新型高延性混凝土-壓型鋼板組合樓板承載力試驗研究＊

覃秋冬 陸琨 陶忠，2 李鑫鑫

（1.昆明理工大學建筑工程學院，云南昆明 650500；2.云南省抗震研究中心，云南昆明 650503）

0 引言

根據國家要求，建筑行業致力于推動建筑產業現代化、建筑節能與綠色發展、施工質量和安全水平的提升，并強調裝配式建筑的大力發展。在裝配式結構中，樓板的選型和設計尤為重要，對結構的安全性和經濟性產生較大影響。目前，樓板的發展呈多樣化趨勢，從傳統的壓型鋼板發展到帶肋樓板、鋼筋桁架樓板，并在此基礎上衍生出相關板型［1］。

當前，高延性混凝土在建筑領域的應用研究主要涉及框架結構中梁、柱和墻體的加固作用［2-7］。通過采用高延性混凝土加固方法，可以顯著提升結構的整體剛度和抗震性能，增強建筑物的安全性和耐久性。截至目前，國內學者對高延性混凝土板材研究較少，而對于以高延性混凝土和壓型鋼板為組合樓板更是鮮有研究。

壓型鋼板在建筑施工中具有廣泛的應用范圍。在鋼-混凝土組合橋梁結構中，壓型鋼板可用作橋梁面板、面板底模等關鍵部件［8-9］。在民用建筑結構中，壓型鋼板組合結構則可作為墻體、梁、樓板等主要受力構件［10-12］。對于壓型鋼板組合樓板的承載力研究目前主要集中在新型材料的應用方面。例如，聚氨酯［13］、再生混凝土［14］、橡膠輕集料混凝土［15］、稻草板［16］、碳纖維混凝土［17］等。這些新型材料的引入旨在進一步提升壓型鋼板組合樓板的承載能力和性能，以滿足不斷增長的建筑設計要求。

本研究結合云南省就恢復重建新農村房屋提出的新型農村建設裝配式體系研發，基于裝配式、輕型、便于施工的要求，提出了一種全預制的新型組合樓板，其中上下板面采用高延性混凝土，中間夾芯采用壓型鋼板。通過對不同板跨的試驗研究，研究了該組合樓板的抗彎性能及破壞形態，并通過理論計算確定了新型組合板的抗彎承載力，為將來的工程應用提供了理論依據。

1 試驗

1.1 試件參數

新型預制組合樓板試件以高延性混凝土為外包結構，中間夾芯壓型鋼板。樓板的寬度b=750 mm，厚度h=80 mm，其中壓型鋼板高度為50 mm，高延性混凝土上下面板厚度為15 mm。制作時先澆筑高延性混凝土底板，再置入壓型鋼板，后澆筑高延性混凝土面板，沿板跨長邊以高延性混凝土封邊，形成腔體。如圖1，壓型鋼板沿跨度方向以160 ～200 mm 的間距在上下波峰用刮削鉆尾螺釘充當壓型鋼板與高延性混凝土的抗剪連接件，中空部分填充EPS 泡沫板作保溫材料，樓板橫截面如圖2。為研究新型預制組合樓板抗彎性能，制作了3 塊截面相同、不同跨度樓板，分別為B-1（L=2 400 mm）、B-2（L=2 700 mm）、B-3（L=3 000 mm），試件基本參數見表1。試件使用西安五和建筑公司提供的高延性混凝土母料及PVA纖維，壓型鋼板為Q345 的冷彎薄壁型鋼，型號為YX50-250-750，實測壓型鋼板、高延性混凝土材料力學性能如表2—表3。

表1 試件基本參數單位：mm

表2 壓型鋼板力學性能

表3 高延性混凝土力學性能

圖1 壓型鋼板抗剪連接件布置

圖2 組合樓板橫截面示意（單位：mm）

1.2 加載裝置與測量

試驗按照《混凝土結構試驗方法標準》（GB/T 50152—2012）［18］規定進行。對試驗樓板施加均布荷載。以撓度為變量進行分級逐層加載，開裂前預制樓板每級加載撓度2 mm，接近極限荷載減半并緩慢加載。每級加載完成后持荷10 min，對樓板進行裂縫觀察，同時記錄加載鐵塊數量、應變片讀數，達到承載力能力極限狀態時停止加載。加載裝置如圖3。為測量壓型鋼板縱向應變，在壓型鋼板1/2 跨、1/4跨處布置應變片；為測量組合板高延性混凝土面板應變，在板面跨中布置應變片；為了測量樓板撓度，在樓板1/2 跨、1/4 跨及板端支座處架設位移傳感器。應變片布置圖如圖4—圖5。實驗過程中，人工觀測樓板表面裂縫分布及發展情況，探索樓板的裂縫形成和擴展機制，為進一步分析和評估提供可靠的數據依據。

圖3 加載裝置

圖4 壓型鋼板應變片布置

圖5 應變片布置

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現象

試件B-1、B-2 和B-3 板底裂縫分布情況見圖6，在加載過程中不同試件均呈現相似的裂縫發展形態。初始加載階段，試件處于彈性階段，沒有明顯的變形。隨著荷載增加，高延性混凝土主要承擔了由壓型鋼板波峰與板底形成的腔體部分的受力。當試件的荷載分別達到3.85、2.98 和2.51 kN/m2時，試件板底首次出現縱向裂縫。這是因為壓型鋼板波峰和波谷的存在導致板底在豎向荷載下的應力分布不均，從而首先產生縱向裂縫。當試件的荷載進一步增加至4.25、3.545 和3.13 kN/m2時，跨中位置首先出現沿縱向裂縫發展的橫向裂縫。橫向裂縫的分布受到抗剪連接件的布置影響，但并未穿透底板，顯示了高延性混凝土優秀的抗拉性能。當試件的荷載達到9.681、8.09 和7.021 kN/m2時，板側出現斜向裂縫，橫向裂縫穿透底板，裂縫寬度分別為0.08、0.12 和0.15 mm。此時，3 個試件的跨中撓度分別為12、13 和15 mm。

圖6 板底裂縫分布

當試件的跨中撓度分別達到48、54和60 mm時，認為構件達到極限承載力并失效。此時，板底縱向裂縫寬度分別為0.43 mm、0.48 mm 和0.56 mm。3個試件的板面出現不規則的細小裂縫，高延性混凝土達到了其承受極限，壓型鋼板發生屈服，顯示出良好的延性。觀察板端發現，高延性混凝土與壓型鋼板有不同程度的脫離，但并不明顯。卸載后，板底裂縫都有不同程度的閉合，壓型鋼板與下底板的脫離情況得到良好恢復，表明新型組合板具有良好的閉合能力和整體性能。

2.2 結果分析

試驗結果見表4。對比分析發現，相較于試件B-1，試件B-2 開裂荷載降低22.6%、承載能力極限狀態降低13.7%；試件B-3 的開裂荷載降低34.8%，承載能力極限狀態降低28.6%。說明新型組合板承載能力與板件跨度成反比，板跨越大承載能力越低。結合試件最終破壞形態圖分析，板跨越大，板底裂縫越多，寬度越大，裂縫擴展形態越不均勻。

表4 試驗結果

2.3 荷載-撓度曲線

組合樓板試件跨中荷載-撓度曲線如圖7 所示。由圖可知，加載初期，跨中撓度與荷載線性增長，試件處于彈性階段，剛度保持不變；隨著荷載增加，受拉區高延性混凝土承受的拉應力逐漸增大，達到高延性混凝土極限抗拉強度時，板底出現裂縫，壓型鋼板未屈服，荷載-撓度曲線斜率無明顯變化；隨著荷載繼續增加，受拉區高延性混凝土裂縫逐漸擴展，直至退出工作，荷載-位移曲線斜率減小，拉應力全部由壓型鋼板承擔，試件剛度減??；隨著荷載接著增加，試件變形增大，在達到極限承載力前，組合樓板試件均表現出延性征兆，表明試件有較好的延性。

圖7 組合樓板荷載-撓度曲線

試件B-1、B-2 與B-3 的主要區別在于三者跨度不同，跨度分別為2 400、2 700 和3 000 mm。3 個試件的荷載-撓度曲線變化趨勢相同，表現出了受彎構件受荷特性。從圖7 可以看出，當試件B-1、B-2 和B-3 受荷分別為3.85、2.98 和2.51 kN/m2時，組合樓板下底板高延性混凝土開裂，并隨著荷載的增加和裂縫的發展逐漸退出工作。當加載至9.681、8.09 和7.021 kN/m2時，試件達到正常使用極限狀態。隨著荷載繼續增加，3 個試件的抗彎承載力逐漸區別開，其中試件B-1 抗彎剛度最大，試件B-3 抗彎剛度最小。加載過程中，組合樓板下底板裂縫寬度始終小于1.5 mm，故當試件撓度達到L/50 時，對構件正常使用有明顯影響，則認為試件達到承載力極限狀態并失效，此時試件B-1 承荷22.64 kN/m2，試件B-2 承荷19.53 kN/m2，試件B-3 承荷16.17 kN/m2。

3 受彎承載力理論計算

新型預制組合樓板在試驗過程中表現出較強的變形能力，能夠在構件達到破壞前發生顯著的跨中撓度。而在實際使用過程中若構件發生過大變形，將會對正常使用產生不利影響，并可能導致壓型鋼板與高延性混凝土接觸面剪力增大，最終導致層間脫離。因此，有必要對組合樓板進行理論計算，以確保構件的可靠性。

根據文獻［19-20］提出，在混凝土達到設計強度后，壓型鋼板與混凝土可以形成整體工作共同受力，形成的組合板承擔所有荷載，進入使用階段。在使用階段按照受彎構件進行組合板承載能力驗算。加載初期截面處于彈性工作階段，受拉區高延性混凝土抗拉強度忽略不計，假設高延性混凝土與壓型鋼板接觸面有足夠的剪切粘結力，由于組合樓板的構造能夠有效保證其整體受力性能，則不對正截面抗彎承載力進行折減。于是有：

式中，Mu為組合板極限彎矩；b為組合板計算寬度；x為組合板截面受壓區高度；Ap為壓型鋼板在計算寬度內的截面面積；fc為壓型鋼板抗拉強度設計值；根據《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）［21］，高延性混凝土1取0.98；h0為組合板有效高度，即壓型鋼板形心至受壓區混凝土邊緣距離。

根據上述公式對組合板正截面進行計算，新型組合樓板受彎承載力試驗值與理論計算值對比見表5。各構件計算結果出現正負離散的原因可能是因為在實際受力情況下，當構件承受的荷載達到一定強度時，高延性混凝土與壓型鋼板接觸界面上的縱向剪力增大，充當抗剪鍵的螺栓部分失效，導致界面產生相對滑移，無法保證構件的整體受力性能，從而降低構件承載力。但新型組合樓板受彎承載力試驗值與計算值的誤差絕對值均在9%以內，表明結果可靠。

表5 新型組合樓板正截面受彎承載力

根據上述計算結果，新型組合樓板正截面塑性中和軸位于受壓區高延性混凝土板內。對組合板變形采用彈性理論，假設組合樓板具有完全剪切連接，將混凝土截面換算成鋼截面，則換算后的組合截面慣性矩及撓度可按下式計算：

式中，x'n為有效截面中和軸至受壓邊緣的距離；E=Es/Ec為壓型鋼板與高延性混凝土彈性模量之比；Ap、Ac為計算寬度內壓型鋼板和高延性混凝土截面面積；h'c為受壓區高延性混凝土重心至受壓邊緣的距離；h0為截面有效高度，取壓型鋼板重心至高延性混凝土受壓邊緣距離。

新型組合樓板跨中撓度試驗值與理論計算結果對比如圖8 所示。從圖中可以觀察到，在理論計算中，初始值被假定為固定參數，因此在開始受力變形時，理論曲線仍為0，導致理論曲線與實測曲線存在差異。在加載初期階段，3 個試件的跨中撓度的理論曲線與實測曲線之間的偏差較小。這是因為新型組合樓板在加載前期處于彈性變形階段，荷載與撓度呈線性關系。然而，在加載后期，隨著荷載逐漸增加，試件B-1 和試件B-2 的壓型鋼板與高延性混凝土接觸面出現較大的剪切力，導致樓板整體受力性能下降，撓度增大，抗彎剛度減小。由于理論計算采用彈性理論，因此理論值與試驗值曲線之間的差距逐漸增大。在組合樓板達到承載力極限狀態前，理論值與試驗值曲線大致呈正比例增加，曲線趨勢相似，這表明所使用的理論計算公式是可靠的。

圖8 荷載-撓度實測曲線與理論曲線對比

根據《建筑結構荷載規范》（GB 50009—2012）［22］規定，正常使用極限狀態下，民用住宅建筑樓面均布活荷載標準值為2 kN/m2，將數值代入式（6）進行計算，得到荷載標準值作用下正常使用極限狀態構件撓度。則新型組合樓板在荷載標準值作用下的正常使用極限狀態撓度計算結果與試驗值對比結果、正常使用極限狀態與承載能力極限狀態承載能力對比結果見表6。

表6 兩種極限狀態承載能力對比

從表中可以看出，在正常使用極限狀態下，構件在荷載標準值作用下的撓度遠小于規定值，滿足《組合結構設計規范》（JGJ 138—2016）［23］規定限值l/200，承載能力試驗值平均約為荷載標準值的4 倍，說明新型組合樓板具有較好的抗彎剛度和承載能力；當構件撓度達到l/50 時，認為構件達到承載能力極限狀態，此時構件的承載能力試驗值平均約為荷載標準值的9 倍，說明新型組合樓板具有較好的變形能力。

4 結論

通過對新型高延性混凝土-壓型鋼板組合樓板進行抗彎承載力試驗研究和理論計算，可以得出下列結論：

（1）新型組合樓板在加載初期荷載與撓度呈線性增長關系。在正常使用極限狀態下，撓度滿足規定限值，且所承擔荷載平均為荷載標準值的4 倍，有較好的變形能力；撓度達到l/50 時，能夠承擔規范規定的荷載標準值的9 倍，說明新型組合樓板的變形能力較好。

（2）本文采用的承載能力計算公式可以較好地計算得出與試驗值相近的結果，且采用彈性理論計算得出的荷載-撓度曲線也與試驗值較為接近，可為新型組合樓板的實際工程設計分析提供參考。

（3）結果顯示，本文研發的新型組合樓板在常規住宅建筑的板跨度范圍內，其承擔荷載的極限承載力遠超住宅建筑荷載的承載力要求，具有輕質、高強、易于預制裝配施工的特點，以及在新型農村建設裝配式建筑體系中推廣應用的潛力。