單向預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板雙向受力性能試驗(yàn)研究

劉慧穎 王 示，* 主紅香 王 斌

（1.山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，濟(jì)南250101；2.山東乾元澤孚科技股份有限公司，濟(jì)南250013；3.山東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，濟(jì)南250031）

0 引 言

近年來，裝配式建筑在國(guó)內(nèi)得到了廣泛的應(yīng)用［1］，疊合板是裝配式建筑中應(yīng)用最多的配件，優(yōu)勢(shì)頗多的同時(shí)也存在很多問題，一直是業(yè)內(nèi)關(guān)注的重點(diǎn)。疊合板的底板是在工廠按照規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)統(tǒng)一預(yù)制，既作為上層現(xiàn)澆混凝土的模板來使用，也與上層混凝土共同承重，與現(xiàn)澆板相比，疊合板有節(jié)省工期與支模成本、施工簡(jiǎn)便及抗裂性好的特點(diǎn)，和預(yù)制板相比有較好的抗震性［2］。我國(guó)目前對(duì)混凝土疊合板的設(shè)計(jì)及應(yīng)用主要分為兩種情況：一種是預(yù)制部分是單向板，疊合后依舊按照單向板進(jìn)行計(jì)；另一種是預(yù)制部分是尺寸較大的雙向板，疊合后依舊是雙向板［3］。單向配筋的預(yù)制底板有運(yùn)輸靈活、施工方便的特性［4-6］，但疊合后板厚增加反而削弱了裝配式建筑的優(yōu)勢(shì)；而雙向配筋的預(yù)制底板則存在運(yùn)輸艱難、工業(yè)化效果差等問題。

1 ZDB 預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板的受力效應(yīng)

ZDB預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板是由帶桁架預(yù)制底板和現(xiàn)澆混凝土疊合層組成的樓板，其預(yù)制底板部分由預(yù)應(yīng)力混凝土底板和縱向桁架組成，如圖1 所示，桁架下的孔洞可以橫向穿插布置非預(yù)應(yīng)力鋼筋，然后再澆筑疊合層使疊合板具有雙向受力特性［7］。ZDB 預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板預(yù)制底板采用高強(qiáng)度鋼筋施加預(yù)應(yīng)力，既節(jié)省鋼材、降低板厚，和普通預(yù)制樓板相比標(biāo)準(zhǔn)化程度更高，又減少了現(xiàn)場(chǎng)張拉所需空間、時(shí)間及支撐和模板數(shù)量；且板間拼縫緊密，無需設(shè)置現(xiàn)澆帶，預(yù)制底板的自然粗糙面也大大加強(qiáng)了樓板的整體性。在我國(guó)的建筑工程中ZDB 預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板的使用量逐年增加，應(yīng)用范圍也在逐漸擴(kuò)大，取得了巨大的經(jīng)濟(jì)效益與社會(huì)效益。

隨著建筑結(jié)構(gòu)的跨度逐漸變大，建筑特性向輕型、重載的方向發(fā)展，預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板的需求逐年增大［8］。ZDB 預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制底板鋼筋桁架下的孔洞可以橫向穿插布置非預(yù)應(yīng)力鋼筋，然后再澆筑疊合層可以使疊合板具有雙向受力特性［9］。本文將對(duì)這種單向預(yù)應(yīng)力矩形疊合板的雙向受力性能進(jìn)行研究，并給出此矩形疊合板的單雙向區(qū)分界限。

2 按彈性理論ZDB預(yù)應(yīng)力混凝土疊合單雙向板的分界

如圖2 所示四邊簡(jiǎn)支并承受豎向均布荷載q的ZDB 預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板［10］，長(zhǎng)、短跨方向的計(jì)算跨度分別為l2、l1，1-1截面如圖3所示、2-2截面如圖4所示。

圖1 ZDB預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板Fig.1 ZDB prestressed concrete composite slab

圖2 四邊簡(jiǎn)支的ZDB預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板Fig.2 ZDB prestressed concrete composite slab simply supported on four sides

圖3 1-1截面Fig.3 1-1 cross section

圖4 2-2截面Fig.4 2-2 cross section

下面分析荷載q 沿長(zhǎng)、短跨方向的荷載傳遞情況。取該矩形板形心A 處互相垂直的寬度為1的兩個(gè)單元板帶，假設(shè)沿長(zhǎng)、短跨方向傳遞的荷載額分別為q2和q1，則q=q1+q2。根據(jù)彈性理論，當(dāng)忽略相鄰板帶對(duì)它們的影響時(shí)，這兩條板帶就如同簡(jiǎn)支梁，那么由A點(diǎn)撓度相等的條件得：

令

式中：h01p、h02p、h01d、h02d為普通鋼筋混凝土板的截面有效高度、矩形疊合板的截面有效高度；η1p、η2p、η1d、η2d為普通鋼筋混凝土板短、長(zhǎng)跨方向荷載分配系數(shù)、矩形疊合板短、長(zhǎng)跨方向荷載分配系數(shù)；μp、μd為普通鋼筋混凝土板、矩形疊合板的長(zhǎng)跨彎矩分配系數(shù)。

由上述方法計(jì)算的M2未考慮相鄰板帶的影響及與之垂直的短跨方向板帶的支承作用，因此會(huì)偏大，實(shí)際的μ值應(yīng)比計(jì)算值小［11-12］。對(duì)不同厚度的矩形疊合板進(jìn)行計(jì)算和歸納，圖4、圖6 分別為預(yù)制底板板厚為40 mm、50 mm 時(shí)不同疊合層厚度矩形疊合板的μd和普通混凝土板的μp隨長(zhǎng)寬比變化的變化趨勢(shì)，圖5、圖7 分別為預(yù)制底板板厚為40 mm、50 mm 時(shí)不同疊合層厚度矩形疊合板的η2d和普通混凝土板的η2p的變化趨勢(shì)。觀察曲線圖可知，隨著長(zhǎng)寬比的增大，矩形疊合板和普通混凝土板的長(zhǎng)跨荷載、彎矩分配系數(shù)都呈降低趨勢(shì)；并且當(dāng)預(yù)制底板厚度一定時(shí)，疊合層越厚矩形疊合板的長(zhǎng)跨彎矩、荷載分配系數(shù)和普通混凝土板的越接近，疊合層的厚度對(duì)其影響較小。

圖5 長(zhǎng)寬比-μ曲線Fig.5 Length-width ratio-μ curve

圖6 長(zhǎng)寬比-η2曲線Fig.6 Length-width ratio-η2 curve

圖7 長(zhǎng)寬比-μ曲線Fig.7 Length-width ratio-μ curve

圖8 長(zhǎng)寬比-η2曲線Fig.8 Length-width ratio-η2 curve

《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》［13］規(guī)定：對(duì)四邊支承的板，當(dāng)長(zhǎng)邊與短邊的長(zhǎng)度之比小于2.0 時(shí)，宜按雙向板計(jì)算，結(jié)合曲線圖知當(dāng)長(zhǎng)寬比為2.0 時(shí)，普通混凝土板長(zhǎng)跨彎矩占總彎矩的23.5%；預(yù)制底板厚40 mm時(shí)，長(zhǎng)寬比不大于1.8時(shí)長(zhǎng)跨彎矩占總彎矩的比例可達(dá)到23.5%；預(yù)制底板厚50 mm 時(shí)，長(zhǎng)寬比不大于1.4 時(shí)長(zhǎng)跨彎矩占總彎矩的比例均可達(dá)到23.5%。因此，當(dāng)預(yù)制底板為40 mm 時(shí)，可以將l2∕l1=1.8作為矩形疊合板的單雙向劃分界限；預(yù)制底板為50 mm 時(shí)，可以將l2∕l1=1.4作為矩形疊合板的單雙向劃分界限。對(duì)曲線圖進(jìn)行分析，知疊合層厚度對(duì)彎矩分配系數(shù)的影響不大，矩形疊合板長(zhǎng)跨彎矩分配系數(shù)隨長(zhǎng)寬比的變化可以歸納出一個(gè)系數(shù)α，其中α=μd/μp，具體數(shù)值見表1、表2。

表1 40 mm厚預(yù)制底板Table 1 Thickness of prefabricated floor as 40 mm

表2 50 mm厚預(yù)制底板Table 2 Thickness of prefabricated floor as 50 mm

3 試驗(yàn)研究

通過理論計(jì)算知由單向ZDB 預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制底板拼接的矩形疊合板板存在明顯的雙向受力效應(yīng)，為驗(yàn)證上述結(jié)論并了解該矩形疊合板彈塑性階段的受力性能，文章對(duì)四邊簡(jiǎn)支ZDB 單向預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板進(jìn)行了靜力加載的破壞試驗(yàn)，對(duì)該矩形疊合板的受力性能、裂縫開展、破壞特征等進(jìn)行了研究（試驗(yàn)材料的強(qiáng)度、彈性模量均采用名義值）。

3.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)使用3塊尺寸相同的ZDB 單向預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制底板，長(zhǎng)度為3 000 mm，寬度為1 000 mm，厚度為40 mm。3 塊預(yù)制底板均采用C40 等級(jí)混凝土，疊合層采用C30 等級(jí)混凝土澆筑80mm 厚。試件配筋表如表3 所示，配筋詳圖如圖9-圖12所示。

表3 預(yù)制底板配筋表Table 1 Reinforcement of prefabriciated floor

圖9 預(yù)制底板配筋圖Fig.9 Reinforcement of prefabricated floor

3.2 試件制作

圖10 疊合層配筋圖Fig.10 Reinforcement of composite layer

圖11 預(yù)制底板配筋詳圖Fig.11 Reinforcement of prefabricated slab

圖12 預(yù)制底板配筋詳圖Fig.12 Reinforcement of prefabricated slab

預(yù)制底板由長(zhǎng)線法臺(tái)座生產(chǎn)，制作時(shí)在預(yù)應(yīng)力鋼筋需要粘貼應(yīng)變片的位置預(yù)留孔洞，如圖13所示。同時(shí)為方便橫向分布鋼筋的綁扎并確保其位置固定，在矩形疊合板底板沿預(yù)應(yīng)力鋼筋方向的兩側(cè)各布置了兩根鋼絞線并綁扎固定，如圖14所示。預(yù)制底板和疊合層澆筑時(shí)需分別預(yù)留同養(yǎng)護(hù)條件試塊。

圖13 底板預(yù)留孔洞Fig.13 Reserved hole in floor

圖14 綁扎橫向鋼筋Fig.14 Transverse reinforcing bar

3.3 試驗(yàn)方法

此次試驗(yàn)的目的主要是驗(yàn)證拼接矩形疊合板的雙向受力性能，需要觀測(cè)預(yù)應(yīng)力鋼筋和橫向鋼筋的應(yīng)力、疊合板的變形情況、開裂荷載和板底裂縫開展過程、疊合板的極限承載力。試驗(yàn)將疊合板簡(jiǎn)支在寬100 mm的鋼支架上，為方便試驗(yàn)人員進(jìn)出觀測(cè)板底裂縫并采集數(shù)據(jù)，鋼支架高度為1.5 m。為精確模擬四邊簡(jiǎn)支同時(shí)減小樓板與支座之間的摩擦，在支架上方焊接了鋼管作為鉸支座，使樓板在支座處可以自由轉(zhuǎn)動(dòng)，如圖15 所示。試驗(yàn)在矩形疊合板下表面跨中及支座處分別設(shè)置位移傳感器；在混凝土下表面跨中設(shè)置混凝土應(yīng)變片、在預(yù)應(yīng)力鋼筋和橫向分布鋼筋的跨中位置設(shè)置鋼筋應(yīng)變片，試驗(yàn)情況如圖16-圖21 所示。準(zhǔn)備工作時(shí)期應(yīng)先把矩形疊合板的底部用乳膠漆進(jìn)行刷白，以便觀測(cè)裂縫，并使用精度0.01 mm 的智能裂縫測(cè)寬儀對(duì)裂縫進(jìn)行測(cè)寬；試驗(yàn)開始前分別測(cè)得預(yù)制底板和疊合層的同養(yǎng)護(hù)條件試塊的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40和C30。

圖15 鉸支座Fig.15 Hinged shoe

圖16 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.16 Test site

圖17 試驗(yàn)加載圖Fig.17 Test loading

圖18 混凝土測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.18 Strain measuring point of concrete

圖19 預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.19 Strain measuring point of prestressing steel bars

圖20 橫向分布鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig.20 Strain measuring point of transverse reinforcing bars

圖21 位移計(jì)布置圖Fig.21 Displacement meter

試驗(yàn)采用沙袋堆積模擬均布荷載，首先將矩形疊合板劃分區(qū)格，將各儀器讀數(shù)調(diào)零后進(jìn)行預(yù)加載，分三次逐級(jí)均勻加載，每次加載23 袋沙袋，每袋重30 kg，總重量為0.69 t，即0.77 kN∕m2。預(yù)加載過程中需檢查各儀器是否正常運(yùn)行，將所有儀器調(diào)試至精確后方可卸除荷載，再次進(jìn)行正式加載。

4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及均布荷載-撓度曲線

由于試驗(yàn)所需荷載較大，考慮到安全問題，試驗(yàn)共準(zhǔn)備500 袋沙袋，每袋30 kg，總重量為15 t。試驗(yàn)加載初期階段，每級(jí)加載35 袋沙袋，即q=1.17 kN∕m2，每次持荷10 min。直至加載到385 袋沙袋時(shí)，此階段的荷載作用下矩形疊合板的撓度、鋼筋的應(yīng)變都比較小，每級(jí)荷載下板跨中點(diǎn)撓度增量均約為0.3 mm，撓度、應(yīng)變和荷載變化基本呈線性關(guān)系。

加載到420袋沙袋（q=14 kN∕m2）時(shí)，底板跨中預(yù)留孔洞邊緣處出現(xiàn)2 條細(xì)微裂縫，裂縫寬度為0.04 mm。加載到455 袋沙袋（q=15.17 kN∕m2）時(shí)，預(yù)留孔洞邊緣裂縫數(shù)量增加到5 條，最大裂縫寬度為0.06 mm，此級(jí)荷載下疊合板跨中點(diǎn)處撓度增量為0.55 mm，此時(shí)均布荷載-撓度曲線依舊可視為直線。

加載到500 袋沙袋（q=16.67 kN∕m2）時(shí)，矩形疊合板底跨中位置垂直于預(yù)應(yīng)力鋼筋方向出現(xiàn)3條裂縫，板的對(duì)角線處也出現(xiàn)了2 條長(zhǎng)裂縫，其中最大裂縫寬度為0.09 mm。此級(jí)荷載作用下疊合板中點(diǎn)撓度迅速增加，增量為2.2 mm 且均布荷載-位移曲線在此時(shí)出現(xiàn)拐點(diǎn)，如圖22所示。

試驗(yàn)后期每級(jí)在沙袋上方加載一個(gè)重量為2.16 t的預(yù)制樓梯，每級(jí)持荷30 min。隨著后續(xù)的加載，矩形疊合板撓度不斷增大，裂縫數(shù)量及長(zhǎng)度不斷增大并向?qū)蔷€方向不斷延伸。當(dāng)加載了四個(gè)樓梯（q=26.27 kN∕m2）時(shí)，裂縫的發(fā)展已經(jīng)非常充分，出現(xiàn)了典型的塑性鉸特征，此時(shí)預(yù)應(yīng)力鋼筋和橫向分布鋼筋的應(yīng)變均已進(jìn)入了非線性階段，最大裂縫寬度為1.54 mm，跨中總撓度為14 mm。根據(jù)承載能力極限荷載的判定方法，最大裂縫寬度大于1.5 cm 即達(dá)到承載能力極限狀態(tài)，此時(shí)裂縫寬度1.54 mm>1.5 mm，故該矩形疊合板的極限荷載試驗(yàn)值為26.27 kN∕m2。此時(shí)已得到試驗(yàn)板的極限荷載，并考慮到實(shí)驗(yàn)人員的安全，中止試驗(yàn)，且試驗(yàn)板四邊邊界位置未出現(xiàn)明顯上抬現(xiàn)象。

圖22給出了在各級(jí)均布荷載下作用疊合板3個(gè)測(cè)點(diǎn)的撓度變化情況，其中測(cè)點(diǎn)1 是疊合板跨中撓度。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，得到疊合矩形板垂直預(yù)應(yīng)力方向開裂荷載為16.67 kN∕m2、極限荷載26.27 kN∕m2。矩形疊合板的極限位移與開裂位移之比為2.59，小于普通鋼筋混凝土雙向板的位移延性系數(shù)，主要是由于預(yù)應(yīng)力提高了矩形疊合板的剛度并降低了它的變形性能［14］。本次試驗(yàn)得到的極限荷載為26.27 kN∕m2，已超出荷載設(shè)計(jì)值的2 倍，由此可得，由多塊ZDB 單向預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板拼接成的矩形板具有較高的承載力且具有良好的抗裂能力。

圖22 均布荷載-撓度曲線Fig.22 Load-deflection curve

4.2 預(yù)應(yīng)力鋼筋及橫向分布鋼筋應(yīng)變

圖23 、圖24分別為預(yù)應(yīng)力鋼筋和橫向分布鋼筋部分測(cè)點(diǎn)的均布荷載-應(yīng)變曲線，預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)變曲線不包含預(yù)應(yīng)力初始張拉應(yīng)變。由圖可見，兩條的曲線形狀及變化規(guī)律和均布荷載-撓度曲線基本相似，加載初期兩種鋼筋的應(yīng)變均呈線性變化且增長(zhǎng)較為平穩(wěn)，當(dāng)均布荷載達(dá)到16.67 kN∕m2時(shí)，矩形疊合板底面在垂直于預(yù)應(yīng)力鋼筋方向和對(duì)角線方向均開始出現(xiàn)裂縫，此時(shí)由于受拉區(qū)混凝土逐步退出工作從而使鋼筋承擔(dān)的拉力猛增，鋼筋應(yīng)變都隨之發(fā)生突變。從兩條曲線可以看出兩個(gè)方向鋼筋的應(yīng)變十分協(xié)調(diào)，充分證明了雙向作用的存在。

4.3 混凝土應(yīng)變及裂縫發(fā)展分布

根據(jù)有效數(shù)據(jù)點(diǎn)繪出了疊合板跨中點(diǎn)的均布荷載-混凝土應(yīng)變曲線，從圖25 中可以看出預(yù)應(yīng)力及橫向鋼筋兩個(gè)方向的混凝土應(yīng)變的發(fā)展十分協(xié)調(diào)，充分證明了雙向作用的存在且作用效果比較明顯。

圖23 均布荷載-預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)變曲線Fig.23 Load-strain curve

圖24 均布荷載-橫向分布鋼筋應(yīng)變曲線Fig.24 Load-strain curve

圖25 均布荷載-混凝土應(yīng)變曲線Fig.25 Load-Concrete Strain Curve

混凝土試驗(yàn)矩形疊合板裂縫如圖26 所示（虛線為簡(jiǎn)化修正后的塑性鉸線），根據(jù)裂縫分布圖可以看出，四邊簡(jiǎn)支的矩形疊合板和四邊簡(jiǎn)支的普通雙向板的裂縫分布、破壞形態(tài)十分相似。試驗(yàn)前期，矩形疊合板板底預(yù)留孔定的邊緣處先出現(xiàn)了部分細(xì)微裂縫，此時(shí)混凝土、鋼筋應(yīng)變及撓度均無明顯突變，直至試驗(yàn)荷載達(dá)到16.67 kN∕m2時(shí)，在跨中垂直于預(yù)應(yīng)力鋼筋方向出現(xiàn)了3 條裂縫、板底斜角方向出現(xiàn)了2 條裂縫，矩形疊合板在此級(jí)荷載作用下從未開裂狀態(tài)進(jìn)入到帶裂縫工作狀態(tài)，此時(shí)的荷載遠(yuǎn)超過了普通混凝土雙向板的開裂荷載，所以斜向裂縫緊接著產(chǎn)生并開展，隨著荷載的不斷增大，板底裂縫向兩端快速加寬并延伸，最后形成了塑性鉸形態(tài)的裂縫分布狀態(tài)。

圖26 疊合板板底裂縫分布圖Fig.26 Fracture distribution in composite plate

4.4 彎矩試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比

以荷載q=10.5 kN∕m2時(shí)的彎矩為例對(duì)矩形疊合板的彎矩試驗(yàn)值和計(jì)算值進(jìn)行比較。

根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）［10］，得

彎矩計(jì)算值：試驗(yàn)所用矩形疊合板長(zhǎng)寬比為1.0，查閱雙向板計(jì)算系數(shù)表得當(dāng)長(zhǎng)寬比為1.0 時(shí)，四邊簡(jiǎn)支的雙向板兩個(gè)方向的分配系數(shù)均為0.036 8；根據(jù)表1可得，當(dāng)矩形疊合板長(zhǎng)寬比為1且預(yù)制底板厚40 mm時(shí)，α=0.910，故矩形疊合板平行于橫向鋼筋方向的分配系數(shù)為α·0.036 8=0.033 5，因此，M2計(jì)算=0.0335ql2=9.497 kN·m。

彎矩試驗(yàn)值：查閱試驗(yàn)記錄數(shù)據(jù)，當(dāng)荷載q=10.5 kN∕m2時(shí)，預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)變?chǔ)?=103.4×10-6，橫向分布鋼筋應(yīng)變?chǔ)?=45.5×10-6，疊合板有效截面高度h01=102.6 mm，h02=76 mm，計(jì)算得M2試驗(yàn)=9.511 kN·m。

分析得兩個(gè)彎矩值的誤差為1.37%，吻合程度較好。

4.5 極限荷載

試驗(yàn)所用矩形疊合板兩個(gè)方向跨度相等：

預(yù)應(yīng)力鋼筋的屈服強(qiáng)度、有效截面高度、內(nèi)力臂系數(shù)、預(yù)應(yīng)力方向每米內(nèi)鋼筋面積、沿預(yù)應(yīng)力方向x單位板寬的極限彎矩為

橫向分布鋼筋的屈服強(qiáng)度、有效截面高度、內(nèi)力臂系數(shù)、垂直預(yù)應(yīng)力方向每米內(nèi)鋼筋面積、沿垂直預(yù)應(yīng)力方向y單位板寬的極限彎矩為

兩方向跨中極限彎矩比值、塑性絞線長(zhǎng)度比值為

極限荷載為

由計(jì)算可得由ZDB單向預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板拼接成的矩形疊合板的極限荷載為29.57 kN∕m2，試驗(yàn)得到的疊合矩形板極限荷載為26.27 kN∕m2，兩個(gè)的數(shù)值誤差為11.1%。由于計(jì)算模型是基于塑性餃線極限模型，得到的結(jié)果為矩形疊合板極限荷載的上限，故兩個(gè)數(shù)值的吻合程度相對(duì)較好。

5 結(jié) 論

通過對(duì)在多塊ZDB 單向預(yù)應(yīng)力混凝土預(yù)制底板拼接成矩形板的鋼筋桁架下方穿插非預(yù)應(yīng)力鋼筋，從而實(shí)現(xiàn)雙向配筋的矩形疊合板進(jìn)行理論計(jì)算和靜力試驗(yàn)，得到以下結(jié)論。

（1）矩形疊合板的撓度和應(yīng)力分布都呈現(xiàn)了明顯的雙向受力特征，并且板的裂縫開展和破壞形態(tài)具有明顯的塑性鉸特征，說明了矩形疊合板的雙向受力性能良好，可以按雙向板進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算。

（2）矩形疊合板的預(yù)制底板厚40 mm 時(shí)，在長(zhǎng)寬比不大于1.8的情況下可以按雙向板計(jì)算；預(yù)制底板厚50 mm時(shí)，在長(zhǎng)寬比不大于1.4的情況下可以按雙向板計(jì)算。

（3）雙向矩形疊合板的雙向計(jì)算系數(shù)可以用普通混凝土雙向板的雙向計(jì)算系數(shù)乘以系數(shù)α來計(jì)算，按這種方法計(jì)算的彎矩計(jì)算值和試驗(yàn)值對(duì)比吻合程度較好。