新型疊合板拼縫構造靜載試驗

吳方伯，付 偉，文 俊，歐陽靖，周緒紅,2

(1. 湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082； 2. 重慶大學 土木工程學院，重慶 400044)

0引 言

建筑工程的高速發(fā)展使得新技術、新材料、新構造措施不斷涌現(xiàn)，設計及施工的便利性大大提高，有效地節(jié)約了成本，提高了效率，國內(nèi)外學者[1-3]對疊合結構進行了大量研究。在中國可持續(xù)發(fā)展的政策要求下必須進行節(jié)能減排，綠色建筑的概念被提了出來，混凝土預制構件符合綠色建筑發(fā)展方向[4-5]。新型預應力雙向疊合樓板[6-8]兼具受力性能的可靠性和施工運輸?shù)谋憷?，在實際工程中得到了大量的推廣和應用。新型預應力雙向疊合板整體具有強度高、撓度小的優(yōu)點，但在非預應力方向上的拼縫是疊合板的薄弱環(huán)節(jié)。為了提高疊合板拼縫處的傳力性能，徐天爽等[9]提出了一種整體式拼縫，在拼縫位置預留一定的寬度，使板側構造鋼筋有一定的搭接長度和彎起角度，提高了拼縫處的傳力性能。吳方伯等[10-13]開發(fā)了一種帶格構鋼筋的預制疊合底板，利用1根上部鋼筋、2根底部鋼筋和2根折線形鋼筋斜撐組成具有桁架模型的格構鋼筋梁，在預制場澆筑形成預制底板。姜海鋒[14]做了全尺寸疊合式雙向板抗裂性能的研究分析，通過整澆板、一拼縫板、兩拼縫板的對比分析，得出疊合式雙向板的抗裂性能略低于整澆板，而承載力要大于整澆板的結論。文獻[13]，[14]提出了一種拼縫鋼筋的傳力形式，傳力效果更好，并且解決了整體式拼縫施工工藝復雜和裸露鋼筋不易保護的缺點。本文在此基礎上，提出一種新型拼縫構造措施即蛇形拼縫防裂鋼筋。研究了其抗裂機理、開裂過程和抗彎性能，提出了蛇形鋼筋的平面桁架受力原理，探究蛇形鋼筋構造措施的具體實施方案，并且與之前試驗組做了對比分析，形成新型疊合板拼縫系列試驗研究。

1試驗概況

1.1蛇形鋼筋的構造優(yōu)勢

文獻[13]做了3組試驗(對比組)，包括底板無拼縫的整澆疊合板PK-ZJ、底板有拼縫無防裂鋼筋疊合板PK-W、底板有拼縫有防裂鋼筋網(wǎng)片疊合板PK-Y。本文做了1組試驗，即蛇形防裂鋼筋疊合板PK-S。這里取PK-1，PK-3作為對比組來驗證蛇形防裂鋼筋的構造優(yōu)勢，拼縫處防裂鋼筋構造如圖1所示。

圖1防裂鋼筋構造(單位:mm)Fig.1Anti-crack Reinforcement Structure (Unit:mm)

蛇形防裂鋼筋的構造優(yōu)勢有：

(1)有端頭彎鉤錨固的優(yōu)勢，由《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010—2010)[15]可知，錨固長度比直鋼筋更短，能滿足受拉鋼筋錨固長度要求。

(2)由1根鋼筋彎折而成，配筋率更小，不需要防裂鋼筋網(wǎng)片的綁扎，施工更方便。

(3)蛇形鋼筋橫向受拉形成平面桁架[15]受力效果，能約束彎折三角區(qū)域的混凝土，對抑制裂縫的開展起到有利作用。

通過這次試驗彌補了防裂鋼筋網(wǎng)片構造缺陷，驗證了蛇形鋼筋具有優(yōu)良的抗裂性能。確定蛇形鋼筋的最佳構造形式，主要包括單折線的長度和兩折線的夾角，建議相應的最佳設計配筋率。

1.2試件設計

本試驗采用由6塊預制小板塊拼裝而成的一個疊合板帶(PK-S)，延續(xù)了系列試驗的編號方式。在拼縫處設置蛇形防裂鋼筋，再放置橫向穿孔鋼筋，后澆混凝土形成一次受力疊合板帶。預制小板塊的基本情況為：單板尺寸為1 090 mm×490 mm，板塊混凝土強度等級為C50，后澆層混凝土為C30，板肋上開孔，尺寸為110 mm×25 mm。疊合面采用自然粗糙面。試件設計詳圖如圖2～4所示。

圖2預制底板設計詳圖(單位:mm)Fig.2Design Details of Prefabricated Floor (Unit:mm)

圖3蛇形拼縫防裂鋼筋詳圖(單位:mm)Fig.3Details of Anti-crack Reinforcement of Serpentine Joint (Unit:mm)

圖4疊合板設計詳圖(單位:mm)Fig.4Design Details of Laminated Plate (Unit:mm)

1.3加載方案

試驗采用兩點對稱集中加載的方式進行靜力加載(圖5)。試驗板塊長度為2 990 mm，板端支座距次級支座的距離為700 mm，拼縫位置避免直接受力，主要研究1 300 mm純彎段內(nèi)疊合板受彎性能。加載工具為反力架、剛性支墩、分載梁、分配梁、手搖式16 t螺旋千斤頂和30 t力傳感器。加載制度按《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)[16]規(guī)定進行加載，開裂前每級取開裂荷載計算值的20%，預計疊合板拼縫處開裂較早，故每級加載1 kN左右，開裂后每級荷載取使用荷載(極限荷載的2/3)的20%進行加載，待加載到極限荷載的2/3時，由于塑性的發(fā)展，加載緩慢，每級取極限荷載的10%。當外加荷載達到極限荷載的90%以后，每級荷載取使用荷載的5%，直至試驗構件破壞。每級荷載加載完成以后，需要持荷15 min以上，待百分表和應變箱讀數(shù)穩(wěn)定后記錄數(shù)據(jù)。加載裝置和現(xiàn)場如圖5，6所示。

圖5加載示意(單位:mm)Fig.5Loading Schematic Diagram (Unit:mm)

圖6加載裝置Fig.6Loading Device

圖7加載現(xiàn)場Fig.7Loading Site

1.4材性試驗

1.4.1鋼筋材性試驗結果

本試驗對受拉鋼筋進行拉伸試驗，包括穿孔鋼筋和蛇形拼縫防裂鋼筋。采用WAWE600-E計算機控制電液伺服萬能試驗機進行鋼筋材性測試，結果如表1，2所示。

表1鋼筋力學性能Tab.1Mechanical Properties of Reinforcement

表2鋼筋變形性能Tab.2Deformation Properties of Reinforcement

1.4.2混凝土材性試驗結果

疊合底板混凝土強度等級取為C50，疊合層混凝土強度等級取為C30。每個等級混凝土澆筑時在現(xiàn)場預留3個標準立方體試塊，試塊尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，并在實驗室同條件下養(yǎng)護28 d。測試結果如表3所示。

表3混凝土力學性能Tab.3Mechanical Properties of Concrete

1.5測量方案

1.5.1撓度測試方法

在支座處的百分表用以測量支座沉降，板底的百分表用以測量板撓度隨荷載的發(fā)展和撓度隨垮度的分布折線圖。荷載-撓度曲線斜率變化反映了疊合板剛度的退化和延性的發(fā)展，撓度-跨度分布折線圖飽滿程度反映了沿板長度荷載分布集中程度和柔性變形性能，位移測點分布如圖8所示。

圖8位移測點布置
Fig.8Layout of Displacement Measuring Points

1.5.2混凝土及鋼筋應變測量方法

混凝土及受力鋼筋在加載過程中的受力狀態(tài)通過在相應部位粘貼應變片來測量，外接DTS靜態(tài)應變測試儀和計算機收集應變數(shù)據(jù)，測點布置如圖9所示，多出的測點考慮了應變片可能失效的問題。

圖9鋼筋及混凝土應變測點布置Fig.9Arrangement of Strain Measurement Points for Reinforcement and Concrete

1.5.3裂縫觀察

在板側及板底刷大白，表面分區(qū)格，以觀測裂縫的發(fā)展趨勢。用放大鏡仔細觀察板側面受力主筋處是否出現(xiàn)裂縫，并記錄該級荷載為開裂荷載Fcr，開裂后用記號筆描繪裂縫分布和裂縫發(fā)展。用裂縫測寬儀探測裂縫的寬度，確定是否達到破壞標志。

2試驗結果

2.1試驗現(xiàn)象和破壞過程

PK-S板帶由6塊預制小板組成，疊合層為C30的現(xiàn)澆混凝土。拼縫處砂漿抹縫，由于板帶就位后自重和試驗設備的自重荷載接近1.5 kN，板底純彎段的砂漿早已開裂，裂縫寬度肉眼可見，不能測量。加載采用緩慢加載方式，由于砂漿抗裂性能很差，當荷載加載到5 kN時，實際總荷載為6.5 kN，跨中拼縫截面處砂漿裂縫延伸至疊合層10 mm位置處，穿越了穿孔鋼筋，故將該級荷載定義為開裂荷載。拼縫處截面有效高度為板厚減去底板，剛度有所削弱，純彎段內(nèi)3條拼縫處首先開裂。隨著荷載的增加，純彎段內(nèi)拼縫向板頂發(fā)展，但寬度并沒有變化，裂縫測寬儀不能測出寬度。待外荷載在14 kN(實際為15.5 kN)以后，跨中拼縫左側拼塊板中間位置處出現(xiàn)新裂縫，同時此處穿孔鋼筋應力突增?？缰衅纯p處裂縫寬度稍有增加，裂縫寬度為0.07 mm，依然很小，裂縫發(fā)展至板頂20 mm處。撓度繼續(xù)發(fā)展，待荷載為34 kN(實際為35.5 kN)時，穿孔鋼筋大部分已經(jīng)屈服，撓度發(fā)展迅速，預制板底裂縫寬度發(fā)展很快，裂縫出齊，距離板頂30 mm以內(nèi)不再有新裂縫出現(xiàn)，最終荷載為47.6 kN時，純彎段裂縫寬度大于1.0 mm，跨中拼縫截面處最大裂縫寬度達到1.5 mm，撓度達到57.2 mm，超過了破壞標志撓度(L/50，L為受彎構件計算跨度)，裂縫寬度和撓度同時達到破壞標志，至此宣告構件PK-S破壞。圖10為最終破壞照片。

圖10最終破壞照片F(xiàn)ig.10Photograph of Ultimate Damage

2.2荷載-跨中撓度對比及分析

圖11荷載-撓度曲線Fig.11Load-deflection Curves

圖11為各試件的荷載-撓度曲線。由圖11可以看出，PK-Y，PK-S荷載-撓度發(fā)展曲線趨勢幾乎一致：第1階段為彈性階段，荷載-撓度曲線呈直線發(fā)展；第2階段為屈服階段，各鋼筋以及鋼筋各點陸 續(xù)進入屈服狀態(tài)，荷載增加變緩，但仍以較快速度增長；第3階段為破壞階段，鋼筋屈服，撓度發(fā)展很快，并最終破壞。

彈性階段由于PK-ZJ疊合板底板為一塊帶肋整板，后澆混凝土疊合成為整板，曲線斜率最大，前期剛度最高。PK-Y，PK-S底板為6塊預制小板拼接而成，板與板之間存在拼縫，有一定程度的剛度削弱，故曲線斜率小于整澆板塊PK-ZJ。PK-S前期剛度略小于PK-Y，由于預制底板養(yǎng)護期間距離構件場較遠，沒有及時澆水養(yǎng)護，強度略有下降，可見底板混凝土強度是影響疊合板前期剛度的因素之一。

PK-S，PK-Y疊合板帶的開裂荷載幾乎相同，在5～6 kN(無自重)之間，位置都在各板塊跨中拼縫處，開裂即延伸到距離板底40 mm處。PK-ZJ疊合板帶開裂荷載為26 kN，相對較高?？梢娫谄纯p位置配置抗裂鋼筋并不能增加開裂荷載，開裂荷載主要由疊合層受拉混凝土強度決定。

屈服階段開裂荷載發(fā)展到最大荷載的80%。開裂后，混凝土退出工作，中和軸上升，主要由鋼筋承擔拉力。曲線逐漸偏向撓度一側，斜率變小，疊合板剛度不斷減小，PK-ZJ疊合板開裂后不久便屈服，剛度衰減劇烈，很快出現(xiàn)水平臺階，而PK-S，PK-Y疊合板塊由于存在拼縫防裂鋼筋，剛度衰減緩慢，荷載隨著撓度不斷增長，并且均能超過PK-ZJ，說明帶拼縫板帶有較好的柔性，鋼筋陸續(xù)屈服能保證板帶受力更加均勻以增加開裂后剛度。

PK-S配置蛇形防裂鋼筋，凈縱向配筋量相對PK-Y減少了24.3%，故開裂后剛度小于PK-Y，但裂縫發(fā)展和構件延性兩者相差無幾，說明配筋量影響開裂后剛度和最終承載力。蛇形鋼筋能夠滿足限制裂縫發(fā)展和增加構件柔度的需要。

破壞階段為最大荷載的80%到出現(xiàn)破壞標志狀態(tài)，裂縫寬度達到1.5 mm或者撓度達到L/50。這個階段撓度發(fā)展很快，荷載基本不再增加，構件快速進入破壞狀態(tài)。最終PK-S撓度為57.2 mm，裂縫寬度為1.5 mm；PK-Y最終撓度為62.5 mm，裂縫寬度為1.6 mm；PK-ZJ最終撓度為50.5 mm，裂縫寬度為1.5 mm。PK-S延性好于整澆板塊PK-ZJ，配筋率更小的情況下和PK-Y相當，說明蛇形抗裂鋼筋有很好的傳力和抗裂性能。

2.3撓度沿跨度的變化

試件在底板拼縫位置處布置5個百分表，用以測量撓度差和跨中撓度，在支座位置布置百分表用以測量支座沉降。各測點撓度與跨中撓度比值的大小代表了曲線的豐滿程度，比值越大說明曲線越豐滿，板構件受力性能越好。分別取前期荷載10 kN、使用荷載20 kN、屈服荷載35 kN和極限荷載47.6 kN處撓度比值，如表4所示。

表4撓度比Tab.4Deflection Ratio

注：S2～S6分別為百分表2～6所測撓度；S0為跨中撓度。

圖12為跨度-撓度曲線。從圖12可以看出，PK-S疊合板在各荷載階段都保持了較為豐滿的形態(tài)，相鄰測點撓度比值也保持高位。在破壞階段整個構件仍保持了較好的撓度姿態(tài)，撓度發(fā)展曲線比較豐滿，撓度曲線并未退化為三角形，說明撓度分布比較均勻，沒有出現(xiàn)集中的大變形脆性破壞形態(tài)，穿孔鋼筋各段受力充分，材料受力性能得到充分利用。

圖12跨度-撓度曲線Fig.12Span-deflection Curves

2.4PK-S混凝土的荷載-應變關系

疊合板PK-S開裂荷載前后，構件剛度并未削弱很多，沿截面高度混凝土應變基本呈線性關系，預制小板開裂較晚，故混凝土應變發(fā)展較慢，跨中拼縫處的混凝土開裂較早，但基本為彈性工作狀態(tài)，混凝土應變沿著截面高度符合平截面假定。

跨中拼縫處開裂較早，因此混凝土應變發(fā)展較預制底板處快，在30 mm板厚處混凝土應變有了一定的縮減，可見蛇形防裂鋼筋已經(jīng)發(fā)揮了一部分作用。隨著荷載的進一步增加，拼縫處開裂混凝土陸續(xù)退出工作，蛇形防裂鋼筋應變突增，跟隨板撓度協(xié)調(diào)變形。圖13,14分別為荷載1～9 kN時預制底板和跨中拼縫混凝土應變沿高度變化，圖15為荷載10～24 kN時跨中拼縫混凝土應變沿高度變化。圖15中距離底板30 mm處出現(xiàn)了明顯的縮攏現(xiàn)象，在荷載為22，24 kN時，60 mm處混凝土應變超過了30 mm處混凝土應變，出現(xiàn)了套箍現(xiàn)象，說明蛇形拼縫抗裂鋼筋對抑制裂縫寬度的發(fā)展起到了顯著作用。

圖13預制底板混凝土應變沿高度變化Fig.13Changes of Concrete Strain Along Height of Precast Concrete Floor

圖14荷載為1～9 kN時跨中拼縫混凝土應變沿高度變化Fig.14Changes of Concrete Strain of Mid-span Along Height when Load Is 1-9 kN

圖15荷載為10～24 kN時跨中拼縫混凝土應變沿高度變化Fig.15Changes of Concrete Strain of Mid-span Along Height when Load Is 10-24 kN

2.5PK-S鋼筋的荷載-應變關系

圖16跨中鋼筋荷載-應變曲線Fig.16Load-strain Curves of Reinforcement at Mid-span

圖17跨中右拼縫鋼筋荷載-應變關系Fig.17Load-strain Curves of Reinforcement at Right Joint of Mid-span

圖18跨中左拼縫鋼筋荷載-應變關系Fig.18Load-strain Curves of Reinforcement at Left Joint of Mid-span

在自重以及設備自重作用下，純彎段拼縫處M15砂漿早已開裂，在外加荷載加載到5 kN(總荷載6.5 kN)時，跨中拼縫處疊合層開裂，鋼筋應變增加，斜率減小。荷載增加到8 kN以后，純彎段其他2個拼縫截面開裂。此后，鋼筋成為受拉主力，應變增長變快。荷載達到34 kN(實際為35.5 kN)以后，純彎段大部分鋼筋陸續(xù)進入屈服狀態(tài)，鋼筋應變超過2×10-3。此后鋼筋應變迅速增加，荷載增加緩慢，出現(xiàn)屈服臺階，應變發(fā)展很大，最終跨中撓度達到57.2mm，超過L/50，裂縫寬度超過1.5 mm，達到1.6 mm，構件進入破壞狀態(tài)，此時拼縫處鋼筋應變穩(wěn)定在6×10-3～7×10-3。大部分蛇形拼縫防裂鋼筋應變超過穿孔鋼筋應變，甚至超過了1×10-3，說明蛇形拼縫防裂鋼筋最早參與受拉，起到了充分的抗裂作用，將防裂鋼筋放在穿孔下面起到了相對較好的防裂效果。

選取純彎段3條拼縫處鋼筋應變測點進行對比，如圖19所示。純彎段3條拼縫處大部分鋼筋應變并無明顯區(qū)別，發(fā)展過程曲線和最終穩(wěn)定應變值都較為一致，與PK-Y疊合板有明顯區(qū)別。蛇形拼縫防裂鋼筋滿足最小錨固要求，縱向投影長度為265 mm，而拼縫防裂鋼筋網(wǎng)片直錨長度不足，縱向長度為150 mm。蛇形拼縫防裂鋼筋在滿足規(guī)范要求的錨固長度的同時，增加了非肋處疊合面的剛度，PK-S疊合板縱向剛度分布更加均勻，各拼縫處鋼筋應變差別不大。非拼縫處穿孔鋼筋應變達到了10.65×10-3，此處無拼縫鋼筋，配筋率減小，開裂后鋼筋應變不斷增加，超過了拼縫處鋼筋應變，故鋼筋材料利用充分，撓度以及裂縫發(fā)展充分。

圖19純彎段不同鋼筋荷載-應變曲線Fig.19Load-strain Curves of Reinforcement at Pure Bend Section

3PK-S疊合板受彎性能分析

3.1裂縫發(fā)展及對比分析

圖20疊合板裂縫分布(單位:mm)Fig.20Crack Distribution of Laminated Slab (Unit:mm)

PK-S，PK-Y，PK-ZJ疊合板裂縫分布如圖20所示。PK-ZJ底板為整澆板，整體剛度較高，裂縫出現(xiàn)較PK-Y，PK-S疊合板晚，跨中主裂縫一旦開裂就迅速向板頂發(fā)展，穿孔鋼筋即屈服，裂縫寬度不斷增加。PK-ZJ疊合板裂縫數(shù)量明顯少于PK-Y，PK-S疊合板，可見PK-ZJ疊合板撓度和應力發(fā)展過于集中，造成裂縫發(fā)展集中，最終裂縫寬度超過1.5 mm而破壞。有拼縫的疊合板由于疊合面剛度的削弱，開裂荷載較整澆板低，但開裂后裂縫寬度很小，一直到預制底板出現(xiàn)裂縫時跨中拼縫裂縫寬度小于0.1 mm，故拼縫防裂鋼筋能有效阻止混凝土應變的發(fā)展，在鋼筋屈服之前裂縫寬度一直沒有突變式增長。

隨著荷載的增加，PK-S疊合板純彎段內(nèi)其他2條拼縫處裂縫②，③首先開裂，荷載15 kN以后，純彎段跨中拼縫兩側預制底板中間位置出現(xiàn)裂縫④，⑤，此時跨中裂縫寬度為0.07 mm。隨后裂縫交替出現(xiàn)，在20 kN時，純彎段外拼縫裂縫，出現(xiàn)，此時跨中裂縫寬度為0.1 mm，由于此時荷載已經(jīng)較大，裂縫出現(xiàn)即向板頂發(fā)展。荷載30 kN以后，裂縫數(shù)量不再增加，最終穩(wěn)定在15條，純彎段內(nèi)共12條裂縫，其中②～⑨號裂縫寬度均發(fā)展到1 mm以上，裂縫分布更加均勻，裂縫出齊，距離板頂均在30 mm以內(nèi)。2條裂縫之間鋼筋傳遞的黏結力小于混凝土抗拉強度，沒有新裂縫出現(xiàn)，裂縫平均間距不再變化，板縱向裂縫數(shù)量已經(jīng)飽和。荷載35 kN以后，大部分鋼筋包括蛇形鋼筋已經(jīng)屈服，板底和板側混凝土應變增加迅速，裂縫寬度發(fā)展較快，荷載增加緩慢，最終在裂縫寬度為1.6 mm和撓度為47.9 mm時破壞，由于配筋率減小，最終承載力為47.6 kN，要低于帶有拼縫防裂鋼筋網(wǎng)片的疊合板PK-Y。

PK-S疊合板蛇形拼縫鋼筋配筋量為171 mm2，PK-Y疊合板防裂鋼筋網(wǎng)片配筋量為226 mm2，配筋量對比如表5所示。從2種實際配筋量來說，蛇形拼縫防裂鋼筋的配筋量為防裂鋼筋網(wǎng)片的75.7%，PK-S和PK-Y的靜載試驗結果顯示PK-S裂縫數(shù)量多于PK-Y，說明蛇形拼縫防裂鋼筋抗裂效果優(yōu)于鋼筋網(wǎng)片，PK-S加強區(qū)域大于PK-Y，增加了疊合板疊合面整體剛度，裂縫寬度也更加平均，最終破壞時純彎段拼縫裂縫寬度和預制底板主裂縫寬度幾乎都在1.5 mm左右，預制底板次生裂縫寬度要小于1.5 mm，但也都大于1 mm，與PK-Y疊合板破壞形態(tài)幾乎相同，再次說明蛇形拼縫防裂鋼筋抗裂性能優(yōu)于防裂鋼筋網(wǎng)片。

表5拼縫防裂鋼筋配筋量對比Tab.5Comparison of Reinforcement Amount of Anti-crack Reinforcement of Joint

3.2承載力對比分析

拼接疊合板不同于整澆板，預制板塊之間存在拼縫，成為受彎構件的薄弱部位，采取拼縫鋼筋進行加強措施后，顯著提高了拼接疊合板的抗彎承載力，改善了受彎構件的裂縫、撓度等受彎性能。拼縫處疊合面開裂后，預制底板與疊合面隨著撓度的增加有相互遠離的趨勢，稱為疊合面的剪切破壞，一般疊合板采用規(guī)范構造措施來增加疊合面之間的抗剪承載力，采用凹槽或者人工鑿毛，桁架疊合板采用鋼筋桁架充當剪力鍵來增加疊合板疊合面的抗剪承載力。帶肋疊合板通過突肋、肋孔和穿孔鋼筋形成連鎖咬合效應，采用自然粗糙面即可保證有足夠的疊合面抗剪承載力，從而省去了繁瑣的構造工序。PK-S疊合板到破壞時都沒有出現(xiàn)沿著疊合面的水平裂縫，加強區(qū)域更大的蛇形鋼筋同時也為疊合面的抗剪提供了有利作用。

拼縫抗裂鋼筋提高了拼縫處彎矩的傳力性能，增加了拼接板塊之間的整體性，從而提高了整個板塊的剛度。從試驗結果來看，拼縫防裂鋼筋并不能增加帶有拼縫疊合板的開裂荷載，而是通過配筋加強來減小裂縫間距和限制開裂后裂縫寬度的發(fā)展，蛇形拼縫防裂鋼筋滿足規(guī)范要求的抗拉鋼筋錨固條件，配筋率更小，加強區(qū)域更大，通過加強與疊合面混凝土的黏結錨固來延緩裂縫的開展，跨中拼縫處裂縫寬度發(fā)展緩慢直到加強鋼筋開始屈服。疊合板開裂荷載的計算遵從《混凝土結構設計規(guī)范》，計算過程中由于砂漿抗裂性能很差，忽略砂漿對開裂荷載的貢獻作用，計算厚度取板厚減去預制底板厚度。開裂彎矩Mcr計算公式為

Mcr=(σpc+γftk)W0

(1)

式中：σpc為預應力鋼筋應力，由于疊合層無預應力鋼筋，故取σpc=0；γ為混凝土構件截面抵抗矩塑性影響系數(shù)，取3.1；ftk為混凝土抗拉強度標準值，按規(guī)范規(guī)定取為1.43 MPa；W0為混凝土截面抵抗矩，W0=1 471 500 mm3。

極限彎矩同樣按《混凝土結構設計規(guī)范》計算

fyAs=α1fcbx

(2)

式中：fy為受拉鋼筋屈服強度；As為受拉鋼筋截面面積；α1為混凝土受壓高度計算系數(shù)；fc為混凝土受壓強度設計值；b為混凝土截面寬度；x為混凝土截面等效受壓區(qū)高度。

對受拉鋼筋取矩為

(3)

式中：h0為混凝土截面有效高度；Mu為極限彎矩。

試件開裂荷載、極限荷載對比如表6所示。由表6可知，拼縫防裂鋼筋對開裂荷載幾乎沒有影響，但是對極限荷載影響較大，實際是拼縫防裂鋼筋增大了受彎鋼筋的配筋率，防裂鋼筋可以充分發(fā)揮其受拉作用，承載力分別增加了34.8%和16.7%。

表6試件開裂荷載、極限荷載對比Tab.6Comparison of Cracking Load and Ultimate Load

3.3蛇形拼縫防裂鋼筋構造建議

圖21受力空間簡圖Fig.21Diagram of Force Space

圖22受力模型簡圖Fig.22Diagram of Force Model

蛇形拼縫防裂鋼筋根據(jù)《混凝土結構設計規(guī)范》的規(guī)定，滿足在跨度方向的錨固長度，保證鋼筋受拉屈服時不會發(fā)生劈裂破壞或鋼筋被拔出的脆性破壞，是蛇形鋼筋實現(xiàn)防裂功能的重要基礎。蛇形鋼筋的構造形式在受拉過程中可以形成平面桁架的受力模型，受力空間簡圖如圖21所示，受力模型簡圖如圖22所示，其中F為鋼筋彎折點受混凝土的擠壓力，f為每根鋼筋的拉力，f1為鋼筋拉力的水平分量，f2為鋼筋拉力的垂直分量。在此平面桁架模型中，蛇形鋼筋充當腹桿，由于錨固充分，上下弦節(jié)點位置保持不變，三角形區(qū)受壓混凝土充當腹桿。節(jié)點處受拉，節(jié)點受力平衡，蛇形鋼筋受拉，對拉力進行分解，鋼筋對混凝土形成壓力，最終形成三角形區(qū)域的混凝土受壓區(qū)?？梢姡阱^固長度一定的前提下，影響蛇形鋼筋抗裂性能的主要因素在于折角的大小，決定了配筋率的大小，折角越小，配筋率越大，作用越接近于直錨鋼筋，折角越大，配筋率越小，最終承載力會下降，因此需要一個最佳折角范圍，根據(jù)試驗結果，本文建議折角范圍在40°～60°之間。既能保證承載力不會有太大降低，又能限制裂縫發(fā)展，充分發(fā)揮蛇形鋼筋的構造優(yōu)勢。

4結語

(1)加載前期，疊合板處于彈性階段，荷載-撓度曲線呈直線上升，PK-S和PK-Y剛度相比略小，混凝土底板強度對整體疊合板剛度有一定影響。

(2)疊合板開裂荷載在6～7 kN之間，疊合層混凝土強度決定了開裂荷載，防裂鋼筋并不能提高開裂荷載。

(3)蛇形拼縫防裂鋼筋配筋率比鋼筋網(wǎng)片小了24%，仍然能夠限制裂縫發(fā)展，增加開裂后疊合板的剛度，蛇形鋼筋抗裂性能優(yōu)于鋼筋網(wǎng)片。

(4)PK-S疊合板荷載-撓度曲線介于PK-Y和PK-ZJ疊合板之間，說明配筋率影響疊合板的最終承載力。

(5)PK-S疊合板裂縫發(fā)展和PK-Y疊合板相當，裂縫數(shù)量甚至多于PK-Y，最終裂縫寬度分布更加平均，說明蛇形防裂鋼筋使疊合層剛度分布更加均勻。蛇形防裂鋼筋桁架模型解釋了其抗裂機理和優(yōu)勢，并提出構造建議。