在装配式混凝土结构中，钢筋桁架叠合板的应用最为广泛，但从现有技术应用来看，钢筋桁架双向叠合楼板的连接常采用预留300mm宽左右的现浇带形式，现场需要搭设现浇带的模板及支撑，施工效率低下，并且预制底板外伸钢筋在施工安装过程中与相邻梁、墙、柱钢筋碰撞问题严重，影响了施工质量和速度，这两个问题长期困扰行业发展^[1,2,3]。针对预制底板四边不出筋、密拼连接叠合板用于双向板设计，现行国家标准《装配式混凝土建筑技术标准》 (GB/T 51231—2016) 及行业标准《装配式混凝土结构技术规程》 (JGJ 1—2014) 都有表述，但均未给出明确的设计方法和构造要求，并且对现浇层厚的要求过严。

　　 目前，中国工程建设标准化协会 (CECS) 正在编制的标准《钢筋桁架叠合楼板应用技术规程》 (征求意见稿) ^[4]中提出了预制底板不出筋的板端支座节点以及密拼连接叠合双向板设计方法。采用该规程征求意见稿中提出的钢筋桁架、附加钢筋和支座节点等构造做法，设计了足尺试件并进行加载试验，研究叠合板支座和拼缝做法对板整体性能的影响，验证该做法的安全性和可行性。

　　 试件为平面轴线尺寸5m×5m的叠合双向板，板厚140mm，预制底板为两块2.3m×4.6m的预制板 (60mm厚) ，密拼接缝设置在跨中，预制底板配筋双向8@150，现浇层厚80mm，现浇层板面配筋双向8@150拉通，支座处附加8@150，如图1所示。

　　 拼缝处预制底板第一道桁架筋边距140mm (1倍板厚) ，第一道桁架筋与第二道桁架筋中心距为280mm (2倍板厚) ，拼缝处附加钢筋为10@130 (按弯矩值及现浇层的厚度估算确定) ，长度为1 000mm，并且穿过第二道桁架筋，如图2、图3所示。梁端预制底板面附加8@250伸入支座，并伸入支座280mm，即钢筋锚固长度l_a=280mm，如图4所示。

　　 本试验楼盖承重结构为现浇框架，柱截面为500mm×500mm，梁截面为400mm×600mm，近似模拟楼板四边固支。预制底板及现浇混凝土强度为C30，钢筋采用HRB400。

　　 混凝土浇筑时，在预制底板下布置临时支撑，在混凝土达到设计强度后拆除临时支撑，叠合板为一次受力。拼缝处预制底板设置倒角，试验前用专用填缝砂浆填实、刮平，如图5所示。

　　 试验加载参照《混凝土结构试验方法标准》 (GB/T 50152—2012) 进行，利用沙包堆载来模拟均布荷载，每袋沙包经称量后加载，均匀堆放，底层沙包之间用泡沫分隔。

　　 叠合板开裂前每级加载1.0kN/m²，开裂后每级加载2.0kN/m²，每级持荷时间20min左右，待应变、变形基本稳定后采集数据，再进行下一级加载，现场加载过程见图6。加载过程主要监测了叠合板的挠度、裂缝、跨中和板端的钢筋及混凝土应变、拼缝处附加钢筋应变等，测点布置如图7所示。

　　 本次试验中，在加载至10kN/m²之前，板底挠度和钢筋应变数值较小，且基本呈线性关系，楼板未发现开裂现象;当加载至10kN/m²时，板底出现第一条裂缝 (1#裂缝) ，基本沿板角45°方向开展，宽度为0.06mm，如图8 (a) 所示;当加载至14kN/m²时，跨中拼缝处出现第一条裂缝 (2#裂缝) ，宽度为0.04mm，同时1#裂缝宽度为0.10mm，且裂缝相应延长，如图8 (b) 所示;当加载至16kN/m²时增加一条与1#裂缝基本平行的斜裂缝 (3#裂缝) ，同时1#裂缝宽度达到0.14mm, 2#裂缝沿拼缝向两端延伸，如图8 (c) 所示;当加载至20kN/m²时，2#裂缝宽度达到0.10mm, 1#，3#裂缝进一步发展，并且出现一条垂直拼缝方向的裂缝，如图8 (d) 所示;当加载至24kN/m²时，2#裂缝达到0.20mm，如图8 (e) 所示，此时板底和板面其余裂缝宽度均未达到0.20mm，加载值已远超荷载准永久组合值，可判断叠合板达到正常使用极限状态;加载至28kN/m²时，2#裂缝宽度为0.30mm，裂缝长度约2.6m，板底新增多条细微斜裂缝，如图8 (f) 所示;加载至32, 34, 36kN/m²时，对应的2#裂缝裂缝宽度分别为0.40, 0.50, 0.60mm，其余裂缝进一步扩大，并且出现多条垂直拼缝方向的裂缝，其中加载至34kN/m²时裂缝分布如图8 (g) 所示;当加载至40kN/m²时，由于沙包堆载过高，考虑到安全性问题停止加载。此时，2#裂缝最大宽度为0.76mm，大于板底其余裂缝，板底裂缝分布如图8 (h) 所示。从裂缝整体分布来看，试验板在竖向均布荷载作用下的裂缝开展情况，与传统双向板相似。

　　 本试验最大荷载加载值40kN/m²，约为承载力设计值的2倍，此时楼板的裂缝宽度未达到承载力极限状态对应的裂缝限值1.50mm，板端未见剪切破坏。

　　 试验全过程荷载-挠度曲线如图9所示。由图可知，在加载至10kN/m²之前，挠度随荷载基本呈线性增长;当加载至10kN/m²时，板底跨中挠度w_W1 (w_W1表示测点W1的挠度，余同) 达到2.90mm，平行拼缝方向1/4跨处挠度w_W2达到2.16mm，垂直拼缝方向1/4跨处挠度w_W3达到2.18mm;在之后的加载中，随着叠合板底混凝土开裂，楼板进入带裂缝工作状态，曲线斜率降低;当加载至28kN/m²时，w_W1达到11.49mm, w_W2达到8.51mm, w_W3达到8.52mm;最终加载至40 kN/m²时，w_W1达到24.07mm, w_W2达到17.15mm, w_W3达到16.61mm，最大挠度约为楼板计算跨度的1/191，未达到承载能力极限状态对应的挠度限值1/50。

　　 本次试验中，平行拼缝方向与垂直拼缝方向的挠度在试验过程中基本保持一致，说明该叠合板具有较好的协调变形能力。挠度曲面图的形状基本呈“碟形”，如图10所示，在竖向均布荷载下，板竖向变形与传统混凝土双向板相似。

　　 平行拼缝方向板底钢筋的荷载-应变曲线如图11所示。由图可知，跨中板底钢筋应变ε_S3 (ε_S3表示测点S3的应变，余同) 及1/4跨处钢筋板底应变ε_S2在加载至16kN/m²之前均较小，之后随荷载的增加而增长，且增速逐渐加快，ε_S3一直大于ε_S2，梁端附近板底钢筋应变ε_S1则一直为压应变，钢筋应变分布规律与现浇板较为一致。

　　 垂直拼缝方向的板底钢筋荷载-应变曲线如图12所示。其中，第一道桁架筋附近的板底钢筋应变ε_S7、第二道桁架筋附近的板底钢筋应变ε_S6及接近1/4跨处的板底钢筋拉应变ε_S5在加载至16kN/m²之前均较小，继续加载后，ε_S7依旧保持着较小的应变状态，ε_S6随荷载的增大而明显增长，ε_S5则随荷载的增大而缓慢增长，其值介于ε_S6与ε_S7之间;梁端附近钢筋应变ε_S4则一直为压应变。可见，由于拼缝的影响，垂直拼缝方向的板底钢筋在跨中断开，钢筋应变在靠近拼缝处较小，并随着与拼缝距离的增加呈先快速增长后缓慢减小的变化趋势，其分布规律与现浇板不同。

　　 对比平行拼缝方向与垂直拼缝方向板底钢筋应变可以发现，加载至16kN/m²之后，垂直拼缝方向钢筋应变小于平行拼缝方向对应位置钢筋应变，加载至40kN/m²时的对比曲线如图13所示。分析认为，拼缝的存在削弱了垂直拼缝方向板带刚度。

　　 拼缝处附加钢筋的荷载-应变曲线如图14所示。由图可知，附加钢筋中点钢筋应变ε_S13、第一道桁架筋附近的附加钢筋应变ε_S12及第二道桁架筋附近的附加钢筋应变ε_S11在加载至10kN/m²之前几乎为0，随着荷载的增加，ε_S11值始终较小，ε_S13及ε_S12则随荷载的增加而增大，在加载至36kN/m²之前，ε_S13大于ε_S12，之后两值较为接近;可见，拼缝附加钢筋最大应力出现在中部区域，并向两侧逐渐减小。

　　 对比附加钢筋的应变与垂直拼缝方向板底钢筋应变，如图15所示，位于预制底板第二道桁架筋附近的板底钢筋应变ε_S6与拼缝附加钢筋中点钢筋应变ε_S13的值以及增长速率都较为接近。分析认为，在拼缝处通过加密设置桁架筋等措施可在垂直拼缝方向实现附加钢筋与预制板底筋应力的有效传递，从而使跨中密拼板呈现双向板的受力特性。

　　 板端面筋的荷载-应变曲线如图16所示。由图可知，在加载达到20kN/m²之前，垂直拼缝方向的板端面筋应变ε_S9与平行拼缝方向的板端面筋应变ε_S8基本相同;之后，ε_S8逐渐大于ε_S9。板端底部混凝土的荷载-压应变曲线如图17所示，支座处板底混凝土应变随着荷载的增加持续增大，且垂直拼缝方向的板底混凝土应变ε_C2小于平行拼缝方向的板底混凝土应变ε_C1。分析认为，试验板垂直拼缝方向板带刚度略小于平行拼缝方向板带刚度。

　　 梁端预制底板面附加钢筋应变发展如图18所示。由图可知，在加载过程中梁端预制底板面附加钢筋应变随荷载的增加而增长，且一直处于受拉状态。

　　 对支座处预制底板不出筋、跨中采用密拼连接的钢筋桁架叠合双向板的试验结果表明，当采用本文中提出的构造时:

　　 (1) 叠合双向板裂缝开展情况和挠度曲线等均与传统双向板相似，具有较好的双向受力性能，其正常使用极限状态、承载能力极限状态均能满足设计要求。

　　 (2) 拼缝连接处通过增强附加钢筋、加密钢筋桁架等措施可实现弯矩的有效传递，有效限制连接处裂缝开展，保证拼缝处承载能力，但板侧密拼连接形式会导致叠合板垂直拼缝方向的刚度略小于平行拼缝方向的刚度，建议在具体设计计算时，可适当考虑刚度变化的影响。

　　 (3) 梁端预制底板面附加钢筋处于受拉状态，建议设计时按受拉锚固考虑。