輕質裝配式組合樓板受火后力學性能試驗研究

王新堂, 王碩煜, 王占良

(1.寧波大學科學技術學院 建筑工程學院，浙江 寧波 315300; 2.里海大學 土木與環(huán)境工程系, 賓夕法尼亞州 18015-3176, 美國; 3.寧波建工工程集團有限公司, 浙江 寧波 315042)

目前，國內外對普通混凝土組合樓板的耐火性進行了較多的研究。Li等[1]對壓型鋼板組合樓板的耐火性能和熱工性能進行了試驗研究， 但未涉及輕質混凝土。Guo等[2]開展了普通集料組合樓板的防火性能和冷卻過程的試驗研究，表明組合樓板的受火行為與升溫速率、最高溫度及降溫速率有關。Izzuddin等[3]研究了理想火災條件下組合樓板的延性，并提出了預測該類構件延性的簡化表達式。Ellobody 等[4]研究了無保護層普通混凝土組合樓板在不同火災條件下的火災行為非線性特征。Fike[5]通過一組火災試驗討論了鋼纖維混凝土的應用，分析了膜效應和邊界約束對組合樓板耐火性能的影響。Tan[6]對3種鋼筋混凝土組合樓板的火災行為進行了試驗研究和數(shù)值模擬，并考慮了次梁幾何尺寸的變化。Nguyen[7]提出了一種考慮邊界支撐梁彎曲變形和薄膜效應的火災下組合樓板極限荷載分析的半解析方法，并指出混凝土厚度是影響壓型鋼板組合樓板耐火性能的重要參數(shù)。XU 等[8 ]以有限元分析軟件ABAQUS為平臺，建立了火災下鋼-混凝土組合樓板行為分析的有限元數(shù)值模型。上述研究[1-8]對普通混凝土組合樓板的受火行為及相關影響因素、邊界約束和薄膜效應等進行了較多的分析，但并未考慮組合樓板的輕量化和裝配化及受火后的承載性能。王新堂等[9-10]，張燕坤等[11]對用輕骨料混凝土代替普通混凝土形成的壓型鋼板-輕骨料混凝土組合樓板的承載力進行了研究，表明了輕骨料混凝土應用于樓板的可行性。王新堂等[12]對自應力輕骨料混凝土代替普通混凝土形成的鋼管混凝土短柱的常溫承載力及火災后性能進行了研究，進一步表明了輕集料混凝土應用的可行性。Omer等[13]研究了考慮面內邊界約束的輕鋼混凝土組合樓板火災破壞準則，提出了組合樓板火災破壞準則模型。盡管Nguyen等[14]對火災后鋼筋混凝土樓板的荷載-撓度曲線和及火災后性能的分析模型進行了研究，但未使用輕質混凝土，也未涉及預制混凝土板。王新堂[15-16]對輕質組合樓板的火災后力學性能進行了研究。結果表明，輕質組合樓板具有較好的剩余承載力和整體剛度。然而，上述輕質組合樓板存在明顯的結構缺陷，即因為對位于薄壁鋼構件表面抗剪鍵的施焊，將對薄壁鋼構件造成嚴重損傷，降低組合樓板的火災后承載力。因此，王新堂等[17]發(fā)明了一種由帽形薄壁鋼骨架和輕集料混凝土預制板形成的輕質組合樓板，陳運達等[18]則對組合樓板的靜力承載力進行了試驗研究，試驗結果表明，該組合樓板具有較高的承載力，較好的塑性變形能力和良好的延性。

本文則針對文獻[17-18]所提出的由帽形薄壁鋼骨架和輕集料混凝土組合而成的新型輕質組合樓板，進一步針對其構造特征對一組組合樓板試件開展了受火試驗及火災后承載性能靜載試驗研究，并重點分析了該類組合樓板受火后的破壞特征、極限荷載及正截面承載力簡化計算方法。研究結果可作為該輕質組合樓板的火災后修復的參考依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計

共制作了5個組合樓板試件，考慮了3種不同骨架形式和2種不同的承載形式(受火時)。5個試件編號分別為S1～S5，試件分組及各試件對應骨架形式與承載形式見表1。

表1 試件分組與試驗工況Table1 Grouping of test situation

表中的Y1、Y2和Y3分別表示試件所采用的3種帽型薄壁鋼內骨架。UL-1表示均勻分布、且等效均布荷載為1 kN/m2，LL-1表示局部承載、且等效均布荷載為1 kN/m2，UL-2表示均勻分布、且等效均布荷載為2kN/m2。

由此可知，編號為Si(i=1～5)的試件分別為：試件S1的內骨架為Y1型，受火時承擔UL-1荷載；試件S2的內骨架為Y2型，受火時承擔UL-1荷載；試件S3的內骨架為Y2型，受火時承擔LL-1荷載；試件S4的內骨架為Y3型，受火時承擔UL-1荷載；試件S5的內骨架為Y3型，受火時承擔UL-2荷載。

組合樓板試件的基本構造如圖1所示，各試件均由兩塊平面尺寸為1 700 mm×600 mm的預制板(用PCP表示)拼裝后再澆筑水泥砂漿而成。預制板PCP有3種形式，分別對應3種不同的預埋在混凝土內部的帽型薄壁鋼骨架，其構造如圖2所示。每個試件制作完成后的總厚度為85 mm，其中后澆層厚30 mm。

圖1 組合樓板試件的構造Fig.1 Construction of the composite slab specimens

圖2 預制板的3種內骨架形式Fig.2 Construction of inner skeleton structure of PCP

由圖2看出，骨架Y1的每個區(qū)格內鋪設1.5@20 mm的鋼絲網片，配筋率為1.39 kg/m2；骨架Y2 的每個區(qū)格內鋪設4根直徑為6 mm的光面鋼筋，配筋率為2.22 kg/m2；骨架Y3的每個區(qū)格內鋪設2根規(guī)格尺寸與Y2相同鋼筋，配筋率為1.11 kg/m2。圖2中兩側對稱布置的MB1、MB2、MB3為構成內骨架的帽型薄壁鋼結構主構件，其構造及尺寸如圖3所示。

圖3 帽型薄壁鋼主構件構造Fig.3 Construction of main members of cap-type thin-walled steel

與主構件通過壓焊連接的帽型薄壁鋼結構次構件SB1、SB2、SB3的截面如圖4所示。次構件SB1-C、SB2-C、SB3-C位于骨架的內部，SB1-S、SB2-S、SB3-S位于骨架兩側。在次構件SB2-C和SB2-S的腹板上設有2個直徑為10 mm的圓孔，在SB3-C和SB3-S上設有1個直徑為10 mm的圓孔。上述所有薄壁鋼構件所用板材厚度均為1 mm。

圖4 帽型薄壁鋼次構件截面Fig.4 Cross section of secondary members of cap-type thin-walled steel

組成各試件的兩塊預制板之間的拼裝均由4個槽鋼連接件通過螺栓連接，其連接構造如圖5所示。其中的連接次構件與同一軸線的次構件有相同的斷面，且通過壓焊與帽型薄壁鋼主構件連接(見圖3(d))。槽形連接件的實體圖片見圖6(a)，預制板內部的薄壁鋼骨架見圖6(b)。

1.2 材料性能實測

所有輕質預制板均采用相同的陶粒混凝土，配合比為水泥m∶砂子m∶陶粒m∶水m=380∶525∶769∶200，水灰比為0.53。選用PC32.5級普通硅酸鹽水泥。陶粒的性能指標見表2。

根據(jù)陶粒混凝土力學性能試驗方法測得預制板用陶粒混凝土的28 d軸心抗壓強度為32.5 MPa,彈性模量為2.17×104MPa。

后澆層砂漿配合比為水泥m：砂子m：水m=624： 1 240：312。其中的早強劑為YJ-9010，化學分子式為C2H2CaO4，摻量為0.3%。測得常溫下養(yǎng)護5 d的立方體抗壓強度標準值為25.5 MPa。

厚度為1mm的薄壁鋼、直徑6 mm的圓筋及直徑1.5 mm的鋼絲網片用材的力學性能指標列于表3。

1.3 試驗方案

1.3.1 受火試驗方案

用于耐火試驗的爐體尺寸為3.6 m×1.5 m×3.4 m。火災試驗時的爐內溫度通過燃燒液化氣的方法實現(xiàn)。使用熱電偶測試混凝土和鋼構件中的溫度變化，熱電偶分布如圖7所示。其中，標記為TCP1～TCP6的6個熱電偶位于預制板的上表面，標記為TCL1～TCL3的3個熱電偶位于試件下表面，標記為TMS1～TMS5的5個熱電偶位于鋼結構骨架的主構件頂面，標記為TSS1～TSS6的6個熱電偶放置在鋼結構骨架的次構件頂面。組合樓板試件的下表面處于爐內高溫下，試件外表面暴露在周圍環(huán)境中，接近樓板以下房間著火時的火災環(huán)境。

圖7 火災下熱電偶分布Fig.7 Distribution of thermocouples infire

火災試驗時，試件兩端簡支于支承梁上，另兩側自由。通過在試件上表面堆放的荷載塊模擬火災下的承載，具體采用了2種堆載形式，記為I型堆載和II型堆載(圖8a)。I型為局域堆載，堆載值按照等效均布1 kN/m2取值；II型為全域堆載，堆載值分別按等效均布1 kN/m2和2 kN/m2取值。

圖8 火災后加載點及位移計的分布Fig.8 Distribution of loading points and LVDTS

按照要求將荷載塊放置在試件上表面之后，再將位移測量儀器安裝到位，之后點火升溫。當爐溫按標準升溫曲線保持一段時間后，爐子熄火、自然冷卻。在加熱和冷卻的整個試驗過程中，全程記錄試件各測點的響應溫度和位移。

1.3.2 受火后靜載試驗方案

火災后試件的承載性能試驗則在火災爐上表面通過原位加載完成。首先，將火災試驗時置于試件上表面的所有荷載塊取下，記錄殘余位移。然后再按照加載要求將承重梁和千斤頂放置在指定位置。所有測量儀器安裝到位后，通過千斤頂進行逐步加載試驗，直至試件無法承受載荷。

5個試件的加載點設置如圖8(a)所示，場景見圖8(b)。4點加載通過兩個方向的分配梁實現(xiàn)，各試件兩端均簡支于爐體兩端的邊界梁上(支承構造見圖9)，另兩邊自由。試件的兩端均設有2個用于邊界固定的圓孔(圖8)，而支座梁的一端則設有圓孔，另一端為橢圓孔(可實現(xiàn)水平滑移)。將試件置于支座板之上，并通過螺栓連接固定之后，即可實現(xiàn)簡支連接。另外需要注意到，當每個連接螺栓固定后再在螺栓的頂部放置一個薄壁槽型護套，然后澆筑砂漿，從而方便拆裝且當水平滑移時不會引起局部砂漿拉裂。

圖9 邊界連接構造Fig.9 Boundary connection structure

1.4 測點布置及量測

試件的豎向位移用位移傳感器測量(即圖8(a)中的LVDT)，測點標記為D1～D5。考慮到火災后試件下表面破壞嚴重，故在試件頂面設置應變片CT1-A/B/C/D、CT2-A/B/C/D、CT3-A/B、CT4-A/B、CT5、CT6-A/B測量混凝土應變，在鋼骨架的主構件下翼緣設置應變片SL1-A/B、SL2-A/B/C/D測量薄壁鋼構件的應變，分布如圖10所示。

圖10 火災后試驗應變測點分布Fig.10 Layout of the instrumentation for strain measurements of the slab specimens after fire

2 受火試驗主要結果

2.1 位移響應及破壞特征

火災下組合樓板試件的最大響應位移及熄火后的殘余位移列于表4。可以看出，該組試件在受火階段均產生了較大的變形、且最大撓度達到L/46，最小值為L/55，且熄火后均有較大的殘余位移。另外，火災下試件上表面均出現(xiàn)不同程度的水平縱向貫通裂縫，和較小的橫向裂縫(圖11(a))，鋼梁底部混凝土出現(xiàn)局部剝落(圖11(b))。但是在整個受火階段，所有試件在產生較大變形時均保持良好的整體性。

表4 火災響應位移Table4 Response displacements in fire

圖11 試件在受火時的主要破壞特征Fig.11 The main failure characteristics of specimens in fire

2.2 溫度響應

對應圖7所示測溫點，受火階段測量的組合樓板試件S1的下表面測點溫度及內置薄壁鋼主構件上表面測點溫度的分布如圖12所示，其中的TFA為平均爐溫。結果顯示，在整個火災升溫過程中，組合樓板試件的響應溫度呈一定的非均勻分布特征。其他試件也有相似的溫度分布，所有試件的特征溫度如表5所示。

圖12 試件S1的響應溫度曲線Fig.12 Temperature curves of the response temperatures of specimen S1

表5 溫度響應特征值Table5 Characteristic temperatures of specimens(℃)

表5中的TSM、TSS分別代表各試件內置的薄壁鋼主構件上表面和次構件上表面溫度測點最大響應溫度平均值，TCP和TCL分別代表預制板上表面和試件下表面溫度測點最大響應溫度的平均值。ΔTC和ΔTL分別代表預制板上表面溫差和試件下表面溫差。

由表5和圖12的結果看出，預制板上表面響應溫度(TCP)與鋼骨架主、次構件的上表面響應溫度(TSM、TSS)比較接近，且均小于200 ℃，說明薄壁鋼骨架具有與輕骨料混凝土接近的隔熱功能。試件下表面響應溫度最高為858 ℃，則說明對組合樓板底部需要重點防火保護。由圖12可以看出，試件下表面響應溫度的變化與爐溫基本一致，但稍有滯后，最高響應溫度較爐溫低100 ℃；試件上表面響應溫度的變化明顯滯后于爐內溫度的變化，5個測點TMS1～TMS5的最高溫度值分別出現(xiàn)在熄火后的29 min、13 min、33 min、18 min和29 min，而非熄火點(升溫60 min)。另由表5可知，組合樓板試件響應溫度在試件平面內有一定的變化，最大溫差為：試件下表面52 ℃，預制板上表面為48 ℃。試件上表面溫度明顯低于爐溫，說明組合樓板有顯著的隔熱功能。

3 火災后靜載試驗結果及分析

3.1 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

按照上述靜載試驗方案對受火后組合樓板試件進行原位加載。試驗的終止條件為組合樓板失去承載力，即施加荷載的千斤頂無法繼續(xù)加載。試驗過程中試件所呈現(xiàn)的主要現(xiàn)象為：(1)加載前期，試件未出現(xiàn)新裂縫，原有裂縫繼續(xù)擴展；(2)隨著荷載的增大，內置薄壁鋼構件的下方混凝土開始出現(xiàn)新裂縫；(3)在加載過程中，一直伴隨著混凝土開裂的響聲，且當荷載值達到一定數(shù)值時，出現(xiàn)突然的卸載現(xiàn)象；(4)加載后期，試件跨中主構件底部混凝土層出現(xiàn)部分脫落(圖13(a))；(5)卸載后，在試件兩端次構件上方出現(xiàn)較為明顯的橫向裂縫(圖13(b))；(6)所有試件呈現(xiàn)良好的整體性，未見突然坍塌或斷裂。

圖13 靜載試驗時的主要破壞特征Fig.13 The main failure characteristics of specimens under static loading

加載結束后，該組合樓板試件所呈現(xiàn)的主要破壞形態(tài)為：(1)內置薄壁鋼構件產生局部屈曲(圖13(c))；(2)縱向薄壁構件產生塑性彎曲；(3)組合板試件發(fā)生整體塑性彎曲變形；(4)混凝土板明顯開裂，底部混凝土基本破壞；(5)混凝土板與薄壁鋼骨架基本分離。

3.2 豎向位移分析

本節(jié)分析了圖8(a)所示的指定測量點D1～D5的火災后垂直位移。結果表明，每個組合樓板試件的最大垂直位移位于測點D1處(見圖14)。圖15則進一步給出了各組試件最大位移-等效均布荷載關系曲線的比較結果。其中，等效均布荷載定義為總加載值(即千斤頂所施加的總荷載Q，單位kN)與組合樓板試件面積(1 700 mm×1 200 mm)的比值。

圖14 火災后試件S1的荷載-位移曲線Fig.14 Load-displacement curve of specimen S1after fire

圖15 火災后試件荷載-最大位移曲線比較Fig.15 load-maximum displacement curve of specimens after fire

由圖14所示的荷載-位移曲線可以看出，火災后組合樓板試件的各測點位移隨荷載的變化呈現(xiàn)2個明顯的階段，即近似線性變化階段和非線性變化階段，而非線性變化階段又呈現(xiàn)上升段和下降段。

其中，線形變化段反映了火災后組合樓板主要承載階段的剛度特征；非線性變化段的最高點對應組合樓板試件火災后所能承擔的最大荷載；非線性上升段則反映了受火后組合樓板的塑性變形能力。這些特征參數(shù)是火災后組合樓板承載性能評估的主要依據(jù)。

組合樓板試件在靜載試驗中所獲得的特征位移和剛度可從圖14獲得，結果見表6。

表6 火災后試件的特征位移和剛度Table6 Characteristic displacements and stiffness of composite slabs after fire

上述結果表明：火災后的組合樓板試件具有較大的變形能力。其具體性能為：(1)火災后的組合樓板具有較大的整體剛度。當?shù)刃Ь己奢d為2 kN/m2時，剛度最小的組合樓板試件S1的跨中撓度僅為2.1 mm，遠小于現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定的L/400。(2) 所有試件在達到極限荷載后仍有較大的塑性變形，試件達到極限荷載后的最小位移為7.9 mm(試件S4)。(3) 火災后試件的最大靜載位移為34.4 mm，接近L/50。(4)火災后各試件在產生較大變形后均未坍塌。

由圖14和表6的結果可知，內骨架為Y2型的組合樓板試件的整體剛度比Y1型的高87.7%，Y3型的比Y1型的高72.6%。該結果顯示，預制板中配置的鋼筋對火災后組合樓板試件整體剛度的影響明顯大于預制板中鋼絲網片的影響，而在預制板中設置兩根鋼筋相對于設置一根鋼筋(即增加100%的配筋量)，使組合樓板試件的整體剛度增加8.7%。

均布荷載作用下的火災后組合樓板整體剛度較局部荷載提高18.5%。而火災下的荷載大小也會影響其火災后試件的整體剛度。結果表明，火災下組合樓板試件承受1 kN/m2等效均布荷載的火災后剛度較之承受2 kN/m2等效荷載的火災后剛度增加10.9%。其主要原因是受火時的均布荷載作用對試件的損傷小于局部荷載，承載值較小時受到的損傷也較小。由此可見，火災后組合樓板剩余剛度評估需要同時考慮火災時樓板所受荷載大小及荷載的分布形式。

3.3 鋼骨架應變分析

試驗結果表明，鋼結構骨架的縱向薄壁主構件底部測點SL1-A/B的應變大于測點SL2-A/B的應變。

由圖16可知，對于同樣的荷載，試件S1的主構件應變明顯大于試件S2和S4的，說明火災后試件S1的主構件變形較試件S2和S4更大。當荷載小于12 kN/m2時，試件S2和S4的應變變化基本相同；當荷載大于12 kN/m2時，試件S2的應變較試件S4的應變顯著增加，相應的極限荷載也較高，這意味著試件S2的變形能力和承載能力高于試件S4；當荷載為9 kN/m2時， 試件S1中主構件的應變較試件S2和S4增大26.8%。

圖16 鋼骨架主構件底部應變隨荷載的變化Fig.16 Variation of the maximum strain at lower surface of main steel members

當荷載為15 kN/m2時，試件S2的應變與試件S3的差異最大，前者較后者增加20.8%，意味著試件S3的主構件剛度高于試件S2；當荷載小于3 kN/m2時，G3組試件S4和試件S5的鋼構件應變基本相同；當荷載大于3 kN/m2時，二者的差異發(fā)生變化。荷載為12 kN/m2時，試件S4的鋼構件應變較試件S5增大41.5%。

3.4 混凝土應變分析

對于組合樓板試件頂面測點CT1-A/B/C/D、CT2-A/B/C/D、CT3-A/B、CT4-A/B、CT5和CT6-A/B，試驗結果顯示，測點CT1～CT5的應變?yōu)閴簯儯褻T1的應變遠大于其它應變，測點CT6-A和CT6-B的應變均在0～4×10-5之間，均為試件上表面橫向應變，遠小于測點為CT1-A/B/C/D、CT2-A/B/C/D、CT3-A/B、CT4-A/B、CT5的縱向應變。

圖17給出了各試件對應測點CT1的應變值，也是試件上表面各測點應變的最大值。由圖17(a)可以看出，荷載為9 kN/m2時，試件S1、S2和S4的測點CT1應變分別為10.1×10-4、8.4×10-4和3.0×10-4，極限應變分別為11.2×10-4、17.9×10-4和19.1×10-4，相應的極限荷載分別為10.83 kN/m2、17.02 kN/m2和17.21 kN/m2。由圖17(b)可知，對應荷載9 kN/m2，試件S2和S3測點的壓應變分別為8.4×10-4和5.3×10-4(差值為58.5%)，相應的極限荷載分別為17.02kN/m2和18.18kN/m2。由圖17(c)可知，當荷載小于9 kN/m2時，試件S4和S5測點的壓應變相當接近；當荷載為12 kN/m2時，其壓應變分別為4.9×10-4和4.1×10-4，兩者之差隨荷載的增大而增大。兩個試件相應的極限荷載分別為17.21 kN/m2和14.51 kN/m2。

圖17 試件上表面最大壓應變隨荷載的變化Fig.17 Variation of the maximum compressive strain at top surface of the composite slab specimens after fire with load

上述分析表明，由鋼結構主構件的底部拉應變-荷載關系和試件上表面壓應變-荷載關系可以得到相同的極限荷載，其結果見表7。

表7 極限荷載quTable7 Ultimate loadqu

表7結果表明，試件S2的受火后極限荷載最大，試件S1的極限荷載最小。該結果與表6所示受火后試件名義剛度ST的結果完全一致，說明該組試件的受火后極限荷載變化特征與剛度變化特征完全一致， 即受火后名義剛度較大時，極限荷載也較大。對照表1的試件參數(shù)可知，網格內配置鋼筋的組合樓板試件，其受火后極限荷載明顯高于僅配置鋼絲網片的試件，且配置2道鋼筋的極限荷載較配置1道鋼筋和鋼絲網片的極限荷載分別增加18.2%和82.2%； 配置1道鋼筋的極限荷載則較之配置鋼絲網片的試件，其受火后極限荷載提高54.1%。該結果說明，組合樓板試件內適當配置鋼筋可有效提高受火后的剩余承載力。

比較試件S2和試件S3的結果可知，火災下荷載的分布形式對試件受火后的剩余承載力也有一定影響，其中均布承載組合樓板的受火后極限荷載高于局部承載的極限荷載(高出13.5%)；同為均布荷載條件的組合樓板試件，火災下組合樓板試件承受1kN/m2等效均布荷載的火災后極限荷載比承受2 kN/m2等效荷載的火災后極限荷載高14.5%，該結果說明，火災后組合樓板試件的承載能力不僅與試件自身的構造有關，同時與火災下的承載值及荷載分布形勢均有關。因此，對組合樓板受火后剩余承載力的評估應綜合考慮構造特征及火災下承載條件的影響。

4 結論

(1)組合樓板試件在經受60 min的標準升溫作用之后，仍然具有較高的剩余承載力。在四點集中荷載作用下，5個試件中,極限荷載最大值為20.63 kN/m2，最小值為11.32 kN/m2。

(2)為了評估輕質組合樓板的火災后承載性能，應綜合考慮組合樓板的構造特征(內骨架形式)、火災下的承載形式(全域均布與局域分布)與數(shù)值大小的綜合影響。受火時承擔全域均布荷載的試件S2較承擔局域分布荷載的試件S3，受火后的剛度和極限荷載均分別提高18.5%和13.5%；試件S4(受火時承擔1 kN/m2均布荷載)較試件S5(受火時承擔2 kN/m2均布荷載)的受火后極限荷載提高14.5%。

(3)預制板中配置鋼絲網片的試件較配置鋼筋的試件，其受火時的響應位移較大。試件S1(內骨架設置鋼絲網片)較試件S2(內骨架設置2道鋼筋)和試件S4(內骨架設置1道鋼筋)，火災響應位移分別增大18.5%和15.5%。

(4)在3種由不同預制板型構成的組合樓板試件中，預制板的每個區(qū)格鋪設2根縱筋和橫筋的組合樓板試件(即Y2型內骨架)，其火災后整體剛度和極限荷載均高于其他兩種組合樓板試件(Y1型和Y3型內骨架)。試件S2的受火后剛度和極限荷載較試件S1分別提高87.7%和82.2%；試件S2較試件S4則分別提高8.74%和18.22%。

(5)受火后組合樓板試件仍有較高的整體彎曲剛度，當?shù)刃Ь己奢d為2 kN/m2時，剛度最小的組合樓板試件S1的跨中撓度僅為2.1 mm，遠小于現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定的L/400。