程志軍，馬智周，胡 杰，余少樂，趙 勇

(1 龍信建設(shè)集團有限公司， 南通 226000； 2 中國建筑第八工程局有限公司， 上海 200135；3 同濟大學(xué)土木工程學(xué)院， 上海 200092)

0 引言

裝配式混凝土結(jié)構(gòu)中，鋼筋桁架混凝土疊合板的使用相當廣泛。疊合板有后澆帶式和密拼式兩種整體拼縫[1]，目前工程中較多采用“等同現(xiàn)澆”作法的后澆帶式拼縫。由于研究不足，工程界對密拼式拼縫存在疑慮，應(yīng)用較少。后澆帶式拼縫采用預(yù)制底板留外伸鋼筋，對構(gòu)件的制作、安裝均有不便，施工效率低。近年來，有學(xué)者針對鋼筋桁架疊合板密拼接縫的受力性能開展了研究。其中：惲燕春等[2]對密拼連接形式的疊合板試件進行了試驗，結(jié)果表明增加附加鋼筋的面積能夠提高密拼疊合板拼縫處的承載力和剛度，并且能夠有效限制拼縫處裂縫的開展；余泳濤等[3]對單縫密拼鋼筋混凝土疊合板進行了靜力加載試驗，結(jié)果表明設(shè)置桁架鋼筋后可提高密拼疊合板的承載力和剛度，桁架鋼筋對限制跨中及疊合面裂縫發(fā)展起到有效作用，且間距越小效果越明顯；章雪峰等[4-5]對密拼疊合雙向板進行了足尺試驗及原位加載試驗，結(jié)果表明密拼疊合板的各項受力特性均表現(xiàn)為明顯的雙向板特征，但其堆載方式未考慮堆載重物的起拱效應(yīng)，導(dǎo)致構(gòu)件承載力偏大；但顏鋒等[6]對帶接縫的混凝土疊合板進行了足尺試驗，結(jié)果表明帶接縫的疊合板試件的受力特性表現(xiàn)為明顯的單向板特性，由于其未按均布方式堆載，故不排除堆載方式對試件力學(xué)性能的影響。由此可見，通過一定的構(gòu)造措施，包括設(shè)置平行于拼縫的桁架筋、設(shè)置垂直于拼縫的搭接鋼筋等，可實現(xiàn)密拼接縫處內(nèi)力的有效傳遞。而對于密拼疊合雙向板，拼縫構(gòu)造能否保證密拼疊合板雙向受力，相關(guān)研究結(jié)論不一致。此外，現(xiàn)有試驗研究均采用四邊固支邊界，且堆載方式也存在一定問題，使得拼縫處的實際受力情況不明確。因此，有必要進一步開展試驗研究工作。

1 試驗方案

1.1 試件設(shè)計

本文采用的密拼鋼筋桁架混凝土疊合板試件共計2塊，試件編號分別為MP-1，MP-2，平面尺寸均為3 700mm×3 700mm，單個試件由2塊平面尺寸為3 700mm×1 850mm的桁架預(yù)制板密拼疊合而成，桁架預(yù)制板編號為YB-1。桁架預(yù)制板及后澆層厚度分別為60，80mm，總板厚為140mm。試件采用四邊簡支邊界，兩個方向凈跨均為3 600mm，拼縫設(shè)置于跨中最不利位置，試件組裝如圖1所示。

圖1 試件組裝圖

預(yù)制底板YB-1配筋如圖2所示，按活荷載標準值qk1=2kN/m2進行設(shè)計，預(yù)制底板縱筋按構(gòu)造配置，垂直于拼縫方向縱筋為8@200，平行于拼縫方向縱筋為68，桁架下弦筋為86。試件密拼接縫按《鋼筋桁架混凝土疊合板應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(T/CECS 715—2020)[1]設(shè)計，如圖3所示。近拼縫邊的2道桁架鋼筋上弦桿距板邊分別為75，225mm；拼縫搭接鋼筋錨固長度取1.6la(la為受拉鋼筋的錨固長度)，搭接鋼筋總長為1 220mm，垂直于搭接鋼筋設(shè)置分布鋼筋66。試件MP-1拼縫搭接鋼筋按板底縱筋8@200計算的截面受彎承載力設(shè)計值等強配置，為10@200；試件MP-2拼縫搭接鋼筋按構(gòu)造要求配置，為8@200。

圖2 預(yù)制構(gòu)件YB-1

圖3 接縫配筋

試件安裝就位后，采用填縫砂漿對2個試件的拼縫進行嵌縫處理。此外，采用網(wǎng)格布和彈性膩子對試件MP-2的拼縫進行表面遮蓋處理，欲使板底拼縫處開裂不可見，具體作法為：首先在板底拼縫表面粘貼一層網(wǎng)格布，而后在網(wǎng)格布上均勻涂刮彈性膩子，如圖4所示。

圖4 拼縫處理

1.2 堆載方案

采用均布加載方式堆載。將疊合板面劃分出9個800mm×800mm的正方形區(qū)格及12個800mm×250mm的長方形區(qū)格，區(qū)格間預(yù)留75mm的間隙，避免堆載重物產(chǎn)生起拱效應(yīng)，如圖5所示。堆載重物采用尺寸為400mm×250mm×100mm的混凝土塊，單塊重量為0.25kN。單個正方形區(qū)格每層可堆放6塊混凝土塊，單個長方形區(qū)格每層可堆放2塊混凝土塊。采用彈性有限元方法計算不同區(qū)格上的堆載重物在試件跨中產(chǎn)生的彎矩，并根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[7]，按荷載在試件跨中產(chǎn)生的彎矩相等的原則，將堆載等效為均布荷載，不同區(qū)格上的堆載在試件跨中產(chǎn)生的彎矩M及等效均布荷載q見表1。

圖5 堆載區(qū)格劃分示意圖

單位等效荷載 表1

按照以上規(guī)則對試件進行分級加載，每級荷載持荷時間為10min，具體加載工況見表2，3。表中：q1為加載工況對應(yīng)的均布荷載；qe為累計施加的均布荷載(不包含自重gk=3.50kN/m2)。

實際堆載過程如圖6所示。

試件MP-1分級加載工況 表2

試件MP-2分級加載工況 表3

圖6 部分堆載過程

1.3 量測方法

加載過程中，測量試件的豎向變形、拼縫開裂寬度、鋼筋應(yīng)變及關(guān)鍵點的裂縫寬度。豎向變形及拼縫開展寬度測點布置如圖7所示，其中W1a，W1b位于試件跨中，W2，W4位于1/4跨位置，W3，W5位于支座處。測點W6位于試件跨中，測點標距為150mm。鋼筋應(yīng)變測點位于試件跨中，如圖8所示，其中S1，S2a，S3a，S2b，S3b為拼縫搭接鋼筋應(yīng)變測點，測點間距為200mm，測點S1位于拼縫正上方，測點S2a，S3a與S2b，S3b對稱布置于拼縫兩側(cè)；板底縱筋應(yīng)變測點S4a，S5a，S6a與S4b，S5b，S6b關(guān)于拼縫對稱布置，測點間距200mm，測點S4a，S4b距拼縫70mm；桁架腹桿筋應(yīng)變測點布置于拼縫一側(cè)2道鋼筋桁架上，均位于疊合面處，其中測點H1，H2位于靠近拼縫的第1道鋼筋桁架上，測點H3，H4位于第2道鋼筋桁架上。每級加載結(jié)束后，采用裂縫測寬儀測量關(guān)鍵點的裂縫寬度，并記錄板底的裂縫發(fā)展情況。

圖7 豎向變形及拼縫開展寬度測點布置圖

圖8 鋼筋應(yīng)變測點布置圖

2 試驗結(jié)果

2.1 裂縫發(fā)展

加載至2.85kN/m2時，試件MP-1拼縫開裂，為板底第1道裂縫(1#)，裂縫寬度為0.03mm，如圖9(a)所示。隨著荷載的增加，拼縫處的裂縫沿拼縫向兩端支座延伸；加載至10.29kN/m2時，出現(xiàn)2道正交拼縫裂縫(2#，3#)，裂縫寬度均為0.04mm，此時，1#裂縫的寬度為0.24mm，如圖9(b)所示；加載至13.06kN/m2時，從2#，3#裂縫發(fā)展出兩道板對角線裂縫(4#，5#)，與拼縫夾角約為45°，此時，1#裂縫的寬度為0.41mm，2#，3#裂縫繼續(xù)向支座延伸，寬度分別為0.08，0.07mm，如圖9(c)所示；加載至15.81kN/m2時，出現(xiàn)一道從拼縫延伸至支座的板對角線裂縫(6#)，與拼縫夾角約為45°，裂縫寬度為0.11mm，同時出現(xiàn)多道正交拼縫裂縫，裂縫端部延伸至支座，此時，1#裂縫的寬度為0.54mm，如圖9(d)所示；加載至17.31kN/m2時，5#與6#裂縫間出現(xiàn)多道從拼縫延伸至支座的板對角線裂縫，此時1#裂縫的寬度為0.58mm，如圖9(e)所示；加載至21.18kN/m2時，板底四角均出現(xiàn)多道對角線裂縫，裂縫一端延伸至支座，另一端與正交拼縫裂縫相交，此時，1#裂縫的寬度為1.01mm，其余裂縫均未超過0.20mm，如圖9(f)所示。

圖9 試件MP-1板底裂縫分布

加載至3.76kN/m2時，試件MP-2拼縫開裂，為板底第1道裂縫(1#)，裂縫寬度為0.05mm，如圖10(a)所示，隨著荷載的增加，拼縫處的裂縫沿拼縫向兩端支座延伸；加載至10.84kN/m2時，出現(xiàn)了2道正交拼縫裂縫(2#，3#)，裂縫兩端均延伸至支座，裂縫寬度分別為0.14，0.11mm，此時，1#裂縫的寬度為0.45mm，如圖10(b)所示；加載至16.38kN/m2時，又出現(xiàn)兩道正交拼縫裂縫(4#，5#)，裂縫寬度均為0.16mm，此時，1#裂縫的寬度為0.76mm，2#，3#裂縫寬度分別為0.22，0.21mm，如圖10(c)所示；加載至18.90kN/m2時，出現(xiàn)一道拼縫至支座的板對角線裂縫(6#)，裂縫寬度為0.14mm，此時，1#裂縫的寬度為0.85mm，2#，3#裂縫寬度分別為0.24，0.23mm，如圖10(d)所示；加載至22.05kN/m2時，出現(xiàn)兩道正交拼縫裂縫(7#，8#)及多道從拼縫延伸至支座的板對角線裂縫，此時，4#，5#裂縫寬度分別為0.19，0.18mm，1#裂縫寬度為1.03mm，如圖10(e)所示；加載至23.95kN/m2時，板底四角均出現(xiàn)多道板對角線裂縫，裂縫一端延伸至支座，另一端與正交拼縫裂縫相交，此時1#裂縫的寬度為1.64mm，2#，3#裂縫寬度分別為0.35，0.47mm，4#，5#，7#，8#裂縫均擴展至兩端支座，4#，5#裂縫寬度分別為0.32，0.39mm，如圖10(f)所示。

圖10 試件MP-2板底裂縫分布

通過對比可知，2個試件擁有相似的裂縫發(fā)展規(guī)律，即首先在拼縫處開裂，而后出現(xiàn)正交拼縫裂縫，隨后出現(xiàn)板對角線裂縫，板底裂縫總體呈“米”字形，這與現(xiàn)澆雙向板破壞時的“X”形[8]裂縫分布存在差異。

采用網(wǎng)格布和彈性膩子對拼縫進行遮蓋處理后，網(wǎng)格布和彈性膩子未發(fā)生剝落或開裂，處理效果良好，如圖11(a)所示。拼縫處開裂均發(fā)生在嵌縫砂漿與底板側(cè)面結(jié)合處，裂縫交替出現(xiàn)于嵌縫砂漿塊體兩側(cè)，并呈現(xiàn)兩端窄、中間寬的特點，兩側(cè)裂縫被嵌縫砂漿塊體上的短裂縫聯(lián)通，如圖11(b)所示。由裂縫寬度實測數(shù)據(jù)可知，兩試件拼縫處開裂寬度始終最大，試件的荷載-拼縫開裂寬度(qe-w)曲線如圖12所示。其中w1為使用位移計測得的裂縫寬度；w2為使用裂縫測寬儀測得的裂縫寬度，位移計與裂縫測寬儀測得的裂縫寬度相近；相同荷載下，試件MP-1的拼縫開裂寬度小于試件MP-2的拼縫開裂寬度，表明增加拼縫搭接鋼筋可有效控制拼縫開裂。

圖11 試件MP-2板底拼縫

圖12 荷載-拼縫開裂寬度曲線

2.2 撓度

試件的荷載-跨中撓度(qe-d)曲線如圖13所示，其中d由位移測點W1a，W1b位移平均值減去W3位移值而得，圖中de為采用彈性薄板小撓度理論[9]計算的撓度。由圖可知：1)荷載-跨中撓度曲線呈三折線形式，荷載小于2kN/m2時，2個試件跨中撓度隨荷載增加而線性增長，試件處于彈性狀態(tài)；荷載為2kN/m2左右時，2個試件荷載-跨中撓度曲線均出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折，試件剛度下降，表明此時試件開裂；荷載超過2kN/m2后，隨著荷載的增加，2個試件荷載-跨中撓度曲線均逐步變緩，表明試件進入塑性階段；荷載超過21kN/m2后，試件MP-2板底裂縫充分發(fā)展，拼縫搭接鋼筋屈服，荷載-跨中撓度曲線趨于水平，試件MP-2發(fā)生延性破壞，而試件MP-1直至加載結(jié)束，其荷載-跨中撓度曲線未趨于水平，表明試件MP-1的堆載偏少，最大堆載仍不是極限承載力。2)試件MP-1彈性段剛度大于試件MP-2彈性段剛度，拼縫搭接鋼筋配筋量增加56.3%，試件彈性階段剛度增加161.1%。3)荷載小于19kN/m2時，試件MP-2荷載-跨中撓度曲線位于試件MP-1下方；荷載超過19kN/m2后，試件MP-2荷載-跨中撓度曲線位于試件MP-1上方，推斷試件MP-2部分拼縫搭接鋼筋進入強化段，導(dǎo)致其承載力提高。4)試件MP-1的荷載-跨中撓度曲線較試件MP-2平滑，表明試件MP-1的拼縫傳力更為穩(wěn)定、連續(xù)。5)試件開裂前，實測撓度與計算值基本吻合，試件開裂后，剛度降低，實測撓度大于計算值。

圖13 荷載-跨中撓度曲線

試件豎向變形分布如圖14所示。由圖可見，2個試件豎向位移測點W1a，W1b位移值較為接近，表明拼縫構(gòu)造可有效傳遞剪力；豎向變形曲面基本呈“拉網(wǎng)形”，表明密拼疊合板試件具有較好的變形協(xié)調(diào)能力，表現(xiàn)為明顯的雙向板變形特征。

圖14 豎向變形/mm

2.3 鋼筋應(yīng)變

試件的荷載-拼縫搭接鋼筋應(yīng)變(qe-ε)曲線如圖15所示。由圖可見，2個試件拼縫處測點S1的應(yīng)變隨荷載的增加增長較快，測點S2a，S3a，S2b，S3b應(yīng)變增長較慢，加載結(jié)束時，測點S1的應(yīng)變顯著大于拼縫兩側(cè)測點S2a，S3a，S2b，S3b的應(yīng)變。試件MP-2應(yīng)變測點S2a，S3a，S2b，S3b在荷載為10kN/m2左右時出現(xiàn)較大增長。試件MP-1測點S1的應(yīng)變值小于試件MP-2測點S1的應(yīng)變值，加載結(jié)束時，試件MP-1拼縫搭接鋼筋未屈服，試件MP-2拼縫搭接鋼筋屈服。

圖15 拼縫搭接鋼筋應(yīng)變

試件的荷載-桁架腹桿筋應(yīng)變(qe-ε)曲線如圖16所示。由圖可見，2個試件靠近拼縫的桁架腹桿筋測點H1，H2的應(yīng)變值在加載初期就出現(xiàn)了一定的增長，測點H3，H4增長不明顯，隨后2個試件的桁架腹桿筋應(yīng)變基本保持不變，直至荷載超過10kN/m2后，2個試件的桁架腹桿筋測點應(yīng)變隨著荷載的增加而增加。值得注意的是，試件MP-2在荷載為10kN/m2左右時，其桁架腹桿筋應(yīng)變測點均出現(xiàn)大幅增加，這與拼縫搭接鋼筋測點S2a，S3a，S2b，S3b變化特征一致。加載結(jié)束時，2個試件桁架腹桿筋均未屈服。

圖16 桁架腹桿鋼筋應(yīng)變

試件的荷載-板底縱筋應(yīng)變(qe-ε)曲線如圖17所示。由圖可見，隨著荷載的增加，遠離拼縫的測點S6a，S6b應(yīng)變增長迅速，測點S5a，S5b的應(yīng)變增長次之，靠近拼縫的測點S4a，S4b應(yīng)變增長較小，加載結(jié)束時，兩試件板底縱筋均未屈服。

圖17 板底縱筋應(yīng)變

試件的荷載-桁架下弦鋼筋測點S7應(yīng)變(qe-ε)曲線如圖18所示。由圖可見，荷載小于2.5kN/m2時，2個試件測點S7應(yīng)變值增長均不明顯。荷載超過2.5kN/m2后，隨著荷載的增加，試件MP-1測點S7應(yīng)變迅速增長，且增長速率逐步增加。荷載為2.5～19.0kN/m2間，試件MP-2測點S7應(yīng)變增長緩慢，荷載超過19.0kN/m2后，應(yīng)變增長加快。加載結(jié)束時，試件MP-1桁架下弦鋼筋屈服，試件MP-2桁架下弦鋼筋未屈服。

圖18 桁架下弦鋼筋測點S7應(yīng)變

3 傳力機理與承載力分析

3.1 拼縫傳力

密拼接縫截面處，預(yù)制板底縱筋不連續(xù)，受力縱筋為疊合面處的拼縫搭接鋼筋。當配筋率一定時，拼縫處的受彎承載力取決于拼縫搭接鋼筋的錨固性能。密拼試件在受力過程中易發(fā)生疊合面撕裂，導(dǎo)致拼縫搭接鋼筋錨固失效，致使試件過早喪失承載力。疊合面撕裂主要由兩種原因引起：其一為預(yù)制底板與疊合層受力狀態(tài)的不同導(dǎo)致的張裂趨勢；其二為拼縫搭接鋼筋受力后肋部擠壓周邊混凝土而產(chǎn)生的環(huán)向拉應(yīng)力。為避免疊合面撕裂導(dǎo)致的錨固失效，在拼縫兩邊鋼筋搭接范圍內(nèi)配置桁架鋼筋，其桁架腹桿鋼筋可起到橫向鋼筋的作用，避免疊合面撕裂。

由桁架腹桿鋼筋的應(yīng)變量測結(jié)果(圖16)可知，加載初期，靠近拼縫的腹桿鋼筋應(yīng)變(測點H1，H2)即出現(xiàn)增長，此時拼縫搭接鋼筋應(yīng)變(圖15)較小，表明此階段腹桿鋼筋應(yīng)變增長主要由預(yù)制底板和疊合層間的張裂趨勢引起；荷載超過10kN/m2時，拼縫搭接鋼筋軸向應(yīng)力逐漸增加，此時桁架腹桿鋼筋應(yīng)變(測點H1，H2，H3，H4)與拼縫搭接鋼筋應(yīng)變變化規(guī)律較為一致，表明此階段腹桿鋼筋應(yīng)變的增長由搭接鋼筋肋部對周邊混凝土的擠壓引起。

對試件拼縫兩側(cè)搭接鋼筋及板底縱筋應(yīng)變測點數(shù)據(jù)進行處理，以測點距拼縫位置為橫坐標，應(yīng)變值為縱坐標，繪制的2個試件拼縫處鋼筋應(yīng)變分布如圖19(a)，(b)所示，可見搭接鋼筋最大應(yīng)變值位于拼縫處，應(yīng)變值從拼縫位置向兩端遞減，板底縱筋最小應(yīng)變值位于拼縫處，應(yīng)變值從拼縫位置向兩邊遞增。以上應(yīng)變分布規(guī)律表明，拼縫搭接鋼筋與桁架腹桿筋間通過間接搭接方式傳力[10]，拼縫兩側(cè)板底縱筋分別與拼縫搭接鋼筋兩端形成間接搭接，實現(xiàn)了兩側(cè)板底縱筋間的內(nèi)力傳遞。

圖19 拼縫處鋼筋應(yīng)變分布

圖20為2個試件縱橫向受力縱筋及拼縫搭接鋼筋的應(yīng)變對比。由圖可知，2個試件縱橫向受力縱筋應(yīng)力相當，密拼接縫構(gòu)造保證了密拼疊合板試件的雙向受力。此外，當密拼接縫采用等強配筋時，拼縫搭接鋼筋應(yīng)力與板底縱筋相當，而密拼接縫采用構(gòu)造配筋時，其應(yīng)力顯著大于板底縱筋。

圖20 縱橫向鋼筋應(yīng)變對比

圖21為2個試件拼縫搭接鋼筋和桁架下弦鋼筋屈服前縱橫向跨中實測荷載-彎矩(qe-M)曲線，其中Me為采用彈性薄板小撓度理論[9]計算的跨中彎矩；M1為根據(jù)測點S1應(yīng)變推算的垂直于拼縫的跨中彎矩；M2為根據(jù)測點S7應(yīng)變推算的平行于拼縫的跨中彎矩。由圖21可知，垂直于拼縫的跨中彎矩M1與計算值Me較為接近，且M1大于平行于拼縫的跨中彎矩M2。

圖21 拼縫搭接鋼筋和桁架下弦鋼筋屈服前縱橫向跨中實測荷載-彎矩曲線

3.2 破壞模式

根據(jù)密拼試件板底裂縫特征及裂縫出現(xiàn)的先后順序，將密拼試件的破壞過程分為三個階段：拼縫開裂階段、正交拼縫裂縫發(fā)展階段及對角線裂縫發(fā)展階段。

試件板底第一道裂縫均為拼縫開裂，原因在于：拼縫位于跨中截面彎矩最大處，而嵌縫砂漿與預(yù)制底板側(cè)面混凝土間的粘結(jié)較為薄弱，在正應(yīng)力作用下結(jié)合面處首先開裂。由于拼縫處受力縱筋為拼縫搭接鋼筋，拼縫截面有效高度僅為疊合層厚度，故拼縫開裂后，垂直于拼縫的板帶剛度小于平行于拼縫的板帶剛度，此時，試件表現(xiàn)出單向板的受力特征，產(chǎn)生正交于拼縫的裂縫。隨著正交裂縫的發(fā)展，平行于拼縫的板帶剛度減小，兩個方向板帶剛度趨于一致，試件又表現(xiàn)出雙向板的受力特征，即出現(xiàn)對角線裂縫。

整個加載過程中，試件未發(fā)生疊合面撕裂，也未發(fā)生拼縫搭接鋼筋錨固失效，直至加載結(jié)束仍具有良好的整體性能，試件最終由于拼縫搭接鋼筋屈服而逐漸失去承載力，表現(xiàn)為延性破壞。

3.3 承載力

試件MP-1，MP-2拼縫截面受彎承載力設(shè)計值Md,g1,Md,g2分別為10.07,6.66kN·m/m，平行于拼縫的截面受彎承載力設(shè)計值Md,p為10.73kN·m/m，垂直于拼縫的截面受彎承載力設(shè)計值Md,v為11.63kN·m/m，試件的承載力由拼縫截面控制。試件MP-1，MP-2拼縫配筋對應(yīng)的活荷載標準值qk2,1,qk2,2分別為9.32,5.06kN/m2。

(1)

式中：δ為板的虛位移；M，θ分別為各塑性鉸線上的總內(nèi)力矩及該塑性鉸線所連結(jié)的一對小節(jié)板之間的虛角變位。

承載力對比 表5

按極限平衡法計算試件承載力的計算簡圖如圖22所示。圖中：M1，M2分別為垂直于和平行于拼縫塑性鉸線上單位長度的極限內(nèi)力矩，M1=Mu,v，對于試件MP-1，M2=Mu,g1，對于試件MP-2，M2=Mu,g2；l1，l2分別為平行于拼縫邊和垂直于拼縫邊計算跨度，取l1=l2=3.60m；γ，K分別為塑性鉸線位置參數(shù)，試件MP-1參數(shù)γ1=0.963，試件MP-2參數(shù)γ2=0.857，對于四邊簡支板，K=1。

圖22 計算簡圖

由表5可知，試件的極限承載力實測值均不小于彈性薄板小撓度理論和極限平衡法計算的極限承載力，后者計算結(jié)果更加接近實測值。由于計算時假定的塑性鉸線與試件實際塑性鉸存在一定差異，未考慮縱、橫向塑性鉸對試件承載力的影響，使用極限平衡法計算的極限承載力仍偏于保守。

4 結(jié)論與建議

(1) 密拼接縫在整個加載過程中能有效傳遞內(nèi)力，保證了2個試件的雙向受力，密拼試件的鋼筋應(yīng)變分布及變形均符合雙向板受力特征。

(2) 嵌縫砂漿與預(yù)制板側(cè)面粘結(jié)較為薄弱，導(dǎo)致拼縫處首先開裂，拼縫開裂后，兩個方向板帶剛度的差異導(dǎo)致其呈現(xiàn)單向板特征，板底出現(xiàn)垂直裂縫，垂直裂縫的發(fā)展使兩個方向板帶剛度趨于一致，試件又呈現(xiàn)出雙向板特征，出現(xiàn)對角線裂縫，板底裂縫形態(tài)最終呈“米”字形，與現(xiàn)澆雙向板存在差異。

(3) 2個試件均能滿足結(jié)構(gòu)性能檢驗要求，且承載力實測值均不低于采用彈性薄板小撓度理論和極限平衡法計算的承載力。

(4) 拼縫搭接鋼筋采用“等強配筋”的試件MP-1和采用構(gòu)造配筋的試件MP-2具有相似的破壞模式，增加拼縫搭接鋼筋配筋量可有效限制拼縫開展，并能提高試件的整體剛度，從節(jié)約鋼筋用量角度，建議采用構(gòu)造配筋，而對變形較為敏感的樓蓋，建議采用“等強配筋”。

(5) 2個密拼疊合板試件在等效活荷載為1.9kN/m2時，板底拼縫即開裂。實際工程中，當板底外露時，建議采用網(wǎng)格布和彈性膩子對板底拼縫進行遮蓋處理。