2024, Vol. 41扩展功能
文章信息
- 姜海波, 胡泽彬, 曹志鹏, 田月强, 孙向东.
- JIANG Hai-bo, HU Ze-bin, CAO Zhi-peng, TIAN Yue-qiang, SUN Xiang-dong
- 体外预应力节段式UHPC无腹筋梁抗剪性能试验研究
- Experimental Study on Shear Behavior of Externally Prestressed Segmental UHPC Beam without Stirrup
- 公路交通科技, 2024, 41(2): 105-115, 138
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2024, 41(2): 105-115, 138
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2024.02.011
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文章历史
- 收稿日期: 2022-07-01
, 2. 中路杜拉国际工程股份有限公司, 广东 广州 510627;
3. 广东省交通规划设计研究院集团股份有限公司, 广东 广州 510507
2. Zhonglu Dura International Engineering Co., Ltd., Guangzhou, Guangdong 510627, China;
3. Guangdong Communication Planning&Design Institute Group Co., Ltd., Guangzhou, Guangdong 510507, China
超高性能混凝土(UHPC)是创新性的水泥基体材料[1]。通过去除粗骨料, 加入硅灰、纳米碳酸钙等材料，UHPC可以实现超高的抗压强度和耐久性[2-3]。近年来，UHPC逐渐被人们所重视，并且开始运用在桥梁建设中[4]。钢纤维的加入使得UHPC获得良好的抗拉性能[5-6]，且随机分布在UHPC中的钢纤维可以有效地抑制混凝土裂缝的发展[7-9]。用钢纤维代替桥梁结构中的腹筋(无腹筋结构体系)被认为是降低结构自重、提高桥梁跨径，减少UHPC桥梁造价的一种有效方法[10]。2006年，Voo等[11]进行了7根钢纤维增强的活性粉末混凝土(RPC)无腹筋梁抗剪试验，结果表明，增加钢纤维掺量可以提高该类型梁的抗剪强度。2010年，Voo等[12]进行了8根UHPC无腹筋梁的抗剪试验，结果表明，钢纤维的添加可以改善梁受力性能。在工程应用上，2012年，马来西亚建设了Sungai Nerok地区的一座UHPC无腹筋桥梁[13]。以该桥为工程背景，采用单片变截面T梁进行试验。剪跨比设置为3，试验结果表明：UHPC梁有足够的抗剪能力来抵抗所设计的剪力。同年，Lee等[14]进行了无腹筋UHPC梁抗剪性能试验研究，结果表明，试验梁具有良好延性，抗剪强度在开裂后仍然在逐渐增长。2015年，Bertram[15]进行了一系列的开孔无腹筋UHPC梁的试验，研究认为添加钢纤维可以取消抗剪腹筋。2019年，Zheng等[16]进行了8根RPC梁抗剪试验，试验梁采用Ⅰ型截面，试验结果表明：AFGC，JSCE和SIA抗剪公式不能准确预测RPC梁的抗剪强度。2021年，姜海波等[17]对9根体外预应力UHPC无腹筋梁进行4点加载抗剪试验，结果表明，当剪跨比为2时，梁发生弯曲破坏，而当剪跨比减小1.0和1.5时，UHPC无腹筋梁发生抗剪破坏。法国规范公式低估了体外预应力UHPC无腹筋梁的抗剪承载力。同年，梁雪娇等[18]进行了5片UHPC预制节段梁抗弯性能研究，结果表明，拼装梁的延性优于整体梁，且多齿数构件的抗弯承载力低于单键齿构件。
目前的工程应用和试验主要集中在体外预应力整体式UHPC梁上，但是随着装配式桥梁的发展，预制节段桥梁得到重视，但是预制节段桥梁连接节段之间的键齿通常是受力最不利的位置[19-20]，采用UHPC为材料的键齿可以有效提高其抗剪强度[21-24]，使得整个结构受力更加均匀合理。因此，UHPC无腹筋结构在预制节段拼装桥中也得到了应用。马来西亚是预制节段UHPC无腹筋桥梁最早建设应用的国家之一[25]，其中最有代表性的是Batu6桥[26]，该桥施工采用短线预制、现场拼装的方法。全桥仅设置纵向体内、体外预应力束，这使得桥梁自重大幅降低，体现了节段式UHPC无腹筋桥梁工业化水平高、结构简单及轻量化等优点。
尽管体外预应力节段式UHPC无腹筋桥梁已经得到了很好的工程应用，然而，对于钢纤维取代腹筋是否满足抗剪设计要求、钢纤维对体外预应力节段式UHPC无腹筋梁的抗剪强度影响和破坏模式则鲜有相关研究报道，也尚无成熟的体外预应力节段式UHPC无腹筋梁的抗剪承载力计算理论及计算公式。基于此，本研究通过对5根体外预应力节段式UHPC无腹筋梁、2根体外预应力节段式UHPC有腹筋梁和1根体外预应力整体式UHPC无腹筋梁进行静力破坏试验，并将试验结果和规范公式进行对比，讨论规范公式计算体外预应力节段式UHPC梁抗剪承载力的适用性。
1 试验概况 1.1 试验梁的设计和试验参数本试验通过7根体外预应力预制节段UHPC梁(简称为节段式UHPC梁)，其中包括5根体外预应力节段式UHPC无腹筋梁(简称为节段式UHPC无腹筋梁)和2根体外预应力节段式UHPC有腹筋梁(简称为节段式UHPC有腹筋梁)，研究剪跨比(1.5，2.0，2.5)、不同钢纤维掺量(0%，1.5%，2.0%)、箍筋间距(150 mm和75 mm)对节段式UHPC梁抗剪性能的影响，其中箍筋间距为150 mm的节段式UHPC梁配箍率为0.47%，75 mm箍筋间距的节段式UHPC梁配箍率为0.94%。作为对比，制作了1根体外预应力整体式UHPC无腹筋梁(以下简称为整体式UHPC梁)。如图 1所示，所有试验梁均采用T型截面，试验梁全长为2 000 mm，其中净跨为1 800 mm，T梁截面高度为300 mm，翼缘板宽度为400 mm, 厚度为50 mm，腹板宽度为80 mm。梁两端布置矩形截面为高300 mm、宽400 mm锚固块，用于体外预应力的锚固。试验梁跨中的位置布置厚度为100 mm的转向块。节段式UHPC梁的连接采用键齿干接缝的形式[27-29]。采用长线匹配浇注法浇注成型，通过张拉体外预应力的方式将节段式UHPC梁连接成整体。
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| 图 1 试验梁尺寸(单位：mm) Fig. 1 Dimensional drawing of test beams (unit: mm) |
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所有试验梁的纵向受力钢筋采用2根Φ12 mm的HRB400钢筋。节段式UHPC梁纵向钢筋在接缝处断开，整体式UHPC梁纵向钢筋通长连续。体外预应力采用2束Фs15.2 mm高强低松弛钢绞线对称布置。详细的试验梁配筋图和预应力布置见图 2。
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| 图 2 试验梁钢筋布置(单位：mm) Fig. 2 Arrangement of reinforcement for test beams (unit: mm) |
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所有试验梁的设计参数见表 1。试验梁参数的命名形式为S-m-Sn-Rt，其中第1个S代表节段式UHPC梁，M代表整体式UHPC梁，m代表剪跨比，Sn或Mn中的n代表钢纤维掺量，Rt中的t代表箍筋间距，其中所有节段式UHPC无腹筋梁用“None”来表示。例如梁名称“S-2.0-S2.0-None”表示剪跨比为2.0，钢纤维掺量为2.0%的节段式UHPC无腹筋梁。本研究中剪跨比(λ)为梁上集中荷载作用点到支座边缘的最小距离与截面有效高度之比，计算如下：
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(1) |
| 试件名称 | 剪跨比 | 钢纤维掺量/% | 箍筋间距/mm | 设计参数 | 分组说明 |
| M-2.0-M2.0-None | 2.0 | 2.0 | — | 整体式梁 | 整体和节段组 |
| S-2.0-S2.0-None | 2.0 | 2.0 | — | 基准梁 | |
| S-1.5-S2.0-None | 1.5 | 2.0 | — | 剪跨比 | 剪跨比组 |
| S-2.5-S2.0-None | 2.5 | 2.0 | — | 剪跨比 | |
| S-2.0-S0-None | 2.0 | 0.0 | — | 钢纤维掺量 | 钢纤维掺量组 |
| S-2.0-S1.5-None | 2.0 | 1.5 | — | 钢纤维掺量 | |
| S-2.0-S2.0-R75 | 2.0 | 2.0 | 75 | 箍筋间距 | 箍筋间距组 |
| S-2.0-S2.0-R150 | 2.0 | 2.0 | 150 | 箍筋间距 |
式中，a为集中荷载作用点到支座边缘的最小距离，a的取值见图 2；h0为截面有效高度，本试验梁的截面有效高度均为278 mm。
1.2 UHPC材性试验中所用钢纤维的尺寸为13 mm×0.22 mm，为端弯钩型钢纤维，抗拉强度≥2 000 MPa，长径比为60，具体尺寸规格见图 3。UHPC的材料力学试验按照法国规范《超高性能纤维增强混凝土规范性能、生产和一致性》(NF P 18-470)[30]进行测试，测试结果见表 2，其中UHPC的材性包括立方体抗压强度、圆柱体劈裂强度、棱柱体抗折强度以及UHPC裂后残余抗拉强度。所有的测试均取样3个，测试结果取平均值。
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| 图 3 钢纤维尺寸规格(单位：mm) Fig. 3 Dimensional drawing of steel fibers(unit: mm) |
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| 混凝土类型 | 立方体抗压强度/MPa | 劈裂抗拉强度/MPa | 弹性模量/GPa | σf1 | σf2 |
| U0.0 | 126.54 | 4.85 | 38.66 | — | — |
| U1.5 | 141.10 | 9.57 | 44.45 | 4.13 | 2.54 |
| U2.0 | 147.39 | 10.14 | 47.92 | 8.41 | 5.17 |
| 注：U0.0，U1.5，U2.0分别表示钢纤维掺量为0%，1.5%，2.0%的UHPC；σf1为裂后残余抗拉强度试验值；σf2为裂后残余抗拉强度设计值。 | |||||
1.3 试验方法 1.3.1 试验梁的制作
所有试验梁均采用木模板来成型，键齿干接缝采用钢模板来成型。对于节段式UHPC梁，采用分段匹配浇注的方法来制作，首先浇注中间部分的预制节段，待混凝土强度达到标准立方体抗压强度100 MPa时，拆除存在两边的干接缝钢模板，而后再浇注两边部分的预制节段。对于整体式UHPC无腹筋梁，则采用一次性浇注成型的方法来制作。试件制作过程见图 4。
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| 图 4 试验梁制作过程 Fig. 4 Fabrication process of test beams |
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1.3.2 体外预应力张拉
预应力采用后张法的张拉方式，通过穿心式传感器记录每根体外束的张拉力。根据《无粘结预应力混凝土结构技术规程》(JGJ 92—2016)[31]，体外预应力张拉控制应力应为(0.4~0.6)fu，其中fu为钢绞线的极限应力，fu= 1 860 MPa。考虑到预应力损失，体外预应力超张拉5%(0.65 fu)。最终有效预应力控制在(0.51~0.54) fu之间。
1.3.3 4点加载试验试验加载装置如图 5所示，采用4点加载的方式进行。试验采用单调加载方式进行，在混凝土没有开裂之前采用10 kN一级进行加载，开裂后采用5 kN一级进行加载，到承载力基本不变，采用跨中位移增大1 mm的方式进行加载直到试件破坏。每一级加载结束后观测裂缝，并记录数据。
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| 图 5 试验梁4点加载 Fig. 5 Four-pointed loading method for test beams |
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试验梁的测点布置见图 6。在箍筋和纵向钢筋上布置应变片来测量加载过程中的应变变化；在两束体外束端部安装穿心式传感器来测量体外束预应力值的增量；在试验梁加载点和跨中布置位移计来测量试验梁在加载过程中的挠度变化。
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| 图 6 试验梁加载及测点布置图 Fig. 6 Layout of test beam loading and measuring points |
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2 试验结果与分析
表 3为所有试验梁的数据汇总，包括开裂荷载、极限荷载、破坏模式、有效和极限体外预应力值等，整体式UHPC无腹筋梁发生抗弯破坏，节段式UHPC梁破坏模式均为剪压破坏。
| 试验梁 | 开裂荷载/kN | 极限荷载/kN | 破坏模式 | 有效预应力/MPa | 极限预应力/MPa | ||||
| N端 | S端 | 1# | 2# | 1# | 2# | ||||
| M-2.0-M2.0-None | 196.38 | 270.38 | 280.32 | 抗弯 | 1 008.70 | 1 004.70 | 1 742.60 | 1 768.90 | |
| S-2.0-S2.0-None | 120.30 | 188.20 | 191.50 | 剪压 | 982.85 | 988.57 | 1 722.60 | 1 693.60 | |
| S-2.0-S1.5-None | 102.19 | 170.55 | 169.10 | 剪压 | 997.40 | 984.61 | 1 712.80 | 1 701.10 | |
| S-2.0-S0-None | 52.47 | 155.61 | 151.46 | 剪压 | 972.11 | 1 029.75 | 1 272.50 | 1 351.20 | |
| S-1.5-S2.0-None | 50.97 | 260.03 | 260.11 | 剪压 | 967.33 | 968.90 | 1 820.70 | 1 824.10 | |
| S-2.5-S2.0-None | 130.55 | 171.07 | 169.53 | 剪压 | 968.48 | 976.95 | 1 744.20 | 1 755.70 | |
| S-2.0-S2.0-R150 | 140.52 | 220.13 | 233.75 | 剪压 | 1 018.55 | 999.19 | 1 693.70 | 1 754.62 | |
| S-2.0-S2.0-R75 | 139.88 | 220.21 | 240.11 | 剪压 | 1 041.00 | 1 033.70 | 1 791.40 | 1 757.50 | |
| 注：开裂荷载为每级加载完成后观测裂缝，第1次观测到梁上出现裂缝所对应的荷载(为2个千斤顶数值的平均值)即为开裂荷载。 | |||||||||
2.1 UHPC梁破坏形态
图 7(a)为整体式和节段式UHPC梁的破坏模式图(M-2.0-M2.0-None，S-2.0-S2.0-None)，可以看出，对于整体式UHPC梁(M-2.0-M2.0-None)来说，其当总荷载达到319.22 kN(极限荷载57.96%)时，其初始裂缝出现在跨中底部，并且随着总荷载的增大，跨中底部出现许多细小的裂缝，并不断向上延伸发展。当总荷载达到390.3 kN(极限荷载70.87%)时，在S端出现了第1条剪切斜裂缝，许多细小且相互平行的斜裂缝也随后出现在剪压区。与整体式UHPC梁不同的是，节段式UHPC梁(S-2.0-S2.0-None)的初始裂缝出现在键齿的根部，并且纯弯区基本没有弯曲裂缝。这是由于节段式UHPC梁的接缝底部的张开行为，导致了在纯弯区的UHPC受到较小的拉应力，而整体式梁由于不存在接缝，梁体连续，故纯弯区的UHPC拉应力较大，并且破坏模式为弯曲破坏，而节段式UHPC梁破坏模式为剪切破坏。
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| 图 7 试验梁破坏裂缝 Fig. 7 Cracking modes of test beams |
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图 7(b)为不同剪跨比节段式UHPC梁的破坏模式图(S-1.5-S2.0-None，S-2.0-S2.0-None，S-2.5-S2.0-None)。除了梁S-2.5-S2.0-None，其他梁(S-1.5-S2.0-None，S-2.0-S2.0-None)的初始裂缝均出现在键齿根部，而梁S-2.5-S2.0-None的初始裂缝出现在纯弯区。这是由于剪跨比2.5的梁加载点靠近纯弯区而远离接缝区域。不同剪跨比的节段式UHPC梁的破坏模式相同，均为剪切破坏。
图 7(c)为添加不同钢纤维掺量的梁破坏模式(S-2.0-S0-None，S-2.0-S1.5-None，S-2.0-S2.0-None)，可以看出，添加钢纤维对节段式UHPC梁的裂缝分布影响较大。由于钢纤维对裂缝的抑制作用，在添加钢纤维2.0%的梁中，其裂缝分布密且细，并且临界裂缝形成较晚(极限荷载的90.01%); 而对于没有添加钢纤维的梁，其裂缝的数量较少，当总荷载达到219.16 kN(极限荷载的71.31%)时，其初始裂缝出现在接缝位置，并且随着荷载的增大，快速发展并延伸至加载点位置。和掺有钢纤维梁临界裂缝缓慢发展不同的是，不掺钢纤维梁临界裂缝的形成较为突然，当荷载达到峰值时，本来裂缝宽度较小的裂缝突然增大并迅速贯穿腹板，破坏突然，属于脆性破坏。这表明钢纤维可以有效地抑制裂缝发展，并且使节段式UHPC无腹筋梁抗剪脆性破坏趋于延性破坏。
图 7(d)为不同箍筋间距梁的破坏模式(S-2.0-S2.0-None，S-2.0-S2.0-R150，S-2.0-S2.0-R75)。对于梁S-2.0-S2.0-R150，当总荷载达到282.87 kN时(极限荷载的62.32%)，在N端键齿根部出现了初始裂缝。当荷载增大到363.12 kN(极限荷载的80.00%)时，在N端形成了临界斜裂缝，其发展较为缓慢。当荷载达到408.51 kN(极限荷载的90.14%)时，临界裂缝充分发展。当荷载达到极限荷载时，N端临界裂缝贯穿腹板，梁破坏，但是，对于梁S-2.0-S2.0-R75，其临界裂缝的方向不是加载点与支点连线的位置，而是介于剪切裂缝和弯曲裂缝之间的形态。这表明随着箍筋间距的减小，节段式UHPC梁的破坏模式由抗剪破坏逐渐向弯曲破坏转变。
2.2 荷载-位移曲线图 8为试验梁的荷载-位移曲线，可以看出，荷载-位移曲线可以分为3个阶段：(1)第1阶段为梁未开裂或者接缝未张开之前，梁处于线弹性阶段，梁的荷载-跨中位移曲线为直线；(2)第2阶段为梁开裂或者接缝张开之后，梁处于非线性阶段；(3)第3阶段为破坏阶段，当临界裂缝出现并发展时，对于添加了钢纤维的整体式和节段式UHPC梁，荷载-位移曲线近似水平段，而未添加钢纤维的节段式UHPC梁由于其脆性破坏则不存在第3阶段。
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| 图 8 节段式UHPC梁荷载-位移曲线 Fig. 8 Load-displacement curves of segmental UHPC beams |
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图 8(a)为整体式、节段式UHPC梁的荷载-跨中位移曲线。可以看出，在弹性阶段，整体式和节段式UHPC梁的荷载-位移曲线重合在一起，在这个阶段，节段式UHPC梁的接缝没有张开，两者的刚度一样。但是随着荷载的进一步增大，节段式UHPC梁的接缝开始张开，此时，节段式UHPC梁的刚度相较于整体式梁的刚度明显减少，随着接缝张开的宽度增大，节段式UHPC梁的荷载-位移曲线保持近似水平，此时荷载基本不变，但是接缝宽度进一步增大。由于没有接缝的存在，整体式UHPC梁位移-荷载曲线在进入非线性阶段后，荷载持续增大，直到停止试验。
图 8(b)为不同剪跨比梁的荷载-跨中位移曲线。对于剪跨比为1.5的节段式UHPC无腹筋梁，其荷载-跨中位移曲线随着荷载的不断增大，斜率不断减小，最终破坏。而对于剪跨比为2.5的节段式UHPC无腹筋梁，其临界裂缝迅速发展，构件刚度明显降低。
图 8(c)为钢纤维掺量组的荷载-跨中位移曲线，在梁开裂或者接缝张开之后，对于钢纤维掺量为1.5%和2.0%的梁，由于钢纤维的存在，梁刚度下降不明显，而未掺入钢纤维的梁刚度下降明显。对于钢纤维掺量为2.0%的梁，当总荷载达到365.48 kN时曲线出现下降段，而梁S-2.0-S1.5-None出现下降段的总荷载为342.54 kN，比钢纤维掺量为2.0%的梁降低了6.70%，这说明提高钢纤维掺量可以提高梁开裂后的性能。
图 8(d)为不同箍筋间距梁的荷载-跨中位移曲线。在弹性阶段，不同箍筋间距的节段式UHPC有腹筋梁的荷载-跨中位移曲线基本重合并且呈直线。在非线性阶段，对于梁S-2.0-S2.0-None，由于其没有布置箍筋，其曲线斜率明显降低。而对于梁S-2.0-S2.0-R150和梁S-2.0-S2.0-R75，开裂之后曲线斜率虽有所下降，但是下降相较于S-2.0-S2.0-None较小。可以看出布置了箍筋的节段式UHPC有腹筋梁的裂后刚度明显高于节段式UHPC无腹筋梁。
2.3 试验参数分析 2.3.1 整体式和节段式UHPC无腹筋梁对于整体式UHPC无腹筋梁(M-2.0-M2.0-None)，极限承载力比节段式UHPC无腹筋梁(S-2.0-S2.0-None)的承载力高40.31%，可见干接缝的存在对于梁的极限承载力有明显的降低作用。
2.3.2 剪跨比的影响由图 9可以看出，对于钢纤维掺量2.0%的不同剪跨比，当剪跨比由1.5增大到2.0时，节段式UHPC无腹筋梁的极限承载力降低了36.98%。剪跨比由2.0增大到2.5时，其极限承载力降低了11.48%。上述结果表明：节段式UHPC无腹筋梁的极限承载力随着剪跨比的增大而减小。
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| 图 9 试验梁极限承载力图 Fig. 9 Histogram of ultimate load of test beams |
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2.3.3 钢纤维掺量的影响
由表 3可以看出，对于剪跨比2.0的梁，钢纤维掺量对于开裂强度的影响较大，其中钢纤维掺量为1.5%梁的开裂强度比未掺入钢纤维梁的提高了1.16倍，而添加了2.0%钢纤维梁的开裂强度比添加了1.5%钢纤维梁提高了17.60%。这是由于随机分布的钢纤维抑制裂缝的产生，有效地提高梁的开裂强度。同样地，添加钢纤维也可以有效提高梁的极限承载力，如图 9所示，钢纤维掺量为2.0%的梁相较于1.5%和0%的梁抗剪承载力分别提高了11.79%和23.65%。上述结果表明钢纤维掺量的增加可以有效增大梁的开裂强度和极限强度。
2.3.4 箍筋间距的影响对于布置了箍筋的节段式UHPC梁，不同于传统的普通混凝土梁(开裂之后，梁的抵抗剪力主要由箍筋来承载)，开裂之后由存在于裂缝中的钢纤维来承担抵抗剪力的作用，箍筋并未充分发挥其作用。然而，随着裂缝宽度的增大，钢纤维被从混凝土中拔出，此时，箍筋开始发挥作用，并且很快达到屈服。对比箍筋间距组梁的极限承载力，剪跨比2.0、钢纤维掺量2.0%的无腹筋梁的极限承载力比箍筋间距为150 mm和75 mm的梁低15.9%和19.6%。上述结果表明：箍筋在钢纤维失去作用后开始承受剪力，并且很快达到屈服，箍筋间距的减少可以提高梁的极限承载力。
3 节段式UHPC梁斜截面抗剪承载力计算基于本研究的试验，将试验梁的抗剪承载力与法国规范《混凝土结构设计：超高性能纤维增强混凝土(UHPFRC)》(NF P 18-710)[32]中关于UHPC梁抗剪承载力计算公式结果进行对比，讨论相关规范对节段式UHPC梁斜截面抗剪承载力计算的适用性和准确性。
NF P 18-710中有关于UHPC梁抗剪承载力的计算主要由3个方面构成：箍筋的贡献、UHPC的贡献、钢纤维的贡献。梁的抗剪承载力由UHPC、钢纤维和箍筋来承担。UHPC梁抗剪承载力Vfu计算如下：
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(2) |
式中，Vc为混凝土对抗剪承载力的贡献；Vf为UHPC中的钢纤维对抗剪承载力的贡献；VRd, s为箍筋对抗剪承载力的贡献。Vc由以下计算得到：
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(3) |
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(4) |
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(5) |
式中，γcfγE为综合安全系数，为了验证公式的准确性，取1.0；k为预应力提高系数；fck为UHPC抗压强度标准值，取实测的UHPC抗压强度标准值；bw为腹板的宽度；z为内力臂，z=0.9d，其中，d为最受压纤维于纵向钢筋中心线之间的距离d=7/8h；σcp为截面轴向应力；NEd为截面轴力；Ac 为横截面面积。
而由钢纤维提供的抗剪承载力贡献值由式(6)计算得到：
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(6) |
式中，Afv为钢纤维所作用的面在横截面上的投影面积，对于T形截面，取Afv=bwz；σf为残余抗拉强度，分别取σf1和σf2(表 3)；其中σf2考虑了钢纤维方向系数K(取1.3)和混凝土分项系数γcf(取1.25)；θ为斜压杆倾斜角度，取试验测得的临界裂缝在水平方向的角度。
由箍筋承担的抗剪承载力VRd, s为：
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(7) |
式中，Asw为箍筋面积; fywd为箍筋抗拉强度设计值；s为箍筋间距。
根据试验结果分析，由于接缝的存在，节段式梁的抗剪承载力低于整体式梁，考虑到接缝存在对抗剪承载力的削弱，根据《节段混凝土桥梁设计和施工指南规范》 (AASHTO GSCB INTERIM-2003)[33]，折减的系数为0.85用于计算干接缝体外无粘结预应力梁的抗剪承载力。故对于节段式UHPC梁，其抗剪承载力Vs, fu计算公式修改为：
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(8) |
基于规范NF P 18-710的抗剪承载力计算公式参数和计算结果见表 4，可以看出，对于含钢纤维的节段式UHPC梁，试验值和未考虑安全系数的计算值之比的平均值为1.04，标准差为0.22。对于含钢纤维的节段式UHPC无腹筋梁，试验值和未考虑安全系数的计算值之比的平均值为1.04，标准差为0.28。计算结果表明：AASHTO GSCB INTERIM-2003中用于计算干接缝节段式梁所采用的折减系数为0.85，用来对规范NF P 18-710中关于UHPC梁抗剪承载力计算公式进行折减，可以准确预测节段式UHPC梁的抗剪承载力。
| 试验梁 | cot θ | 抗剪承载力/kN | VE/Vs, fu1 | ||||
| Vc | Vf1 | VRd, s | Vs, fu1 | VE | |||
| M-2.0-M2.0-None | 1.81 | 58.35 | 266.60 | 0.00 | 324.95 | 275.35 | 0.85 |
| S-2.0-S2.0-None | 1.26 | 58.20 | 185.84 | 0.00 | 207.43 | 189.85 | 0.92 |
| S-2.0-S1.5-None | 1.23 | 57.29 | 88.69 | 0.00 | 124.09 | 169.83 | 1.37 |
| S-2.0-S0-None | 1.19 | 55.14 | 0.00 | 0.00 | 46.87 | 153.54 | 3.28 |
| S-1.5-S2.0-None | 1.40 | 58.07 | 206.50 | 0.00 | 224.88 | 260.07 | 1.16 |
| S-2.5-S2.0-None | 1.47 | 58.10 | 216.73 | 0.00 | 233.61 | 170.30 | 0.73 |
| S-2.0-S2.0-R150 | 1.03 | 58.37 | 151.46 | 33.93 | 207.20 | 226.94 | 1.10 |
| S-2.0-S2.0-R75 | 1.02 | 58.57 | 150.24 | 67.31 | 234.71 | 230.16 | 0.98 |
| 注：Vf1为考虑了σf1的钢纤维对抗剪承载力的贡献；Vs, fu1为考虑了折减系数的梁抗剪承载力计算值。 | |||||||
4 结论与建议
本研究通过5根节段式UHPC无腹筋梁、2根节段式UHPC有腹筋梁和1根整体式UHPC无腹筋梁抗剪试验，测试并记录加载过程中梁裂缝形态、破坏模式、挠度变化和体外预应力变化。分析了剪跨比、钢纤维掺量和箍筋间距参数对节段式UHPC梁的斜截面抗剪性能的影响，并将试验结果与规范NF P18-710结果进行对比，得出以下主要结论：
(1) 整体式UHPC梁纯弯区裂缝较多，破坏模式为抗弯破坏，节段式UHPC梁均为剪切破坏。掺入了钢纤维的梁的裂缝密集且细，临界裂缝形成较晚，破坏模式为延性破坏; 而未掺入钢纤维的梁裂缝较少，并且临界裂缝一旦形成发展迅速，属于脆性破坏。箍筋间距的减小可以使梁的破坏模式由剪切破坏向弯曲破坏转变。
(2) 节段式UHPC梁的荷载-位移曲线可分为弹性阶段、非线性阶段和破坏阶段。由于钢纤维对裂缝的抑制作用，掺入钢纤维可以有效提高梁开裂之后的刚度，掺入2.0%钢纤维的裂后刚度比掺入1.5%钢纤维的提升大。布置箍筋对梁弹性阶段的刚度没有影响，但是梁开裂后，箍筋可以有效提高梁的刚度。节段式UHPC梁由于存在接缝，虽然在接缝未张开之前，其刚度和整体式UHPC梁一致；但是接缝张开后，其刚度明显降低，接缝张开是导致梁刚度和极限承载力下降的原因。
(3) 试验梁的极限承载力随着剪跨比的增大而减小。钢纤维的掺入可以有效提高梁的开裂和极限强度。箍筋在梁开裂之后没有发挥作用，而是当钢纤维被从裂缝之间拔出之后，剪力由箍筋来承担，并且箍筋很快屈服。同时，箍筋间距的减小也可以提高梁的极限强度。
(4) 采用AASHTO GSCB INTERIM-2003中推荐的对干接缝预制节段梁的折减系数0.85，对规范NF P 18-710中关于UHPC梁抗剪承载力计算公式进行折减，可以准确预测添加了钢纤维的节段式UHPC梁的抗剪承载力，其试验值和未考虑安全系数的计算值之比的平均值为1.04，标准差为0.22。
根据上述研究结果，建议在进行节段式UHPC无腹筋梁抗剪设计时，采用规范NF P18-710的抗剪公式，并对其承载力按照AASHTO GSCB INTERIM-2003中推荐的折减系数0.85进行节段梁的折减。
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