于敬海 何夢(mèng)杰 張 波 趙彧洋 唐渝軒

（1.天津大學(xué)建筑設(shè)計(jì)規(guī)劃研究總院有限公司，天津300073；2.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津300072；3.山東萬斯達(dá)建筑科技股份有限公司，山東250014；4.天津市錦正房地產(chǎn)開發(fā)有限公司，天津300073）

0 引 言

裝配式建筑具有生產(chǎn)效率高、綠色環(huán)保等特點(diǎn)，近年來疊合板在裝配式建筑中得到了廣泛應(yīng)用。鋼筋桁架疊合板預(yù)制底板厚度較大，易開裂，且底板自重大、運(yùn)輸效率低［1］；PK 預(yù)應(yīng)力疊合板板肋制作困難，管線布置難度大，生產(chǎn)效率低［2］；預(yù)制空心疊合樓板由于預(yù)制底板較厚，疊合層厚度在總厚度中占比較低，疊合效應(yīng)不明顯［3］。近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)以上問題提出了多種新型疊合板形式。管東芝［4］提出了帶混凝土翼緣的鋼筋桁架預(yù)應(yīng)力疊合樓板，有效提高了疊合板的平面外剛度。侯和濤等［5-7］針對(duì)PK 預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板的混凝土板肋不易制作，提出了波紋鋼腹板型、鋼肋型、預(yù)制T 形肋等預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板。朱峰、薄利菠［8-9］對(duì)ZBD 預(yù)應(yīng)力混凝土疊合板進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明該疊合板具有良好的經(jīng)濟(jì)效益。Yardim 等［10］研究了填充輕質(zhì)砌塊的混凝土疊合板，結(jié)果表明該疊合板整體性良好。

新型預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合板由灌漿鋼管桁架和預(yù)應(yīng)力混凝土疊合底板組成，為研究預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合底板施工階段受力性能，對(duì)3 塊疊合底板進(jìn)行了單向靜力加載試驗(yàn)，研究了疊合底板施工階段剛度變化，及鋼管桁架高度和施工時(shí)設(shè)置的支撐條件對(duì)疊合底板受力性能的影響。并通過理論分析，推導(dǎo)了疊合底板的剛度計(jì)算公式，對(duì)施工階段臨時(shí)支撐設(shè)置方案提出建議。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

新型預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合板的桁架上弦為灌漿鋼管，作為腹桿的鋼筋由光圓鋼筋彎折而成，不設(shè)下弦筋，腹桿鋼筋直接錨固在預(yù)應(yīng)力混凝土底板中，與預(yù)應(yīng)力混凝土疊合底板組成空間桁架受力，如圖1所示。

圖1 預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合底板Fig.1 Prestressed concrete composite slab with steel pipe

試件混凝土底板厚35 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，預(yù)應(yīng)力筋?H5.0 為消除應(yīng)力螺旋肋鋼絲，預(yù)應(yīng)力張拉控制應(yīng)力σcon=0.5fptk。為防止預(yù)應(yīng)力筋放張時(shí)，混凝土底板端部局部受壓破壞，在端部橫向布置4 根?H5.0 消除應(yīng)力螺旋肋鋼絲。上弦鋼管規(guī)格為?28×1，內(nèi)灌高強(qiáng)水泥漿料，桁架腹桿采用?6 光圓鋼筋。疊合底板配筋見圖2，n 為預(yù)應(yīng)力鋼筋數(shù)量，L 為疊合底板長(zhǎng)度，h 為鋼管上邊緣至板底距離，預(yù)制底板寬度b 為1 m，詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)及支撐條件見表1。

試件制作過程如圖3 所示，首先加工鋼管混凝土桁架，將彎折鋼筋與鋼管焊接后傾斜放置，并在鋼管內(nèi)注入灌漿料；預(yù)應(yīng)力鋼絲及分布鋼筋布置完成后進(jìn)行預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變片粘貼，并將已灌漿的鋼管桁架固定在預(yù)應(yīng)力筋上，然后張拉預(yù)應(yīng)力鋼絲；檢查預(yù)應(yīng)力合格后，進(jìn)行混凝土底板的澆筑，待底板混凝土強(qiáng)度達(dá)到75%截?cái)囝A(yù)應(yīng)力鋼絲，起吊脫模。

表1 施工階段疊合底板試件種類及編號(hào)Table 1 Types and numbers of composite slab specimens in construction stage

圖2 疊合底板設(shè)計(jì)配筋圖Fig.2 Design reinforcement diagram of composite slab

圖3 疊合底板制作詳圖Fig.3 Production detail of composite slab

1.2 材性試驗(yàn)

疊合底板采用C40 混凝土，材性試驗(yàn)測(cè)得其標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度為41.1 MPa。試驗(yàn)所用?H5.0 預(yù)應(yīng)力鋼絲、?6 光圓鋼筋和?28×1 鋼管均采用萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，鋼材材性測(cè)量結(jié)果見表2，其中，fy為屈服強(qiáng)度，fu為極限強(qiáng)度，Es為彈性模量，δ為伸長(zhǎng)率。

表2 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Steel material test results

1.3 加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB∕T 50152—2012）［11］，采用加載塊模擬均布荷載，單個(gè)加載塊重量為20 kg，底面長(zhǎng)300 mm，寬200 mm。試件擱置在型鋼支架上，擱置長(zhǎng)度均為100 mm。Y1-300-95、Y2-390-155 試件采用兩端簡(jiǎn)支支撐形式，Y3-390-95 試件跨中設(shè)置一道支座，進(jìn)行跨中有臨時(shí)支撐板試驗(yàn)。

試驗(yàn)荷載及彎矩見表3，每級(jí)荷載持荷15 min。當(dāng)疊合底板開裂或跨中撓度達(dá)到l/200，判定達(dá)到施工階段正常使用極限狀態(tài)；當(dāng)跨中撓度超過l/50、裂縫寬度達(dá)到1.5 mm、預(yù)應(yīng)力鋼筋拉斷或上弦鋼管屈服，判定達(dá)到施工階段承載能力極限狀態(tài)，其中l(wèi)為計(jì)算跨度。

表3 加載荷載與彎矩對(duì)應(yīng)表Table 3 Corresponding table of loading and bending moment

撓度測(cè)點(diǎn)布置在板的跨中、1∕4跨處及兩端支座。應(yīng)變測(cè)點(diǎn)如圖4、圖5所示。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

由于施加了預(yù)應(yīng)力，試件Y1-300-95 在自重下反拱值為8 mm。加載2 kN∕m2時(shí)，板跨中撓度7.78 mm，基本與反拱值抵消，底板呈水平狀態(tài)。加載至3.38 kN∕m2前，板底混凝土未出現(xiàn)可見裂縫，每級(jí)荷載下跨中撓度增長(zhǎng)不大，剛度變化不明顯，板跨中豎向撓度為15.56 mm。加載至3.79 kN∕m2時(shí)，跨中板底出現(xiàn)兩條0.2 mm 的裂縫，撓度增長(zhǎng)明顯加快。繼續(xù)加載至5.27 kN∕m2，跨中鋼管發(fā)生鼓曲，如圖6所示，板跨中撓度達(dá)到78.27 mm，大于l/50，最大裂縫寬度為1.45 mm，試件破壞。

圖4 Y1-300-95試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig.4 Strain measuring location of Y1-300-95

試件Y2-390-95 首先簡(jiǎn)支加載至1.65 kN∕m2，跨中撓度為37.35 mm，無裂縫產(chǎn)生，卸載后跨中殘余撓度為10.43 mm。在跨中加設(shè)一道支撐，加載初期左右跨中撓度較小；加載至6.19 kN∕m2，左、右跨中分別出現(xiàn)1條、2條裂縫，最大裂縫寬度0.1 mm。加載至9.28 kN∕m2，中間支座混凝土板上表面出現(xiàn)1 條裂縫，寬度0.25 mm。加載至15.47 kN∕m2，中間支座裂縫寬度為2.55 mm，左、右跨中撓度分別為35.12 mm、36.56 mm，超過l/50，達(dá)到極限荷載。支座處桁架腹筋未從底板混凝土中拔出，跨中板頂混凝土未出現(xiàn)壓碎現(xiàn)象，如圖7所示。

圖5 Y2-390-95、Y3-390-155試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Strain measuring location of Y2-390-95 and Y3-390-155

圖6 試件Y1-300-95跨中鋼管鼓曲Fig.6 Steel drum in cross-section of Y1-300-95

由于施加了預(yù)應(yīng)力，試件Y3-390-155 在自重下反拱值為5 mm。加載2kN∕m2時(shí)，跨中撓度8 mm。加載到4.95 kN∕m2時(shí)，跨中板底出現(xiàn)一條裂縫，寬度為0.15 mm。加載至7.01 kN∕m2，跨中撓度達(dá)到80.31 mm，大于l/50，停止加載。破壞時(shí)板共出現(xiàn)5 條裂縫，最大裂縫寬度為1.85 mm，跨中鋼管局部鼓曲，如圖8所示。

由試驗(yàn)現(xiàn)象可見，兩端簡(jiǎn)支疊合底板試件Y1-300-95、Y3-390-155 和中間加支撐試件Y2-390-95 均未出現(xiàn)桁架腹筋與底板拉脫現(xiàn)象，受壓腹筋未屈服，疊合底板板頂混凝土未壓碎。

圖7 試件Y2-390-95破壞現(xiàn)象Fig.7 Destruction of Y3-390-95

圖8 試件Y3-390-155破壞現(xiàn)象Fig.8 Faiure phenomenon of Y3-390-155

2.2 跨中荷載-撓度曲線及承載力分析

試件Y1-300-95、Y3-390-155 跨中荷載-撓度曲線如圖9 所示。荷載-撓度曲線均成三折線，在混凝土底板開裂前處于彈性階段，曲線呈線性增長(zhǎng)。板底出現(xiàn)第一條裂縫后，剛度迅速降低，在荷載-撓度曲線中可見明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)。當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，跨中上弦鋼管受壓屈服，疊合底板破壞。

圖9 試件Y1-300-95、Y3-390-155跨中荷載-撓度曲線Fig.9 Load-deflection curve at mid-span of Y1-300-95 and Y3-390-155

試件Y2-390-95左右跨中荷載-撓度曲線如圖10 所示，荷載-撓度曲線基本成三折線。加載6.19 kN∕m2時(shí)，左右跨中板底混凝土開裂，曲線無明顯轉(zhuǎn)折；加載9.28 kN∕m2時(shí)，中間支座板頂混凝土開裂，荷載-撓度曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折。隨著左右跨中裂縫數(shù)量不斷增多，荷載-撓度曲線斜率逐漸降低。

圖10 Y2-390-95左右跨中荷載-撓度曲線Fig.10 Mid-span load-deflection curve of Y2-390-95

檢驗(yàn)荷載作用下跨中撓度、開裂荷載及極限荷載見表4?？梢钥闯?，三個(gè)試件在檢驗(yàn)荷載下均滿足跨中撓度小于1∕200l 的要求。試件Y3-390-155的開裂荷載和極限荷載明顯大于Y1-300-95，說明增大鋼管桁架高度可有效提高疊合底板的力學(xué)性能。而試件Y2-390-95 開裂荷載和極限荷載均較同跨度試件Y3-390-155 高，驗(yàn)證了合理加設(shè)支撐的有效性。

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

2.3.1 鋼管應(yīng)變分析

圖11 為試件Y1-300-95 上弦鋼管荷載-應(yīng)變曲線。B1、B3 和B2、B4 分別為試件Y1-300-95 跨中鋼管上、下邊緣應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。由圖11 可知，鋼管上下邊緣均承受壓應(yīng)力，荷載較小時(shí)，上下邊緣應(yīng)力差不大，隨荷載增加，鋼管上下邊緣應(yīng)力差增大，鋼管受壓彎作用愈加明顯。在混凝土板開裂荷載3.79 kN∕m2前，鋼管上下邊緣應(yīng)變已達(dá)到0.002，鋼管發(fā)生屈服，但由于鋼管內(nèi)填高強(qiáng)漿料，可繼續(xù)承受壓彎作用，鋼管荷載-應(yīng)變曲線仍基本呈直線；試件開裂后，板底受拉區(qū)混凝土退出工作，上弦鋼管承受荷載作用增加，曲線斜率增大；達(dá)到極限荷載5.27 kN∕m2時(shí)，鋼管應(yīng)變突然增大，疊合底板失去承載力而受彎破壞。

表4 疊合底板試件開裂荷載及極限荷載Table 4 Cracking load and ultimate load of composite slab specimens

圖11 試件Y1-300-95鋼管荷載-應(yīng)變曲線Fig.11 Load-steel pipe strain curve of Y1-300-95

圖12 為試件Y2-390-95上弦鋼管荷載-應(yīng)變曲線。B1～B4為左跨跨中鋼管應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，B5～B8為中間支座處鋼管應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。加載前期，相同荷載條件下，左跨跨中鋼管壓應(yīng)變與中間支座處鋼管拉應(yīng)變絕對(duì)值基本相同；加載到6.19 kN∕m2時(shí)，左跨跨中板底混凝土開裂，B1～B4曲線斜率減小，而中間支座處鋼管應(yīng)力迅速上升；加載到9.28 kN∕m2時(shí)，中間支座處混凝土開裂，B5～B8 曲線斜率減小，而B1～B4曲線斜率增加。

對(duì)鋼管應(yīng)變發(fā)展進(jìn)行對(duì)比分析，得出疊合連續(xù)底板內(nèi)力重分布規(guī)律：隨著疊合板左跨跨中、支座板底裂縫的發(fā)展，各截面的內(nèi)力不斷進(jìn)行調(diào)整。與普通全截面混凝土連續(xù)板不同的是，預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合底板在中間支座處，混凝土底板受壓而上弦鋼管受拉，中間支座混凝土開裂晚于左跨跨中；而普通全截面連續(xù)板中間支座混凝土先開裂，進(jìn)而左跨跨中彎矩增大混凝土開裂。

圖12 試件Y2-390-95鋼管荷載-應(yīng)變曲線Fig.12 Steel pipe load-strain curve of Y2-390-95

圖13 為試件Y3-390-155 上弦鋼管荷載-應(yīng)變曲線。B1～B4、B5～B8 分別為1∕4 跨處和跨中鋼管應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。荷載較小時(shí)，1∕4跨處與跨中鋼管應(yīng)變相差不大；隨荷載增大，板底混凝土開裂，跨中裂縫逐漸增多，跨中鋼管受力比例增高，跨中鋼管應(yīng)變比1∕4跨處變化幅度更加明顯。

圖13 試件Y3-390-155鋼管荷載-應(yīng)變曲線Fig.13 Steel pipe load-strain curve of Y3-390-155

2.3.2 桁架腹筋應(yīng)變分析

桁架腹筋荷載-應(yīng)變曲線如圖14 所示。由圖可知，在整個(gè)加載過程中，隨著荷載增加，腹筋應(yīng)變呈線性增長(zhǎng)，腹筋的應(yīng)力水平較低，均未達(dá)到屈服。因此疊合板桁架腹筋采用低強(qiáng)度、小直徑的光圓鋼筋，即可滿足施工階段受力要求。

圖14 桁架腹筋荷載-應(yīng)變圖Fig.14 Load-strain curve of truss web

2.3.3 預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變分析

預(yù)應(yīng)力筋荷載-應(yīng)變曲線見圖15。試件Y1-300-95 和Y3-390-155 在加載初期，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變隨荷載增加呈線性增長(zhǎng)；混凝土底板開裂后，Y3-390-155 跨中及1∕4 跨處預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變激增，但在隨后的加載過程中保持線性增長(zhǎng)，斜率相比于彈性階段略有減小；試件Y1-300-95 預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)變快，且最終應(yīng)變小于Y3-390-155。由于試件Y1-300-95 有效高度較小，預(yù)應(yīng)力筋未充分發(fā)揮承載力，上弦鋼管即壓彎屈服。

試件Y2-390-95 中間支座處預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變發(fā)展早于左右跨中。加載前期，支座處預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變呈線性增長(zhǎng)，而左跨跨中預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變無明顯變化；當(dāng)左跨跨中板底混凝土開裂后，支座處預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)加快；加載至12.38 kN∕m2，中間支座處上弦鋼管受拉屈服，左跨跨中預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變突然增加。

2.4 沿截面高度荷載-應(yīng)變關(guān)系

試件Y1-300-95 和Y3-390-155 的鋼管上、下邊緣及混凝土板頂、板底應(yīng)變沿截面高度的變化如圖16 所示。隨著荷載變化，同一截面沿高度分布的四個(gè)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變不呈直線分布，上弦鋼管應(yīng)變比例偏大?；炷恋装彘_裂前，試件Y1-300-95、Y3-390-155 的中和軸均位于混凝土底板中，且處于距板底24 mm 處，中和軸隨著荷載增加略微上移，但幅度不大。

3 施工階段疊合底板理論分析

3.1 疊合底板抗彎剛度計(jì)算

由于桁架腹筋起抗剪作用，對(duì)疊合底板抗彎能力貢獻(xiàn)很小可忽略不計(jì)?？箯潉偠扔伤牟糠纸M成，灌漿鋼管和混凝土底板自身的抗彎剛度，預(yù)應(yīng)力筋抗拉剛度和灌漿鋼管抗壓剛度的形心與疊合底板中性軸距離的平方乘積。疊合底板在施工階段兩端擱置在鋼梁或臨時(shí)支撐上，受力特征與簡(jiǎn)支梁相同，跨中撓度可按材料力學(xué)公式f =5ql4/384Bs計(jì)算。

將疊合底板剛度分為四部分疊加，如圖17所示。

BS1=βCECIC為混凝土底板對(duì)剛度的貢獻(xiàn)。

圖15 預(yù)應(yīng)力筋荷載-應(yīng)變曲線Fig.15 Load-strain curve of prestressed tendon

圖16 沿截面高度應(yīng)變變化Fig.16 Strain change along the height of section

圖17 疊合底板截面受力圖Fig.17 Force diagram of composite slab

其中，βC=0.85 為混凝土底板剛度折減系數(shù)，混凝土底板慣性矩為疊合底板寬度，h1為混凝土底板厚度。

BS2=ESCASC為灌漿鋼管形心到中和軸的力偶對(duì)疊合底板剛度的貢獻(xiàn)。其中，ESCASC=ESAS+EC1AC1，y1為灌漿鋼管形心到中和軸的距離，ES、AS分別為鋼管彈性模量和截面面積，EC1、AC1分別為鋼管內(nèi)砂漿的彈性模量和截面面積。

BS3=ESIS+EC1IC1為灌漿鋼管自身抗彎剛度對(duì)疊合底板剛度的貢獻(xiàn)。其中，IS為鋼管對(duì)鋼管形心軸的慣性矩，IC1為鋼管內(nèi)砂漿的慣性矩。

BS4=EPAPy22為預(yù)應(yīng)力筋形心到疊合底板中和軸的力偶對(duì)剛度的貢獻(xiàn)。其中，EP為預(yù)應(yīng)力筋彈性模量，AP為預(yù)應(yīng)力筋截面面積，y2為預(yù)應(yīng)力筋形心到中和軸的距離。

由于上弦鋼管與預(yù)應(yīng)力混凝土底板通過桁架鋼筋形成整體，剪切變形對(duì)撓度的影響不能忽略，在剛度計(jì)算公式中乘以折減系數(shù)β。通過疊合底板實(shí)例計(jì)算，BS3、BS4對(duì)施工階段剛度貢獻(xiàn)率均小于1%，可將剛度計(jì)算公式簡(jiǎn)化為BS=β(BS1+BS2)。三個(gè)試件彈性階段剛度計(jì)算值如表5所示。

表5 彈性階段計(jì)算剛度Table 5 Calculating stiffness in elastic stage

由表5 可以發(fā)現(xiàn)，不同跨度、不同桁架高度的β 值在0.706～0.734 之間，考慮實(shí)際工程中疊合底板剛度具有一定離散型，取折減系數(shù)β=0.7。則預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合底板的剛度計(jì)算公式為

3.2 開裂彎矩計(jì)算

由于混凝土底板位于下翼緣受拉區(qū)，參考我國(guó)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）［12］，倒T形截面取γm=1.40，預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合底板的開裂彎矩可按式（3）計(jì)算。

疊合底板開裂彎矩理論值與實(shí)測(cè)值見表6，試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范［12］計(jì)算值吻合較好，理論計(jì)算值略小于試驗(yàn)值。以規(guī)范［12］中公式對(duì)疊合底板進(jìn)行開裂荷載計(jì)算是合理且偏安全的。

表6 跨中開裂彎矩理論值與實(shí)測(cè)值比較Table 6 Comparison of theoretical and measured values of mid-span cracking moment

4 臨時(shí)支撐設(shè)置建議

預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合底板施工階段臨時(shí)支撐設(shè)置方案按規(guī)范［12］對(duì)混凝土樓板的撓度限值要求取l∕200，桁架高度為95 mm 的疊合底板，外加荷載考慮現(xiàn)澆混凝土層荷載（2.0 kN∕m2）及施工荷載（1.5 kN∕m2）共計(jì)3.5kN∕m2；鋼管桁架高度155 mm疊合底板，外加荷載考慮現(xiàn)澆混凝土層荷載（3.6 kN∕m2）及施工荷載（1.5 kN∕m2）共計(jì)5.1 kN∕m2。由式（2）得出不同跨度疊合底板在檢驗(yàn)荷載下的跨中撓度值，結(jié)果見表7。

表7 檢驗(yàn)荷載下疊合底板跨中撓度Table 7 Inspection of mid-span deflection of composite floor under load

表8 施工階段臨時(shí)支撐設(shè)置方案Table 8 Temporary support setting scheme in construction stage

由表9可見，預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合底板采用臨時(shí)支撐方案時(shí)，均滿足開裂荷載大于檢驗(yàn)荷載的要求，因此，臨時(shí)支撐設(shè)置方案安全可行。

表9 臨時(shí)支撐方案開裂荷載驗(yàn)算Table 9 Checking calculation of cracking load for temporary support scheme

5 結(jié) 論

（1）疊合底板在試驗(yàn)過程中經(jīng)歷了彈性階段、塑性階段及破壞階段；鋼管混凝土桁架與預(yù)應(yīng)力混凝土底板協(xié)同作用良好，破壞時(shí)鋼管混凝土桁架與混凝土底板未出現(xiàn)分離，混凝土底板上表面未被壓碎；試件破壞時(shí)上弦鋼管壓彎屈服。

（2）當(dāng)跨中有臨時(shí)支撐時(shí)中間支座板頂混凝土開裂較左右跨中板底混凝土開裂滯后。增加桁架高度可顯著提高疊合底板的承載力和剛度。

（3）疊合底板受彎時(shí)截面變形不符合平截面假定，由于鋼管桁架的剪切變形不可忽視，剛度計(jì)算時(shí)需乘以折減系數(shù)0.7。疊合底板的剛度主要由灌漿鋼管到中和軸的力矩、混凝土底板抗彎剛度提供，預(yù)應(yīng)力筋及灌漿鋼管本身的抗彎剛度對(duì)疊合底板剛度的貢獻(xiàn)小于1%。

（4）預(yù)應(yīng)力混凝土鋼管桁架疊合底板施工階段臨時(shí)支撐設(shè)置方案按規(guī)范［12］驗(yàn)算安全可靠，均滿足板底混凝土不開裂的要求。