠合层整体协同工作，并能有效抑制拼缝处裂 缝开展，基本能够实现整体式密拼缝叠合板相同的受力性能.

2）由预应力单板经增强密拼接而成的双拼预应力叠合楼盖在荷载作用下具有明显的双向受力特性，两方向刚度的不同使其为各向异性板，预应力方 向板带受荷在受力全过程中占据主导，并随着加载的进行沿预应力方向传递的荷载不断增大.

3）基于虚功原理得到的预应力叠合楼盖极限荷 载计算值与试验实测值吻合较好，验证了假定塑性破坏机构的合理性.因此，塑性铰线方法适用于分析计算该种预应力叠合楼盖的极限承载力.

4）利用条带法对预应力叠合板楼盖进行弹性板 带刚度分析较为合理，其中预应力板带可沿用规范0.85EI进行计算，拼缝板带可换算成等效截面刚度计算.

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