周云 ，聶晶鑫 ，張保證 ，胡錦楠 ，朱正榮

（1.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2.工程結(jié)構(gòu)損傷診斷湖南省重點實驗室（湖南大學），湖南 長沙 410082）

超高性能混凝土（UHPC）最早由法國學者De Larrard 等提出［1］，通過在混凝土材料中摻入鋼纖維，高效地增強了材料的抗拉性能和彎曲韌性，并實現(xiàn)了應變硬化.UHPC 在結(jié)構(gòu)中應用時具有可大幅度減小截面尺寸、減輕結(jié)構(gòu)重量的明顯優(yōu)勢.2005 年，首次將超高性能混凝土（C140）應用于工業(yè)廠房梁板的制作中，之后UHPC 開始廣泛應用于建筑和橋梁領域［2-4］.

在抗彎性能研究方面，對于UHPC 現(xiàn)澆整體梁和節(jié)點連接梁極限承載力、破壞模式和開裂特征方面的研究較多，初步證明了目前極限承載力計算方法在一定程度上的可行性，并對UHPC 梁的彎曲破壞形態(tài)有了一定認知，但尚未進行全預制拼接梁抗彎性能方面的研究.Yang 等［5］通過14 根矩形截面UHPC梁，從配筋率和澆筑方法兩方面對梁的抗彎性能進行了試驗研究，結(jié)果表明鋼纖維的排列和取向受超高性能混凝土澆筑方式的影響.楊松霖等［6］通過12 根混合纖維UHPC 梁的靜載試驗，研究了鋼纖維體積分數(shù)為2.0%和2.5%時超高性能纖維混凝土梁的力學性能，發(fā)現(xiàn)梁的承載力隨纖維體積分數(shù)增加而提高.Yoo 等［7］制作了10 根UHPC 梁，以UHPC中摻入鋼纖維的類型為主要變量，對UHPC 梁彎曲性能進行了試驗研究.Shafieifar 等［8］對12 根不同縱筋配筋率和梁高的小型UHPC 梁進行了試驗研究，并對現(xiàn)有UHPC 梁計算極限彎矩承載力的方法進行了評估.Niu 等［9］評估了用不同長度直鋼纖維制備UHPC梁的裂紋擴展行為，并提出了描述裂紋起始應變和裂紋發(fā)展長度變化的方法.Kadhim 等［10］建立了UHPC梁受彎試驗的有限元模型，利用該模型評估了由UHPC 和普通混凝土（NC）組成混合鋼筋混凝土梁的可行性，并提出了UHPC-NC 混合梁極限承載力的預測方法.Qiu等［11］對足尺連接的矩形和T形超高性能混凝土預制橋面板節(jié)點的抗彎性能進行了破壞模式、荷載-位移響應、延性性能和開裂特征的試驗和討論.

在抗剪性能研究方面，目前對工字形、T字形、矩形截面UHPC 整體現(xiàn)澆梁抗剪承載力和破壞特征方面進行了大量試驗研究與參數(shù)分析，并提出了一系列抗剪承載力計算方法.Voo 等［12-13］先后進行了15根預應力工字形梁的剪切試驗，試驗以剪跨比、鋼纖維摻量和類型為變化參數(shù)，并基于塑性理論提出了PSM-VEM 模型用于計算無腹筋預應力UHPC 梁的抗剪承載力.徐海賓等［14］設計了9 根超高性能混凝土T 形梁的抗剪試驗，研究了箍筋數(shù)量、剪跨比、張拉應力大小、鋼纖維等參數(shù)對結(jié)構(gòu)抗剪性能的影響.Zagon等［15］研究了腹板開孔、單斜剪連桿和箍筋對鋼纖維增強超高性能混凝土（SFR-UHPC）工字形梁抗剪性能的影響，結(jié)果表明，相較于無開孔梁，腹板開孔單斜剪桿梁對抗剪強度的降低要低于腹板開孔無斜剪桿梁.Kodur 等［16］分析了超高性能纖維混凝土梁在彎曲和剪切荷載作用下的破壞特征.梁興文等［17］從剪跨比、縱筋配筋率、配箍率、鋼纖維摻量等方面，對7 根UHPC 梁進行了抗剪性能試驗，并提出了UHPC 有腹筋梁抗剪承載力計算模型.Pourbaba等［18］對5 根超高性能纖維混凝土梁的抗彎和抗剪性能進行了試驗研究，并與5 根普通混凝土梁進行了對比，發(fā)現(xiàn)大多數(shù)抗彎抗剪承載力公式低估了實際承載力.

前述研究通過試驗以及參數(shù)、有限元分析對整體現(xiàn)澆梁和UHPC 節(jié)點連接梁的受彎和受剪性能進行了探索，并在一定程度上對已有的抗彎抗剪承載力計算方法進行了評估.UHPC 雖已廣泛應用于橋梁結(jié)構(gòu)，但考慮到UHPC 梁養(yǎng)護條件要求高、施工過程復雜以及對施工設備的要求較高，且房屋建筑結(jié)構(gòu)具有結(jié)構(gòu)構(gòu)件復雜密集的特點，其在房屋建筑方面的應用還較少.本文提出一種全預制拼接槽形UHPC 梁，以此為UHPC 在房屋建筑中的應用提供一條新的思路.相較于整體現(xiàn)澆UHPC 梁，本文提出的單片槽形UHPC 拼接梁可較大程度地提高預制及養(yǎng)護過程的便利性，且單片槽形UHPC 拼接梁通過正、反拼接可分別得到整體梁、柱，進而可以實現(xiàn)房屋建筑的系統(tǒng)化施工，以達到在方便施工和節(jié)省材料的同時，最大限度地利用其優(yōu)異的抗壓強度和持續(xù)的開裂后抗拉強度的目的.

為進一步探究超高性能混凝土拼接方式［現(xiàn)澆工字形梁、正接（回字形）拼接梁、反接（工字形）拼接梁］為變量，對于梁的抗彎、抗剪承載力以及延性的影響，深入分析其在多個影響因素下的抗彎抗剪性能演化規(guī)律，本文根據(jù)試驗梁的拼接方式不同對UHPC拼接梁的抗彎性能進行了試驗研究，并以剪跨比、箍筋間距為變量設計制作了9根槽形拼接梁，對所提出的新型全裝配式UHPC梁進行了抗剪性能試驗研究.

1 試驗簡介

為充分研究全預制拼接槽形UHPC 梁的靜力性能，本文進行了全預制拼接槽形UHPC 梁的抗彎性能和抗剪性能試驗研究.縱筋、構(gòu)造筋采用HRB400級鋼筋，箍筋采用HPB300 級鋼筋，螺栓肋上預留有螺栓孔與螺帽孔，孔邊預埋硬泡沫，孔內(nèi)預埋PVC管，螺栓桿采用18 mm8.8級高強螺栓桿.

1.1 槽形UHPC梁的設計

本文所提出的全預制拼接槽形UHPC 梁（圖1）通過在螺栓肋處的螺栓孔穿插高強螺桿將兩個單片槽形梁連接而成，如圖2 所示.單片槽形梁的腹板設置有螺栓肋，并在其中預留螺栓孔，螺栓桿置于螺栓孔中，全預制槽形梁螺栓連接過程見圖1（中間圓柱體為螺栓）.在所述螺栓肋或螺栓孔對應位置上預留螺帽與對應施工空間（如圖2、圖3 所示，螺栓孔處通過預埋PVC 套管預留2 mm 的施工空間），螺栓連接后灌漿填滿，保證所述槽形UHPC構(gòu)件表面平整，無突起的螺栓.兩個單片槽形梁的連接分為空腔相向（回字形）和空腔相背（工字形）兩種有效的拼接方式.

圖1 全預制槽形梁拼接概念圖Fig.1 Full prefabricated slot beam splicing concept map

圖2 單片槽形梁Fig.2 Single grooved beam

圖3 抗彎試件尺寸詳圖和配筋方案Fig.3 Dimensions and reinforcement details of bending specimens

1.2 材料性能

本次試驗采用的UHPC 材料含有2%（體積分數(shù)）的直鋼纖維，直鋼纖維的直徑和長度分別為0.2 mm和13.0 mm，其配合比見表1.試塊與試驗梁同批澆筑且在相同條件下養(yǎng)護，養(yǎng)護過程分為靜養(yǎng)（3 d）、升溫養(yǎng)護（3d）及自然養(yǎng)護（3 d）三個階段.升溫養(yǎng)護采用蒸氣養(yǎng)護，保持恒溫（90 ℃±5 ℃）48 h 直至同條件養(yǎng)護試件的抗壓強度達到設計值.

表1 UHPC基體配合比Tab.1 Proportion of UHPC matrix

根據(jù)文獻［19］在湖南大學材料性能實驗室微型控制恒加載壓力試驗機（TYA-2000E）上測試UHPC立方體抗壓強度fc與彈性模量Ec.利用實驗室電液伺服萬能試驗機（WAW-E600C）測得鋼筋的屈服強度、極限強度，UHPC 和HRB400 級、HPB300 級鋼筋力學性能測定結(jié)果分別見表2 和表3.本文所用螺栓為8.8級高強螺栓.

表2 UHPC性能參數(shù)Tab.2 Properties of UHPC

1.3 抗彎性能試驗

抗彎性能試驗的構(gòu)件詳細信息和配筋如圖3 和表4 所示，其中現(xiàn)澆梁不含加勁肋.因工字形梁可使得全部厚度的腹板在同一位置集中受力，而回字形梁使得同一厚度的腹板在兩側(cè)各自受力，因此一般情況下工字形梁的受力性能優(yōu)于回字形梁.預制槽形拼接梁在螺栓連接造成的截面削弱處增設加勁肋，增設加勁肋可方便兩個槽形梁之間螺栓連接的張拉以滿足拼接的構(gòu)造要求，而螺栓孔造成的截面削弱與加勁肋對梁剛度加強的影響難以從理論方面判定，因此采用2 根不同拼接方式的槽形拼接梁和1根UHPC 整體現(xiàn)澆梁作為對照組進行抗彎性能試驗.試驗梁彈性階段采用力控制緩慢加載，當試驗梁進入塑性階段后采用位移控制緩慢加載.

表4 抗彎試驗梁設計參數(shù)Tab.4 Design parameters of flexural test beam

在UHPC 梁螺栓肋位置采取兩點對稱單調(diào)加載方式進行抗彎性能試驗.在千斤頂與梁之間設置分配梁，加載點處支座寬10 mm，UHPC 梁底部支座寬12 mm，以防止局部受力.梁跨中和加載點底部以及梁支座頂面布置位移計.梁頂面同一截面位置平行布置混凝土應變片，距離邊緣15 mm，每個應變片間隔50 mm，共4個；梁側(cè)面布置混凝土應變片，距離邊緣20 mm，每個應變片間隔50 mm，共5 個；在梁跨中以及加載點處縱筋上各布置一個鋼筋應變片，共12個，如圖4所示.

圖4 抗彎試驗加載方案及測點布置Fig.4 Flexural test loading scheme and measurement point arrangement

1.4 抗剪性能試驗

本文從剪跨比、配箍率兩個方面對9 根反拼接（工字形）槽形拼接梁進行了抗剪試驗以研究其抗剪性能.抗剪試驗梁構(gòu)件信息及詳細鋼筋配置見表5和圖5，詳細參數(shù)設置如下：

表5 抗剪試驗梁設計參數(shù)Tab.5 Design parameters of shear test beam

圖5 抗剪試件尺寸詳圖和配筋方案（單位：mm）Fig.5 Dimensions and reinforcement details of shear specimens（unit：mm）

1）剪跨比：本次試驗根據(jù)荷載作用點與螺栓肋位置關(guān)系考慮三種剪跨比λ分別等于1、2、3，分別對應作用點在相鄰肋中間且作用點與支座之間無肋、作用點在肋位置、作用點在相鄰肋中間且作用點與支座之間有肋三種工況.

采取兩點對稱單調(diào)加載方式進行抗剪試驗梁的加載，并通過控制分配梁下加載點的位置實現(xiàn)不同剪跨比下的試驗，采用與抗彎試驗同樣的加載過程控制方案.在跨中和加載點位置對應的梁底部布置位移計，并在梁支座頂面布置位移計，如圖6 所示.腹板上垂直于加載點和支座連線布置混凝土應變片，梁最大彎矩點處縱筋上布置鋼筋應變片，與加載點和支座連線相交的每個箍筋上布置鋼筋應變片.其中，cj 表示剪跨段腹板混凝土應變片，從上至下距梁頂面70 mm、120 mm、170 mm 依次編號為1、2、3；gj表示剪跨段箍筋應變片，從支座至加載點依次編號為1、2、3，具體箍筋位置見試驗照片；lg 表示加載點/剪跨段螺桿應變片，螺栓肋處螺桿應變片編號從上至下依次為1、3、2、4.

圖6 抗剪試驗加載方案及測點布置（SSR2工況）Fig.6 Shear test loading scheme and measurement point arrangement（SSR2 working condition）

2 抗彎性能試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗全過程

各試件的荷載-撓度曲線如圖7 所示，從圖7 可以發(fā)現(xiàn)，拼接梁L1、L2剛度略大于現(xiàn)澆梁L0，說明螺栓肋的存在增大了梁的剛度，而UHPC 開裂后曲線看不到明顯的斜率降低，同時加載過程中可聽到鋼纖維拔出的聲音，說明鋼纖維的存在可以增大UHPC開裂后的剛度，從一定程度上抑制了因裂縫發(fā)展而產(chǎn)生的剛度降低現(xiàn)象.L2 的承載力略優(yōu)于L0，L1 的承載力最低，從圖7 來看，L1 縱筋屈服早于L0 與L2，說明L1 截面有效高度低于L0 與L2，從試驗現(xiàn)象來看，L1梁裂縫發(fā)展較為迅速，說明此根試驗梁抗裂性能較差.

2.2 破壞形態(tài)及試驗現(xiàn)象

圖8 所示為3 根UHPC 梁抗彎性能試驗的最終破壞形態(tài)，虛線框框選位置為梁上部混凝土壓碎位置，圖中E、W 表示試驗梁東、西側(cè).以受拉鋼筋屈服后，受壓區(qū)混凝土壓碎為試驗結(jié)束標志.與普通混凝土相比，本文試驗梁混凝土壓碎面積極小，并且被鋼纖維所連接，壓碎而不壓潰，承載力未出現(xiàn)降低的現(xiàn)象，而普通混凝土一般壓潰面積較大，并且承載力突然降低.試驗結(jié)果見表6.L0、L1、L2梁在試驗初期均處于彈性階段，其梁長各個位置的撓度隨荷載變化速率基本一致.

表6 抗彎試驗梁主要特征Tab.6 Principal character of bending test beams

根據(jù)《活性粉末混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（DBJ 43/T 325—2017）［20］計算抗彎極限荷載理論值，見表6.首先計算受壓區(qū)混凝土等效矩形應力圖高度：

式中：x為受壓區(qū)混凝土等效矩形應力圖的高度；fy為普通鋼筋抗拉強度設計值（在本文指代實測值）；As為受拉區(qū)縱向普通鋼筋的截面面積；α1為等效矩形應力系數(shù)；fc為UHPC 混凝土軸心抗壓強度設計值（本文指代實測值）；b'f為工字形截面受壓翼緣計算寬度.根據(jù)本文實測材料強度，計算可得x

式中：M為截面抗彎極限彎矩；h0為截面有效高度.

根據(jù)兩點對稱單調(diào)加載的加載方式，抗彎極限荷載理論值計算公式如下：

式中：F為抗彎極限荷載理論值；l為分配梁支座力臂.

綜上可知，L0、L1、L2 梁的開裂荷載逐漸減小，屈服荷載為L0 最大、L1 最小，峰值荷載與最終跨中撓度為L2 最大、L1 最小，且抗彎極限荷載理論值較試驗值均偏小.L1、L0、L2 梁的裂縫發(fā)展情況基本一致并且最大裂縫寬度逐漸增大，主裂縫均出現(xiàn)在加載點之間并呈現(xiàn)為垂直于梁長且對稱分布在跨中兩側(cè).與一般工字形UHPC 梁L0 不同的是，L0 跨中與加載點處皆出現(xiàn)主裂縫，而L1、L2 梁跨中與加載點處為螺栓肋，主裂縫皆出現(xiàn)在螺栓肋旁邊，說明螺栓肋對槽形拼接梁剛度有明顯提升作用，并且阻礙了裂縫的發(fā)展.

3 抗剪性能試驗結(jié)果與分析

3.1 試驗全過程

3.1.1 不同剪跨比時荷載-撓度曲線

圖9 為同一箍筋間距、不同剪跨比下梁的荷載-撓度曲線.相同配箍率時，梁的抗剪承載力隨剪跨比的增大而減小.剪跨比為1 時，梁承載力最高，且最終為斜壓破壞；剪跨比為2、3時，梁呈現(xiàn)為剪壓破壞.對于無腹筋梁，剪跨比為2 時，梁延性最好；剪跨比為1 時，梁延性最差.對于有腹筋梁，在配箍率相同時，剪跨比越大，槽形拼接梁延性越好.文獻［13］中L1剪跨比為3.13，其主斜裂縫出現(xiàn)后寬度發(fā)展較快，破壞過程迅速，為斜拉破壞.而本文SS3 系列梁雖然剪跨比為3.17（破壞現(xiàn)象在后文進行描述），但其破壞模式為剪壓破壞，并且其中兩根試驗梁主斜裂縫角度大于SSR2 系列梁，說明螺栓肋的存在，阻礙了裂縫的發(fā)展，使得截面內(nèi)力重分布，其荷載-撓度曲線與SS2系列梁相似.

圖9 不同剪跨比時荷載-撓度曲線Fig.9 Load-displacement curves at different shear span ratios

3.1.2 不同箍筋間距時荷載-撓度曲線

圖10 為同一剪跨比、不同箍筋間距下梁的荷載-撓度曲線.在剪跨比為1和2的情況下，箍筋間距為200 mm 時，箍筋對槽形拼接梁的承載力及延性貢獻不大，但配有箍筋對主裂縫的發(fā)展具有有效的約束作用；箍筋間距為100 mm 時，箍筋使梁的承載力提高較大但延性有所降低，箍筋間距為200 mm 時，箍筋使梁的承載力提高較小，且剪跨比為2 時梁的延性反而有所降低.在剪跨比為3 的情況下，箍筋間距為200 mm 時，箍筋使梁的承載力提高較大但延性提高較少，箍筋間距為100 mm 時，箍筋使梁的承載力提高較少但延性有顯著提高，原因為箍筋選用HPB300 級鋼筋，其對UHPC 梁抗剪作用不明顯，此時UHPC 性能對梁的抗剪性能影響較大，分析可知，SSR3-SS100 梁UHPC 性能較差.由圖9、圖10 可知，SSR3-SS100 梁延性遠高于其他剪切梁，說明箍筋間距為100 mm 時，本文試驗梁結(jié)構(gòu)整體性最優(yōu)；且剪跨比為3時，梁的延性可以更好地發(fā)揮.

圖10 不同箍筋間距時荷載-撓度曲線Fig.10 Load-displacement curves at different stirrup spacings

3.2 破壞形態(tài)及試驗現(xiàn)象

圖11 給出了9 根工字形UHPC 拼接梁抗剪性能試驗的最終破壞形態(tài)，框選位置為主要斜裂縫位置，實線為破壞區(qū)域箍筋位置，以梁承載力突然下降發(fā)生斜截面脆性破壞為試驗結(jié)束標志，試驗結(jié)果見表7，抗剪極限荷載理論值較試驗值均偏小［20］.

表7 抗剪試驗梁主要特征Tab.7 Principal character of shear test beams

圖11 抗剪試件最終破壞形態(tài)Fig.11 Final failure mode of shear specimen

圖12 翼緣與腹板間剪切破壞Fig.12 Shear failure between flange and web

剪跨比為1 時，試驗梁剪彎段腹板出現(xiàn)較多細而密的平行斜裂縫，這些裂縫將梁腹板分割成若干個傾斜的壓柱體，隨著荷載的增大，壓柱體被壓潰，進而發(fā)生斜壓破壞.

剪跨比為2 時，裂縫形態(tài)與剪跨比為1 時相似，當產(chǎn)生主斜裂縫后，新裂縫基本停止出現(xiàn)，隨著荷載的增大，主斜裂縫逐漸變大，箍筋發(fā)生屈服；同時試驗梁在支座附近梁底部沿縱筋產(chǎn)生縱向水平裂縫，說明試驗梁翼緣截面相對較小，而且梁支座外伸出部分不夠，造成其抗剪能力不足.試驗梁破壞時，主斜裂縫間鋼纖維連續(xù)、急劇地拔出和斷裂，箍筋斷裂，為剪壓破壞.

剪跨比為3 時，裂縫的形態(tài)與發(fā)展與剪跨比為2時相似，隨著主斜裂縫的擴大，箍筋發(fā)生屈服，試驗梁破壞時，主斜裂縫間鋼纖維連續(xù)、急劇地拔出、斷裂，加載點處混凝土被壓潰，斜裂縫處箍筋斷裂，為剪壓破壞.與一般UHPC梁不同的是，SSR3系列梁主斜裂縫角度出現(xiàn)大于SSR2 系列梁的情況，說明螺栓肋阻礙了裂縫的發(fā)展，在螺栓肋位置主斜裂縫出現(xiàn)轉(zhuǎn)角現(xiàn)象，因此此處梁截面發(fā)生了內(nèi)力重分布現(xiàn)象.

根據(jù)《活性粉末混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（DBJ 43/T 325―2017）［20］計算抗剪極限荷載理論值，見表7，計算公式如下：

式中：V為構(gòu)件斜截面上的最大剪力理論值；Vfc為UHPC所提供的抗剪承載力；Vs為箍筋所提供的抗剪承載力；αcv為斜截面活性粉末混凝土抗剪承載力系數(shù)；ft0為UHPC 軸心抗拉初裂強度設計值；βv為鋼纖維對活性粉末混凝土抗剪強度的影響系數(shù)，可取βv=0.6；λf為鋼纖維含量特征參數(shù)；ρf為鋼纖維體積分數(shù)；lf為鋼纖維長度；df為鋼纖維的等效直徑；fyv為箍筋的抗拉強度設計值（本文為實測值）；Asv為配置在同一截面內(nèi)箍筋各肢的全部截面面積；s為沿構(gòu)件長度方向的箍筋間距.

根據(jù)兩點對稱單調(diào)加載的加載方式計算抗剪極限荷載理論值Vm：

由表7 可見，隨著剪跨比的增大，拼接梁的抗剪承載力逐漸減?。浑S著配箍率的增大，拼接梁的抗剪承載力逐漸增大.其中，配置箍筋SSR1-SS200梁，在破壞前加載點處翼緣出現(xiàn)了脆性的局部斜拉破壞，斜壓桿受到?jīng)_擊荷載，導致其抗剪承載力小于未配箍筋SSR1-SS0梁.配箍率低的SSR3-SS200梁承載力大于配箍率高的SSR3-SS100 梁，說明HPB300 級箍筋對UHPC梁抗剪作用的影響不明顯，導致混凝土性能對梁的抗剪性能影響較大，從而得出SSR3-SS100 梁混凝土的性能與SSR3-SS200梁相比較差的結(jié)論.SSR1系列梁的抗剪極限荷載試驗值明顯大于理論值.試驗梁剪彎段長度為225 mm，而加載點與梁、支座與梁的接觸分別為100 mm、120 mm 寬的墊板，此時應該按照面荷載的方式來理解加載點與支座，從試驗現(xiàn)象來看，該系列梁斜裂縫方向近似是從加載點墊板內(nèi)邊緣指向支座墊板外邊緣，抑或從加載點墊板外邊緣指向支座墊板內(nèi)邊緣，說明墊板外側(cè)寬度將剪彎段增長了48.9%，使得出現(xiàn)更多斜壓桿來承擔斜向壓力，造成試驗值明顯大于理論值.因此用DBJ 43/T 325―2017 進行UHPC 梁的抗剪設計更安全.

3.3 荷載-腹板UHPC應變分析

圖13、圖14 為同一箍筋間距下不同剪跨比和同一剪跨比不同箍筋間距下荷載-腹板UHPC 應變曲線，其中，W、E 分別表示梁西側(cè)、梁東側(cè).在彈性階段，荷載-應變曲線均呈線性變化，隨后曲線產(chǎn)生突變，呈現(xiàn)非線性.這說明隨著加載的繼續(xù)，腹板出現(xiàn)斜裂縫，截面發(fā)生應力重分布.

圖13 不同剪跨比時荷載-腹板UHPC應變曲線Fig.13 Load-strain curves of web UHPC with different shear span ratios

圖14 不同箍筋間距時腹板UHPC荷載-應變曲線Fig.14 Load-strain curves of UHPC with different stirrup spacing webs

當箍筋間距為0 mm、100 mm 時，相對于不同剪跨比，拼接槽形梁斜壓破壞（剪跨比為1）下，梁的承載力最大且腹板UHPC 拉應變最大，UHPC 的抗拉性能和彎曲韌性發(fā)揮最充分；拼接槽形梁剪壓破壞（剪跨比為2、3）下，剪跨比增大時，箍筋間距0 mm、100 mm 下梁的承載力分別增強和減弱，靠近加載點位置UHPC 拉應變分別減小和增大，腹板和靠近支座位置UHPC拉應變均減小.

當箍筋間距為200 mm 時，拼接槽形梁斜壓破壞（剪跨比為1）下，靠近支座和加載點位置UHPC 拉應變首先出現(xiàn)非線性，隨后剪跨比為3的梁UHPC 腹板中心和剪跨比為2 的梁靠近加載點位置拉應變出現(xiàn)非線性，加載前期剪跨比為1 的梁UHPC 拉應變最大，而加載后期剪跨比為2的梁UHPC拉應變最大.

當剪跨比為1 時，箍筋間距100 mm 下梁的承載力最大，腹板UHPC拉應變最大，箍筋間距200 mm下梁腹板UHPC拉應變最小；箍筋間距為100 mm時，前期靠近支座處拉應變最小，后期靠近加載點處拉應變最?。粺o箍筋時，靠近加載點處拉應變最小，靠近支座處拉應變最大；箍筋間距為200 mm 時，在加載后期靠近加載點位置UHPC拉應變最大.

當剪跨比為2 時，箍筋間距100 mm 下，腹板UHPC 拉應變最大，其抗拉性能發(fā)揮最充分，無箍筋情況下UHPC 抗拉性能發(fā)揮程度最低.無箍筋情況下，前期靠近加載點處UHPC 拉應變最大，后期腹板中心UHPC拉應變最大，后期因截面開裂UHPC由受拉逐漸轉(zhuǎn)換為鋼筋受拉使靠近支座處UHPC 拉應變逐漸減小至0；箍筋間距200 mm 下，前期梁腹板中心UHPC 拉應變最小，后期梁腹板中心UHPC 拉應變最大，破壞時靠近支座處腹板UHPC 拉應變最大；箍筋間距100 mm下，腹板中心UHPC拉應變始終最大，說明腹板中心裂縫最小，主要由UHPC抗拉.

當剪跨比為3 時，箍筋間距100 mm 下，腹板UHPC 拉應變最大，其抗拉性能發(fā)揮最充分，無箍筋情況下UHPC 抗拉性能發(fā)揮程度最低.無箍筋情況下，靠近加載點處UHPC拉應變最大；箍筋間距200 mm情況下，腹板中心UHPC 拉應變最大，腹板中心UHPC 抗拉性能發(fā)揮較充分；箍筋間距100 mm 情況下，前期靠近支座處UHPC 拉應變最大，裂縫發(fā)展主要集中于腹板中心及以上部分，后期靠近加載點位置UHPC 拉應變突然變大，該位置裂縫突然變大，發(fā)生剪壓破壞.

4 結(jié) 論

本文提出了一種全預制拼接槽形UHPC 梁，分別采用3 根、9 根試驗梁對提出的槽形拼接梁的抗彎和抗剪性能進行了試驗研究，得到以下結(jié)論：

1）現(xiàn)澆梁與拼接梁的受彎破壞形態(tài)為加載點間梁下部出現(xiàn)若干條垂直于梁長的主裂縫，上部混凝土壓碎.在抗彎承載力方面，相較于L0梁，L1梁降低了12.4%，L2 梁提高了6.8%.由此證明，L2 梁的抗彎性能要優(yōu)于L0整體現(xiàn)澆梁.

2）在L2 拼接方式梁的抗剪性能方面，相同配箍率的情況下，抗剪承載力隨剪跨比的增大而減小；在剪跨比為1、2 下，梁的抗剪承載力隨配箍率的提高而增大，剪跨比為3 時，配置HPB300 級箍筋對梁的抗剪承載力提升較小，此時梁的抗剪承載力受UHPC性能的影響較大，建議采用HRB335 及以上級別鋼筋.剪跨比為1 時，梁破壞模式為斜壓破壞；剪跨比為2、3時，槽形拼接梁破壞模式為剪壓破壞.

3）在L2 拼接方式梁抗剪的延性方面，對于有腹筋梁，箍筋間距相同時，剪跨比越大，梁延性越大，且有腹筋梁的箍筋對主裂縫的發(fā)展具有有效的約束作用.

4）螺栓肋的存在，阻礙了斜裂縫的發(fā)展，使得截面內(nèi)力重分布.因此，SS3 系列梁雖然剪跨比大于3，但破壞模式仍為剪壓破壞.