李衛(wèi)，晏班夫，余加勇，邵旭東

不同澆筑方式下UHPC空心板受力性能研究

李衛(wèi)，晏班夫，余加勇，邵旭東

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082)

為了研究不同澆筑方式下的UHPC空心板結(jié)構(gòu)的受力性能，通過兩點對稱加載法分別對1塊UHPC整澆空心板和2塊抗剪腹筋數(shù)量不同且分2次澆筑的UHPC疊合空心板進行彎曲加載試驗，對試件的承載力、撓度、裂縫形態(tài)以及混凝土應(yīng)變進行分析。研究結(jié)果表明：有腹筋疊合空心板和整澆空心板在對稱荷載作用下純彎段滿足平截面假定；整體澆筑可以提高試件的承載力且顯著增強試件的延性；增加抗剪腹筋的數(shù)量能夠顯著降低疊合板的滑移，提高疊合板的整體抗彎剛度和承載力，僅靠人工粗糙面難以滿足疊合面的抗剪要求。最后，參考相關(guān)規(guī)范對各試件受彎承載力進行了計算對比，計算值與試驗值吻合較好。

UHPC空心板；疊合板；滑移；澆筑方式；受彎性能

混凝土疊合樓板與混凝土空心板是最為常用的2種結(jié)構(gòu)形式?；炷怜B合樓板具有承載力高，抗裂性能好等優(yōu)點，空心板則具有質(zhì)量輕、高強度與保溫隔熱等特點。預(yù)制帶肋疊合空心樓板結(jié)合了帶肋底板疊合樓板和空心樓板的優(yōu)點，表現(xiàn)出良好的受力性能，國內(nèi)外有關(guān)的研究相對較多。武立偉等[1]提出了一種采用聚苯板作為內(nèi)膜的預(yù)制疊合空心樓板，表明其承載力滿足規(guī)范中對施工階段和使用階段的規(guī)定；王文彬[2]探討了疊合面增設(shè)抗剪插筋對重載SPKD板的正截面極限狀態(tài)承載力的影響。超高性能混凝土(ultra-high performance concrete, UHPC)得到了廣泛關(guān)注，被認為是20世紀最具創(chuàng)新性的水泥基工程材料，具有超高的耐久性和力學(xué)性能，已得到較為廣泛的工程應(yīng)用[3?7]。本文結(jié)合空心板的優(yōu)點以及UHPC的優(yōu)良性能，設(shè)計出如圖1所示的UHPC空心板結(jié)構(gòu)，在不明顯增加結(jié)構(gòu)造價的情況下，可有效提高結(jié)構(gòu)抗裂性能，以適應(yīng)更高的荷載以及較為復(fù)雜的自然環(huán)境。另一方面，UHPC的施工流動性較好，新老UHPC施工后的黏結(jié)性能與普通混凝土有較大差異，導(dǎo)致澆筑方式對UHPC空心板的受力性能有較大影響。為此，本文提出2種UHPC空心板混凝土澆筑方式：1) 按先底板后腹板及頂板的方式分2次澆筑；2) 頂?shù)装寮案拱逡淮螡仓尚汀２煌瑵仓绞綄?dǎo)致腹板與底板同時或先后形成，這樣UHPC間的黏結(jié)性能有較大差異，直接影響空心板的受彎承載模式及正常使用性能。本研究對1塊UHPC整澆空心板和2塊抗剪腹筋數(shù)量不同的UHPC疊合空心板開展抗彎性能試驗研究，探討整澆板與疊合板抗彎受力模式的差異，通過對剛度、極限承載、裂縫開展等的比較，參考相關(guān)規(guī)范提出了在不同澆筑方式下的空心板受彎承載力建議公式。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

如圖1及表1所示，本文共設(shè)計了2塊UHPC疊合空心板模型JT1，JT2和1塊UHPC整澆空心板模型JT3，試件總長3 200 mm，凈跨徑3 000 mm，板高250 mm，板寬1 100 mm，UHPC頂?shù)装搴穸确謩e為30 mm和40 mm，頂?shù)装宸謩e配置了11根8 mm的HPB300鋼筋與11根14 mm的HRB400鋼筋，鋼筋間距100 mm，底板鋼筋凈保護層厚度為13 mm，頂板鋼筋凈保護層厚度為11 mm；JT1和JT3試件抗剪腹筋采用直徑8 mm的HPB300鋼筋，JT2試件未設(shè)置抗剪腹筋；分布鋼筋直徑6 mm，間距500 mm。HPB300及HRB400鋼筋實測屈服強度分別為274 MPa和482 MPa。

(a) 橫斷面圖；(b) 平面圖；(c) 立面圖

表1 試驗板主要設(shè)計參數(shù)

1.2 施工工藝

UHPC疊合板施工方案：先預(yù)設(shè)底模和側(cè)模，定位底板縱筋與抗剪腹筋，澆筑底板UHPC，待底板硬化后對疊合面鑿毛形成粗糙面，最后在底板上布置空心內(nèi)模，布置頂板鋼筋，澆筑腹板以及頂板面層混凝土形成UHPC疊合空心板。

UHPC整澆空心板施工方案：先預(yù)設(shè)底模及側(cè)模，通過箍筋將頂?shù)装迨芰︿摻罟潭ㄔ诳招陌迳舷聝蓚?cè)形成整體放置在側(cè)模中，一次性澆筑底板、腹板和頂板。

1.3 UHPC材料配合比及制備

UHPC采用預(yù)拌料，鋼纖維的直徑為0.2 mm，長度為13 mm，體積含量為2%，詳細配合比見表2。UHPC制備過程中，首先將預(yù)拌料按照相應(yīng)的水灰比，再加入強制式攪拌機中，攪拌15 min后，立即對試驗?zāi)Ｐ瓦M行澆筑。

表2 UHPC基本配合比

制作主要流程為：制備UHPC—澆筑模型—靜置并自然養(yǎng)護2 d—拆除模板—蒸汽養(yǎng)護2 d(溫度≥90 ℃，包含升溫及降溫過程)—自然養(yǎng)護至試驗開始。

1.4 加載裝置

試件均為簡支支撐，考慮到試驗現(xiàn)場的實際情況以及試驗的安全性，加載分配梁下采用工字鋼代替簡支支座，支座中心距離板端10 cm，純彎段長度80 cm，采用2點對稱加載，加載裝置及位移表分布如圖2所示。

1.5 測試內(nèi)容及加載方式

試驗采用手搖油壓千斤頂進行加載，50 T壓力傳感器測量力大小，靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀采集應(yīng)變數(shù)據(jù)，裂縫寬度觀測儀量測裂縫寬度，識別精度為0.01 mm。主要測試內(nèi)容包括：荷載大小、底板鋼筋應(yīng)變(跨中、加載點)、頂?shù)装寮案拱鍛?yīng)變、撓度、腹板與底板之間的界面滑移、裂縫分布等。

圖2 試驗加載裝置及位移表布置

1.6 UHPC力學(xué)性能

由于模型JT1，JT2與JT3材料批次不一，故制作用于抗折強度測試的10 cm×10 cm×40 cm棱柱體試塊、用于彈模測試的10 cm×10 cm×30 cm棱柱體試塊及用于立方體抗壓強度測試的10 cm×10 cm×10 cm立方體試塊各2組。試塊與試驗?zāi)Ｐ屯金B(yǎng)護，在正式加載前進行材料性能測試，測試結(jié)果如表3所示。

表3 UHPC各項力學(xué)性能指標

2 試驗結(jié)果

2.1 試驗過程及破壞形態(tài)

試件主要破壞形態(tài)有受彎破壞、疊合梁受彎破壞、整體彎剪破壞等3種形式。其中試件JT1以受彎破壞為主，試件JT2最終破壞形式為疊合梁的受彎破壞，試件JT3為整體彎剪破壞。各試件的實測開裂荷載cr，破壞荷載u和破壞形態(tài)等試驗結(jié)果見表4，試件最終破壞形態(tài)見圖3，裂縫形態(tài)分布見圖4。

表4 主要試驗結(jié)果匯總

圖4 試驗板裂縫及破壞形態(tài)及JT1/JT2板疊合面滑移分布

1) JT1：受彎破壞

試件JT1為受彎破壞，底板裂縫呈現(xiàn)密集開裂的形式。在前100 kN時，腹板與底板的滑移較大，大約在5 mm左右；當(dāng)=93 kN時，腹板加載點下方出現(xiàn)第1條豎向裂縫，寬度為0.01 mm；當(dāng)=146 kN時，底板純彎段出現(xiàn)第1條彎曲裂縫，此時腹板與底板之間滑移幾乎不再增加，繼續(xù)加載，裂縫寬度不斷增加；加載至184 kN時，在剪跨段出現(xiàn)第1條斜裂縫，之后底板及腹板均出現(xiàn)密集新裂縫，同時舊裂縫的長度和寬度也在增加；當(dāng)荷載達到80%的極限荷載時，裂縫數(shù)量不再增加，加載點下方腹板形成一條縫寬較大的豎向裂縫；當(dāng)極限荷載u=326 kN時試件破壞，底板鋼筋屈服，底板出現(xiàn)密集裂縫群，同時腹板形成一條未貫穿至底板的豎向裂縫，如圖3(a)所示。最終腹板與底板之間的滑移量為6.5 mm，試件發(fā)生受彎破壞，頂板UHPC未被壓碎。

2) JT2：疊合梁受彎破壞

試件JT2由于加載后期撓度過大，無法繼續(xù)承載，試件呈現(xiàn)出疊合梁的受彎破壞。加載至40.6 kN時，第1條豎向裂縫出現(xiàn)在腹板純彎段處，寬度為0.01 mm，此時腹板與底板之間的滑移幾乎為0；隨著荷載增大，純彎段腹板裂縫數(shù)目逐漸增多，且向上發(fā)展，腹板與底板的滑移則不斷增加；加載至58 kN時，裂縫數(shù)量不斷增加，在腹板形成裂縫群，裂縫寬度急劇增大，但底板裂縫不明顯。達到極限荷載后繼續(xù)加載，撓度急速增加，腹板與底板滑移明顯，為了試驗的安全，停止加載。此時腹板與底板之間的滑移達到峰值，滑移量為16 mm，而底板剛初裂不久，腹板豎向裂縫較明顯，如圖3(b)所示。

3) JT3：整體彎剪破壞

試件JT3為整體彎剪破壞。加載至127.3 kN時，第1條彎曲裂縫出現(xiàn)在加載點正下方，裂縫寬為0.01 mm；當(dāng)荷載繼續(xù)增大時，底板板側(cè)彎曲裂縫垂直向上經(jīng)過腹板向頂板緩慢發(fā)展，同時部分裂縫延伸至下底板面；加載到137 kN時，第1條斜裂縫出現(xiàn)在加載點附近的剪跨段，裂縫傾角約60°；加載至中后期，試驗出現(xiàn)偏載現(xiàn)象，一側(cè)剪跨段形成臨界斜裂縫，并迅速發(fā)展，而另一側(cè)純彎段豎向裂縫發(fā)展相對較慢，腹板最終破壞形態(tài)如圖3(c)所示。當(dāng)斜裂縫寬度較大時，底板分布鋼筋不足以承受橫向彎矩，靠近支座的底板區(qū)域，裂縫開始由加載點向支座處擴展，最終在底板出現(xiàn)較為明顯的V形裂縫及縱向裂縫，破壞時加載點處UHPC被壓碎，由于鋼纖維及鋼筋的作用，受壓區(qū)UHPC未出現(xiàn)崩裂現(xiàn)象，破壞時腹板與底板之間未出現(xiàn)滑移，破壞形式如圖3(d)所示。橫向彎矩產(chǎn)生的原因是加載后期偏載引起V型裂縫一側(cè)分配的集中力較大，支座不平整，導(dǎo)致該區(qū)域出現(xiàn)橫向彎矩。底板UHPC在縱橫向彎矩共同作用下，就會出現(xiàn)類似于上述V型裂縫，而靠近支座處的縱向裂縫，由于靠近支座縱向彎矩較小且有鋼筋約束，在橫向彎矩作用下出現(xiàn)縱向裂縫。

2.2 裂縫形態(tài)及疊合面滑移分析

對于試件JT1和JT2疊合面的滑移均為支座兩側(cè)的滑移量最大，位于純彎段跨中滑移量較小。其中試件JT1純彎段的滑移幾乎為0，其滑移主要分布在彎剪裂縫以外的剪跨段；試件JT2純彎段具有較大的滑移(如圖3)，其滑移分布沿跨中向支座兩側(cè)逐漸遞增。

3 試驗分析

3.1 平截面假定的判別

圖5為試件JT1和JT3加載至底板初裂時跨中截UHPC荷載應(yīng)變曲線。由圖可知，試件JT3開裂前純彎段內(nèi)UHPC的正截面應(yīng)變沿板厚方向基本符合平截面假定；試件JT1，在加載前期(<146 kN)，底板的拉應(yīng)變小于腹板底部的拉應(yīng)變，主要原因是前期由于抗剪腹筋未完全發(fā)揮作用，疊合面的受剪主要依賴于新舊UHPC之間的黏結(jié)與摩擦效應(yīng)，加載后滑移相對較大，此時腹板與底板受力不協(xié)調(diào)，底板應(yīng)力水平低于按平截面假設(shè)得到的計算值。當(dāng)荷載加載到后期時，如圖7所示，抗剪腹筋可以約束界面滑移，滑移超過5 mm后幾乎不再增加。這表明抗剪腹筋提升了空心板的整體性。荷載大于146 kN后，結(jié)構(gòu)受力基本滿足平截面假定。對于試件JT2，由于沒有整體受力，疊合面滑移量很大，平截面假定已不再滿足。

3.2 荷載?最大裂縫寬度曲線

各試驗板荷載?最大裂縫寬度曲線如圖6所示，當(dāng)試驗板裂縫寬度達到0.05 mm時，試件JT1，JT2和JT3所對應(yīng)的荷載分別為176，46和174 kN；繼續(xù)加載，由于UHPC致密的微觀結(jié)構(gòu)和鋼纖維及抗剪腹筋的阻裂作用，試件JT1和JT3的裂縫寬度發(fā)展緩慢，在荷載達到300 kN之前，其荷載?最大裂縫寬度曲線基本重合，之后開始出現(xiàn)分叉點，試件JT1最大裂縫寬度增速加快，試件JT3最大裂縫寬度基本保持線性增長；接近極限荷載時，荷載基本保持不變，裂縫寬度增長迅速，直至試件破壞。試件JT2由于沒有抗剪腹筋限制疊合面間的滑移，最大裂縫寬度發(fā)展最快，試件破壞較早。

3.3 荷載?滑移曲線

各試驗板荷載?滑移曲線如圖7所示。在相同的荷載作用下，由于試件JT1板配有抗剪腹筋，腹板與底板連接的更加緊密，試件開裂后滑移幾乎不再增加，最終破壞時，腹板與底板之間的滑移為6.5 mm。

(a) 試件JT1；(b) 試件JT3

圖6 各試件荷載?最大裂縫寬度

圖7 各試件荷載-滑移曲線

試件JT2腹板與底板之間僅靠新舊UHPC之間的咬合力來維持，當(dāng)?shù)装迮c腹板之間的水平剪力大于咬合力時，滑移明顯增加，試件無法整體受力，破壞時，腹板與底板之間的滑移為16 mm；試件JT3由于腹板與底板一次澆筑成型，其滑移值幾乎為0。

3.4 荷載?跨中位移曲線

各試驗板荷載?跨中位移曲線如圖8所示。當(dāng)荷載較小時，各試件荷載位移曲線幾乎重合，此時，試件JT1和JT2疊合面的咬合力能夠抵抗水平剪切力，試件均處于整體受力狀態(tài)；荷載繼續(xù)增大，當(dāng)試件JT1和JT2疊合面上的水平剪切力大于咬合力時，腹板與底板之間開始產(chǎn)生滑移，試件JT1滑移量相對較小，試件JT2滑移量較大，對應(yīng)的試件JT2剛度下降最快，撓度也最大；加載到100 kN左右時，試件JT2疊合面滑移急劇增大，最終由于撓度過大而無法繼續(xù)承載；加載到150 kN后，試件JT1與試件JT3的曲線斜率幾乎相同，這是因為抗剪腹筋提高了試件的整體性能，抗彎剛度幾乎保持不變；繼續(xù)加載到300 kN后，試件JT1的受拉鋼筋屈服，曲線出現(xiàn)拐點，撓度增長速率加快，試件JT3荷載繼續(xù)保持增長，最終破壞時其極限荷載大于試件JT1。

3.5 承載力主要影響因素

3.5.1 抗剪腹筋

由表3可得，試件JT2的極限承載力僅為試件JT1的32.2%，這是因為抗剪腹筋能有效連接底板與腹板，提高試件的整體性和疊合面的抗剪能力，還能有效提高UHPC空心疊合板的整體抗彎剛度。當(dāng)腹板較薄時，應(yīng)合理配置抗剪腹筋來提高疊合面抗剪強度，僅靠人工粗糙面不能滿足疊合面的抗剪要求。

圖8 各試件荷載-跨中位移曲線

3.5.2 施工工藝

像李英這樣能以基準利率貸款的民營企業(yè)還算“幸運兒”?！半m然近段時間銀行貸款利率稍微穩(wěn)定下來了，但前陣子一直在漲。”另一省份某醫(yī)藥公司董事長劉成貴說，他們公司主要通過銀行貸款進行融資，“以前企業(yè)效益好，找銀行貸款多少還給點優(yōu)惠，今年可能是整個社會資金吃緊，各家貸款銀行利率普遍上浮了5到10個百分點?！?/p>

試件JT1的極限承載力為試件JT3的71%，因為抗剪腹筋無法完全約束疊合面的滑移，試件的整體性能下降，抗彎剛度減??；而一次成型的整澆板，不存在滑移，試件的整體性能較好。因此對于UHPC空心板，當(dāng)采用一次澆筑成型時，不但能夠提高試件的承載力，也可以提升試件的延性。同時要注意的是，一次澆筑時要控制好空心板內(nèi)模位置，避免澆筑時內(nèi)模上浮，導(dǎo)致試件澆筑失敗。

4 UHPC空心板受彎承載力計算分析

4.1 截面換算

4.2 理論對比分析

4.2.1 有腹筋疊合板計算

對于試件JT1，假定UHPC空心疊合板混凝土的受壓區(qū)的應(yīng)力分布與UHPC空心整澆板的受壓區(qū)應(yīng)力分布相似，同時對于疊合板引入應(yīng)力圖形特征系數(shù)1，2，3，UHPC受拉區(qū)的拉應(yīng)力等效為倒T型分布。UHPC空心疊合板在極限狀態(tài)下的正截面應(yīng)力分布如圖9所示。其中1表示受壓區(qū)應(yīng)力平均值與最大值之比；2表示受壓區(qū)合力作用點高度與受壓區(qū)高度之比；3表示受壓區(qū)UHPC值與UHPC抗壓強度的比值。當(dāng)UHPC空心疊合板處于極限受彎狀態(tài)時，由圖9可得靜力平衡方程為：

4.2.2 無腹筋疊合板計算

對于試件JT2，假設(shè)疊合面以上部分和疊合面以下部分分別為A和B，參考文獻[8?10]在極限荷載作用下正截面應(yīng)力分布如圖11所示，表達式為：

4.2.3 整澆板計算

(a) 實際應(yīng)力分布；(b) 等效應(yīng)力分布

圖9 有腹筋疊合板極限狀態(tài)時正截面應(yīng)力分布

Fig. 9 Stress distribution of normal section of reinforced laminated plate under limit state

(a) 實際應(yīng)力分布；(b) 等效應(yīng)力分布

對于試件JT3板，參考文獻[8]的計算公式，在極限荷載作用下正截面應(yīng)力分布如圖11所示并相應(yīng)提出等效工型截面承載力計算公式(4)和式(5)，式中有關(guān)系數(shù)和有腹筋疊合板中相應(yīng)的系數(shù)一致。

計算結(jié)果見表5，由表可知理論計算值與試驗值符合較好。但是由于3個試件均非純粹的受彎破壞，受壓區(qū)UHPC均未壓碎，因此公式中UHPC，鋼筋強度均采用實測數(shù)據(jù)，由于試驗樣本數(shù)據(jù)較少，計算公式仍有待進一步分析驗證。

(a) 實際應(yīng)力分布；(b) 等效應(yīng)力分布

表5 UHPC空心板計算值與試驗實測值對比

5 結(jié)論

1) UHPC空心板的施工工藝對其破壞模式及受力性能有較大影響。試件JT1破壞時腹板裂縫發(fā)展到疊合面后并未沿疊合面向底板發(fā)展，試件JT3腹板與底板裂縫貫穿，說明一次成型澆筑能夠提高試件的整體性能，繼而提高試件極限承載力與延性。

2) 僅僅采用人工粗糙面無法保證腹板與底板UHPC界面鋼纖維的連續(xù)，疊合面的滑移較大。

3) 抗剪腹筋與人工粗糙面共同作用能夠很好約束疊合面的滑移，且滑移主要集中在試件開裂之前，試件開裂后疊合面滑移幾乎為0。

4) 各試件考慮了底板UHPC的受拉作用，并運用相關(guān)公式對文中各試件進行受彎承載力計算，所得受彎承載力計算值與試驗值符合較好。

[1] 武立偉, 陳海彬, 劉亦斌. 混凝土預(yù)制疊合空心樓板靜力性能試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2018, 39(增2): 36?42. WU Liwei, CHEN Haibin, LIU Yibin. Experimental study on static performance of concrete precast laminated hollow floor[J]. Journal of Building Structures, 2018, 39(Suppl 2): 36?42.

[2] 王文彬. 重載SP空心疊合板的設(shè)計與試驗研究[D]. 重慶: 重慶大學(xué), 2018. WANG Wenbin. Design and experimental study of heavy-duty SP hollow laminated plate[D]. Chongqing: Chongqing University, 2018

[3] Blais P Y, Couture M. Precast, prestressed pedestrian bridge world’s first reactive power concrete structure[J]. PCI Journal, 1999, 44(5): 66–71.

[4] Pribramsky Vladimír, Kopálová Michaela. Application of precast UHPC web members for long-span bridge structures[J]. Solid State Phenomena, 2017, 259: 140? 145.

[5] Hoang A L, Fehling E. A review and analysis of circular UHPC filled steel tube columns under axial loading[J]. Structural Engineering and Mechanics, 2017, 62(4): 417?430.

[6] Voo Y L, Foster S J, Hassan M F. The current state of art of ultra high performance concrete bridge construction in Malaysia[C]// International Conference on Concrete Engineering & Technology, 2014: 95?102.

[7] 王龍, 金凌志, 萬冬偉. 不同疊合方式超高性能混凝土疊合板受彎性能試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2018, 39(增2): 43?51. WANG Long, JIN Lingzhi, WAN Dongwei. Experimental study on flexural properties of ultra-high performance concrete laminated slabs with different superposition methods[J]. Journal of Building Structures, 2018, 39(Suppl 2): 43?51.

[8] 李莉. 活性粉末混凝土梁受力性能及設(shè)計方法研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2010. LI Li. Research on mechanical properties and design methods of reactive powder concrete beams[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2010.

[9] 黃海林, 吳方伯, 祝明橋, 等. 板肋形式對預(yù)制帶肋底板混凝土疊合板受彎性能的影響研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2015, 36(10): 66?72. HUANG Hailin, WU Fangbo, ZHU Mingqiao, et al. Study of influence of slab form on bending performance of precast ribbed floor concrete composite slab[J]. Journal of Building Structures, 2015, 36(10): 66?72.

[10] 周乾, 閆維明. 古建筑木結(jié)構(gòu)疊合梁與組合梁彎曲受力研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2012, 42(4): 157?161. ZHOU Qian, YAN Weiming. Research on bending force of superposed beams and composite beams of ancient wooden structures[J]. Building Structure, 2012, 42(4): 157?161.

Mechanical behavior of UHPC hollow slab under different pouring modes

LI Wei, YAN Banfu, YU Jiayong, SHAO Xudong

(College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China)

In order to investigate the mechanical behavior of UHPC hollow slabs with different pouring methods, the bending loading tests were carried out on a cast-in-place UHPC hollow slab and two UHPC composite hollow slabs with different numbers of vertical shear rebars by two-point symmetric loading method. The bearing capacity, deflection, cracking, and concrete strain of the specimens were tested. The results indicate that the pure bending section of composite hollow slab with web reinforcement and cast-in-place hollow slab satisfies the assumption of plane section under symmetric load; overall pouring can improve the bearing capacity of the test specimens and significantly enhance their ductility; increasing the number of vertical shear rebars can significantly reduce the slip of the composite slab and enhance the overall flexural rigidity and load-bearing capacity of the laminated slab, whereas it is difficult to meet the shearing requirements of the laminated surfaces via artificial rough surfaces treatment. Finally, the flexural capacity of each specimen was calculated and compared with reference to the relevant specifications. The calculation values agree well with the experimental values.

UHPC hollow slab; laminated slab; bond-slip; construction process;bending capacity

U445. 7

A

1672 ? 7029(2021)02 ? 0476 ? 09

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20200295

2020?04?13

2017年湖南省科技重大專項 (2017SK1010)

晏班夫(1972?)，男，湖南冷水江人，副教授，博士，從事橋梁工程的研究；E?mail：yanbanfu@hnu.edu.cn

(編輯 陽麗霞)