预应力无腹筋UHPC⁃RC组合梁抗剪性能

Bending and shear resistance of prestressed UHPC-RC composite beams without web reinforcements

摘要

为了探究UHPC-RC无腹筋梁的抗剪力学性能，开展了15根足尺寸UHPC-RC无腹筋梁抗剪试验，系统研究了剪跨比、腹板厚度、钢纤维掺量、压应力水平等关键构造参数对UHPC-RC无腹筋梁抗剪性能的影响，并基于修正压力场理论和分项叠加的思想，建立了综合考虑顶板压剪区、腹板斜剪区、底板拉剪区的抗剪承载力计算模型，试验结果表明，本文抗剪计算方法可较为准确地计算预应力无腹筋UHPC-RC组合梁的抗剪承载力。试验参数分析表明：UHPC-RC无腹筋梁抗剪极限承载力随剪跨比的增大而减小；钢纤维掺量对其抗剪极限承载力具有一定影响；抗剪极限承载力随着腹板厚度的增大而增大；抗剪极限承载力随着压应力水平的增大而增大；施加预应力能提高结构的抗剪极限承载力和初始刚度。

Abstract

In order to explore the shear mechanical performance of UHPC-RC beams without web reinforcements， the paper conducted 15 full-scale UHPC-RC non web reinforced beam shear tests， systematically studied the influence of key structural parameters such as shear span ratio， web plate thickness， steel fiber content， and compressive stress level on the shear performance of UHPC-RC non web reinforced beams. Based on the modified pressure field theory and the idea of sub item superposition， a shear bearing capacity calculation model was established that comprehensively considers the top plate compression shear zone， web plate oblique shear zone， and bottom plate tensile shear zone. Comparison with experimental results shows that the shear calculation method in this paper can accurately calculate the shear bearing capacity. Shear bearing capacity of pre-stressed UHPC-RC composite beams without belly reinforcement. The analysis of experimental parameters shows that the ultimate shear bearing capacity of UHPC-RC beams without web reinforcement decreases with the increase of shear span ratio； The content of steel fiber has a certain impact on its ultimate shear bearing capacity； The ultimate shear bearing capacity increases with the increase of web thickness； The ultimate shear bearing capacity increases with the increase of compressive stress level； Applying prestress can improve the shear ultimate bearing capacity and initial stiffness of the structure.

Graphical abstract

关键词

桥梁工程 / 无腹筋UHPC-RC梁 / 抗剪承载力 / 修正压力场理论 / 足尺寸试验

Key words

bridge engineering / ultra-high performance concrete-reinforced concrete beams without web reinforcements / shear capacity / the modified compression field theory / full-scale test

0 引　言

由于超高性能混凝土（Ultra-high performance concrete，UHPC）具有抗压强度高、抗拉强度高、断裂韧性高和耐久性好的特点^［1］，近几年，UHPC在桥梁工程中逐渐被广泛应用，UHPC是一种与普通混凝土不同的特殊高强水泥基材料，UHPC梁的力学性能也与普通混凝土梁有较大的差别，尤其是UHPC梁的抗剪力学行为是近年来土木工程领域研究的热点之一。

针对UHPC梁的抗剪受力机理，Baby等^［2-4］对11根I形UHPC梁进行了抗剪试验，试验结果验证了法国UHPC结构设计指南关于UHPC梁抗剪承载力计算公式的可靠性；郑辉等^［5］通过9根预应力UHPC薄壁箱梁的抗剪试验研究了配箍率、剪跨比等参数对其抗剪性能的影响；季文玉等^［6］通过12根T形UHPC梁研究了剪跨比、配箍率和纵筋率对其抗剪性能的影响。从中可以发现，目前UHPC梁的研究主要集中于有腹筋梁，且配箍率是其中重要的影响参数。但箍筋严重影响UHPC梁的浇筑和施工^［7］，因此，有必要针对无腹筋梁进行研究。李立峰等^［8］进行了外嵌钢板UHPC无腹筋梁的剪切试验，研究结果表明外嵌钢板能起到箍筋的作用，有效提升UHPC梁的剪切性能。Mészöly等^［9］考虑不同纤维掺量和箍筋，对20根I形梁进行剪切试验研究，研究表明纤维掺量和箍筋均能提升UHPC梁抗剪承载力，并且纤维能显著提升UHPC梁的韧性、改善UHPC梁的裂缝分布形态。

预应力UHPC-RC无腹筋组合梁桥具有性价比高、低碳环保、结构重量相对较轻、施工速度快和维护管养成本低等优点^{［10，11］}，已在实际桥梁工程中逐渐推广应用^{［12，13］}。无腹筋预应力UHPC-RC组合梁在工程运用中有独特的技术经济优势，但目前国内外关于无腹筋UHPC-RC梁的抗剪计算理论和受力机理方面的研究还不够系统，且结构尺寸对力学性能有较大影响，目前开展UHPC-RC组合梁足尺寸试验的研究很少，特别是目前国内在无腹筋预应力UHPC-RC组合梁抗剪性能方面的研究基本上处于空白阶段。

本文开展了15根足尺寸UHPC-RC无腹筋组合梁抗剪试验，系统研究了剪跨比、腹板厚度、钢纤维掺量、压应力水平等关键构造参数对UHPC-RC无腹筋组合梁抗剪性能的影响，并基于修正压力场理论和分项叠加的思想，建立了综合考虑顶板压剪区、腹板斜剪区、底板拉剪区的抗剪承载力计算模型，并基于试验结果展开无腹筋预应力UHPC-RC组合梁抗剪破坏模式及相应的受力机理的分析研究。研究成果丰富了现有的抗剪理论体系^［14-16］，为UHPC-RC无腹筋组合梁的理论研究和工程应用提供了宝贵的参考。

1 试验设计

1.1　试验梁概况

UHPC-RC抗剪试验梁采用工字形截面，截面尺寸与16 m跨UHPC-RC工程梁相同，考虑到试验室设备尺寸限制，抗剪试验梁梁长设计为8 m，试验梁高度为700 mm，其中C50桥面板高度为100 mm，UHPC工字梁高度为600 mm；顶板宽度为950 mm，底板宽度为400 mm；腹板厚度采用60 mm、80 mm、和100 mm三种规格，顶板C50钢筋混凝土后浇施工，预制UHPC梁与C50钢筋混凝土间设置抗剪连接钢筋，同时在预制UHPC梁顶面进行凿毛，预应力钢绞线采用抗拉强度标准值为1 860 MPa的15.2低松弛钢绞线，底板布置12根，顶板布置5根，预应力张拉控制应力分别采用1 358 MPa和1 086 MPa两种。总体尺寸布置图见图1。本文共设计了15片UHPC-RC梁，试验的参数包括：试验梁的剪跨比、钢纤维掺量、腹板厚度和预应力水平，试验梁参数汇总见表1。

1.2　试验方案

如图2所示，试验梁采用跨中单点加载方式，采用简支支承。采用1 000吨长柱压力试验机加载，在球铰处设置力传感器。根据分级加载制度，每级荷载为100 kN，并分级记录梁体挠度、应变片和传感器的测量结果，在每级荷载稳定后，观测裂缝的发展状况并标记。

位移计布置如图2所示。

2 试验结果与分析

2.1　试验结果

试验主要结果如表2所示，15根试验梁的破坏形态和裂缝分布如图3所示。试验梁跨中最大挠度为试验过程中记录的挠度最大值；确定开裂荷载时综合考虑应变数值及裂缝宽度，并记录裂缝倾角和荷载值。预应力无腹筋UHPC-RC组合梁与普通混凝土无腹筋梁受剪破坏形态有显著差异，试验结果汇总于图3。

由图3可得主要试验现象，描述如下：

（1）由于钢纤维的桥接作用，试验梁弯剪区段的腹板中部首先出现与主应力方向相近的斜裂缝，然后裂缝不断延伸，新的裂缝不断出现。在主裂缝出现前陆续出现数量众多的平行斜向裂缝，然后逐渐发展成“带状裂缝区域”。在整个梁体破坏过程中，斜裂缝出现由稀到密，裂缝长度由短到长，裂缝数量众多、裂缝间距较为均匀。

（2）不同于传统钢筋混凝土梁的剪切破坏，预应力无腹筋UHPC-RC组合梁的抗剪承载力在达到峰值荷载后，仍具有较长的平缓下降段，试验梁呈现出非常明显的延性特征，这与常规钢筋混凝土梁的脆性抗剪破坏形成了鲜明对比，表明预应力无腹筋UHPC-RC组合梁抗剪破坏不再是普通钢筋混凝土梁的脆性破坏，而具有较好的剪切延性。

（3）与普通钢筋混凝土梁腹板主裂缝贯穿顶底板的断裂情况不同，预应力无腹筋UHPC-RC组合梁在破坏时的主裂缝呈Z字型。当主裂缝贯穿腹板后，主裂缝沿腹板和顶底板倒角处呈水平发展趋势。试验梁剪切破坏过程中也伴随着梁端水平裂缝的产生与发展，腹板作为预应力无腹筋UHPC-RC组合梁最主要的抗剪部位，其与UHPC工字梁的顶板和底板的连接处最为薄弱，同时顶底板又配置预应力筋，在梁体受剪过程中，开裂后的腹板容易在与顶底板连接处产生纵向剪切破坏。

试验梁剪力-挠度曲线如图4所示。可以发现预应力无腹筋UHPC-RC组合梁受力过程主要分为3个阶段：未开裂的弹性受力阶段、弯剪开裂后钢纤维拔出前受力阶段、钢纤维拔出后受力阶段。弯剪开裂前，试验梁处于弹性工作状态；弯剪开裂后，梁体刚度降低，由于钢纤维的桥接作用，荷载挠度曲线仍近似呈线性，但斜率减小；钢纤维拔出后，腹板大范围退出工作，荷载由顶底板承担，试验梁承载能力不断下降直至破坏。

由图4可知，剪跨比对试验梁的抗剪承载力有显著影响，抗剪极限承载力随剪跨比的增大而减小；钢纤维掺量对试验梁的抗剪极限承载力具有一定影响，钢纤维掺量从1.8%增加至2.0%，抗剪极限承载力增加了6.5%，钢纤维掺量从2.0%增加至2.5%，抗剪极限承载力增加了2.8%，但钢纤维掺量对试验梁的初始刚度影响较小；腹板厚度对试验梁的抗剪极限承载力具有较大影响，试验梁抗剪极限承载力随着腹板厚度的增大而增大；抗剪极限承载力随着压应力水平的增大而增大；对试验梁施加预应力能提高结构的抗剪极限承载力，也能提高试验梁的初始刚度和抗剪强度。

2.2　UHPC-RC组合梁剪切延性

按照剪跨比的不同，对抗剪试验梁进行分类对比，如图5所示。

从图5中可以看出，预应力无腹筋UHPC-RC组合梁具备一定的剪切延性，但是延性的具体表现与常规混凝土梁剪切极限破坏状态有所不同^［17］。斜截面破坏本质是体系问题，德国斯图加特大学Morsch与F.Leonhardt的桁架理论、变角桁架理论等剪切计算理论均说明了这一观点，解决斜截面抗剪受力机理需要从体系上入手，“斜截面构件计算体系化”可以清晰地解释构件弯剪破坏的本质。

常规混凝土梁抗剪延性依靠桁架拉杆（箍筋）的不断屈服（同一斜裂缝的不同位置及不同斜裂缝的箍筋屈服时间不同，有一定的发展顺序）提供剪切延性，因此混凝土梁极限剪切阶段除主斜裂缝外还有几条附属的中等宽度裂缝（次主斜裂缝）。而预应力无腹筋UHPC-RC组合梁在腹板中没有配置抗剪箍筋，无腹筋UHPC梁的剪切延性主要来自于梁体内部的体系转换，即弯剪区主裂纹划分的腹板体系板块错动带来的剪切延性，结构由顶板-底板-腹板构成的整体退化为顶板、底板受力为主，腹板大部分退出工作，结构刚度下降，呈现出来的局部体系延性特征。

在UHPC主裂缝出现之前，UHPC梁弯剪区出现细而密的斜向裂缝，由于UHPC材料钢纤维掺量较高，钢纤维具有较强的桥接作用，一般不出现明显的附属斜裂缝（次主斜裂缝），即单条主斜裂缝现象明显，因此可以通过弯剪区的局部体系变化（腹板板块错动）实现UHPC梁的剪切延性，腹板区的局部特殊受力板块如图6所示，其不同于常规混凝土极限破坏时形成的具有一定间距分散的混凝土压杆（Strut），如图7所示。

2.3　UHPC-RC组合梁弯剪破坏初裂角度与极限破坏角度

一般情况下预应力混凝土梁剪切破坏时初裂角度与极限破坏时主裂缝角度相差较小^［18］，预应力无腹筋UHPC-RC组合梁剪切破坏全过程斜裂缝角度变化规律与预应力混凝土有较明显差异，如图8所示。

从图8中可以看出，部分抗剪梁试验结果表明，预应力无腹筋UHPC-RC组合梁在加载过程中抗剪承载能力的提高，主要通过大角度初裂斜裂缝向小角度极限破坏斜裂缝的局部体系转变而获得。由于试验梁腹板没有配置箍筋，因此从斜截面受力体系分析，可变化的量只有斜裂缝角度，因此在剪跨比较小的条件下，基于最小能量原理，预应力无腹筋UHPC-RC组合梁会沿着承载能力最小的角度进行发展破坏，故将腹板在弯剪作用下裂缝开展最快的点（能量释放最多点）连接为一条直线，从而出现了小剪跨比试验梁破坏时出现较长的水平剪切裂缝的现象，而较大剪跨比条件下，斜截面斜裂缝初裂角度与极限破坏主斜裂缝角度相差较小。

3 UHPC梁抗剪承载力计算模型

由试验梁结果可知，在极限破坏时，由于底板预应力筋的存在，同时由于UHPC的高抗拉性能，底板开裂有限，且底板有一定面积，因此底板对抗剪有一定贡献，称之为UHPC梁抗剪的“底板拉剪效应”，对应常规梁抗剪中受压区部分的压剪效应。计算时若仅以腹板宽度计入其抗剪贡献，计算结果必然偏于保守，且传统的桁架模型夹角为人为假设，不能准确反映开裂倾角。修正压力场理论（MCFT）是Vecchio和Collins在试验研究的基础上提出的一种用于预测钢筋混凝土单元在剪应力和正应力作用下荷载-变形响应的分析模型。该理论的特点是考虑了钢筋混凝土开裂后裂缝间混凝土的拉应力，采用受拉强化效应的混凝土平均应力应变关系及拉压作用状态下的受压软化的受压本构关系，综合运用应力平衡、应变协调、材料的本构关系以及裂缝处局部应力的校核条件分析钢筋混凝土单元在剪切状态下的响应^{［19，20］}，UHPC材料纤维掺量高，无腹筋UHPC腹板剪切受力非常适合修正压力场理论的计算基本假定，故引入修正压力场理论，结合分项叠加思想，提出UHPC梁的抗剪计算公式：

V_u=V_t+V_w+V_b（1）

式中：V_t为顶板承担的剪力；V_w为腹板承担的剪力；V_b为底板承担的剪力。

式（1）计算模型如图9所示。本文采用的计算模型如图9所示，假定UHPC-NC无腹筋梁截面的剪力由上部受压区混凝土提供的受剪承载力、腹板拉压区的骨料咬合力及钢纤维受拉承载力和底板拉剪区共同承担。

如图9（a）所示，由修正压力场理论假定，当区域内分布有细密裂缝，将其视为连续区域，对于UHPC-NC无腹筋梁，故可从中取腹板一个微元体采用修正压力场理论进行应力平衡分析。根据修正压力场理论可知，腹板本身轴力平衡、弯矩平衡，故可将UHPC-NC无腹筋梁截面的三部分剪力进行解耦。其中，腹板部分采用修正压力场理论进行单独计算，具体流程参考文献［19］，通过迭代计算可得V_w。顶板与底板根据其之间轴力平衡进行计算，具体流程如下所示。

对于UHPC-NC无腹筋梁，预应力产生初始上缘压应力与下缘压应力，如图9（b）所示，需采用换算截面进行计算，计算截面特征高度处混凝土初始应变为：

{\epsilon }_{c\mathrm{1}}=\frac{f_{p\mathrm{0}}{A}_s}{E_c{A}_{\mathrm{0}}}-\frac{f_{p\mathrm{0}}{A}_s(d-c)}{E_c{I}_{\mathrm{0}}}c（2）

{\epsilon }_{n\mathrm{1}}=\frac{f_{p\mathrm{0}}{A}_s}{E_c{A}_{\mathrm{0}}}-\frac{f_{p\mathrm{0}}{A}_s(d-c)}{E_c{I}_{\mathrm{0}}}(c-x_n)（3）

{\epsilon }_{s\mathrm{1}}=\frac{f_{p\mathrm{0}}{A}_s}{E_c{A}_{\mathrm{0}}}+\frac{f_{p\mathrm{0}}{A}_s(d-c)}{E_c{I}_{\mathrm{0}}}(d-c)（4）

式中：f_{p\mathrm{0}}为预应力筋有效预应力；E_c为UHPC弹性模量；A_{\mathrm{0}}为换算截面面积；A_s为预应力筋面积；I_{\mathrm{0}}为换算截面惯性矩；{\epsilon }_{c\mathrm{1}}为压剪区上缘应变；{\epsilon }_{n\mathrm{1}}为压剪区底缘应变；{\epsilon }_{s\mathrm{1}}为预应力筋应变；c为中性轴高度；x_n 为压剪区高度；d为截面有效高度。

既有试验表明，UHPC-NC梁的弯曲裂缝一旦产生，便会迅速延伸扩展至受压区下缘，并趋于稳定，进一步增加荷载，裂缝的分布范围增大，但高度变化较小。因此，仍按照线弹性弯曲理论取受压区高度c。则对于截面混凝土，不同高度处水平应变增量满足：

\frac{\epsilon }{x}=\frac{{\epsilon }_{n\mathrm{1}}}{c-x_n}=\frac{{\epsilon }_{c\mathrm{1}}}{c}=\frac{{\epsilon }_{s\mathrm{1}}}{d-c}（5）

则此时压剪区合力为：

C={\int }_{\mathrm{0}}^{x_n}{f}_c(\epsilon )\cdot \beta b(x)\mathrm{d}x（6）

式中：b（x）为截面宽度；f_c(\epsilon )为混凝土压应力；\beta为有效宽度折减系数。

同时，根据预应力筋本构关系，将初始状态时有效预应力代入预应力本构的初始应变{\epsilon }_{s\mathrm{0}}，则预应力筋在剪切破坏时的应变为：

{\epsilon }_s={\epsilon }_{s\mathrm{0}}+{\epsilon }_{s\mathrm{1}}（7）

将式（7）结果代入预应力筋本构关系，并且由力的平衡条件，即压剪区合力受拉预应力筋相等得：

C=f_p{A}_s（8）

式中：f_p 为预应力筋最终应力。

试验表明，采用C50桥面板的UHPC-NC无腹筋预应力组合梁在梁体破坏时，剪压区混凝土压应力与剪应力采用双轴强度控制准则，即：

\frac{\tau }{f_{ck}}=\sqrt[]{a+b\left(\frac{{\sigma }_c}{f_{ck}}\right)+c{\left(\frac{{\sigma }_c}{f_{ck}}\right)}^{\mathrm{2}}}（9）

式中：{\sigma }_c、\tau分别为混凝土正应力和剪应力；f_{ck}为混凝土抗压强度；a、b、c为试验确定系数，取建议值为a=\mathrm{0.008}\mathrm{9}、b=\mathrm{0.095}、c=-\mathrm{0.104}。

将不同高度处正应力代入式（9）计入其抗剪贡献，则压剪区混凝土抗剪承载力为：

V_t={\int }_{\mathrm{0}}^{x_n}\tau \cdot \beta b(x)\mathrm{d}x（10）

基于隔离体应力情况可以发现，位于拉剪区的底板具有不可忽视的应力{\tau }_b，如图9（c）所示，通常来说，混凝土抗剪强度一般为抗拉强度的1~2倍，可得拉剪区抗剪承载力为：

V_b={\tau }_{b}b(x)h_b\approx f_{tk}b(x)h_b（11）

式中：f_{tk}为UHPC抗拉强度，取7.2 MPa。

以15根试验梁抗剪承载力试验数据为基础进行计算方法有效性验证。编程计算得出抗剪承载力、开裂角，并与试验数据及法国规范^［21］计算结果进行对比分析，具体数据见表3，结果对比如图10所示。其中V_TEST为试验值，V_CAL为本文计算方法计算值，V_NFP为法国规范公式结果。

上述计算流程所用的UHPC本构关系参考Graybeal^［22］提出的单轴弹塑性模型：

（12）

（13）

f_{ck,u}=E_u{\epsilon }_{cp}\begin{array}{cc},& f_{tk,u}=E_u{\epsilon }_{cr}\end{array}（14）

式中：{\sigma }_{c,u}为UHPC压应力；{\epsilon }_{c,u}为UHPC压应变；f_{ck,u}为UHPC的抗压强度；{\epsilon }_{cp}为UHPC轴压转折点应变；{\epsilon }_{c,loc}为UHPC的压应变本构限值；{\sigma }_{t,u}为UHPC拉应力；{\epsilon }_{t,u}为UHPC拉应变；f_{tk,u}为UHPC的抗拉强度；{\epsilon }_{cr}为UHPC轴拉转折点应变，即可取为开裂应变；{\epsilon }_{t,loc}为UHPC的拉应变本构限值；E_u为UHPC的弹性模量；{\epsilon }_{c,loc}和{\epsilon }_{t,loc}参考文献［22］分别取为0.003 5和0.003 0。

其余UHPC材料参数根据实际材料试验进行取值，试验结果如表4所示。

预应力钢绞线的理想单轴拉伸应力-应变关系可参考现有的弹塑性模型，本文采用Naaman^［23］提出的典型本构模型，如式（15）所示：

f_{p\mathrm{1}}=\mathrm{1.92}\times {\mathrm{10}}^{\mathrm{5}}\times {\epsilon }_{p\mathrm{1}}\times

\left[\mathrm{0.117}\mathrm{4}+\frac{\mathrm{1}-\mathrm{0.117}\mathrm{4}}{{\left[\mathrm{1}+{\left(\frac{\mathrm{1.92}\times {\mathrm{10}}^{\mathrm{5}}\times {\epsilon }_{p\mathrm{1}}}{\mathrm{1.061}\mathrm{8}\times \mathrm{1}\mathrm{680.15}}\right)}^{\mathrm{7.344}}\right]}^{\mathrm{1}/\mathrm{7.344}}}\right]（15）

式中：f_{p\mathrm{1}}为钢绞线应力；{\epsilon }_{p\mathrm{1}}为钢绞线应变。

C50混凝土轴压本构关系参考德国Rüsch曲线^［24］，如式（16）所示：

\left\{\begin{array}{l}{\sigma }_{cn}=\mathrm{32.4}\left[\mathrm{1}-{\left(\mathrm{1}-\frac{{\epsilon }_{cn}}{\mathrm{2}\mathrm{000}}\right)}^{\mathrm{2}}\right],{\epsilon }_{cn}\le \mathrm{2}\mathrm{000}\\ {\sigma }_{cn}=\mathrm{32.4},\mathrm{2}\mathrm{000}\le {\epsilon }_{cn}\le \mathrm{3}\mathrm{300}\end{array}\right.（16）

式中：{\sigma }_{cn}为C50混凝土应力；{\epsilon }_{cn}为C50混凝土应变。

由表3中数据可知，本文计算方法可以计算腹板开裂角度，且计算开裂角与试验实际开裂角较为符合，即从开裂角度分析，采用修正压力场理论进行UHPC梁腹板抗剪承载力计算时更为合理。由图10可知，目前法国规范公式计算结果大部分低于试验值，且在梁截面积变化不大的情况下，法国规范抗剪承载力计算值变化不大，而采用本文计算方法计算的结果大部分能够非常接近试验值，同时离散型较法国规范小，故基于修正压力场的本文计算方法更为合理。

4 结 论

（1）预应力无腹筋UHPC-RC组合梁抗剪试验结果表明，对于预应力无腹筋UHPC-RC组合梁，其抗剪极限承载力随剪跨比的增大而减小；钢纤维掺量对其抗剪极限承载力具有一定影响；其抗剪极限承载力随着腹板厚度的增大而增大；其抗剪极限承载力随着压应力水平的增大而增大；施加预应力能提高结构的抗剪极限承载力和初始刚度。

（2）预应力无腹筋UHPC-RC组合梁具备一定的剪切延性，但是延性的具体表现与常规混凝土梁剪切延性有所不同。由于UHPC材料钢纤维掺量较高，钢纤维具有较强的桥接作用，一般不出现明显的附属中等宽度裂缝（次主斜裂缝），即单条主斜裂缝现象明显，因此可以通过弯剪区的局部体系变化（腹板板块错动）实现UHPC梁的剪切延性，其不同于常规混凝土极限破坏时形成的具有一定间距分散的混凝土压杆。

（3）在剪跨比较小的条件下，预应力无腹筋UHPC-RC组合梁遵循最小能量原理，在裂缝宽度开展较大后，将裂缝开展最快的点（能量释放最多点）连接为一条直线，此直线角度为梁的抗剪承载力达到最大的角度，从而出现了小剪跨比试验梁破坏时出现较长的水平剪切裂缝的现象，而较大剪跨比条件下，斜截面斜裂缝初裂角度与极限破坏主斜裂缝角度相差较小。

（4）本文综合考虑了顶板压剪区、腹板斜剪区和底板拉剪区对预应力无腹筋UHPC-RC组合梁的抗剪承载力的影响，并基于修正压力场理论和分项叠加的思想给出了相应的计算方法，本文给出的计算方法能够较为准确地计算预应力无腹筋UHPC-RC组合梁的抗剪极限承载力。与常规预应力混凝土梁的抗剪承载力计算不同，在一般情况下，预应力无腹筋UHPC-RC组合梁抗剪承载能力需要考虑拉剪区的有利影响。

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基金资助

2021年度交通运输行业重点科技项目清单(2021-MS1021)