UHPC加固箱梁頂板受彎性能試驗研究

張陽+黨祺+穆程

摘 要：提出密配筋UHPC（超高性能混凝土）加固鋼筋混凝土箱梁頂板方法，以消除混凝土箱梁頂板因開裂導致結構承載能力和耐久性普遍降低兩類病害.為探究該加固方法在集中荷載下的箱梁頂板橫向受彎性能，對3塊足尺箱梁頂板局部模型進行試驗研究.試驗結果表明：負彎矩作用下， 受拉的UHPC層顯著提高了加固板的抗裂性能和剛度；加固試驗板的開裂強度取決于UHPC的彈性抗拉性能；裂縫寬度為0.2 mm時的持荷水平相對于未加固試驗板提高了255.8%；當裂縫寬度小于0.27 mm時，荷載與最大裂縫寬度關系近似線性.正彎矩作用下，UHPC層受壓，加固試驗板的開裂強度取決于封閉裂縫所用黏膠的抗拉強度；因為普通混凝土區域裂縫出現較早，正彎矩加固板在前期表現出略微偏大的撓度，但后期撓度和裂縫寬度的增長速度均明顯小于未加固板，致密的UHPC層為箱梁頂板提供良好的防水性能，加固層對正彎矩試驗板剛度的提高和裂縫發展的控制效果較為明顯；破壞形態符合預期，破壞荷載與理論計算結果吻合良好.

關鍵詞：橋梁工程；加固；超高性能混凝土（UHPC）；開裂；抗彎承載力

中圖分類號：U443.32； TU528.58 文獻標志碼：A

Abstract：A method for retrofitting the top slab of the reinforced concrete box girder with high-reinforcement-ratio UHPC is proposed in order to mitigate the loss of the capacity and durability of the bridge due to the cracking of the top slab. Test on the local models of three top slabs of the box girder is then conducted to investigate the effect of this retrofit method on the lateral flexural behavior of the top slabs under the concentrated loads. The test results show that the UHPC layer subjected to tensile stress induced by negative bending moment improves the cracking resistance and stiffness of the retrofitted slab significantly； The cracking resistance of the retrofitted slab is dependent on the elastic tensile strength of the UHPC； Compared with the unretrofitted slab， the load resistance of the retrofitted slab with the crack width of 0.2 mm increases by 255.8%； When the crack width is less than 0.27 mm， a linear relationship between the load and the maximum crack width is found. On the other hand， when the UHPC layer is subjected to compressive stress induced by positive bending moment， the cracking resistance of the slab is determined by tensile strength of the glue used for sealing cracks. Due to premature cracks in the unretrofitted part of the slab， the retrofitted slab subjected to positive bending moment exhibits a little larger deflection， but the growth rates of both the deflection and crack width of the retrofitted slab during the later period are clearly less than those of the unretrofitted slab. In addition， the top slab is well waterproofed by the compact UHPC layer. The retrofitting layer can effectively enhance the stiffness of the tested slab subjected to positive bending moment and control the crack growth. Failure patterns basically meet the expectations， and the theoretical calculation agrees well with the failure loads.

Key words：bridge engineering； strengthening；ultra-high performance concrete（UHPC）； crack； flexural capacity

我國現有的公路混凝土橋梁大多數是根據20世紀70年代至80年代初，甚至更早的設計標準建造的[1]，其結構普遍出現混凝土老化、破損、變形較大、開裂現象嚴重、橋梁持荷能力明顯下降等病害[2].對于這類橋梁的加固，尋找一個安全可靠、耐久性高的加固方法尤為重要.現有加固方法大致分為2大類，一類是無機材料黏接形式：如高強不銹鋼絞線聚合砂漿加固法等，加固材料強度較低，加固對原結構剛度和延性提高不明顯；另一類是有機材料黏接形式，如粘貼纖維布加固法及粘貼鋼板加固法等，此類加固方法都需要使用環氧結構膠，而有機材料耐高溫性能及耐火性能相對較差，耐久性能也有待提高[3].

超高性能混凝土（UHPC）是一種新型纖維增強水泥基復合材料，其抗壓強度超過150 MPa，抗拉強度超過5 MPa（或7 MPa），并具有良好的耐久性[4].由于鋼纖維分布及其方向的隨機性，實際工程中通常配置普通鋼筋以穩定提高UHPC的抗拉強度[5].研究表明，由于UHPC材料自身超高的抗拉強度及抗拉韌性，UHPC加固方法可以在一定程度上提高普通混凝土板的剛度和延性[6-7].

本文研究的UHPC加固方法采用抗剪栓釘連接方式，同時充分利用UHPC與普通混凝土的表面黏接力來提供界面抗剪能力，依靠配筋UHPC自身超高的材料性能增強加固結構的整體剛度、延性及承載能力.使用UHPC加固方法不僅可以使原結構正常使用狀態得到大幅改善，并且基本不增加結構自重，耐久性極強，更為關鍵的是其有效避免了有機黏接劑的耐久性差問題對加固帶來的巨大危害.但是，目前關于UHPC材料應用于加固的情況，國內外尚無完善的規范，也缺乏工程實踐經驗，因此有必要通過試驗研究配筋UHPC加固普通混凝土箱梁頂板在正/負彎矩作用下的抗彎拉性能.國外學者研究了界面粗糙度對UHPC黏接力的影響[8]、配筋UHPC板受彎性能[9]、配筋UHPC與普通混凝土通過環氧樹脂膠構成的新型組合板的受彎性能[10]和配筋UHPC與預應力混凝土組合梁的結構性能[11].國內學者研究了鋼-UHPC組合板的受彎性能[12]和高性能復合砂漿鋼筋網加固RC板的受彎性能[13].目前國內外對采用剪力釘連接方式的UHPC加固混凝土板的彈性極限、裂縫發生發展情況、承載能力及破壞形態鮮見報道.

赤石特大橋是汝郴高速公路上的一座預應力混凝土雙索面斜拉橋，2014年10月29日下午4時許，赤石特大橋6#索塔汝城-郴州方向左幅主塔錨固區內起火，事故造成大橋混凝土主梁頂板開裂嚴重，開裂區域裂縫主要以與箱梁軸線約呈30°～60°夾角的斜向裂縫為主.

本文針對赤石特大橋火災事故，設計了密配筋UHPC加固赤石特大橋混凝土箱梁橋面板靜力正/負彎矩加載試驗，對加固結構的彈性極限、開裂強度、整體剛度、裂縫發生發展情況、承載能力及破壞形態等進行測試，從中總結出相應的特征和規律，以探明密配筋UHPC加固箱梁頂板的受彎性能，供混凝土箱梁加固設計與工程應用參考.

1 試驗概況

1.1 試件設計及材料特性

試驗前期準備階段，在赤石特大橋項目部現場澆筑3塊足尺箱梁頂板局部模型作為試驗板.各試件的尺寸相同，沿橋梁橫向長度為3 200 mm，橫向凈跨為3 000 mm，沿橋梁縱向長度為2 000 mm，厚度為280 mm，其中加固試驗板厚度增加50 mm的密配筋UHPC.

試件及其主要參數如圖1所示.UHPC加固層中布置縱橫雙向鋼筋網，通過在頂板上植入長為150 mm的抗剪栓釘與箱梁頂板連接.為充分模擬混凝土箱梁頂板的實際開裂情況，在對試驗板進行加固之前先對其中2個試件進行扭轉預壓，使其產生與頂板橫向成45°夾角的斜裂縫（如圖1（d）所示）.3塊試件分別為未加固對比試件、正彎矩加固試件和負彎矩加固試件.

試驗中UHPC材料主要由水泥、硅灰、石英粉、石英砂、高效減水劑、混雜鋼纖維組成.端鉤型鋼纖維長13 mm，直徑0.2 mm，摻入體積分數為2%；圓直型鋼纖維長8 mm，直徑0.12 mm，摻入體積分數為1.5%.UHPC加固層中鋼筋直徑為10 mm，等級為HRB400，箱梁頂板材料為C55普通鋼筋混凝土，頂板內鋼筋間距15 cm，鋼筋直徑16 mm，等級為HRB400.剪力釘直徑為13 mm，高度150 mm，對釘帽以下部分進行壓紋（如圖1（c）所示），植入箱梁頂板深度為115 mm，UHPC加固層中高度為35 mm，剪力釘沿縱向、橫向間距均為300 mm，剪力釘布置如圖1（b）所示.試驗中澆筑加固層時制作9個100 mm×100 mm×100 mm的UHPC立方體試塊與6個100 mm×100 mm×400 mm棱柱體試塊，與加固板在相同的室內環境下養護24 h后，待UHPC終凝，加固板與試塊脫模后蒸氣養護48 h，養護溫度控制在90～100 ℃.按照標準試驗程序[14]測試UHPC的基本力學性能，結果見表1.

1.2 試驗加載及測量方案

本試驗的3塊試件均為跨中集中加載的簡支試件.試驗采用1 500 kN油壓千斤頂進行加載.為保證試件在水平方向自由移動，在試件的一端使用滾軸支座.為便于負彎矩加載時測量UHPC加固層頂面裂縫寬度，采取油壓千斤頂從下向上施加荷載的反向加載方案，正彎矩仍采取正向加載.

試驗中主要測量了試件的跨中和端支座位移、UHPC加固層側面和底部靜態應變，以及底部開裂后的裂縫寬度等.電阻應變片的數據用TDS-602靜態數據采集儀采集.同時，為了更好地測試UHPC加固層開裂后的受拉應變情況，在UHPC加固層頂面布置3個引伸儀.

試驗中撓度數據由百分表測得，引伸儀增量及支座位移由千分表測得，試件的絕對撓度由跨中撓度減去支座位移得到，荷載由千斤頂油壓表和壓力傳感器共同監控，試驗中裂縫寬度由智能裂縫觀測儀監控，其精度為0.01 mm.試驗測點及引伸儀布置如圖2，圖3和圖4所示.

2 試驗結果及分析

2.1 正彎矩加固試驗板

2.1.1 荷載撓度曲線

試驗板豎向位移由百分表測量，跨中撓度為δ=（Z1+Z2+Z3）/3+（N1+N2+S1+S2）/4，其中Z1～Z3為跨中橫向布置的3個百分表讀數，N1，N2，S1，S2分別為支座處布置的4個千分表讀數.正彎矩作用下，加固試驗板的荷載跨中撓度曲線與未加固試驗板對比如圖5所示.

加固試驗板在正向加載的跨中集中荷載作用下，跨中撓度與荷載在前期呈明顯線性關系，但撓度曲線的斜率小于未加固試驗板的彈性階段.原因是普通混凝土層前期已預壓至開裂，裂縫封膠不能提高其抗拉強度，正彎矩加固試驗板表現出較早的開裂現象；但在未加固試驗板開裂與正彎矩加固試驗板均進入裂縫發展階段之后，UHPC加固層不僅提高了截面的慣性矩，同時具有較高的抗壓強度及彈性模量，隨著荷載的持續增大，加固試驗板在正彎矩作用下的撓度和裂縫發展速度明顯低于未加固試驗板；圖5中A點之前，加固試驗板表現出比未加固試驗板較大的撓度，是因為加固試驗板在前期已經預壓至開裂，在荷載保持較低水平時，底層僅鋼筋受拉，普通混凝土失去承載力，需要更大應變以滿足應力要求，試驗主要撓度結果匯總于表2.

當荷載大于232 kN之后，加固板撓度持續小于未加固板，在未加固板接近破壞荷載677 kN時，加固板撓度僅為未加固板的35.6%；荷載達到569 kN，荷載撓度曲線開始有比較明顯的斜率變化，試件剛度下降速度較快，試驗板底部出現橫向裂縫，此時加固試驗板在正彎矩作用下達到屈服階段，撓度相對未加固試驗板減小36.6%，荷載提高了8.4%，剛度提高較明顯.試件進入延性階段至破壞的過程中，加固板表現出更高的延性，撓度增加量是未加固試件的24.9%，原因是組合結構中的受壓區高度小于UHPC加固層厚度，普通混凝土層2層鋼筋均受拉，相比于普通混凝土箱梁頂板承受正彎矩時，加固板中的上層受拉鋼筋可以幫助底層受拉鋼筋分擔部分應力，底層鋼筋達到屈服強度時，上層鋼筋已經承受部分拉應力，所以加固試驗板表現出更高的延性.

2.1.2 荷載主裂縫寬度曲線

正彎矩作用下，加固試驗板的荷載主裂縫寬度曲線如圖6所示.

加固試驗板UHPC加固層受壓，普通混凝土層受拉.由于結構整體開裂強度取決于裂縫封膠材料的強度，所以底面跨中裂縫出現較早，出現可見裂縫時的荷載水平較低，初始裂縫最早出現在跨中底部，裂縫發展均沿預壓初始斜裂縫方向，試驗主要裂縫結果匯總于表3.

荷載達到177 kN，未加固試驗板的主裂縫寬度為0.1 mm，此時正彎矩加固試驗板裂縫寬度為0.9 mm，是未加固試驗板縫寬的90%；未加固試驗板主裂縫寬度達到0.2 mm控制點時，加固試驗板主裂縫寬度為0.1 mm，僅為未加固試驗板的50%；未加固試驗板達到破壞荷載時，加固試驗板主裂縫寬度為0.34 mm，為未加固試驗板的27.8%；加固試驗板主裂縫寬度大于0.35 mm后，底面斜裂縫改變走向，出現橫向貫通裂縫，同時主裂縫寬度突然增大，試驗板進入破壞階段，最終破壞時刻底面裂縫分布如圖7所示.

不難看出， UHPC加固方法顯著抑制了裂縫的發展速度，不僅有效提高了規范中裂縫寬度關鍵點的持荷能力，而且顯著增強了結構整體的極限承載能力.原因是UHPC加固層本身具有超高的抗壓強度，與密配鋼筋共同受力，在結構整體受彎時，減小了結構受壓區高度，普通混凝土中上下2層鋼筋均受拉，相比于未加固試驗板中單層鋼筋受拉的情況，加固試驗板以更小的鋼筋應變滿足較大的應力要求，所以裂縫寬度發展受到明顯抑制.

同時，UHPC加固層彈性模量較大，受壓應變較小，當UHPC加固層和普通混凝土層未產生相對滑移之前，結構截面應變基本滿足平截面假定，從而進一步減小了底部受拉區應變，降低了裂縫發展的速度.

2.1.3 荷載跨中底面應變曲線

值得一提的是試驗板在正彎矩作用下的跨中底面應變并沒有隨著荷載的增大而持續增大.在荷載持續增長的階段，跨中底面應變曲線出現非常明顯的轉折點，應變出現一次較為明顯的回縮現象，隨后又隨荷載增大而持續增長，整條荷載應變曲線呈現“閃電”狀，如圖8所示.

應變曲線的轉折點（圖中A點）出現在荷載值為322 kN時，原因是隨著荷載的增加，普通混凝土層全截面受拉，裂縫上下貫通，混凝土失去抗拉承載能力，拉應力完全由鋼筋承擔，鋼筋應變和UHPC加固層應變差值較大，截面抗剪失效產生相對滑移，同時抗剪栓釘屈服，試驗板內力重分布形成新的靜力平衡，造成底面應變有所減小.

抗剪栓釘在圖中A點屈服，但并未達到其最大抗剪強度，可以繼續傳遞剪力，同時由于相對滑移面產生于普通混凝土層，滑移界面粗糙，存在一定的骨料咬合效應，加固試驗板仍有一定持荷能力，故加固試驗板的跨中底面應變在經歷了一定的回縮之后，繼續隨荷載增大而增大；此時，UHPC加固層與普通混凝土交界面相對滑移也隨荷載增大而持續增大；最終加固試驗板的破壞形態為底部受拉鋼筋屈服，整體變形過大而失去承載能力.

2.2 負彎矩加固試驗板

2.2.1 荷載撓度曲線

負彎矩作用下，加固試驗板的荷載跨中撓度曲線與未加固試驗板對比如圖9所示.

加固試驗板在反向加載的跨中集中荷載作用下，跨中撓度曲線中沒有明顯的轉折點，原因是加載后普通混凝土靠近UHPC加固層存在裂縫，普通混凝土沒有抗拉承載能力，混凝土層不存在開裂后的內力重分布，結構整體僅UHPC加固層受拉，普通混凝土底層受壓.當UHPC加固層開裂后，由于鋼纖維的存在，結構整體內力重分布并不像普通混凝土那樣明顯，故試件整體的跨中撓度曲線并沒有明顯轉折點，負彎矩試驗主要撓度結果匯總于表4.

荷載保持較低水平時，加固板的撓度相比于未加固板偏大（圖9中A點之前），原因是普通混凝土層存在上下貫通的預壓裂縫，普通混凝土開裂后，裂面是粗糙的，受壓區裂縫在閉合過程中，原來拉脫的骨料重新“嵌入”原位而產生一定的摩阻力.同時局部粉碎的顆粒落在裂縫中，由于這些“墊塊”的存在使裂縫提前傳遞壓力[15]，但當裂縫完全閉合之前壓應力并不能達到最大值，所以在荷載水平較低時，試驗板由于存在裂縫閉合的過程表現出剛度偏低，變形較大；圖中A點以后，加固板的撓度增長速度明顯小于未加固板，隨著荷載持續增大，荷載撓度曲線的斜率開始降低；因為鋼纖維逐步退出工作，所以結構的撓度曲線在后期仍沒有明顯的轉折點，斜率為逐漸變化.

初始裂縫產生后試件進入裂縫發展階段，由于UHPC加固層自身良好的抗拉性能和變形協調性能，加固試驗板在負彎矩作用下，表現出更高的剛度和抗彎承載能力，同時由于界面黏接力的作用，UHPC加固層較小的縱向應變也抑制了普通混凝土層初始裂縫的進一步發展.

2.2.2 荷載主裂縫寬度曲線

負彎矩作用下，加固試驗板的荷載裂縫寬度曲線如圖10所示.

加固試驗板UHPC層頂面最先出現短小橫向可見裂縫，裂縫萌生寬度為0.05 mm，但隨著荷載的增加，裂縫寬度并未擴展，僅沿橫向長度擴展，開裂應力為-16.37 MPa（受拉）；荷載達到506 kN時，裂縫寬度開始擴展，受拉區平均應力水平達到-30.16 MPa（受拉），由于UHPC加固層中鋼筋網的存在，試件開裂強度遠大于抗折試塊開裂強度，且裂縫寬度發展速度緩慢，負彎矩試驗主要裂縫結果匯總于表5.

隨荷載增大，UHPC加固層頂面相繼出現多條短而小的裂縫，裂縫間距與UHPC加固層中橫向鋼筋間距近似相同，橫向裂縫出現范圍均在跨中40 cm區域內（如圖11所示）.由圖10可以看出，當裂縫寬度小于0.23 mm時（圖中A點），主裂縫寬度與荷載關系近似線性；當裂縫寬度大于0.23 mm時，荷載主裂縫寬度曲線斜率雖有變化，但仍保持較大斜率，即裂縫仍保持緩慢發展；裂縫寬度超過0.38 mm（圖中B點），裂縫寬度曲線出現波動，裂縫發展進入不穩定階段，此時主裂縫寬度增速較快，其余裂縫寬度仍緩慢增長，直至試驗板主裂縫寬度達到0.51 mm，判定為破壞.

2.2.3 荷載跨中應變曲線

負彎矩作用下，加固試驗板的荷載跨中應變曲線與未加固試驗板對比如圖12所示.

普通混凝土層受拉應變在167 με以下時曲線斜率相對較大，原因是受壓區存在裂縫閉合過程，其普通混凝土的壓縮應變較大，同時UHPC層抗拉剛度較大，對普通混凝土層受拉應變的約束較明顯；應變水平大于167 με后，隨著UHPC層的開裂，普通混凝土層應變曲線斜率出現下降趨勢，但應變仍遠小于未加固試驗板，原因是UHPC加固層中鋼纖維的存在使開裂截面仍可以提供較大拉應力，同時UHPC與混凝土界面無相對滑移，有效抑制了普通混凝土原有裂縫的進一步發展；當UHPC應變首次大于1 400 με后，應變曲線出現明顯波動，這是因為UHPC層裂縫寬度較大，大量鋼纖維被扯出，UHPC抗拉承載力下降，造成普通混凝土裂縫擴展速度加快，同時部分應變片由于應變過大而失效，故數據出現多次波動，試驗板也同時進入破壞階段.

2.3 試驗板破壞形態

正彎矩作用下加固試驗板的最終破壞形態為：UHPC加固層與普通混凝土交界面出現相對滑移，滑移面出現在普通混凝土部分（如圖13所示），UHPC與普通混凝土黏接面強度未達到破壞強度，普通混凝土首先剪切破壞；抗剪栓釘屈服，但未被拔出；同時普通混凝土層底部受拉鋼筋屈服，裂縫寬度迅速增大，試驗板在荷載不變的情況下，鋼筋應變及試驗板撓度持續增大，結構整體不能達到新的靜力平衡，試驗板達到極限承載力狀態；但 UHPC加固層未出現壓碎現象，UHPC自身超高的抗壓強度和密實性，保證了結構整體良好的防水效果和耐久性.

負彎矩作用下，加固試驗板最終破壞形態為：UHPC加固層頂面主裂縫寬度超過0.5 mm，大于規范所允許裂縫寬度最大值[16] ，結構整體不再具有防水性能及良好的耐久性；此時， UHPC加固層內鋼筋未屈服，UHPC加固層與普通混凝土交界面未出現相對滑移，普通混凝土未出現壓碎現象，結構整體仍未達到極限承載力狀態，油壓千斤頂荷載達到峰值1 250 kN.為保證試驗安全及精度，本試驗不再更換大功率千斤頂進行加載，UHPC加固層主裂縫局部如圖14所示.

2.4 主要試驗結果匯總

將3塊試件的主要抗彎試驗結果匯總于表6.未加固試驗板在正彎矩加載時，以試驗板底面出現第一條肉眼可見裂縫對應荷載作為開裂荷載；正彎矩加載時，由于試驗板受拉區混凝土前期已經加載至開裂，故正彎矩作用下開裂荷載無明顯意義；負彎矩加載時，以UHPC加固層頂面率先出現的第一條可見裂縫對應的荷載定義為加固結構的開裂荷載.試驗中3塊試件所能承受的最大荷載作為極限荷載.

進行UHPC棱柱體四點加載抗折試驗，棱柱體的配比、澆筑養護條件與加固試驗板相同，測得UHPC彈性極限拉應變為359～393 με.負彎矩作用下，試驗板UHPC加固層彈性極限拉應變為384 με，與抗折試驗結果吻合良好.

正彎矩作用下，UHPC加固層受壓，試件整體破壞時，UHPC加固層頂面最大壓應變僅為-1 575 με，遠小于UHPC立方體極限壓應變，此處不再進行討論.

3 理論分析

3.1 開裂強度分析

為充分利用UHPC極強的耐久性，保證薄層UHPC對箱梁頂板的加固效果，加固工程中需要嚴格控制UHPC層的開裂.為便于實際結構設計，可利用負彎矩試驗中測得的開裂荷載Fcr通過反推計算得到UHPC層的開裂強度fcr.假設普通混凝土與UHPC層均為理想線彈性材料；試驗板由于前期開裂，普通混凝土全截面僅能提供壓應力；試驗板截面變形分布仍滿足平截面假定；交界面產生裂縫前忽略普通混凝土與UHPC層之間的相對滑移.試驗板截面應變分布如圖15所示.

開裂最大應變以實測抗折數據為準，取380 με，薄層UHPC，鋼筋和普通混凝土應變均按照平截面假定等比例取值，Es為鋼筋彈性模量，取2.0×105 GPa；Ec為普通混凝土彈性模量，取經驗值3.55×104 MPa；Euc為薄層UHPC彈性模量，取實測值4.33×104 MPa；x為受壓區高度.

式中：σus，Aus分別為薄層UHPC中受拉鋼筋應力和應變；σu，Au分別為薄層UHPC應力和應變；σs1，As1分別為普通混凝土上層鋼筋應力和應變；σs2，As2分別為普通混凝土下層鋼筋應力和應變；σc，Ac分別為普通混凝土層平均應力和應變.將各項數據代入上述公式，可得到受壓區高度，進而求解開裂彎矩，換算成施加荷載可得理論開裂荷載為508 kN，記為Pnu，與試驗結果Ptu進行對比，得到Ptu/Pnu為95.4%，試驗實測值與理論計算值吻合良好.

正彎矩作用下，普通混凝土層由于前期預壓裂縫的存在，開裂強度計算無意義.

3.2 界面失效強度分析

正彎矩作用下，荷載跨中應變曲線出現明顯轉折點，如圖8中A點所示.對A點進行分析，假設A點為栓釘屈服點，本試驗中所用栓釘為4.6級螺栓，其屈服應力為240 MPa.假設試驗梁普通混凝土與UHPC層均為理想線彈性材料；試驗梁普通混凝土全截面不承受拉應力，拉應力完全由鋼筋承受；試驗梁在栓釘達到屈服前截面變形分布滿足平截面假定，且忽略普通混凝土層與薄層UHPC之間的相對滑移.試驗梁截面應變分布如圖16所示.

假設截面最大應力為栓釘全部屈服所能承受最大剪力Nv，易知單個栓釘最大剪力為：

試驗梁共配77顆抗剪栓釘，跨中一排7顆栓釘不參與抗剪受力，取半跨栓釘個數為35顆，則nNv=35×31.84 kN=1 114.4 kN；對試驗梁分層分析，則有：

式中各參數含義與上節相同，將各項數據代入上述公式，可得到薄層UHPC頂部應力為7.66 MPa；普通混凝土層底部受拉鋼筋應力為368 MPa，未達到鋼筋屈服強度，假設成立，栓釘先屈服.

計算值小于試驗值，原因是理論計算認為栓釘屈服后UHPC層與普通混凝土交界面失去抗剪承載能力，但實際情況為普通混凝土雖然開裂，但其交界面并非完全平滑截面，開裂發生在普通混凝土一側，開裂界面存在一定骨料咬合能力，界面相對滑移并不完全類同于鋼-UHPC組合結構，有關界面相對滑移后的持荷能力有待進一步討論.

4 結 語

本文為探究UHPC加固鋼筋混凝土箱梁頂板的橫向抗彎性能，對3塊足尺箱梁頂板局部模型進行加固試驗研究，并對其開裂強度和承載能力進行分析，得出以下基本結論：

1）正彎矩作用下，UHPC加固對普通混凝土的開裂強度無明顯影響，但可以明顯提高試件整體剛度；該加固方法可有效控制試件的下撓幅度和底部普通混凝土最大裂縫寬度；加固結構進入破壞階段前栓釘首先屈服，其次底部受拉鋼筋屈服，破壞前有較強延性和明顯形變，破壞形式符合預期；該加固方法對整體承載能力提高較明顯，相比未加固板提高了27%，并且可以顯著增強結構整體的防水性能及耐久性.

2）負彎矩作用下，試驗板的開裂荷載和耐久性完全由UHPC加固層的彎拉強度決定；加固對試件整體的剛度提高非常明顯，荷載作用下撓度增加非常緩慢；UHPC加固層可以顯著抑制普通混凝土箱梁頂板初始裂縫的進一步發展；UHPC加固層開裂后，裂縫分布間距與鋼筋間距近似相等；裂縫寬度小于0.23 mm時，最大裂縫寬度與荷載呈線性關系；裂縫寬度大于0.23 mm時，裂縫寬度曲線斜率緩慢變化；加固對試驗板的抗彎承載能力成倍提高.

3）負彎矩作用下試驗板的UHPC層開裂荷載和正彎矩作用下試驗板的界面失效荷載均與理論計算結果吻合良好.

4）本文提出的UHPC加固箱梁頂板技術，施工便捷，加固效果良好，具有較好的工程實用性.

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