图1 DCNPD体系示意图
Fig.1 Schematic diagram of DCNPD
庞 瑞1，许清风2，梁书亭3，朱筱俊3
(1．河南工业大学土木建筑学院，郑州 450001；2．上海市建筑科学研究院-上海市工程结构新技术重点实验室，上海 200032；3．东南大学土木工程学院，南京 210096)
摘要:为研究分布式连接全装配RC楼盖(DCNPD)板缝节点在拉剪复合作用下的受力性能，进行了12个板缝节点在纯剪和拉剪复合作用下受力性能试验，对板缝节点的承载能力、裂缝模式、破坏形态、位移延性和应变规律等进行了较为系统的研究。结果表明:拉力的存在减小了由剪切作用引起的连接件与相邻混凝土间的承压作用，致使板缝节点抗剪承载力不同程度的降低，并且拉剪比越大，拉力对板缝节点屈服荷载和峰值荷载的削弱作用越明显；拉剪复合作用下，板缝节点较早呈现出非线性受力特征；拉力对板缝节点位移延性有较大的削弱，尤其对于楼盖中高拉剪比区域应采取措施避免节点发生脆性破坏；综合考虑板缝节点的荷载-位移响应、位移延性特征和破坏模式等因素，HPC、CPC和HP-CPC三种节点是较为理想的DCNPD板缝节点形式，SPC锚筋与锚板间焊缝在拉剪复合作用下易发生断裂，需改进措施以提高其拉剪复合受力性能。
关键词:分布式连接；全装配式RC楼盖；板缝连接节点；拉剪复合受力性能；试验研究
装配式建筑以其良好的质量、节能和力学性能，受到业界的普遍关注，是现阶段国家基本建设领域重点发展的方向之一[1]。装配式混凝土结构是由预制混凝土构件通过各种可靠的连接方式装配而成的混凝土结构[2]。目前我国流行装配整体式混凝土结构，采用等同现浇的设计和建造方式。研究发现[3―4]:装配整体式结构便于在原有模式下推广，但鲜有结构体系上的突破，建筑类型和结构形式单一，限制了预制混凝土技术的发展，且材料用量多于现浇结构，经济性等同或优于现浇结构难度很大；同时，装配整体式结构的施工质量也不容乐观，因此要建立研究方法，摆脱等同现浇束缚，发展干式结构体系，研发专用连接件，确定其性能和使用要求。2017年2月上海印发《上海市装配式建筑示范项目创新技术一览表》，提出发展主体结构连接节点采用干法连接、组合型连接或其他便于施工且受力合理的新型连接技术。因此，为提高装配式建筑技术经济指标，充分利用预制混凝土和预应力技术，基于干式连接的结构形式是装配式建筑发展理性选择和重要发展方向。
楼(屋)盖除承受楼面竖向荷载，传递和分配水平地震作用以外，在结构中还占有很大的比重(体量和造价等)，其重要性是显而易见的。在采用装配式RC楼盖的建筑结构抗震设计中，较为统一的设计观点是基于弹性楼盖的抗震设计方法[5]。为此，常用的做法是在预制板上加后浇层，形成叠合式楼盖。但研究表明[6]:叠合式楼盖拼缝处混凝土在温度和混凝土体积收缩作用下通常会出现裂缝；对于同时采用机械连接件和后浇层的楼盖，混凝土开裂后板缝平面内承载力和刚度迅速降低到仅有机械连接件时的水平。同时，Baran[7]对叠合式楼盖抗弯性能的研究发现，叠合层可提高楼盖初始刚度和开裂荷载，但在达到极限荷载前叠合作用已经失效，叠合层对提高楼盖竖向极限承载力的作用也是很有限的。因此，Hawkins等[8]指出:如果存在一种合理的方案替代现浇层里的钢筋来传递预制板之间的内力，那么采用干式连接的弹性楼盖与装配整体式弹性楼盖的在传递水平地震作用上是没有本质区别的。事实上，美国、日本等国家已将诸如“SP”板(SpanCrete)的装配式楼盖应用于高层建筑，并经受了1994北岭地震和1995年阪神大地震的考验[8]。
国外应用较多的全干式楼盖是双T板楼盖，板-板之间、梁(墙)-板之间采用分布式机械连接件连接[9]。在欧洲应用较多的干式楼盖除了双T板楼盖以外，还有预制箱形板楼盖等形式，前者连接形式与美国做法相同，后者板-板之间采用分布式连接件连接，梁(墙)-板之间采用暗销杆相连[10]。实际上，最近这种基于分布式连接的装配式双T板楼盖体系已经在我国长春市中国第一汽车集团公司的停车楼等工程中得到应用[11]。但一汽停车楼在双T板上方增加了 80 mm后浇层，以满足我国规范要求(叠合厚度不小于60 mm)[2]。
全干式双 T板楼盖可满足重载和大跨等现代楼盖的设计要求，但板底不平整、结构高度大，适用范围有限。因此，需拓展干式楼盖的应用形式，开发新型全干式楼盖体系。根据国内外规范对装配式楼盖受力和抗震性能的要求，庞瑞等[12]研发了基于分布式连接的新型全干式 RC楼盖体系(Discrete Connected New-type Precast Diaphragms (DCNPD))，并通过楼盖平面内受力性能和竖向承载能力等[13―14]试验验证了楼盖具有良好的平面内刚度和竖向承载能力。DCNPD是以预制企口平板和挑耳梁(墙)为基本构件，梁(墙)-板之间和板-板之间采用上下匹配的分布式机械连接件连接的全干式楼盖体系，如图1所示。
与现整体式楼盖不同，分布式连接全干式 RC楼盖由分布式机械连接件连接，地震内力依靠连接件传递，应力在连接件处集中，可能致使楼盖发生局部破坏，从而影响楼盖平面内刚度(隔板性能)和整体结构的动力响应。1994年美国洛杉矶北岭地震中[15]，多个采用装配式楼盖的停车场建筑破坏严重，研究表明[16]，导致这一现象的主要原因是楼盖在地震作用下发生了较大的平面内变形(是抗侧力体系的数倍)，这些现象引起了人们的重视，也凸显了重新审视和全面研究装配式楼盖建筑结构动力特性和地震响应规律的重要性。地震作用下装配式楼盖处于极为复杂的受力状态，在当前的研究中装配式楼盖抗震性能是最为复杂而人们对其了解最少的方面之一[17]。
图1 DCNPD体系示意图
Fig.1 Schematic diagram of DCNPD
据统计[18]，美国每年就有数百万分布式连接件应用于干式楼盖的板缝连接。最早关于全干式楼盖板缝连接节点(简称板缝节点)的研究始于1968年对发卡式板缝节点的研究[19]，而后对多种类型板缝节点的研究持续进行[20]。在水平地震作用下，连接件在楼盖弯矩和剪力作用下降处于拉(压)剪复合受力状态(如图2所示)，而拉力的存在降削弱板缝节点的抗剪承载力[17]。Cao等[21]通过Pushover分析表明在楼盖中间位置的连接件拉剪比约为 0.5，在垂直于地震方向靠近边梁位置的连接件的拉剪比约为2。而Pincheira等[18]认为，在极端荷载组合作用下因平面内弯曲所致板缝节点同时承受较大的剪力和轴力的区域的连接件所受到的剪力与拉力的比值为1的情况具有普遍代表性。前述关于板缝节点的研究，主要集中在单个连接件组成的板缝节点抗剪性能方面，在拉剪复合受力性能方面，仅定性地分析了拉力对抗剪性能的削弱作用，而在企口板上下布置连接件的板缝节点拉剪复合受力性能研究方面，尚无可查的文献资料。
图2 分布式RC楼盖受力示意图
Fig.2 Internal force diagram of DCNPD
基于上述背景，本文以DCNPD企口板缝连接上下匹配设置连接件的板缝节点拉剪复合受力性能为研究重点，通过节点拉剪复合受力性能试验并结合抗剪性能试验[21]，揭示新型楼盖板缝节点拉剪复合受力机理，为板缝节点拉剪耦合分析和DCNPD平面内刚度计算方法提供依据。
由矢量的合成与分解原理(如图3所示)，假定板缝节点在外荷载F的作用下，板缝两侧预制板发生水平位移δ，则节点水平荷载F可分解为平行于板缝的荷载V=F×sinθ(剪力)和垂直于板缝的荷载N=F×cosθ(拉力)；同理，节点水平荷载F作用下的位移可分解为平行于板缝的位移δV=δ×sinθ和垂直于板缝的位移δT=δ×cosθ。经过矢量分解，可清晰地考察板缝节点在拉剪复合作用下的荷载-位移响应规律，进而分析不同拉剪比下，拉力对分析DCNPD板缝节点抗剪性能的影响。
图3 板缝节点拉剪复合试验原理示意图
Fig.3 Test principles of the joint connection
试验模型试件为典型DCNPD相邻预制板的板缝节点，该节点由一对斜企口板组成，板缝倾角分别为45°和63°，由前述矢量合成与分解原理，分别模拟板缝节点在剪拉比为1和剪拉比为2两种荷载工况下的受力性能。试件尺寸、预制板配筋和预埋件详细情况如图4所示。其中，连接件在预制板中的位置、构成及其相互关系可参见图1，DCNPD结构体系示意图。
图4 试件几何尺寸及配筋
Fig.4 Specimen geometry and steel detailing
共设计了4种楼盖板缝节点试件，即:发卡式节点 HPC、大头钉式节点 SPC、盖板式节点 CPC和发卡-盖板混合式节点HP-CPC。其中试件HPC、试件SPC和试件CPC的两侧企口采用相同的连接件，而混合式节点试件HP-CPC一侧采用发卡式连接件，另一侧采用盖板式连接件。试件种类、加载模式和试件数量详见表1。除了拉剪复合实验8各试件外，还进行了4个对应节点在纯剪作用下的受力性能试验[22]，用以对比分析。
表1 各板缝节点试件编号
Tabal 1 Specimen number of slab joint connections
注:表中括号内字母与数字代表试件编号。格式为LA #，L代表节点类型，#为剪拉比；HP—Hairpin(发卡式)；SP—Stud-to-plate(大头钉式)；CP—Cover-plate(盖板式)；A为加载方式类型；S为剪力；T为拉力。
混凝土强度等级为C30，钢板为Q235-B级，锚筋和预制板内的分布钢筋均为三级钢HRB400(
)。钢筋(板)和混凝土的实测力学性能见表2和表3。
表2 钢筋(板)实测力学性能
Table 2 Properties of reinforcing bars and steel plates
表3 混凝土实测力学性能
Table 3 Material properties of concrete
注:fcu为立方体抗压强度；fc为抗压强度设计值；ft为抗拉强度设计值；Ec为混凝土弹性模量。
在纯剪试验中，下部预制企口板通过高强螺栓固定于实验室刚性台座，上部企口板与加载梁通过高强螺栓固定。
通过 500 kN作动器施加水平荷载，使板缝承受剪力与弯矩；通过350 kN千斤顶施加竖向荷载，以平衡由水平荷载产生的弯矩，达到板缝节点仅受剪切的目的。纯剪试验装置详见图5。
图5 纯剪试验布置图
Fig.5 Test setup under pure shear
拉剪复合受力性能试验中，试件下部预制斜企口板与固定钢梁以高强螺栓相连并用地锚固定于实验室刚性台座，另一块企口板与加载梁以高强螺栓相连，液压伺服作动器底座固定于反力架，前端与加载梁以高强螺栓连接，采用 300 kN作动器竖向单调加载。加载装置如图6所示。
图6 试验布置图
Fig.6 Test setup under combined shear and tension
板缝节点的承载力计算方法根据连接件形式的不同而不同。HPC和SPC可由PCI手册[9]推荐的等效桁架模型理论和剪摩擦理论计算连接件的抗拉/剪承载力。对于CPC节点可由文献[22]所提出的方法计算抗拉/剪承载能力。对于混合式节点，采用抗力叠加方法进行简化计算[22]。
采用荷载位移混合控制的加载方法进行。根据前述方法计算出各节点的极限承载力Tu，而后取0.75Tu作为力控制的最大值，在0～0.75Tu之间分10级等量递增，每加完一级荷载，持荷2 min再采集数据，并观察裂缝的开展和试件位移变化等情况；主要受力钢筋(板)屈服后，采用位移控制加载，每级施加0.5 mm的位移；荷载下降到极限荷载的85%时，试件破坏。
试验过程中，主要测试了钢筋(钢板)应变、荷载-位移曲线、裂缝的开展情况和破坏形态等，具体如下:1)应变:钢筋和钢板的应变，四根锚筋在距离锚筋与锚板起焊处50 mm布设电阻应变片；对于盖板式节点以及发卡-盖板混合式节点中的盖板侧，开孔板采用应变花的形式进行测量。2)位移:水平荷载作用下DCNPD板缝节点荷载-位移曲线。3)裂缝:采用裂缝宽度读取仪测量，试验时在构件上画出试件在各级荷载作用下的裂缝分布及开展情况。4)破坏形式。
试件的最终破坏形态如图7所示，图中正向加载方向的左侧为南侧。8个试件的破坏过程与破坏形态的特点为:① 试件HPC、SPC和HP-CPC试件的发卡侧均出现了沿锚筋方向的裂缝；② CPC试件和HP-CPC试件的盖板侧在连接件屈服前基本未出现裂缝，开孔版屈服后，随着锚筋应变增大，出现了沿锚筋方向的斜裂缝，开孔板开孔形状由圆形变成椭圆形，但其圆偏程度小于纯剪时的变形形状[22]；③ 试件HPCTS1的破坏形态为北侧节点区下方预制板右侧锚筋断裂；试件HPCTS2的破坏形态为，南北两侧锚筋和锚板间焊缝先后撕裂，并伴有预制板锚板附近混凝土开裂脱落；④ 试件SPCTS1的破坏形态为南侧节点区上方预制板的两肢锚筋与锚板间的焊缝先后断裂，而后北侧节点区左上方和右下方锚筋与锚板间的焊缝先后断裂；试件 SPCMS2的破坏形态为南侧节点区下方预制板两肢锚筋和北侧节点区上方两肢锚筋与其对应的锚板之间的焊缝相继断裂；⑤ 试件 CPCTS1的破坏形态为南侧开孔板开孔形状由圆形发变形为椭圆形，孔洞左下角和右上角同时断裂，北侧开孔板开孔形状由圆形变形为椭圆形，但未开裂；试件CPCTS2的破坏形态为上方预制板锚板周围混凝土开裂严重，出现三角形拉剪破坏区域，北侧混凝土在加载后期亦开裂严重，出现三角形拉剪破坏区域，在加载后期上方预制板右侧锚筋发生拔出破坏；⑥ 试件HP-CPCTS1破坏形态为开孔板侧(北侧)节点区下方预制板锚板后方混凝土开裂严重，锚筋外露，导致开孔板侧连接件承载力下降，发卡侧连接件承担的荷载增大，上方预制板右侧锚板和下方预制板左侧锚板与锚筋间的焊缝撕裂；试件 HP-CPCTS2破坏形态为节点区发卡侧上方预制板左侧锚筋和锚板间的焊缝撕裂，盖板侧锚板后方混凝土沿锚筋方向的主裂缝贯通，形成三角形破坏区域。
图7 试件破坏形态
Fig.7 Failure modes of test specimen
4个纯剪和8个拉剪复合受力性能试验试件的破坏形态描述详见表4。
以试件 HP-CPCTS1发卡侧(南侧)节点区为例来说明板缝节点的破坏过程。当竖向荷载为24.5 kN时，上方预制板左侧出现沿锚筋方向的裂缝，同时下方预制板左侧和锚板后方分别出现一条沿锚筋方向的裂缝和平行于拼缝方向的裂缝；当荷载增加到29.4 kN时，下方预制板左侧出现一条沿锚筋方向的裂缝；当荷载增加到78.4 mm时，上方预制板锚板右端混凝土被压裂；当荷载达到83.3 kN时，上方预制板右侧出现一条沿锚筋方向的裂缝，四条沿锚筋方向的裂缝出现完毕；当荷载增加到102.9 kN时，改位移加载。位移加载至9.4 mm时，开孔板侧节点区下方预制板锚板后方混凝土破坏严重，开孔板侧承载力下降，发卡侧承担荷载增大，上方预制板右侧锚板和下方预制板左侧锚板与锚筋间的焊缝撕裂，试件破坏。
图8～图11为四种板缝节点在纯剪和拉剪组合作用下的荷载-位移关系曲线图。由图可知:拉力的存在会降低板缝节点的承载能力；拉剪复合作用下板缝节点的初始刚度略大于纯剪作用时的情况；与纯剪相比，拉剪复合作用下板缝节点更早表现出非线性工作特性；四种板缝节点荷载-位移曲线表现出不同的曲线形式，但具体到四种板缝节点，拉力虽然降低了节点的强度，但每种节点在纯剪、T/S=1和 T/S=2三种工况下的荷载-位移响应曲线的形状大体相似，SPC节点在三种工况下表现均较差。
图8 试件HPC荷载-位移曲线
Fig.8 Load-deformation curves of HPC
图9 试件SPC荷载-位移曲线
Fig.9 Load- deformation curves of SPC
图10 试件CPC荷载-位移曲线
Fig.10 Load- deformation curves of CPC
图11 试件HP-CPC荷载-位移曲线
Fig.11 Load- deformation curves of HP-CPC
对于没有屈服点的构件，常采用“通用屈服弯矩法”求名义屈服荷载[23]，做法如图12所示。
图12 名义屈服荷载值
Fig.12 The nominal yield load
为更清晰地分析拉力对板缝节点抗剪承载力的削弱作用，将板缝节点的屈服荷载和峰值荷载随拉剪比的变化规律绘制于图13和图14。
由图可知:当T/S=1时，与纯剪相比四种板缝节点屈服荷载分别降低了10.97%、32.00%、29.61%和54.62%，峰值荷载分别降低14.88%、28.24%、31.32%和47.82%；当T/S=2时，与纯剪相比四种板缝节点屈服荷载分别降低了 43.82%、49.44%、57.19%和 63.89%，峰值荷载分别降低 46.03%、45.30%、59.29%和65.22%。
图13 屈服荷载随拉剪比变化图
Fig.13Pyvariations with tension to shear ratio
图14 峰值荷载随拉剪比变化图
Fig.14Pmvariations with tension to shear ratio
由此可得:拉力的存在，降低了板缝节点的抗剪承载能力，且拉剪比越大，拉力对板缝节点屈服荷载和峰值荷载的削弱程度越大。从总体上看，拉剪比T/S=1时拉力对板缝节点抗剪承载能力的削弱程度(相对于纯剪作用下)，比 T/S=2相对于 T/S=1时的板缝节点抗剪承载力削弱程度大。这说明，处在楼盖平面内中和轴附近的连接件虽然拉剪比较低(T/S≈1)，但也应充分重视拉剪比对其抗剪承载能力的削弱作用，并在设计中考虑这种削弱作用对板缝节点承载力和楼盖平面内刚度的影响。
DCNPD板缝节点名位移延性系数为极限位移Δu和屈服位移Δy之比，即μ=Δu/Δy。各节点的荷载特征值和延性系数见表 4，同时将板缝节点位移延性随拉剪比的变化规律绘制于图15。
由表4和图14可知:① 在四种节点中，HPC节点的位移延性最好，HP-CPC次之，SPC最差；② 当T/S=1时，除SPC节点外，其他三种节点的位移延性能满足美国防灾减灾纲要(NEHRP 2000)[8]对板缝节点延性的要求(μ≥2)，而当 T/S=2时，除HPC外，其他三种节点均不能满足这一要求；当T/S=1时，由于开孔板抗拉变形能力得充分发挥，CPC和 HP-CPC两种节点的位移延性比纯剪时更好；④ 结合板缝节点在纯剪和拉剪作用下的荷载-位移响应曲线可知，四种节点的荷载-位移响应曲线形状较为接近，除SPC节点外，其它三种节点均表现出较高的承载力和变形能力，是较为理想的板缝节点形式。但是在高拉剪比状况下，节点的延性较差，在极端荷载作用下可能出现类似螺栓群连接中连锁破坏的“解纽扣现象”，设计时需对高拉剪比区域的板缝连接件进行改良，以满足水平荷载作用下楼盖对板缝节点位移延性的要求。
图15 位移延性随拉剪比变化图
Fig.15 Ductility variations with tension to shear ratio
板缝节点的锚筋和开孔板在纯剪和拉剪复合作用下的荷载-应变关系曲线如图16所示，其中首字母N、S分别表示北侧和南侧；U、B分别表示上、下企口板；L、R分别表示左、右侧锚筋；C、T表示理论上的受压、受拉肢锚筋。为节省篇幅，纯剪作用下的应变曲线仅列出有代表行的发卡式节点(HPCS)和混合式节点(HP-CPCS)两种，如图16(a)和图16(b)。图16(c)～图16(l)为四种板缝节点在T/S=1和T/S=2两种工况下的应变曲线。钢板上测点的应变采用 45°应变花量测，根据应变莫尔圆求出主应变、主应变方向、最大剪应变以及截面的正应变和剪应变。
表4 节点的荷载特征值及位移延性
Table 4 Characteristic values of load and ductility
图16 钢筋(板)荷载-应变关系曲线
Fig.16 Relationship between force-strain of steel bar (plate)
由图可知:纯剪作用下，发卡式节点和大头钉式节点的两肢锚筋一肢受拉另一肢受压(见图16(a)、图16(b))，与该类节点承载力计算采用的等效桁架理论一致，而在拉剪复合作用下，锚筋均受拉(见图16(c)～图16(f)、图16(i)、图16(k))；在试验过程中，除试件SPCTS2外，其它试件的锚筋或开孔板均已屈服；SPC锚筋和锚板间的焊缝在拉剪组合作用下更易发生断裂，且锚筋应变变化不同步，需改良连接件构造；通过合理设计的盖板式连接件(优化开孔板开孔尺寸和焊缝构造)应变变化比较规律，受力性能良好。由荷载-应变曲线可知，发卡式节点、盖板式节点，以及两种节点组合而成的发卡-盖板混合式节点具有较好的承载能力、刚度和塑性变形能力，是理想的板缝节点形式，可在干法连接楼盖中推广。
以发卡式节点为例，在单一剪力作用下，板缝节点抗剪承载能力主要来自三方面，即锚板端部承压、锚筋拉压及其销栓作用，这三个作用形成的弯矩和剪力与外荷载作用产生的弯矩和剪力相平衡，如图17(a)所示。
在拉力和剪力共同作用下，连接件发生轴向变形，锚板端部承压作用丧失；同时，两肢锚筋均受拉，与外荷载产生的拉力相平衡，外荷载产生的剪力主要有锚筋的销栓作用来平衡，而锚筋的抗剪强度和刚度较小，导致连接件抗剪承载力比纯剪作用下有明显下降；且拉剪复合作用下锚板发生转动，两肢锚筋变形不同步，从而使受拉较大一侧锚板与锚筋连接处出现高应力区，易导致焊缝连接破坏，如图17(b)所示。上述三个因素是缝节点的抗剪复合作用下的承载力比纯剪作用下承载力减小的根本原因。
图17 板缝节点拉剪复合受力示意图
Fig.17 Slab joint connections under pure shear and combined shear with tension
通过分布式连接全装配RC楼盖板缝连接节点在纯剪和拉剪复合作用下的受力性能试验，揭示了板缝节点拉剪受力机理，主要结论如下:
(1)拉力对板缝节点抗剪承载能力有削弱作用，且拉剪比越大，拉力对板缝节点屈服荷载和峰值荷载的削弱程度越大；从总体上看，拉力对低拉剪区(T/S=1)板缝节点的抗剪承载能力的削弱作用虽然没有高拉剪区(T/S=2)大，但相比于纯剪，节点抗剪承载力降低已经足够显著，应在设计中予以重视；拉剪复合作用下，板缝节点较早呈现出非线性受力特征。
(2)HPC节点的位移延性最好，HP-CPC次之，SPC最差；当T/S=1时，除SPC节点外，其他三种节点的位移延性能满足美国规范对板缝节点延性的要求，而当T/S=2时，除HPC外，其他三种节点均不能满足这一要求；结合板缝节点在纯剪和拉剪作用下的荷载-位移响应曲线可知，除 SPC节点外，其它三种节点均表现出较高的承载力和变形能力，是较为理想的板缝节点形式，但是在高拉剪比下，节点的延性较差，在极端荷载作用下可能出现类似螺栓群连接中的“解纽扣现象”，设计时需对高拉剪比区域的连接件进行改进，以满足楼盖对板缝节点位移延性的要求。
(3)纯剪作用下，发卡式节点和大头钉式节点的两肢锚筋一肢受拉另一肢受压，与该类节点承载力计算采用的等效桁架理论一致，而拉剪复合作用下，锚筋均受拉；以开孔板作为盖板的板缝节点受力性能良好，而大头钉式连接件中锚筋与锚板间焊缝在拉剪复合作用下易断裂，需改进连接构造，提高其拉剪复合受力性能。
(4)综合考虑板缝节点的荷载-位移响应、位移延性特征和破坏模式等因素可知，HPC、CPC和HP-CPC三种板缝节点，是较为理想的板缝节点形式，可在干法连接装配式楼盖的板缝抗剪连接中加以应用。
参考文献:
[1]国务院文件. 关于进一步加强城市规划建设管理工作的若干意见[N]. 新华社, 2016-02-21.The state council document. Some suggestions on strengthening city planning, construction and management [N]. the Xinhua News Agency, 2016-02-21.(in Chinese)
[2]JGJ1-2014, 装配式混凝土结构技术标准[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2014.JGJ1-2014, Technical code for precast concrete building[S]. Beijing: China Building Industry Press, 2014. (in Chinese)
[3]王晓峰. 装配混凝土结构发展与标准规范体制改革[R]. 济南: 第六届中国(国际)预制混凝土技术论坛,2016-5-23.Wang Xiaofeng. Development and structural reform of precast concrete structres [R]. Jinan: The Sixth China(Internatoinal)Forum on Precast Concrete Technique,2016-5-23. (in Chinese)
[4]赵勇. 装配式混凝土结构连接施工质量控制[R]. 北京: 装配式建筑工程总承包与施工技术管理交流研讨会, 2016-12-16.Zhao Yong. Quality control of precast concrete joint connection construction [R]. Beijing: EPC and Construction Management Conference, 2016-12-16. (in Chinese)
[5]Cleland N M, Ghosh S K. Untopped precast concrete diaphragms in high-seismic application [J]. PCI Journal,2002, 47(6): 94―99.
[6]Davies G, Elliott K S, Omar W. Horizontal diaphragm action in precast concrete floors [J]. The Structural Engineer, 1990, 68(2): 25―32.
[7]Baran E. Effects of cast-in-place concrete topping on flexural response of precast concrete hollow-core slabs[J]. Engineering Structures, 2015, 98(9): 109―117.
[8]Hawkins N M, Ghosh S K. Proposed revisions to 1997 NEHRP recommended provisions for seismic regulations for precast concrete structures: part 3-diaphragms [J].PCI Journal, 2000, 45(6): 49―58.
[9]PCI Industry Handbook Committee. PCI design handbook: precast and prestressed concrete (7th edition)[S]. Chicago, PCI, 2010.
[10]Bournas D A, Negro P, Molina F J. Pseudodynamic tests on a full scale 3-storey precast concrete building:Behavior of the mechanical connections and floor diaphragms [J]. Engineering Structures, 2013(57): 609―627.
[11]祁成财, 蒋勤俭. 一汽停车楼装配式结构深化设计关键技术研究[R]. 厦门: 第五届中国(国际)预制混凝土技术论坛, 2015-6-25.Qi Chengcai, Jiang Qinjian. Key techniques on the YIQI parking building detailed design [R]. Xiamen: The fifth China (internatoinal)Forum on Precast Concrete Technique, 2016-6-25. (in Chinese)
[12]庞瑞, 陈桂香, 倪红梅. 全干式连接预制混凝土板、楼盖[P]. 中国专利: ZL 201520314090.1, 2015-11-11.Pang Rui, Chen Guixiang, Ni Hongmei. Untopped precast slab and floor diaphragm [P]. China Patent: ZL 201520314090.1, 2015-11-11. (in Chinese)
[13]庞瑞, 许清风, 梁书亭, 等. 全装配 RC楼盖平面内受力性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2012, 33(10): 67―74.Pang Rui, Xu Qingfeng, Liang Shuting, ect. In-plane mechanism of untopped precast RC floor diaphramgs [J].Building Structures, 2012, 33(10): 67―74. (in Chinese)
[14]朱筱俊, 庞瑞, 梁书亭. 全装配式钢筋混凝土楼盖竖向受力性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2013, 34(1):123―130.Zhu Xiaojun, Pang Rui, Liang Shuting. Vertical bearing capacity of untopped precast RC floor diaphramgs [J].Building Structures, 2013, 34(1): 123―130. (in Chinese)
[15]Iverson, James K, Neil M Hawkins. Performance of precast/prestressed concrete building structures during northridge earthquake [J]. PCI Journal, 1994(2): 38―55.
[16]Fleischman R B, Sause R, Rhodes A B, et al. Seismic behavior of precast parking structure diaphragms [J]. PCI Journal, 1998, 43(1): 38―53.
[17]Cao L, Naito C. Precast concrete double-tee connections,part 2: shear behavior [J]. PCI Journal, 2009, 54(2): 97―115.
[18]Pincheira J A, Oliva M G, Kusumo F I. Tests on double flange connectors subjected to monotonic and cyclic loading [J]. PCI Journal, 1998, 43(3): 82―96.
[19]Venuti, William J. Diaphragm shear connectors between flanges of prestressed concrete T-beams [J]. PCI Journal,1970, 15(1): 67―78.
[20]Naito C, Ren R R. An evaluation method for precast concrete diaphragm connectors based on structural testing [J]. PCI Journal, 2013, 58(1): 106―118.
[21]Cao L, Naito C. Design of precast diaphragm chord connections for in-plane tension demands [J]. ASCE,Journal of Structural Engineers, 2007, 133(11): 1627―1635.
[22]庞瑞, 梁书亭, 朱筱俊. 全装配式RC楼盖板缝节点抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2012, 33(10): 59―66.Pang Rui, Liang Shuting, Zhu Xiaojun. Seismic behavior of slab connections in untopped precast RC floor diaphragm [J]. Building Structures, 2012, 33(10): 59―66. (in Chinese)
[23]侯和涛, 周健, 臧海涛, 等. 复合墙板与钢框架的连接节点抗震试验研究[J]. 工程力学, 2014, 31(10): 85―91, 115.Hou Hetao, Zhao Jian, Zang Haitao, et al. Experimental study on seismic test of connections of steel frames and sandwich composite panels [M]. Engineering Mechanics,2014, 31(10): 85―91, 115. (in Chinese)
EXPERIMENTAL STUDY ON MECHANICAL BEHAVIOR OF SLAB CONNECTIONS UNDER COMBINED SHEAR AND TENSION LOADING
PANG Rui1, XU Qing-feng2, LIANG Shu-ting3, ZHU Xiao-jun3
(1. College of Civil Engineering and Architecture, Henan University of Technology, Zhengzhou 450001, China;2. Shanghai Key Laboratory of New Technology Research on Engineering Structure, SRIBS, Shanghai 200032, China;3. College of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China)
Abstract:An experimental program consisting the prototype tests of selected twelve slab connections was conducted to evaluate the mechanical behavior of the proposed slab connections used in discrete connected precast RC diaphragms (DCNPD)under combined shear with tension loading. The performance of test specimens was evaluated in terms of shear bearing capacity, crack and failure mode, ductility, strain response, etc. The test results indicated that: 1)due to the presence of tension, the compressive force resulting from the shear demand was reduced to a certain decreased magnitude, and as the tension to shear force ratio increased, the shear bearing capacity decrease the effect of slab connection become more evident; 2)due to the presence of tension, the progress into nonlinear stage of the slab connection was accelerated; 3)and also, the shear deformation ductilityof slab connection decreased due to the existing of tension, especially for the connections in high tension to shear force ratio area, and proper measures should be adopted to avoid brittle failure. According to the performance of slabs in force-deformation responses, in ductility, and in failure model, the three connections named HPC, CPC and HP-CPC are ideal slab joints for DCNPD, but welds between the anchor bar and anchor plate of SPC connections are inclined to fracture under combined loading, and proper measures should be used to improve its property.
Key words:discrete connection; untopped precast RC floor diaphragm; slab joint connection; mechanical behavior under combined shear with tension; experimental study
朱筱俊(1972―)，男，江苏人，教授级高工，工学博士，从事结构工程研究(E-mail: zhu_share@tom.com).
许清风(1973―)，男，江苏人，教授级高工，工学博士，从事结构工程研究(E-mail: xuqingfeng73@163.com);
梁书亭(1964―)，男，河南人，教授，工学博士，从事结构工程研究(E-mail: stliang@seu.edu.cn);
作者简介:
通讯作者:庞 瑞(1981―)，男，河南人，副教授，工学博士，从事装配式混凝土结构研究(E-mail: seupangrui@163.com).
基金项目:国家自然科学基金项目(51778214)；河南省科技攻关项目(152102210066)；河南省高等学校青年骨干教师资助项目(21420031)；河南省高等学校重点科研项目(17A560003)；河南工业大学高层次人才基金项目(21420004)
收稿日期:2017-07-28；修改日期:2017-12-26
文章编号:1000-4750(2018)10-0112-12
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.07.0584
文献标志码:A
中图分类号:TU375.2