新型高延性混凝土-压型钢板组合楼板承载力试验研究＊

覃秋冬 陆琨 陶忠，2 李鑫鑫

（1.昆明理工大学建筑工程学院，云南昆明 650500；2.云南省抗震研究中心，云南昆明 650503）

0 引言

根据国家要求，建筑行业致力于推动建筑产业现代化、建筑节能与绿色发展、施工质量和安全水平的提升，并强调装配式建筑的大力发展。在装配式结构中，楼板的选型和设计尤为重要，对结构的安全性和经济性产生较大影响。目前，楼板的发展呈多样化趋势，从传统的压型钢板发展到带肋楼板、钢筋桁架楼板，并在此基础上衍生出相关板型［1］。

当前，高延性混凝土在建筑领域的应用研究主要涉及框架结构中梁、柱和墙体的加固作用［2-7］。通过采用高延性混凝土加固方法，可以显著提升结构的整体刚度和抗震性能，增强建筑物的安全性和耐久性。截至目前，国内学者对高延性混凝土板材研究较少，而对于以高延性混凝土和压型钢板为组合楼板更是鲜有研究。

压型钢板在建筑施工中具有广泛的应用范围。在钢-混凝土组合桥梁结构中，压型钢板可用作桥梁面板、面板底模等关键部件［8-9］。在民用建筑结构中，压型钢板组合结构则可作为墙体、梁、楼板等主要受力构件［10-12］。对于压型钢板组合楼板的承载力研究目前主要集中在新型材料的应用方面。例如，聚氨酯［13］、再生混凝土［14］、橡胶轻集料混凝土［15］、稻草板［16］、碳纤维混凝土［17］等。这些新型材料的引入旨在进一步提升压型钢板组合楼板的承载能力和性能，以满足不断增长的建筑设计要求。

本研究结合云南省就恢复重建新农村房屋提出的新型农村建设装配式体系研发，基于装配式、轻型、便于施工的要求，提出了一种全预制的新型组合楼板，其中上下板面采用高延性混凝土，中间夹芯采用压型钢板。通过对不同板跨的试验研究，研究了该组合楼板的抗弯性能及破坏形态，并通过理论计算确定了新型组合板的抗弯承载力，为将来的工程应用提供了理论依据。

1 试验

1.1 试件参数

新型预制组合楼板试件以高延性混凝土为外包结构，中间夹芯压型钢板。楼板的宽度b=750 mm，厚度h=80 mm，其中压型钢板高度为50 mm，高延性混凝土上下面板厚度为15 mm。制作时先浇筑高延性混凝土底板，再置入压型钢板，后浇筑高延性混凝土面板，沿板跨长边以高延性混凝土封边，形成腔体。如图1，压型钢板沿跨度方向以160 ～200 mm 的间距在上下波峰用刮削钻尾螺钉充当压型钢板与高延性混凝土的抗剪连接件，中空部分填充EPS 泡沫板作保温材料，楼板横截面如图2。为研究新型预制组合楼板抗弯性能，制作了3 块截面相同、不同跨度楼板，分别为B-1（L=2 400 mm）、B-2（L=2 700 mm）、B-3（L=3 000 mm），试件基本参数见表1。试件使用西安五和建筑公司提供的高延性混凝土母料及PVA纤维，压型钢板为Q345 的冷弯薄壁型钢，型号为YX50-250-750，实测压型钢板、高延性混凝土材料力学性能如表2—表3。

表1 试件基本参数单位：mm

表2 压型钢板力学性能

表3 高延性混凝土力学性能

图1 压型钢板抗剪连接件布置

图2 组合楼板横截面示意（单位：mm）

1.2 加载装置与测量

试验按照《混凝土结构试验方法标准》（GB/T 50152—2012）［18］规定进行。对试验楼板施加均布荷载。以挠度为变量进行分级逐层加载，开裂前预制楼板每级加载挠度2 mm，接近极限荷载减半并缓慢加载。每级加载完成后持荷10 min，对楼板进行裂缝观察，同时记录加载铁块数量、应变片读数，达到承载力能力极限状态时停止加载。加载装置如图3。为测量压型钢板纵向应变，在压型钢板1/2 跨、1/4跨处布置应变片；为测量组合板高延性混凝土面板应变，在板面跨中布置应变片；为了测量楼板挠度，在楼板1/2 跨、1/4 跨及板端支座处架设位移传感器。应变片布置图如图4—图5。实验过程中，人工观测楼板表面裂缝分布及发展情况，探索楼板的裂缝形成和扩展机制，为进一步分析和评估提供可靠的数据依据。

图3 加载装置

图4 压型钢板应变片布置

图5 应变片布置

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

试件B-1、B-2 和B-3 板底裂缝分布情况见图6，在加载过程中不同试件均呈现相似的裂缝发展形态。初始加载阶段，试件处于弹性阶段，没有明显的变形。随着荷载增加，高延性混凝土主要承担了由压型钢板波峰与板底形成的腔体部分的受力。当试件的荷载分别达到3.85、2.98 和2.51 kN/m2时，试件板底首次出现纵向裂缝。这是因为压型钢板波峰和波谷的存在导致板底在竖向荷载下的应力分布不均，从而首先产生纵向裂缝。当试件的荷载进一步增加至4.25、3.545 和3.13 kN/m2时，跨中位置首先出现沿纵向裂缝发展的横向裂缝。横向裂缝的分布受到抗剪连接件的布置影响，但并未穿透底板，显示了高延性混凝土优秀的抗拉性能。当试件的荷载达到9.681、8.09 和7.021 kN/m2时，板侧出现斜向裂缝，横向裂缝穿透底板，裂缝宽度分别为0.08、0.12 和0.15 mm。此时，3 个试件的跨中挠度分别为12、13 和15 mm。

图6 板底裂缝分布

当试件的跨中挠度分别达到48、54和60 mm时，认为构件达到极限承载力并失效。此时，板底纵向裂缝宽度分别为0.43 mm、0.48 mm 和0.56 mm。3个试件的板面出现不规则的细小裂缝，高延性混凝土达到了其承受极限，压型钢板发生屈服，显示出良好的延性。观察板端发现，高延性混凝土与压型钢板有不同程度的脱离，但并不明显。卸载后，板底裂缝都有不同程度的闭合，压型钢板与下底板的脱离情况得到良好恢复，表明新型组合板具有良好的闭合能力和整体性能。

2.2 结果分析

试验结果见表4。对比分析发现，相较于试件B-1，试件B-2 开裂荷载降低22.6%、承载能力极限状态降低13.7%；试件B-3 的开裂荷载降低34.8%，承载能力极限状态降低28.6%。说明新型组合板承载能力与板件跨度成反比，板跨越大承载能力越低。结合试件最终破坏形态图分析，板跨越大，板底裂缝越多，宽度越大，裂缝扩展形态越不均匀。

表4 试验结果

2.3 荷载-挠度曲线

组合楼板试件跨中荷载-挠度曲线如图7 所示。由图可知，加载初期，跨中挠度与荷载线性增长，试件处于弹性阶段，刚度保持不变；随着荷载增加，受拉区高延性混凝土承受的拉应力逐渐增大，达到高延性混凝土极限抗拉强度时，板底出现裂缝，压型钢板未屈服，荷载-挠度曲线斜率无明显变化；随着荷载继续增加，受拉区高延性混凝土裂缝逐渐扩展，直至退出工作，荷载-位移曲线斜率减小，拉应力全部由压型钢板承担，试件刚度减小；随着荷载接着增加，试件变形增大，在达到极限承载力前，组合楼板试件均表现出延性征兆，表明试件有较好的延性。

图7 组合楼板荷载-挠度曲线

试件B-1、B-2 与B-3 的主要区别在于三者跨度不同，跨度分别为2 400、2 700 和3 000 mm。3 个试件的荷载-挠度曲线变化趋势相同，表现出了受弯构件受荷特性。从图7 可以看出，当试件B-1、B-2 和B-3 受荷分别为3.85、2.98 和2.51 kN/m2时，组合楼板下底板高延性混凝土开裂，并随着荷载的增加和裂缝的发展逐渐退出工作。当加载至9.681、8.09 和7.021 kN/m2时，试件达到正常使用极限状态。随着荷载继续增加，3 个试件的抗弯承载力逐渐区别开，其中试件B-1 抗弯刚度最大，试件B-3 抗弯刚度最小。加载过程中，组合楼板下底板裂缝宽度始终小于1.5 mm，故当试件挠度达到L/50 时，对构件正常使用有明显影响，则认为试件达到承载力极限状态并失效，此时试件B-1 承荷22.64 kN/m2，试件B-2 承荷19.53 kN/m2，试件B-3 承荷16.17 kN/m2。

3 受弯承载力理论计算

新型预制组合楼板在试验过程中表现出较强的变形能力，能够在构件达到破坏前发生显著的跨中挠度。而在实际使用过程中若构件发生过大变形，将会对正常使用产生不利影响，并可能导致压型钢板与高延性混凝土接触面剪力增大，最终导致层间脱离。因此，有必要对组合楼板进行理论计算，以确保构件的可靠性。

根据文献［19-20］提出，在混凝土达到设计强度后，压型钢板与混凝土可以形成整体工作共同受力，形成的组合板承担所有荷载，进入使用阶段。在使用阶段按照受弯构件进行组合板承载能力验算。加载初期截面处于弹性工作阶段，受拉区高延性混凝土抗拉强度忽略不计，假设高延性混凝土与压型钢板接触面有足够的剪切粘结力，由于组合楼板的构造能够有效保证其整体受力性能，则不对正截面抗弯承载力进行折减。于是有：

式中，Mu为组合板极限弯矩；b为组合板计算宽度；x为组合板截面受压区高度；Ap为压型钢板在计算宽度内的截面面积；fc为压型钢板抗拉强度设计值；根据《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）［21］，高延性混凝土1取0.98；h0为组合板有效高度，即压型钢板形心至受压区混凝土边缘距离。

根据上述公式对组合板正截面进行计算，新型组合楼板受弯承载力试验值与理论计算值对比见表5。各构件计算结果出现正负离散的原因可能是因为在实际受力情况下，当构件承受的荷载达到一定强度时，高延性混凝土与压型钢板接触界面上的纵向剪力增大，充当抗剪键的螺栓部分失效，导致界面产生相对滑移，无法保证构件的整体受力性能，从而降低构件承载力。但新型组合楼板受弯承载力试验值与计算值的误差绝对值均在9%以内，表明结果可靠。

表5 新型组合楼板正截面受弯承载力

根据上述计算结果，新型组合楼板正截面塑性中和轴位于受压区高延性混凝土板内。对组合板变形采用弹性理论，假设组合楼板具有完全剪切连接，将混凝土截面换算成钢截面，则换算后的组合截面惯性矩及挠度可按下式计算：

式中，x'n为有效截面中和轴至受压边缘的距离；E=Es/Ec为压型钢板与高延性混凝土弹性模量之比；Ap、Ac为计算宽度内压型钢板和高延性混凝土截面面积；h'c为受压区高延性混凝土重心至受压边缘的距离；h0为截面有效高度，取压型钢板重心至高延性混凝土受压边缘距离。

新型组合楼板跨中挠度试验值与理论计算结果对比如图8 所示。从图中可以观察到，在理论计算中，初始值被假定为固定参数，因此在开始受力变形时，理论曲线仍为0，导致理论曲线与实测曲线存在差异。在加载初期阶段，3 个试件的跨中挠度的理论曲线与实测曲线之间的偏差较小。这是因为新型组合楼板在加载前期处于弹性变形阶段，荷载与挠度呈线性关系。然而，在加载后期，随着荷载逐渐增加，试件B-1 和试件B-2 的压型钢板与高延性混凝土接触面出现较大的剪切力，导致楼板整体受力性能下降，挠度增大，抗弯刚度减小。由于理论计算采用弹性理论，因此理论值与试验值曲线之间的差距逐渐增大。在组合楼板达到承载力极限状态前，理论值与试验值曲线大致呈正比例增加，曲线趋势相似，这表明所使用的理论计算公式是可靠的。

图8 荷载-挠度实测曲线与理论曲线对比

根据《建筑结构荷载规范》（GB 50009—2012）［22］规定，正常使用极限状态下，民用住宅建筑楼面均布活荷载标准值为2 kN/m2，将数值代入式（6）进行计算，得到荷载标准值作用下正常使用极限状态构件挠度。则新型组合楼板在荷载标准值作用下的正常使用极限状态挠度计算结果与试验值对比结果、正常使用极限状态与承载能力极限状态承载能力对比结果见表6。

表6 两种极限状态承载能力对比

从表中可以看出，在正常使用极限状态下，构件在荷载标准值作用下的挠度远小于规定值，满足《组合结构设计规范》（JGJ 138—2016）［23］规定限值l/200，承载能力试验值平均约为荷载标准值的4 倍，说明新型组合楼板具有较好的抗弯刚度和承载能力；当构件挠度达到l/50 时，认为构件达到承载能力极限状态，此时构件的承载能力试验值平均约为荷载标准值的9 倍，说明新型组合楼板具有较好的变形能力。

4 结论

通过对新型高延性混凝土-压型钢板组合楼板进行抗弯承载力试验研究和理论计算，可以得出下列结论：

（1）新型组合楼板在加载初期荷载与挠度呈线性增长关系。在正常使用极限状态下，挠度满足规定限值，且所承担荷载平均为荷载标准值的4 倍，有较好的变形能力；挠度达到l/50 时，能够承担规范规定的荷载标准值的9 倍，说明新型组合楼板的变形能力较好。

（2）本文采用的承载能力计算公式可以较好地计算得出与试验值相近的结果，且采用弹性理论计算得出的荷载-挠度曲线也与试验值较为接近，可为新型组合楼板的实际工程设计分析提供参考。

（3）结果显示，本文研发的新型组合楼板在常规住宅建筑的板跨度范围内，其承担荷载的极限承载力远超住宅建筑荷载的承载力要求，具有轻质、高强、易于预制装配施工的特点，以及在新型农村建设装配式建筑体系中推广应用的潜力。