装配式隐形梁和楼板施工阶段承载力试验研究<sup>*</sup>

在住宅产业化的发展趋势和国家施行绿色建筑的积极号召下，工业化装配式钢结构迎来了一个高速发展的契机[1-3]，通过梁柱的全螺栓连接能够实现梁柱现场装配化[4-6]，但是实现楼板的干式装配化难度更大。目前流行的钢筋桁架叠合楼板并不能实现全干式装配。阻碍我国工业化装配式钢结构住宅体系推广应用的主要原因之一仍是缺乏与装配式钢结构相配套的装配化墙板、楼板、屋面板[7-8]。

三板体系经历了由现浇到预制的过程[9-10]。钢筋混凝土叠合楼板既具有预制板施工快速的优点，大大缩短工期，又具有现浇板整体刚度大，抗裂、抗震性能好的优点[11]。目前，国内学者对钢筋混凝土叠合楼板进行了大量研究。聂建国等对4块高强混凝土叠合板和6块普通混凝土叠合板进行了试验研究[12]，讨论了不同叠合面作法对叠合板抗剪性能的影响，试验结果表明：无抗剪钢筋的混凝土叠合板的叠合面仍有足够的抗剪强度，能够保证叠合板的整体工作性能。韩菊红等通过对13块钢筋混凝土叠合板在集中荷载作用下的受冲切试验研究[13]，分析了板的受力机理及破坏形态，试验结果表明：集中荷载作用下四边简支的钢筋混凝土叠合板的破坏形态均为无预兆的脆性冲切破坏。赵国辉等对叠合楼板进行了施工阶段的均布荷载试验研究[14]，对叠合板的受力开裂状况和挠度变化规律进行了分析。余泳涛等通过对10块简支板的静力加载试验，研究了单缝密拼钢筋混凝土叠合板的破坏形态、刚度、裂缝和承载力[15]，试验结果表明：单缝密拼叠合板易在拼缝处发生沿叠合面的撕裂破坏，且其正截面受弯承载力和平均抗弯刚度均低于整浇板。吴瑞春等设计了4种不同形式的叠合板并对其进行受弯性能试验[16]，发现采用轻骨料的预制板和现浇部分之间有很好的黏结力，叠合面完全满足抗剪要求。马兰等对钢筋桁架混凝土叠合楼板施工阶段和正常使用阶段受力性能进行试验研究和有限元分析[17]，发现钢筋桁架的高度、间距及上下弦杆的直径对预制板短期刚度的影响比较明显,腹杆直径的变化对板受力几乎没有影响,设计中只需满足构造要求、保证上弦钢筋受压稳定即可。刘轶等通过对4块楼板的荷载试验,研究钢桁架叠合板系统在施工阶段和正常使用阶段的刚度和极限承载能力[18]，试验结果表明：与传统的楼板结构相比钢桁架叠合板系统在施工阶段挠度明显减小,使用阶段抗裂性能及刚度略有提高,极限承载力与普通楼板基本相同。

结合目前钢结构住宅三板系统的发展趋势，本文提出了一种隐形梁和楼板组合的整体装配方式，考虑运输方便，采用主次梁将楼板划分为宽度2 m左右的板块，长度可达15 m以上，以适合货车的尺寸。此楼板通过梁板一体化，在不降低承载力的前提下减小了梁板的整体厚度，梁隐藏于楼板中，使建筑空间布局更加灵活；将梁的上下翼缘均预埋在楼板的混凝土中，一方面梁周围预留的混凝土能够提高构件的局部稳定，避免局部失稳，另一方面在一定程度上缓解了钢结构梁的防火以及防腐问题。腹板开设孔洞以及分层浇筑楼板的方式有利于管线的个性化布置和安装，方便后期的维修和改造。板的两个长边为C槽型钢，宽度方向的不同楼板通过板边的两个C型钢断续焊接成双腹板的H型钢，实现楼板的拼接。为研究此楼板的受力性能，对长边为C型钢的和与两侧板块装配成双腹板H型钢的隐形梁楼板分别进行静力性能试验。

1 试件设计

1.1 试件设计

SJ-A1梁长边采用[ 20a槽钢，短边部分采用H型钢，跨中一道次梁L1平行于短边，采用H型钢； SJ-A2梁长边采用两个[20a槽钢，背对背断续焊接(为保证两组槽钢间变形协调，试件分别在槽钢上、下翼缘的交界面位置分段设置单边V形焊缝，焊缝的焊脚尺寸hf为8 mm；每段焊缝长度为50 mm，间距为300 mm)，短边采用H型钢，跨中一道次梁L2平行于短边，采用H型钢(表1)。如图1a所示，梁板长向梁跨度为4 m，宽度为2 m，中间设一道H型钢次梁，将板块分成2 m×2 m的区格。在区格内，设置100 mm厚混凝土楼板，楼板下部钢筋网双向布置，x向(短向)与长向C型钢下翼缘上侧焊接，y向钢筋网与短向H型钢下翼缘上侧焊接。混凝土楼板上侧钢筋网双向布置，x向钢筋伸到两侧C型钢腹板边，y向钢筋网穿过中间H型钢的腹板圆孔与相邻的楼板拉通。试件结构见图1，具体参数见表1。

1.2 材料性能试验

试验受力钢筋采用HRB400，槽钢采用Q235，取与试件同批次的钢筋以及槽钢试样进行材料性能试验，结果见表2。

2 试验加载及测量方案

2.1 试验加载方案

试验用配重块和石袋模拟板面所承受的均布荷载，为了充分研究装配式隐形梁和楼板施工阶段的受力性能和预制部分的承载力，试验试件两端简支，搁置在具有足够刚度的混凝土墩台上。两搁置点距离纵向板端均为100 mm，而且两支架顶面经水准仪校核，并处在同一水平面上。试验装置如图2所示。

试验采用分级加载制度，逐级等量加载，1 kN/m2为1级，1～9级采用配重块分跺加载，配重块间留有50 mm的间隙，9级之后采用石袋加载。经过严格称量，每包石袋重25 kg，并要对称均匀缓慢加载，防止冲击荷载破坏楼板，每次加载间隔10 min进行读数。

2.2 测量方案

试验的测量内容为1/4板跨位移值、跨中位移值以及钢筋和型钢梁应变值。在试件左右1/4板跨处各布置一个位移计(KS1、KS2)，量程为50 mm；在试件的跨中布置三个位移计(KS3、KS4、KS5)，位移计量程为100 mm；在楼板浇筑结构层混凝土之前，在1/4板跨位置，下弦纵筋中心粘贴应变片(D1～D4)；在试件跨中位置，钢梁下翼缘中心粘贴应变片(D5～D8)。具体布置如图3所示。

3 试验过程描述

将试件SJ-A1和SJ-A2的楼板静力试验研究分为以下三个阶段：未裂弹性阶段、混凝土开裂阶段、钢筋和型钢屈服阶段。其中楼板施工阶段处于未裂弹性阶段，而设计承载力处于开裂阶段，其评价标准以裂缝宽度(不大于0.20 mm)、楼板跨中绝对挠度(限值20 mm)以及钢筋是否达到设计强度为指标确定[19]；梁设计承载力则以钢梁是否达到设计强度确定。

首先将SJ-A1吊装到铰支座上并布置好位移计，开始测量位移和应变数据。在加荷之前，通过水准仪测量梁和楼板在吊装前后自重所产生的挠度。测得自重荷载2.7 kPa，产生总位移为0.98 mm。后文描述SJ-A1试验现象时，荷载和挠度包含自重和其引起的位移。

加载初期，随着试件SJ-A1荷载的缓慢增加，板跨中挠度也随之缓慢增加，此时楼板处于未开裂的弹性阶段；加载至6.7 kPa时，可以观察到L1梁底位移计KS4周围出现一条细小裂缝，裂缝宽度为0.10 mm，长度为5 cm，为跨中短梁下混凝土保护层开裂，此时测得楼板跨中挠度为2.76 mm；加载荷载至10.7 kPa时，荷载-位移曲线斜率减小，板底产生多条裂缝，跨中位置也出现细小的横向裂缝，与此同时一条裂缝变宽变长并从边缘沿短边方向逐渐向L1中间深入，并与第一条裂缝相连，为短梁下翼缘保护层开裂，最大裂缝宽度0.18 mm；加载至14.7 kPa时，SJ-A1出现第一条贯通缝，此时跨中挠度为15.00 mm，裂缝最大宽度0.19 mm，裂缝宽度达到GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》的限值，故14.7 kPa为SJ-A1楼板的设计承载力，板底裂缝示意如图4a所示。荷载加载至18.7 kPa，板底出现较大声响，试件进入屈服阶段，下弦钢筋和边缘钢梁下翼缘几乎同时屈服，裂缝开展速度增大，3条板底裂缝逐渐加宽至0.27 mm并逐渐贯通，此时梁和板跨中挠度增速较快；由评价标准可知，钢梁的设计荷载为18.7 kPa，板底裂缝示意如图4b所示。继续加载到20.7 kPa，试件传出极大声响，此时楼板跨中挠度为37.04 mm，最大裂缝宽度为0.35 mm；最终荷载加到24.7 kPa，板底共出现4条贯通缝，最大裂缝宽度0.42 mm，此时板跨中挠度为56.72 mm，板底裂缝主要分布如图4c、图4d所示。

试件SJ-A2与试件SJ-A1相同，在加载荷载之前，通过水准仪测量楼板测得在吊装前后自重(2.8 kPa)所产生的挠度为0.46 mm。接下来对楼板进行加载，试件SJ-A2与试件SJ-A1相比，由于边缘由两块槽钢背对背焊接构成，比SJ-A1边缘单块槽钢受弯性能略好，所以出现第一条裂缝的时间稍晚，开裂荷载为7.8 kPa，开裂位置在板底中间偏左侧位置，此时裂缝宽度为0.08 mm，长度为4 cm，楼板跨中挠度为2.45 mm；加载至15.8 kPa，L2梁底中心位置出现裂缝，同时第一条出现裂缝逐渐变宽变长，此时裂缝宽度为0.20 mm，长度为35 cm；继续加载，中间过程试验现象不甚明显，直到荷载加载至20.8 kPa，SJ-A2板底出现较大断裂声，继而出现贯通大裂缝(第一条出现裂缝位置)，此时最大裂缝宽度为0.21 mm，楼板跨中挠度为12.17 mm，裂缝宽度达到规范限值，故20.8 kPa为楼板的设计承载力，板底裂缝示意如图5a所示。随着荷载的增加，不断有混凝土撕裂声传出，裂缝数量开始增加，并有纵向延伸发展趋势；继续加载至30.8 kPa，板底在第一条贯通缝左侧出现第2条贯通裂缝；均布荷载加载至38.8 kPa，楼板出现轻微下沉，由荷载-应变曲线看出此时钢筋和边缘型钢进入屈服阶段，型钢应变达到屈服应变限值，故38.8 kPa为梁的设计承载力，此时板底裂缝示意如图5b所示。

最终荷载加载至44.8 kPa，由于现场试验条件所限，石袋高度过高，继续加载试验比较危险，所以终止试验。到试验结束，SJ-A2板底共出现四条贯通缝，最大裂缝宽度0.45 mm，此时板跨中挠度为54.75 mm，裂缝主要分布如图5c、图5d所示。

SJ-A1和SJ-A2对比可知，楼板的开裂荷载受纵向长梁截面的影响显著，楼板和钢梁的屈服同时发生，说明楼板与钢梁协同受力。

4 有限元模型

4.1 材料本构

数值模拟中，梁骨架和平面钢筋桁架网本构关系均采用双折线模型。同时考虑钢材的各向同性和随动强化。混凝土则采用塑性损伤模型，此模型可以很好地模拟混凝土材料因内部损伤加剧导致其卸载刚度降低的特性，可用于钢筋混凝土结构从加载到破坏的全过程非线性分析。

在ANSYS中，钢梁采用Shell 181单元，混凝土采用Solid 65单元，钢筋采用Link 8单元，单元网格划分采用正六面体，单元最大长度为20 mm。为了能够简化ANSYS建模工作，处理混凝土与钢筋之间黏结滑移的方法是进行钢筋弹性模量的折减，所以此模型将其折减为原弹性模量的70%[20]。钢筋单元与混凝土单元接触关系采用的是Embed命令，钢筋单元与槽钢单元采用glue连接，钢梁与混凝土采用壳-实体约束类型实现壳-实体装配作用。ANSYS在壳单元边上的结点和实体单元的表面结点之间自动建立荷载分配约束面集，根据Pinball区域PINB、初试调整环ICONT和影响距离FTOLN确定某些结点建立约束方程，以完成壳与实体的耦合作用。

4.2 边界条件及加载制度

为真实模拟试验过程中楼板在简支边界下的工作状态，同时保证计算收敛性，选中楼板两边支座支撑点所在直线，约束两边直线的UX、UY及UZ轴，这样就达到了试验楼板两边铰支的效果，有限元模型见图6。

对该模型进行承载性能数值模拟时，用这种面荷载控制加载的方式，当面荷载施加到荷载-位移曲线斜率接近0时停止。

5 试验和有限元结果分析

5.1 荷载-挠度曲线

为了验证有限元分析模型的合理性，将有限元结果与试验结果进行比对，如图7所示。从图中可以看出，有限元数据与试验数据基本吻合，2个试件误差均在5%以内，故在一定程度上可认为此次建立的有限元是合理的。

在竖向荷载作用下，两个试件的荷载-挠度曲线发展趋势略有不同，首先分析SJ-A1：楼板在荷载作用下，构件发生受弯变形。1)未裂弹性阶段:加载初期荷载较小，钢梁和混凝土楼板组合效应良好，楼板构件作为一个整体受力变形，荷载-挠度曲线基本呈线性发展，此时楼板还未开裂，刚度较大，挠度很小，曲线斜率比较大；2)开裂阶段:随着荷载的逐渐增加，混凝土开裂，裂缝处受拉区混凝土退出工作，曲线斜率突降，楼板跨中挠度开始加快增长，整体刚度开始下降，楼板开裂，位移突然增大，因为加载速度没有跟上位移发展速度，曲线呈现锯齿状。就梁板组合整体而言，裂缝的出现对楼板中钢梁-混凝土-钢筋共同受力变形影响不大，同时钢梁和钢筋的共同作用限制了裂缝的继续发展，之后裂缝开展缓慢，曲线斜率保持基本不变，楼板处于带裂缝工作阶段；3)屈服阶段:继续增加荷载，受拉区钢筋和边缘钢梁屈服，裂缝的不断扩展导致大部分受拉区混凝土退出工作，试件刚度迅速下降，曲线斜率降低，跨中挠度增加迅速。

对于SJ-A2：1)荷载与挠度近似成线性，相比SJ-A1，SJ-A2的未裂弹性阶段持续时间略长，斜率也比较大，楼板刚度比较大；2)SJ-A2开裂阶段的持续时间远远长于SJ-A1，这个阶段混凝土开裂，出现了多道裂缝，曲线切线斜率变动不大；3)屈服阶段，同SJ-A1类似，试件刚度迅速下降，曲线斜率降低，跨中挠度增加迅速；由于现场限制，试验加到均布荷载为44.8 kPa结束，此时楼板受弯基本达到极限状态。

5.2 楼板性能指标

通过整理试验数据，得到楼板的各类指标如表3所示。

开裂荷载Pcr，即试件进行加载时混凝土出现第一条裂缝时的荷载(忽略初始裂缝的影响)；根据GB 50010—2010规定，纯弯构件正常使用状态下的挠度限值为l0/200，同时最大裂缝宽度不大于0.20 mm，综合考虑两个指标得到试验设计承载力Pq；屈服荷载Py，即试件纵向受拉区钢筋(下弦钢筋)；根据我国GB/T 50152—2012《混凝土结构试验方法标准》[21]规定的楼板破坏标志来衡量极限荷载Pu的数值，即跨中最大挠度达到楼板跨度的1/50(Δu=80 mm)，由于两个楼板均未达到这一条件，故本文采用试验终止时荷载作为极限荷载；跨中最大挠度Δu和最大裂缝宽度wu，取试验加载停止前跨中挠度和裂缝宽度即可。

结合试验现象和试验数据，两个试件的设计承载力为极限承载力的0.45～0.60，说明距离破坏还有很大的安全储备；同时此试验取的极限荷载为试验结束时的荷载，实际上荷载-挠度曲线试验结束时承载力还有明显的上升空间，说明极限荷载远远大于设计值，体现了此楼板的承载性能优良，完全满足规范正常使用极限状态的要求，可保证楼板在使用过程中处于安全状态；楼板的设计承载力均小于屈服荷载，说明达到设计承载力时，钢筋和边缘型钢还没有屈服，边缘型钢梁在一定程度上延缓了下弦纵筋的屈服，钢梁-混凝土-钢筋共同作用良好。对比SJ-A1和SJ-A2，边缘钢梁对楼板的极限荷载和屈服荷载有显著提升，同时延长了楼板的开裂和弹性阶段时间历程。

利用现行GB 50010—2010中对受弯构件正截面承载力计算式，对本文研究的楼板只考虑钢筋作用下正常使用阶段极限状态进行计算，计算式如下：

式中：fy为下弦受拉钢筋屈服强度设计值，本文均采用HRB400级；As为下弦受拉钢筋截面面积；h0为截面有效高度，本文取h0=81 mm；x为混凝土受压区高度;Mu为弯矩最大值；α1为混凝土轴心抗压强度设计值的系数，本文取α1=1.0；fc为混凝土轴心抗压强度设计值；q为均布荷载；b为截面宽度。

通过式(1)计算只考虑钢筋和混凝土作用的楼板SJ-A1和SJ-A2的设计承载力均为15.4 kPa，而试验显示带钢梁的钢筋混凝土楼板SJ-A1、SJ-A2设计承载力分别为14.7，20.8 kPa，单槽钢梁对楼板影响不大；带背对背焊接的槽钢梁边框的楼板设计承载力较普通钢筋混凝土楼板提高了35%，说明钢梁会在一定程度上提高楼板的设计承载力和刚度，同时楼板达到设计承载力时，钢筋均没有屈服，钢梁的存在延缓了钢筋的屈服，使楼板的屈服荷载提升。

根据试验值与计算值的对比发现：带单槽钢梁的楼板与普通钢筋混凝土楼板设计承载力偏差不大，可以采用GB 50010—2010中的公式进行计算。背对背焊接槽钢只有一侧有楼板是在整个结构楼板的边缘，在楼板中间，两个背对背槽钢两侧均有楼板。每个槽钢对与之相连的楼板起作用。这样，单边槽钢的楼板与实际工程中楼板更为接近。从安全角度，应用时不考虑钢梁对楼板承载力提高作用。

5.3 钢梁性能指标

通过整理试验数据，得到两个试件中梁的各类指标如表4所示。

其中钢梁设计承载力Pq评价标准以钢梁应变片数据确定，即钢梁屈服前达到设计承载力；钢梁Pu的选取与楼板类似，采用试验终止时荷载作为极限荷载；正常使用阶段跨中最大挠度Δu取钢梁达到设计承载力时的跨中挠度即可。

利用简支梁在均布荷载下的最大挠度算式，对本文研究的钢梁在正常使用阶段极限状态进行计算，计算式[22-23]如下：

式中：σ为截面正应力；M为弯矩设计值；W为截面抵抗矩；γx为截面塑性发展系数；q梁为实腹式钢梁的设计承载力;

为开圆孔的蜂窝梁的均布荷载;ρ为开孔率；E为弹性模量，I为惯性矩；Δu为实腹式钢梁的最大挠度，

为开圆孔的蜂窝梁的最大挠度，μ1 μ2 μ3均为计算系数。

通过式(2c)计算得到SJ-A1和SJ-A2中不考虑楼板作用下实腹式钢梁的设计承载力为19.1 kPa，38.2 kPa。由于试验中采用的是开圆孔的蜂窝梁，通过式(2d)近似得到开圆孔的蜂窝梁设计承载力为16.3 kPa和32.7 kPa。而试验显示带楼板的开孔蜂窝钢梁SJ-A1、SJ-A2设计承载力分别为18.7 kPa和38.8 kPa。对比发现，楼板对普通的腹板开洞槽钢梁的设计承载力提升了15%，楼板对普通的腹板开洞背对背焊接槽钢梁设计承载力提升了19%。这说明楼板的存在提高了梁的设计承载力。考虑钢梁腹板开洞的削弱作用与楼板对钢梁提升作用抵消，整体分析中本文这种钢梁可以直接按照腹板不开洞钢梁计算刚度和强度。

通过式(2c)计算得到SJ-A1和SJ-A2中不考虑楼板作用实腹式钢梁的计算挠度均为17.4 mm，由于试验中采用的是开圆孔的蜂窝梁，通过式(2d)近似得到开圆孔的蜂窝梁设计的计算挠度为21.3 mm。而试验显示带楼板的蜂窝钢梁SJ-A1、SJ-A2挠度分别为22.5，23.5 mm，对比发现，楼板的存在对于钢梁的刚度影响不大。

5.4 钢梁下翼缘和下弦纵筋应变分析

获得了试件应变片布置区域钢材在加载过程中的应变曲线，图中横坐标为应变值，纵坐标为竖向均布荷载。HRB400钢筋(直径8 mm)的屈服应变为1.210×10-3，Q235型钢([20a)的屈服应变为2.204×10-3。应变曲线的应变值大于屈服应变阶段，说明应变片布置区域的钢材进入屈服阶段。

由于应变片无法监测到楼板自重对钢筋和型钢梁的影响，所以对楼板进行有限元分析，提取楼板自重及分配梁自重引起的钢筋应变和型钢梁应变加入到荷载-应变曲线，曲线见图8。

由试验获得的应变曲线可知，相同竖向荷载下，SJ-A1的应变变化明显快于SJ-A2的应变。相同应变下，SJ-A2的承载力几近为SJ-A1的2倍，这表明SJ-A2长边方向槽钢背对背焊接大大提高了楼板的承载能力，延缓了钢筋和型钢梁的变形。从两个试件的应变曲线走势可以看出，SJ-A1的斜率变化浮动比较小，变化相对平缓；而SJ-A2试件刚度大，在进入屈服阶段前，曲线斜率较大，应变变化慢，进入屈服阶段之后，斜率陡然变小，应变变化极快，与SJ-A1相比由屈服到极限的安全储备比较小。同时，对比同一试件内的应变片变化，发现虽然钢筋和钢梁屈服应变数值相差较大，但是二者几乎同时达到屈服应变，这表明钢筋-型钢梁-混凝土三者黏结性能良好，整体协同工作性能好。

6 结束语

对2块装配式隐形梁楼板试件在施工阶段进行静力加载试验，分析了楼板的开裂荷载、裂缝发展分布、设计荷载及破坏模式，对比了有限元结果与试验结果，得到以下主要结论：

1)装配式隐形梁和楼板采用梁板一体化，在建筑层面：能够有效降低楼板与梁的总高度，提高了建筑净空，使空间布局更加灵活；梁腹板开孔，有利于管线的个性化布置；在结构层面：提高楼板的整体刚度，减少试件的变形，避免局部失稳；在装修层面：将梁的上下翼缘均预埋在楼板的混凝土中，在一定程度上缓解了钢结构梁的防火以及防腐问题。

2)2块楼板试件荷载-挠度曲线发展趋势基本一致，都经历未裂弹性阶段、开裂阶段以及钢筋与钢梁屈服阶段。

3)有限元分析结果与试验结果吻合较好，有限元分析方法具有推广意义。

4)楼板挠度达到规范限值时，荷载值未达到试件的屈服荷载，处于刚度稳定的开裂阶段，楼板有较大的强度富余度。

5)槽钢梁对楼板的设计承载力影响较小，可以采用GB 50010—2010所给公式进行计算，背对背焊接的双槽钢梁对楼板的设计承载能力有明显提升，实际应用中偏于安全可不考虑提升作用；楼板对普通的腹板开洞槽钢梁设计承载力提升了15%，楼板对普通的腹板开洞背对背焊接槽钢梁提升了19%。考虑钢梁腹板开洞的削弱作用与楼板对钢梁提升作用近似抵消，整体分析中这种钢梁可以直接按照腹板不开洞钢梁计算刚度和强度。

[1] 张爱林.工业化装配式多高层钢结构住宅产业化关键问题和发展趋势[J].住宅产业,2016(1):10-14.

[2] 张爱林.工业化装配式高层钢结构体系创新、标准规范编制及产业化关键问题[J].工业建筑,2014,44(8):1-6，8.

[3] 王伟, 陈以一, 余亚超, 等. 分层装配式支撑钢结构工业化建筑体系[J]. 建筑结构, 2012，42(10):48-52.

[4] LIU X C, CUI F Y. Tension-Bend-Shear Capacity of Bolted-Flange Connection for Square Steel Tube Column[J]. Engineering Structure, 2019, 201:439-460.

[5] LIU X C, CUI F Y, ZHAN X X, et al. Seismic Performance of Bolted Connection of H-Beam to HSS-Column with Web End-Plate[J]. J Constr Steel Res, 2019 (156):167-181.

[6] LIU X C, PU S H, ZHANG A L. Performance Analysis and Design on Bolted Connections in Modularized Prefabricated Steel Structures[J]. J Constr Steel Res, 2017 (133):360-373.

[7] 刘学春,徐路,张冬洁,等. H型钢梁处装配式钢筋桁架楼板纵向连接受力性能试验研究[J]. 工业建筑, 2018, 48(5):54-61.

[8] 王元清,石永久,陈宏,等.现代轻钢结构建筑及其在我国的应用[J].建筑结构学报,2002(1):2-8.

[9] 王俊,赵基达,胡宗羽.我国建筑工业化发展现状与思考[J].土木工程学报,2016,49(5):1-8.

[10] 郝际平,孙晓岭,薛强,等.绿色装配式钢结构建筑体系研究与应用[J].工程力学,2017,34(1):1-13.

[11] ALASHKER Y, EL-TAWIL S, SADEK F. Progressive Collapse Resistance of Steel-Concrete Composite Floors [J]. Journal of Architectural Engineering, 2010(10):1187-1196.

[12] 聂建国,陈必磊,陈戈,等.钢筋混凝土叠合板的试验研究[J].工业建筑,2003,33(12):43-46,33.

[13] 韩菊红,杨建水.钢筋混凝土叠合双向板受冲切性能试验研究[J].工业建筑,2003,33(5):68-70.

[14] 赵国辉,孟祥春,张峥.叠合楼板预制部分的结构性能试验研究[J].四川建筑,2014,34(6):229-231.

[15] 余泳涛,赵勇,高志强.单缝密拼钢筋混凝土叠合板受弯性能试验研究[J].建筑结构学报,2019(4):29-37.

[16] 吴瑞春,孟令帅,杜红凯,等.轻骨料混凝土叠合板受力性能试验研究[J].结构工程师,2017,33(6):103-109.

[17] 马兰,陈向荣,蒋路,等.钢筋桁架混凝土叠合楼板试验及有限元分析[J].建筑结构,2013,43(21):54-57, 62.

[18] 刘轶,童根树,李文斌,等.钢筋桁架叠合板性能试验和设计方法研究[J].混凝土与水泥制品,2006(2):57-60.

[19] 中华人民共和国住房和城乡建设部.混凝土结构设计规范:GB 50010—2010[S]. 北京:中国建筑工业出版社，2010.

[20] 周玲,陈明中,陈龙珠.外包混凝土加固轴心受压钢柱中强度折减系数分析[J].建筑技术,2005(2):116-117.

[21] 中华人民共和国住房和城乡建设部.混凝土结构试验方法标准:GB/T 50152—2012[S]. 北京:中国建筑工业出版社，2012.

[22] 吴迪,武岳.圆孔蜂窝梁的力学性能[J].建筑科学与工程学报,2007(1):47-51.

[23] 曾欢艳,张娟文,刘文祥,等.考虑孔高比和距高比蜂窝梁挠度计算简化公式探讨[J].工程建设与设计,2019(18):3-4, 31.

装配式隐形梁和楼板施工阶段承载力试验研究*