叠合板是装配式结构中重要的水平受力构件^[1]. 与预制板相比，叠合板整体性好，抗震性能优越；与现浇板相比，能够节省建材、缩短工期、绿色环保^[2]. 工程中常用的叠合板底板主要是带外伸钢筋的预制板，预制板边伸入支座的钢筋与梁的钢筋容易产生碰撞，钢筋与钢筋要避让、穿插就位，处理难度大，施工效率低，不利于构件的推广与应用. 因此，研究受力合理、连接可靠和安装方便的叠合板-现浇梁连接方式具有重要的实际意义.

学者从不同角度对梁板连接开展了研究. 郭伟宾^[3]对分别采用连接钢筋、胡子筋构造措施的预制带肋预应力混凝土叠合板梁板节点的受弯性能进行对比研究，认为合理配置连接钢筋的梁板节点受力性能可以满足设计要求. 唐宇轩^[4]提出采用U型筋连接的预制混凝土梁板节点，在对该梁板连接节点的受弯性能进行数值模拟后，得出其梁板连接节点的受弯承载力接近现浇板. 邓宇等^[5]对比研究预制板连接处采用环氧树脂涂抹对装配式梁板节点受弯性能的影响，认为连接处涂抹环氧树脂可以提高梁板节点的受弯承载力和整体性能. 吴波等^[6]研究带外伸齿条的预制装配再生块体混凝土板梁连接的受弯性能，试验得到的预制装配再生块体混凝土板梁极限受弯承载力高于整浇再生块体混凝土板梁. Tohidi等^[7]通过试验研究楼盖板与钢梁连接的抗倒塌机制，发现梁板连接钢筋长度对楼盖体系的抗倒塌能力有重要影响. Derysz等^[8]提出采用栓钉连接钢-混凝土组合梁板的受弯承载力理论计算模型，计算模型与试验结果相比具有较好的一致性. Qian等^[9]提出装配式混凝土框架结构分别采用螺栓和端部钢板焊接2种连接方式，比较研究这2种连接结构的抗倒塌机制后，得出螺栓连接具有较好的延性，可以有效防止预制板的脱落.

已有研究对多种形式的梁板连接构造进行改进，以提高结构受力性能和施工效率，但对于文献[10]提出的叠合板-现浇梁的出筋连接方式，如何在保证连接有效的前提下，提高其施工效率，相关研究较少. 为此，本研究参考技术规程中的设计，提出预制板板端不出筋，通过斜插筋与现浇梁相连的连接方式. 通过对采用出筋、斜插筋、叠合面钢筋和凹槽钢筋4种连接方式及不同剪跨比叠合板-现浇梁试件进行低周往复荷载试验，研究试件滞回性能的差异，分析不同连接方式应用于预制板与现浇梁连接的可行性.

参考文献[10]，试件设计采用出筋连接叠合板-现浇梁. 为了解决预制板出筋带来的各种问题，斜插筋连接试件采用预制底板不出筋，并采用斜插筋与现浇梁相连的方式. 为了更全面地考虑不同连接方式对叠合板-现浇梁试件受力性能的影响并分析不同连接方式应用于预制板与现浇梁连接的可行性，设计采用叠合面钢筋和凹槽钢筋连接试件作为对比. 考虑实际情况下梁板交界处的受力情况，选取板跨中至支座距离为1 000 mm；考虑加载装置影响，设计板悬挑距离L=1 100 mm. 考虑试件在剪切变形占比为主情况下试件受力情况，分别选取板悬挑距离L=700、400 mm作为对比.

共设计11个试件开展低周往复加载试验. 各试件预制板宽1 000 mm，厚60 mm；现浇板宽1 000 mm，厚70 mm；现浇梁尺寸为300 mm×500 mm×2300 mm. 试件均采用HRB400钢筋，现浇板纵向主筋沿板宽方向以间距200 mm布设5根，伸入整个梁截面且有良好的锚固性能. 采用出筋连接试件的预制板纵向主筋沿板宽方向以间距200 mm布设5根，锚固长度为205 mm. 斜插筋连接方式共设计2种不同配筋率的试件，分别为沿预制板板宽方向以间距200 mm布设5根直径为10 mm的斜插筋和以间距400 mm布设3根直径为12 mm的斜插筋. 采用叠合面钢筋搭接的试件在预制板和现浇板交界处布设5根直径为8 mm的钢筋，伸入梁截面且有较好锚固. 采用凹槽钢筋连接的试件预制板连接钢筋沿板宽方向以间距200 mm布设5根. 试件几何尺寸及结构配筋详如图1、表1所示.

在生产叠合板-现浇梁试件的同时，浇筑2组（共6个）边长为100 mm的混凝土立方体试块，与试件同条件下养护. 对前述6个混凝土立方体试块进行抗压试验，参考文献[11]的计算公式，得到立方体抗压强度f_cu=40.6 MPa、混凝土弹性模量E_c=32.5 GPa、混凝土轴心抗拉强度f_t=2.4 MPa、轴心抗压强度f_c=26.8 MPa. 叠合板梁试件的受力钢筋采用直径为10、12 mm的HRB400钢筋，抽取同批次直径为10、12 mm各3根钢筋进行拉伸试验. 钢筋的相关力学参数如表2所示，其中E_s、f_y、f_u、A_gt分别为钢筋的弹性模量、屈服强度、极限强度、最大力伸长率. 钢筋的应力σ-应变ε关系曲线如图2所示，#1、#2、#3为同批次3根钢筋的3次拉伸试验.

如图3所示，试验加载装置由反力架、反力梁、作动器和加载梁等组成，通过顶部25t的MTS作动器施加竖向荷载，加载点位于板悬挑端位置，在板端设置加载梁避免集中加载. 加载梁和钢垫块通过4根螺栓对拉（试件预留螺栓孔），固定试件端部，以便施加竖向往复荷载. 以箱型钢梁为支墩抬高试件，通过螺栓将夹支座分别与箱型钢梁和叠合板现浇梁相连，将试件固定在箱型钢梁上，保证现浇梁不出现横向和竖向移动.

参考文献[11]，按照受弯构件计算叠合板的正截面受弯承载力. 依据文献[12]的加载方法，进行低周往复加载试验. 如图4所示，加载采用力-位移混合控制法，在力控制阶段，分5级加载至预估屈服荷载p_y，每级循环1次，力加载最后一级为调整级数，根据试验情况确定名义屈服位移 $\varDelta_{\rm{y}} $及位移控制阶段每级位移增量 $\varDelta_0 $. 在位移控制阶段，每级比前一级加载增加 $\varDelta_0 $，每级加载循环3次. 当试件的承载力下降到最大荷载的80%，即认为试件破坏. 试验中定义以向下加载为正，向上为负.

采用出筋连接的试件第一条裂缝均出现在梁板交界上表面处，随着加载位移增大，A1试件在现浇板上表面出现1条横向次要裂缝，A2试件和A3试件裂缝集中分布于梁板交界处，无其他裂缝开展. 加载后期，预制板与现浇梁交界处裂缝宽度发展较大，上、下表面裂缝贯通，预制板纵筋出现较大的黏结滑移，强度没有得到充分发挥，试件反向承载力出现明显下降. 试件最终破坏形态如图5所示.

采用斜插筋连接的试件梁板交界上、下表面裂缝发展情况与采用出筋连接的试件类似，梁板交界上表面处首先出现横向裂缝，随着加载位移增大，B1试件现浇板上表面出现横向次要裂缝. 加载后期，梁板交界处裂缝贯通. 采用斜插筋连接试件明显不同于采用出筋连接试件的破坏特征：除B2、B3试件外，其余采用斜插筋连接的试件叠合板新旧混凝土结合面上出现不同程度的开裂现象，斜插筋出现较大的黏结滑移，强度没有得到充分发挥. 剪跨比越小的斜插筋试件，开裂现象越不明显，主要原因是随着剪跨比减小，剪切变形占比增大，斜插筋与混凝土黏结滑移现象趋于减弱. 相比B编号的斜插筋试件，C编号的斜插筋试件叠合面开裂现象更显著，主要原因是C编号试件穿过叠合面的斜插筋直径较大、数量较少，单根钢筋所受应力更大. 试件最终破坏形态如图6所示.

采用叠合面钢筋搭接和凹槽钢筋连接的试件梁板交界上、下表面处裂缝发展情况与采用出筋连接的试件类似，梁板交界上表面处首先出现横向裂缝，随着加载位移增大，上、下表面裂缝贯通. 加载过程中，D1试件现浇板上表面出现4条次要横向裂缝，无其他明显破坏现象. E1试件现浇板上表面处出现1条次要横向裂缝，接近破坏时底部凹槽混凝土出现大面积剥落，承载力出现明显下降. 试件最终破坏形态如图7所示.

在整个加载过程中，试件正、反向滞回曲线呈现明显的不对称性. 正向承载力达到峰值后保持稳定，主要原因是现浇板纵筋与端部混凝土梁具有良好的锚固效应，钢筋的受拉性能得到充分发挥. 反向承载力达到峰值后呈现明显的下降趋势，主要原因是预制板纵筋与端部混凝土梁锚固性能较差，较早与混凝土发生滑移，强度没有充分发挥. 各试件的滞回曲线形状大致相同，滞回环均呈现倒S形，滞回曲线有明显的捏拢现象. 梁板交界面实际弯矩除了所加竖向荷载，还受到加载梁、钢垫板和混凝土板自重的影响. 如图8所示，将竖向荷载-位移滞回曲线转换成考虑自重的弯矩M-位移角ϕ滞回曲线，以便准确反映试件的滞回性能.

弯矩-位移角骨架曲线如图9所示，试件的弯矩-位移角骨架曲线均经历弹性、弹塑性、塑性发展和破坏4个阶段. 试件正向峰值承载力均大于反向峰值，主要原因1）现浇板纵筋的锚固性能优于预制板纵筋，2）预制板混凝土受梁的约束效应优于现浇板混凝土. 采用出筋连接的试件和采用斜插筋连接的试件最大承载力基本相同，表明斜插筋可以有效传递应力. 采用叠合面钢筋搭接的试件正向承载力明显大于其他连接试件，反向承载力明显小于其他连接试件；主要原因是在正向加载时，搭接试件后加筋也位于受拉区，和上部现浇板纵筋共同参与受拉，反向加载时，后加筋直径较小且距离中和轴距离较小，参与受拉程度较小. 采用凹槽连接的试件正向峰值承载力与采用出筋和斜插筋连接的试件基本相同，反向峰值承载力较大，主要原因是凹槽底板受力钢筋与连接钢筋共同参与受弯. 如表3所示为各试件在试验过程中特征点处的弯矩和位移角，其中M_y、ϕ_y、M_max、ϕ_max、ϕ_u、μ分别为试件的屈服弯矩、屈服位移角、最大弯矩、最大弯矩对应的位移角、极限位移角、延性系数.

现浇板纵筋与端部混凝土梁具有良好的锚固效应，加载超过5倍屈服位移，正向承载力仍没有明显下降，因此试件正向变形能力均较大. 采用凹槽连接的试件接近破坏时，底部凹槽混凝土大面积退出工作而迅速退化，底部受压区混凝土强度快速下降，导致正向承载力快速下降. 在相同板长条件下，B1试件反向延性系数略小于A1试件，主要由于斜插筋存在垂直于板面方向的应力分量. 随着剪跨比减小，相比采用出筋连接的试件，采用斜插筋连接的试件延性较大，主要原因是斜插筋相比出筋具有更大的抗剪强度. 采用叠合面钢筋搭接的试件后加筋与混凝土锚固性能较好，反向也表现出较好的延性. 采用凹槽钢筋连接的试件反向延性系数大于相同板长采用出筋和斜插筋连接的试件. A3试件的峰值承载力略大于A1、A2试件的，B3试件的峰值承载力略大于B1、B2试件的，C3试件的峰值承载力略大于C1、C2试件的，表明剪跨比越小，试件峰值承载力越大. 剪跨比越小，试件反向延性系数越大，表明剪跨比较小的试件延性较好，主要原因是剪跨比较小的试件，剪切变形占比较大，削弱了预制板纵筋与混凝土的黏结滑移作用.

试件的屈服后刚度比r-位移延性系数μ曲线如图10所示，屈服后刚度比为屈服后割线刚度K_e与屈服刚度K_y之比^[13]. 可以看出，试件屈服后刚度比随位移延性系数增加呈明显的下降趋势，退化速度较快，之后随塑性的不断发展，退化趋于平缓. 试件正向刚度比退化速度基本相同. 相比斜插筋连接的试件，出筋连接的试件反向刚度比退化速度较快. 相比出筋连接的试件和斜插筋连接的试件，搭接和凹槽连接的试件反向刚度比退化速度较慢；接近破坏时，凹槽连接试件反向刚度比出现明显下降. 剪跨比较大的试件，反向刚度比退化速度较快.

对于试件的耗能能力，一般常用滞回曲线包围的图形面积来衡量，滞回环包围的面积越饱满，说明耗能能力越强. 通常用能量耗散系数E和等效黏滞阻尼系数ζ_eq来衡量各试件滞回性能的好坏，E为试件滞回曲线1个滞回环的总能量与弹性能的比值. ζ_eq=E/2π，ζ_eq越大，试件的耗能能力强. 试件的等效黏滞阻尼系数曲线如图11所示，在加载前期各个试件的等效黏滞阻尼系数相差不大. 构件开裂时，等效黏滞阻尼系数突然降低，随着位移的增加，裂缝数量和宽度不断增加，由于如裂缝的往复开合以及混凝土摩擦的原因消耗了能量，等效黏滞阻尼系数又不断增加. 采用出筋和斜插筋连接的试件ζ_eq集中分布在12%~17%，耗能能力相差不大. 采用叠合面钢筋搭接的试件初期等效黏滞阻尼系数下降明显，加载后期逐渐增大. 采用凹槽连接的试件等效黏滞阻尼系数较大，耗能较好，主要原因是E1试件底部凹槽接缝处在加载过程中受弯张开，形成塑性铰，具有较好的耗能能力. A2、A3试件耗能能力略强于A1试件，B2、B3试件耗能能力略强于B1试件，C3试件耗能能力略强于C1、C2试件，表明试件剪跨比越小，耗能能力越强. 出现这种情况的主要原因是剪跨比减小，剪切变形占比增大，削弱了钢筋黏结滑移作用.

（1）所有试件在梁板交界处均出现1条贯通主裂缝，采用斜插筋连接的试件在板侧叠合板新、旧混凝土结合面处出现不同程度的开裂，主要原因是斜插筋应力传递，存在垂直于叠合面方向的应力分量. 采用凹槽连接的试件接近破坏时凹槽混凝土出现大面积剥落.

（2）采用斜插筋连接的试件承载能力、变形延性、刚度退化和耗能能力等滞回性能均不弱于采用出筋连接的试件，主要原因是斜插筋可以有效传递应力. 配置斜插筋数量较多的试件板侧叠合面开裂程度较小，主要原因是单根斜插筋所受应力较小. 可见斜插筋配置数量会影响叠合面开裂，设计中可以进一步优化.

（3）相比采用其他连接的试件，采用叠合面钢筋搭接的试件正向峰值承载力较大，主要原因是正向加载时后加筋位于受拉区，和上部现浇板纵筋共同参与受拉，反向峰值承载力较小，主要原因是反向加载时后加筋直径较小且距离中和轴距离较小，参与受拉程度较小.

（4）相比采用出筋和斜插筋连接的试件，采用凹槽钢筋连接的试件承载能力较大、延性较好、耗能能力较强，表现出较好的滞回性能，主要原因是凹槽底板受力钢筋与连接钢筋共同参与受力.

（5）剪跨比对于采用出筋连接的试件滞回性能影响较小，对于采用斜插筋连接的试件滞回性能影响较大，主要原因是剪跨比较大的斜插筋试件黏结滑移较大，更易在叠合板新旧混凝土结合面上发生开裂现象，使得试件在达到反向峰值承载力后出现较快下降，表现出较差的延性. 随着剪跨比减小，斜插筋抗剪作用增加，采用斜插筋连接的试件表现出较好的滞回性能.

（6）本文仅研究1种剪跨比采用凹槽钢筋连接叠合板-现浇梁的滞回性能，为了更全面地对比采用凹槽连接钢筋叠合板-现浇梁与采用出筋和斜插筋连接叠合板-现浇梁滞回性能的异同，未来计划开展其他剪跨比下采用凹槽钢筋连接叠合板-现浇梁的滞回性能研究.