新型裝配式空心井字樓蓋豎向受力性能試驗研究

摘 要： 根據當下建筑市場發展和需求，提出一種新型裝配式空心井字樓蓋.該樓蓋具有平整的頂板和底板，空心處填充發泡混凝土塊，拼裝時將肋梁縱筋焊接、板筋綁扎，采用后澆帶拼縫連接預制板.通過對一個1/2比例的單跨簡支樓蓋進行靜力加載試驗，分析其變形形態、應變規律、裂縫發展等.試驗表明該樓蓋是一種剛度和整體性較好的具有和實體平板樓蓋相似受力特征的結構體系.對結構的短期剛度、開裂荷載和極限荷載進行了計算，并給出了考慮結構開裂后彈塑性狀態的剛度與撓度計算公式.采用ANSYS軟件對樓蓋豎向變形和混凝土應變進行了有限元分析，結果與試驗觀測值吻合較好.

關鍵詞： 空心樓蓋；裝配式；靜力試驗；剛度；有限元分析

中圖分類號：TU375.2 文獻標志碼：A 文章編號：1673-4807（2025）01-048-09

Experimental research on the mechanical behavior of a newtype fabricatedhollow gridbeams floor structure with self-insulation

CUI Wenxiao

（School of Naval and Civil Engineering， Jiangsu University of Science and Technology， Zhangjiagang 215600， China）

Abstract：[WT]Based on the current development and demand of the construction market， a newtype fabricated gridbeam hollow floor structure was introduced in this paper. This floor structure consists of upper panel， bottom panel， gridbeams and foamed concrete blocks in the hollow areas. During the assembly， the longitudinal reinforcement in the rib beam is welded and the plate reinforcement is tied， and the precast slabs are connected by post cast strip joint. By conducting static loading test on a 1/2 ratio single span simply supported floor， the deformation morphology， flexural capacity， strainload relationship and the crack development were analyzed. Results demonstrated that the floor was a structural system with good stiffness and integrity， and had similar stress characteristics as a solid flat floor. At the same time， rigidity， cracking moment and ultimate load were calculated and the corresponding formulas considering the elasticplastic state of the structure after cracking were suggested. Finally， finite element analysis was conducted on the vertical deformation of the floor and concrete strain using ANSYS software， and the results are in good agreement with the test data.

Key words：hollow floor， prefabricated， static test， rigidity， FEM

樓蓋作為建筑結構重要的承重構件，其結構形式對整個建筑的受力形式、經濟性、施工進度等都有著很大的影響.目前常見的預制裝配式樓蓋可分為分層現場式、分層預制式、整體現場式和整體預制式[1]4種類型，我國常見的預制樓板體系有疊合樓板體系[2]，裝配式密肋空心樓蓋體系[3]，全裝配式RC樓蓋體系[4]等，其中市場占有率最高的疊合樓板常作為單向板使用，且現場濕作業量較大.歐美國家裝配式樓蓋體系主要采用的是雙T板、SP板以及疊合板[5]等，常作為單向板使用.

為推動我國住宅產業化和建筑工業化的發展，打造全生命周期的長壽型住宅，提出裝配式結構-配套裝修分離結構（precast concrete skeleton infill，PCSI）的概念，通過裝配形成完全分離的結構體與圍護體，其大空間大進深等設計特點使得裝配節點較少，可靠的節點連接保證其具有良好的整體性和抗震性能.常規裝配式樓蓋體系難以滿足PCSI體系大空間大進深的特性及要求，文中提出一種新型大跨度裝配式空心井字樓蓋.該樓蓋體系由若干塊預制樓板通過混凝土后澆帶拼縫連接形成，在拼縫中完成樓板和肋梁外伸鋼筋的連接.[JP2]拼裝形成的樓蓋頂部和底部平整且空心處可作為設備層使用，跨度可實現10～12 m，可滿足PCSI體系的大跨度、結構和圍護體分離的要求，樓蓋厚度小，可大大降低樓層高度.單塊預制樓板及裝配后的樓蓋見圖1、2.[JP]

為系統了解新型裝配式空心井字樓蓋在豎向荷載下的整體受力性能，并對該新型樓蓋進行設計和施工工藝指導，文中對一個1/2比例的樓蓋模型進行試驗和理論研究.

1 試驗概況

1.1 構件設計

試驗構件采用6個1/2比例的預制空心板通過3條寬為200 mm的拼縫裝配為一個5 m×5 m的單跨簡支樓蓋，見圖3.每塊預制空心板的尺寸是2.3 m×1.475 m，通過兩條橫向和一條縱向拼縫澆筑成為整體，樓蓋中共有8根肋梁，縱向和橫向的間距均為1 m.其中預制板分為頂板和底板，頂板厚度為40 mm，底板厚度為30 mm，肋梁高即整體樓板厚度為175 mm，肋梁寬125 mm.頂板中配置雙層雙向鋼筋，底板中配置單層雙向鋼筋.邊梁尺寸為200 mm×350 mm，角柱尺寸為300 mm×300 mm.

預制樓板施工順序為：模板鉆孔-支模板-綁扎肋梁鋼筋、底板鋼筋-澆筑底板混凝土-放置發泡混凝土塊-放置頂板鋼筋-澆筑肋梁和頂板混凝土-養護.

樓蓋結構中的邊梁和角柱也采用預制方式.其中邊梁采用下部預制上部疊合方式，預留縱筋錨入柱，預制板邊預留鋼筋錨入邊梁.角柱在角點處預留鋼筋與疊合梁連接.構件配筋圖見圖4～6.

樓板混凝土設計強度為C40，邊梁和角柱混凝土設計強度為C30.試驗中所用材料測試強度結果見表1.

1.2 裝配

所有預制構件養護達到設計強度后，在現場進行清理后進行裝配工作，工作流程可總結如下：放線定位-吊放角柱就位-搭設鋼管腳手架支撐-支拼縫模板-拼裝橫向邊梁-拼裝樓板就位-拼裝縱向邊梁-梁柱鋼筋焊接、肋梁鋼筋焊接、板筋搭接-清理模板內雜質-澆筑邊梁疊合部分和拼縫處底板混凝土-放置發泡混凝土塊-澆筑拼縫處頂板混凝土-養護拆模.根據計算，板筋搭接長度與肋梁縱筋搭接長度均為200 mm，等同于拼縫寬度.

1.3 試驗加載機制

樓蓋自重為5.32 kN/m2，板面裝飾折合為1 kN/m2，樓面活載為2 kN/m2；荷載基本組合為1.3×（5.32+1）+1.5×2=11.966 kN/m2，荷載標準組合為5.32+1+2=8.32 kN/m2.結合實際情況取基本組合荷載值的10%左右作為正式加載每級加載荷載值，見表2.

試驗采用石子裝袋后進行堆積加載，現場加載如圖7，每袋均重26 kg，用以模擬樓板上的均布荷載.在樓蓋上分出4個區域進行堆積，留出一條橫向和一條縱向路徑以便人員走動和擺放質量袋.正式加載前進行一級預加載，在檢查各儀器無問題后卸載并進行正式加載.每級荷載加載完畢后持荷15～20 min，待結構變形穩定后進行數據采集和裂縫的描繪.[KH*2D]

1.4 試驗測量方案

試驗測量內容主要包括裂縫的開展、結構的位移以及混凝土和鋼筋的應變.試驗開始前，在樓蓋表面刷白漆并畫網格，便于試驗中各級加載后對裂縫的觀測.結構的位移通過位移計進行測量，在樓蓋和邊梁底部測點固定位移計，測點位置見圖8.

通過在樓板、肋梁上布置鋼筋、混凝土應變片了解結構在受荷狀態下的受力特征和內力分布，同時監測材料的開裂或屈服.試驗中通過靜態應變采集儀進行應變采集.

2 試驗結果

2.1 裂縫發展

從圖9可以看出，在試驗結束時，板底裂縫主要集中在對角線、跨中和拼縫位置，整體呈X形，與受均布荷載的雙向實心四邊簡支板類似.圖中，四邊短線標注的為拼縫位置，中間長線標注的為肋梁位置，四周邊緣線標注的是樓蓋板的邊緣.

具體裂縫發展過程介紹如下：

第1級荷載（0.94 kN/m2）加載完成后，板底拼縫內出現若干根垂直于縱向拼縫后澆帶的收縮裂縫，分析其原因主要有二：首先在拼縫后澆帶中未布置平行于拼縫的構造鋼筋；其次構件拼裝在冬季室外完成，板底未進行覆蓋保溫，且澆筑后日夜溫差在10 ℃以上，混凝土易產生溫度收縮裂縫.

第2、3級荷載（1.84～2.66 kN/m2）加載后初始裂縫進一步延伸，板底其余位置未見開裂.在第3級荷載加載完成后對構件的動力參數進行了測試，持荷16 h.

第4級荷載（3.6 kN/m2）加載后，在拼縫新舊混凝土結合面出現少量平行于拼縫方向極細微的裂縫，集中于跨中位置.在第5、6級荷載（4.54～548 kN/m2）加載完畢后拼縫結合面的裂縫進一步地延伸發展，其中縱向拼縫新舊混凝土結合面基本全部開裂，裂縫寬度最大約為0.2 mm.

第7級荷載（6.42 kN/m2）加載后，所有拼縫結合面處幾乎全部開裂，且在跨中附近區格板底（非肋梁底）出現細微裂紋.

第8級荷載（7.36 kN/m2）加載后，預制板上的裂縫進一步發展，且裂縫大多位于對角線附近，肋梁底部未發現裂縫.

第9級荷載（8.3 kN/m2）加載后，板底裂縫增多且延伸變寬，在樓蓋中間位置幾條對角線方向的裂縫發展并穿過了肋梁底部.

第10、11級荷載（9.24～10.01 kN/m2）加載后，跨中位置裂縫大量出現，其中一條裂縫寬度增長至1.3 mm左右，接近GB/T 50152-2012《混凝土結構試驗方法標準》[6]要求的極限承載狀態，且因加載裝置問題，停止加載.

總的來說，除了由于施工問題在試驗早期拼縫附近出現裂縫外，樓蓋整體開裂與雙向實心板相似.位于跨中的縱向拼縫附近的開裂情況較之位于1/3跨的橫向拼縫的開裂情況嚴重，可見拼縫的位置對新型樓蓋的變形有明顯影響.在荷載標準組合值（2.66×2+2+1=8.32 kN/m2，約為6級荷載）情況下僅在拼縫處出現裂縫，且寬度小于0.2 mm，滿足一般應用要求.除此之外，疊合梁未出現水平裂縫；樓蓋與邊梁交界處受力良好，無較大裂縫，可見將板筋錨入邊梁疊合層方式可行.

2.2 撓度變形

圖10給出了樓蓋中心位置在不同荷載作用下的位移，圖中荷載值不包括樓蓋自重，位移值也未考慮自重下位移.根據圖10可知，在試驗初期跨中撓度和荷載基本呈線性關系.第4級荷載后曲線斜率有小幅降低，加載至第7級荷載后預制板底出現裂縫，樓蓋抗彎剛度削弱，在曲線圖上可見一個拐點.隨著荷載增大曲線斜率進一步下降，亦即樓蓋剛度在逐漸降低.在試驗結束時跨中撓度達到1575 mm，即L/318，其中L為樓蓋跨度.

從肋梁變形圖（圖11）可以看出在試驗初期樓蓋沒有明顯的變形，近似平面；隨著荷載的增大，樓蓋整體變形呈現碟狀.在第11級荷載（12.67 kN/m2）加載后最大撓度值未超過L/300，說明本試驗樓蓋剛度能滿足實際剛度需要.

圖12給出了邊梁在不同荷載級數下的變形圖示，在試驗初期各測點位移增長速率較為緩和，直至試驗后期邊梁的變形有較大的增長，邊梁跨中位移超過6 mm.邊梁作為樓蓋的支座，它的變形影響了樓蓋跨中位移的大小，故在計算樓蓋撓度時應考慮支承條件的影響.

圖13中測點2和6分別位于軸線C和4上肋梁跨中，C軸肋梁上在三分點位置上有兩條拼縫，4軸肋梁在跨中有一個拼縫.總體來說，具有兩條拼縫的C軸肋梁的跨中位移小于僅有一條拼縫的4軸肋梁的跨中位移.亦即樓蓋兩個方向剛度不完全相等，計算得到兩個方向肋梁剛度有10%～20%的差異.對于鋼筋混凝土梁越靠近支座剛度越大，最小剛度一般出現在最大彎矩處，當拼縫設置在跨中（最大彎矩處）時最小剛度削弱，若拼縫設置在受力稍小的位置，則對最小剛度影響較小，即造成拼縫位于跨中的4軸肋梁剛度下降較C軸肋梁多.由此可知，應將新型樓蓋的后澆帶拼縫設置在受力較小的位置.

2.3 鋼筋應變

圖14為板底鋼筋應變測點布置圖，選取不同肋梁跨中、支座附近測點應變進行對比如圖15，從圖中可看出第7級荷載加載后3個測點曲線均發生明顯變化，是由于受拉混凝土開裂后將其所承擔的荷載傳遞至鋼筋上.而到了試驗后期鋼筋應變增長幅度快速增加，最后一級加載完成后4軸肋梁跨中位置的B-4測點應力達到314 MPa，接近屈服強度.[JP]

圖16為板頂鋼筋應變測點布置圖，集中選取其中一塊板中不同位置鋼筋測點應變進行對比，如圖17.圖中測點位于跨中附近區格板內，鋼筋均為受壓狀態.

通過對比頂板中鋼筋應變得出結論：同一區格板內（測點5-14、5-15和5-18）越靠近樓蓋跨中應變值越大；同一肋梁兩側應變值（測點5-12和5-13）不同，靠近跨中的測點應變更大一些；同一區格板內跨中處應變約為支座處的2倍（測點5-13和5-18）.說明頂板不僅作為簡支在肋梁上的板單獨受力，還作為肋梁的受壓翼緣參與樓蓋的整體受力.

2.4 混凝土應變

圖18為頂板混凝土應變測點布置圖，選取跨中、支座、拼縫附近測點混凝土應變進行對比如圖19.加載前期混凝土應力基本與荷載呈線性關系，因為在加載前期樓蓋開裂較少，受拉區中大部分混凝土還在參與受力，故整個樓蓋基本處于彈性階段.7、8級荷載加載完畢后，混凝土應變均發生了明顯的增大趨勢，主要是樓蓋底部出現大量裂縫，一部分受拉區混凝土開始退出工作，中和軸上移，使得其他部位混凝土應變增大.從頂板混凝土應變可看出靠近樓蓋跨中位置的測點應變數值較大，在同一個板格內，靠近跨中位置測點應力值較大，說明區格板參與整體受力且自身區格板內存在變形.

2.5 極限承載力

試驗樓蓋支座附近應力較小，據此假設樓蓋為四邊簡支.考慮到新型樓蓋受力、變形規律與雙向實心板及井字梁樓蓋相似，采用交叉梁系法[7]（算法1），彈性板直接計算法[8]（算法2）和塑性鉸線法[9]（算法3）分別對試驗樓蓋進行內力計算，正截面承載力按照單位寬度截面計算，結果見表3，其中試驗值取1267，可見除算法1其余兩種算法結果均大于試驗結果，這一結果與文獻[10]發現一致.交叉梁系法是將空心樓蓋實體離散為若干梁單元，忽略了梁系的抗扭剛度和樓蓋的整體作用，從而使得計算結果偏小.算法2則低估了空心截面中剪切變形的影響.此外，本實驗最終是因為實驗設備不足和裂縫寬度較大等原因停止，并未達到極限承載能力狀態，但考慮到安全儲備問題，建議用交叉梁系法對新型樓蓋進行內力計算.

2.6 剛度和開裂荷載

2.7 試驗小結

新型裝配式空心井字樓蓋基本符合工程應用要求，制作工藝簡單有序，樓蓋抗彎剛度大，拼縫傳力較好，樓蓋整體性好.樓蓋裂縫開展情況與實心樓蓋相似，但需要增加拼縫接觸面粘結性能，提高拼縫處抗裂性能.試驗中肋梁鋼筋焊接和板筋搭接連接性能良好，未出現破壞，故在實際工程中可采用該連接方法.試驗表明，預制樓板與疊合梁采用將板筋錨固在疊合梁后澆層的方法可行，在整個試驗過程中板筋沒有出現錨固破壞且疊合層混凝土沒有出現裂縫.拼縫的數量和位置對樓蓋剛度有影響.樓蓋中區格板作為肋梁的翼緣參與樓蓋整體受力.空心處的發泡混凝土參與了樓蓋受力，對區格板變形有一定限制作用，可以傳遞部分力.

3 有限元分析

3.1 有限元模型建立

通過有限元分析軟件ANSYS對試驗樓蓋進行整體建模分析.為提高計算效率，利用結構特點建立樓蓋1/4模型，將柱端考慮為固結.其中混凝土采用SOLID65單元，該單元能夠考慮混凝土的開裂和壓碎，對混凝土的本構關系采用多線性等向強化模型（mutiliner isotropic hardening model，MISO），本構關系參照文獻[11]；鋼筋彌散于混凝土中，采用雙線性等向強化模型（biliner isotropic hardening model，BISO）；發泡混凝土塊實測抗壓強度為05 MPa，其本構關系采用文獻[15]中擬合曲線.新型裝配式節點存在大量接觸關系[16]，樓板中間填充的發泡混凝土塊與混凝土構件之間接觸面設置面面接觸，因為構件剛度遠大于填充體剛度，所以將構件上的面設為目標面，采用接觸單元CONTA170，將土體上的面設置為接觸面，采用接觸單元CONCTA173.模型及網格劃分見圖20.

在板頂施加面荷載，因加載速度較慢，忽略動力效應，采用靜態分析方法.

3.2 有限元結果驗證

試驗樓蓋裝配完成后靜置時間長，在自重下已有初始位移，將樓蓋跨中位移的實測值加上自重下位移值（即第3級荷載下的位移1.51 mm）和ANSYS計算的位移值繪制于同一坐標軸內，見圖21.

總的來說有限元結果與試驗結果幾乎一致，跨中位移略小于試驗結果.兩條曲線在初期均為線性比例增長，板底出現細微裂縫后曲率漸漸變大，待板底大量混凝土開裂造成剛度急劇下降后曲線出現明顯拐點.試驗樓蓋拐點荷載值約為9.04 kN/m2，ANSYS拐點荷載值約為9.68 kN/m2，由于有限元分析模型中不存在拼縫，即沒有剛度削弱，且有限元無法擬合構件、材料自身的制作缺陷，故開裂荷載和開裂前變形都小于試驗值.樓蓋底板出現大量裂縫后，有限元分析位移結果和試驗值差距變小是由于整體建模有限元分析未考慮樓蓋中分布鋼筋對于裂縫開展的限制.從圖示結果可得出結論：使用ANSYS分析可以較好模擬新型樓蓋受力.

3.3 混凝土應力結果分析

板底最大拉應力集中在跨中及對角線位置，板頂最大拉應力則出現在樓蓋四角梁支座處，這與實心板在豎向均布荷載下的應力分布相似.此外，應力云圖并不連續，肋梁處拉應力大于區格板處，區格板參與結構受力，分析傳力路徑為板-肋梁-邊梁-柱.

4 結論

文中通過對1/2比例新型裝配式空心井字樓蓋進行試驗和計算分析，得到以下結論：

（1） 新型樓蓋在均布荷載作用下，豎向變形呈碟形且變形規律、破壞形態與雙向受力實心樓蓋一致；新型樓蓋在正常使用荷載作用下只有拼縫處出現極細微裂縫（小于0.2 mm），能滿足一般應用要求；在試驗結束時跨中撓度（15.75 mm）為L/318，能滿足正常使用極限狀態的限值要求.

（2） 新型樓蓋拼縫混凝土在荷載加載初期出現拼縫裂縫，建議在以后的工程研究中，增加預制構件結合面的粗糙度并增設抗裂鋼筋，并加強拼縫混凝土的養護.

（3） 新型樓蓋中拼縫的位置對樓蓋剛度有影響，建議將后澆帶拼縫位置避開跨中受力最大處.

（4） 填充發泡混凝土塊的樓蓋上下層樓板形成整體工作，區格板作為肋梁的翼緣參與樓蓋整體受力.

（5） 采用交叉梁系法對新型樓蓋剛度和承載力進行分析.因忽略了梁系的抗扭剛度和樓蓋的整體作用，承載力計算結果誤差為23%，比試驗結果偏小.剛度計算結果在試驗中前期（荷載小于10 kN/m2）時誤差約為5%，在試驗結束時誤差增至19%，說明在樓蓋正常使用情況下的擬合效果更好.

（6） 利用ANSYS軟件對試驗樓蓋進行模擬分析，與試驗結果差異較小，具有較好的可靠性.

參考文獻（References）

［1］ 薛偉辰，王東方.預制混凝土板、墻體系發展現狀[J].工業建筑，2002，32（12）：57-60.

［2］ 馮鑫，陳明，田志昌.混凝土疊合板分類及研究綜述[J].建筑結構，2024，54（1）：138-144.

［3］ 于周健，謝群，梁振華.新型裝配式密肋樓蓋四邊簡支的受彎承載力[J].濟南大學學報（自然科學版）， 2020，34（2）： 124-130.

［4］ PANG R， ZHANG L B， ZHANG T P， et al. Experimental study and numerical simulation on the transverse force transmission mechanism of discretely connected precast RC floor[J].Journal of Structures，2023， 56： 67-74.

［5］ ERAY B. Effects of cast-in-place concrete topping on flexural response of precast concrete hollow-core slabs[J].Journal of Engineering Structures， 2005，98：109-117.[JP]

［6］ 中華人民共和國住房和城鄉建設部.混凝土結構試驗方法標準：GB/T 50152-2012[S].北京：中國建筑工業出版社，2012.

［7］ 包福廷.井字梁結構靜力計算手冊[M].北京：中國建筑工業出版社，1989.

［8］ 中華人民共和國住房和城鄉建設部.現澆混凝土空心樓蓋結構技術規程：JGJ/T 268-2012[S].北京：中國建筑工業出版社，2012.

［9］ 程文瀼，李愛群.混凝土樓蓋設計[M].北京：中國建筑工業出版社，1998：87-96.

［10］ 黃川騰，王志軍，張玉江.考慮扭轉剛度的箱型空心樓蓋擬梁法研究[J].建筑結構學報，2016，37（增1）：411-420.

［11］ 中國建筑科學研究院.混凝土結構設計規范：GB 50010—2010[S].北京：中國建筑工業出版社，2015.

［12］ 趙志方，趙國藩，劉健，等. 新老混凝土粘結抗拉性能的試驗研究[J].建筑結構學報，2001，22（2）：51-56.

［13］ COMMITTEE A. Proposed revisions by committee 435 to ACI building code and commentary provisions on deflections [J]. Journal of ACI，1978，75（6）：229-238.

［14］ 沈蒲生，朱建華.四邊簡支鋼筋混凝土雙向密肋樓蓋極限荷載與撓度計算方法的理論與試驗研究[J].土木工程學報， 2003，36（8）： 7-11.

［15］ 王述紅，貢藩，尹宏，等.聚酯纖維泡沫混凝土力學性能及孔結構研究[J].材料導報，2024，38（1）：109-116.

［16］ 操禮林，虞振云，陸春華.新型內套筒裝配式梁柱節點力學性能研究[J].江蘇科技大學學報（自然科學版），2022，36（4）：106-113.

（責任編輯：曹莉）