預制拼接槽型UHPC 柱偏心受壓性能試驗研究

周云 ，周易 ，李劍 ，潘恒 ，杜宗

［1.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2.工程結構損傷診斷湖南省重點實驗室（湖南大學），湖南 長沙 410082；3.中建三局第一建設工程有限責任公司，湖北 武漢，430040］

近年來，隨著國家工業(yè)化進程的推進，住建部明確指出要大力發(fā)展裝配式建筑，提出裝配式建筑占新建建筑的比例達到30%以上的要求［1］.與此同時，超高性能混凝土（Ultra-High Performance Concrete，UHPC）具有強度高、耐久性好、綠色環(huán)保等優(yōu)勢，可大幅提高建筑結構使用壽命，降低結構自重，優(yōu)化空間使用，減少全壽命周期成本，在工程建設領域使用愈加廣泛［2-4］.

目前，關于UHPC 柱子構件的研究集中于軸心荷載作用下鋼纖維含量、配箍率、箍筋形式等因素對柱體強度及破壞形態(tài)的影響，發(fā)現(xiàn)鋼纖維的加入可以減少箍筋的用量，并可以有效減少UHPC 的剝落和壓碎現(xiàn)象，防止縱向鋼筋彎曲.Shin等［5-6］通過對9根UHPC 方柱及6 根UHPC 圓柱進行軸壓試驗，發(fā)現(xiàn)鋼纖維的加入可以有效延緩裂縫發(fā)展，防止柱體保護層過早剝落，且鋼纖維可以替代部分箍筋.Sugano等［7］對9 根UHPC 方柱在軸壓狀態(tài)下的表現(xiàn)進行了研究，發(fā)現(xiàn)加入鋼纖維、提高配箍率均可使柱體核心混凝土的抗壓強度提高.Hosinieh 等［8］對6 根UHPC方柱進行了軸壓試驗，結果表明箍筋的間距和形式是影響UHPC 柱軸向強度和延性的重要因素.唐昌輝等［9］對10 根不同長細比的UHPC 柱進行了試驗研究，結果表明，UHPC 軸心受壓柱的極限承載力隨著長細比增大而減小，并提出UHPC 軸心受壓柱穩(wěn)定系數(shù)可按普通鋼筋混凝土軸心受壓柱穩(wěn)定系數(shù)取值.楊克家等［10］對4 根相同的中空截面UHPC 柱進行了試驗研究，并發(fā)現(xiàn)中空截面UHPC 柱可有效避免失穩(wěn)，但在高應力狀態(tài)下，構件缺陷會顯著影響其工作性能.楊俊等［11］對18 根低配筋UHPC 中空短柱進行了軸壓試驗研究，結果表明，構件的寬厚比較大時，有失穩(wěn)破壞的風險，此時承載力會隨箍筋間距的減小而提高；構件的寬厚比較小時，箍筋間距對承載力影響較小.

在實際工程中，柱體往往處于偏心受壓狀態(tài)，由于UHPC具有較高的抗拉強度，因此UHPC在壓彎荷載下可能具有更優(yōu)異的性能表現(xiàn)，但目前對于UHPC柱壓彎荷載作用下的研究較少.目前的研究顯示，鋼纖維的加入使得UHPC 柱體有更好的延性與側向變形能力.Malik 等［12］對6 根UHPC 無配箍方柱進行了軸壓和偏壓試驗研究，試驗表明，加入大量鋼纖維可以有效防止保護層混凝土剝落和縱向鋼筋屈曲.Hung等［13］研究了UHPC細長柱在偏心受壓條件下的受力性能，結果表明加入鋼纖維可抑制UHPC細長柱體的剝落和破碎.高含量的鋼纖維能夠補償不利配箍形式產(chǎn)生的影響，減少箍筋的使用量，并提高柱體延性.Shi等［14］通過對22根UHPC柱進行大偏心受壓試驗，確定了不同截面尺寸、配筋率、有無鋼纖維條件下UHPC 柱的偏心受壓承載特性.Ma 等［15］測試了6 根UHPC柱在不同偏心率、鋼纖維含量和配箍率下的表現(xiàn)，總結了UHPC 柱的不同的破壞模式特征；在承載力計算方面考慮了UHPC抗拉強度的貢獻，采用等效矩形應力圖進行簡化計算，并提出理論計算公式.

目前關于裝配式UHPC 柱的試驗研究相對較少，主要集中于纖維含量、配箍率等對柱體受力性能的影響.且柱體局限于傳統(tǒng)混凝土的設計方式，往往采用實心截面，對于中空截面形式的柱體研究較少.由于材料強度高，截面未充分利用，浪費較大，不能充分發(fā)揮UHPC 的特性.本文將UHPC 引入裝配式建筑結構中，為了避免現(xiàn)場濕作業(yè)，采取模塊化的思想，將柱體分割為槽型預制構件，利用螺栓連接，將槽型子構件正向和反向拼接組裝成不同形式的柱（回字形和工字形），選用中空截面柱并設置加勁肋的形式，以充分利用UHPC 強度，同時避免柱體失穩(wěn)，形成全裝配式結構體系的一部分.

本文通過2 根整澆UHPC 柱及14 根預制拼接槽型UHPC 柱的軸壓及偏壓試驗，研究預制拼接槽型UHPC 柱在不同拼接形式、壓彎方向、偏心距下的力學性能表現(xiàn)，揭示其破壞規(guī)律，為預制拼接槽型UHPC柱的工程設計及推廣應用提供數(shù)據(jù)支持.

1 試驗概況

1.1 試驗設計

預制構件由兩片槽型子構件組成，子構件預制槽型空心，同時為防止失穩(wěn)等間距設置加勁肋，并在加勁肋截面兩側預留螺栓孔.通過螺栓將兩片子構件相連，形成槽型空腔相對的柱體（回字形柱體）或槽型空腔相背的柱體（工字形柱體），如圖1 所示.試驗設計制作了共16 根試驗構件，包括2 根整澆試件及14 根預制試件，研究參數(shù)包括拼接方式、偏心受壓方向、偏心率.

圖1 預制拼接槽型UHPC柱示意圖Fig.1 Sketch map of precast spliced slotted UHPC columns

為了減小試件長細比對本身承載力及穩(wěn)定性的影響，試件均設計為短柱［16-17］，試件總高度均為H=1 500 mm，試驗段高度為H'=950 mm.為防止柱體端部發(fā)生局壓破壞，柱兩端均設為實心段，并進行箍筋加密.

根據(jù)《活性粉末混凝土結構技術規(guī)程》（DBJ 43∕T 325—2017）［16］規(guī)定，UHPC 試件的保 護層厚度 取10 mm.整澆試件一次澆筑完成，預制試件采用兩槽型預制子構件通過8.8 級M18 高強螺栓連接成回字形或工字形試件，試件拼接時統(tǒng)一施加的螺栓扭矩為120 N·m.試件壁厚均為 50 mm，回字形柱截面外部尺寸為240 mm×240 mm，空心尺寸為140 mm×140 mm；工字形柱截面腹板尺寸為100 mm×140 mm，翼緣尺寸為240 mm×50 mm.

表1 試件參數(shù)表Tab.1 Parameters of specimens

圖2 試件尺寸及配筋圖（單位：mm）Fig.2 Dimension and reinforcement diagram of specimens（unit：mm）

試件的名稱為R∕I-S∕W-0∕3∕6∕9-I∕P形式，其中R表示回字形拼接方式，I表示工字型拼接方式；S表示偏心受壓軸為強軸，W 表示偏心受壓軸為弱軸，軸壓試件無強弱軸，命名中將強弱軸省略；0表示偏心距為0 mm，即軸心受壓，3、6、9表示偏心距分別為32.5 mm、65.0 mm、97.5 mm；I 表示試件為整澆試件，P 表示試件為預制拼接試件.

1.2 試件材料基本參數(shù)

本次試驗使用的UHPC 干混料為湖南固力工程新材料有限責任公司產(chǎn)品，干混料中含有體積摻量2%的直鋼纖維，直鋼纖維的直徑為0.2 mm，長度為13 mm，拉伸強度為2 700 MPa，彈性模量為150 GPa.表2列出了UHPC的配合比.

表2 UHPC配合比Tab.2 Mix proportion of UHPC kg/m3

在澆筑UHPC的同時，預留同批次邊長為100 mm的立方體試塊，用于測量立方體抗壓強度；預留尺寸為100 mm×100 mm×300 mm 的棱柱體試塊，用于測量軸心抗壓強度和彈性模量；預留尺寸為100 mm×100 mm×400 mm 的棱柱體試塊，用于測量抗折強度，并換算抗拉強度.UHPC 的澆筑、取樣、養(yǎng)護均按照標準要求［18-19］，在澆筑過程中進行隨機取樣，并隨試件一同進行養(yǎng)護.對UHPC 材料力學性能實測結果取平均值，如表3所示.

表3 UHPC實測力學性能指標Tab.3 Measured mechanical properties of UHPC

本次試驗中所有試件所使用的縱筋均為直徑12 mm 的HRB400 級鋼筋，箍筋均為直徑8 mm 的HPB300級鋼筋，螺栓為8.8級M18高強螺栓.縱筋與箍筋均在同批材料中各留3根500 mm長鋼筋用于材料性能性試驗.根據(jù)《金屬材料室溫拉伸實驗方法》（GB∕T 228.1—2021）［20］規(guī)定，對實測結果取平均值，所有鋼筋材料力學性能指標如表4所示.

表4 鋼筋實測力學性能指標Tab.4 Measured mechanical properties of steel bar

1.3 加載及測試系統(tǒng)

試驗在湘潭大學土木工程與力學學院結構實驗室10 000 kN 多功能結構試驗系統(tǒng)上進行，軸壓試件直接放置在試驗機加載板上進行均布加載，偏壓試件兩端使用單刀鉸支座放置在試驗機上，單調加載直到試件破壞.

為了避免兩端發(fā)生局部受壓破壞，所有試件加載時在頂部設置50 mm 厚鋼板作為荷載分布板，并在鋼板與試件間撒入適量石英砂.鋼板采用高強合金鋼制作以避免加載時破壞或產(chǎn)生過大變形，鋼板上有切割成型圓弧，可與刀鉸充分接觸，確保刀鉸準確定位以及荷載有效傳遞，并采用左右夾板及對拉螺栓對端部進行加固，以防止加載板滑移，端部加載板夾具圖如圖3所示.

圖3 端部加載板示意圖Fig.3 Diagram of loading plate

試驗開始后，首先進行預加載使各部分充分接觸并檢查各測試系統(tǒng)工作狀態(tài)，預加載值不超過預估極限荷載的1∕20.確認各部分正常工作后，卸去荷載，開始正式分級加載.正式加載過程中，在裂縫出現(xiàn)前每級荷載為預估極限荷載的1∕15，荷載施加完成后，持荷2 min，待穩(wěn)定后進行數(shù)據(jù)采集，而后施加下一級荷載.試件出現(xiàn)裂縫或荷載達到預估荷載的80%后，每級荷載改為預估極限荷載的1∕30，持荷2 min，待穩(wěn)定后采集數(shù)據(jù)并施加下一級荷載.當荷載降低至峰值荷載的80%以下時，認為試件達到破壞狀態(tài)，卸去位移計等可能被損壞的儀器，進行持續(xù)加載直至試件完全破壞.

通過多功能結構試驗系統(tǒng)中配套計算機進行加載控制，并同步記錄試驗過程中施加的荷載值以及豎向位移.通過沿偏壓試件表面長度方向等間距布置5 個位移計（LVDT）以測量側向撓度，如圖4 所示.軸壓試件不布置側向位移計.

圖4 試驗裝置圖Fig.4 Diagram of test set-up

軸壓試件在各面中軸線位置設置50 mm 長標距的電阻應變片，偏壓試件沿中截面高度方向及受拉側和受壓側分別布置50 mm 長標距的電阻應變片，以測量UHPC 的應變.在各個試件的中截面角點處的縱筋上粘貼鋼筋應變片，以測量鋼筋的應變.偏心受壓試件應變片布置如圖5所示.

圖5 偏心受壓試件應變片布置圖Fig.5 Strain gauges layout of specimens under eccentric compression

2 試驗破壞形態(tài)

2.1 軸壓試件試驗破壞形態(tài)

不同軸壓試件的破壞形態(tài)如圖6 所示.在試件達到Pu（極限承載力）前，各軸壓試件的破壞過程十分接近.在加載初期，試件無明顯破壞現(xiàn)象；隨著荷載增加至50%Pu左右，開始出現(xiàn)少量鋼纖維拔出的聲音；直至荷載增加到Pu，鋼纖維拉斷的聲音不斷增大，最后發(fā)出“嘣”的一聲巨響，UHPC瞬間被壓潰，形成巨大剪切裂縫，試件破壞.

圖6 軸心受壓柱試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure modes of specimens under axial load

試驗結果表明，不同形式試件的破壞過程趨于一致，但最終破壞形態(tài)不完全相同.在整個加載過程中，各試件長期處于彈性狀態(tài)，無明顯變化，直到接近Pu時，在短暫的時間內(nèi)，試件突然破壞，承載力急劇下降，最終破壞形態(tài)為數(shù)條斜向主裂縫，并伴隨大量細小裂縫.整澆試件的破壞位置均出現(xiàn)在1∕2柱高附近，為1～2 條橫貫各個表面的主裂縫，而拼接試件的破壞位置均出現(xiàn)于子構件的上下截面突變處，在兩個子構件上分別出現(xiàn)一條主裂縫，并不貫穿整個柱體.

預制拼接試件破壞形態(tài)產(chǎn)生的主要原因為試驗構件在試驗段與加載端交接處有截面突變，易產(chǎn)生應力集中，導致突然破壞；且試件拼接處有縫隙，使得試件脆性加大，由于內(nèi)部微小裂縫與缺陷處貫通，造成局部破壞，進而引發(fā)試件破壞.由于工字形拼接柱有更厚的腹板，因此工字形拼接方式的柱體截面形式優(yōu)于回字形拼接方式，具有更優(yōu)的穩(wěn)定性與承載能力.

2.2 32.5 mm偏心距下壓彎試件試驗破壞形態(tài)

加載階段有鋼纖維拔出的聲響，偶爾出現(xiàn)UHPC壓碎的“嘣”的聲響，無其他明顯現(xiàn)象，隨著荷載與側向撓度增加，直到Pu，試件突然破壞.

同為32.5 mm 偏心距的情況下，4 種不同拼接形式及不同偏壓方向的試驗柱體在加載過程中表現(xiàn)趨于一致，整體表現(xiàn)出較大的彈性階段，最終破壞形式均為小偏心受壓破壞，即由于受壓區(qū)UHPC 先被壓潰，而導致試件失效，喪失承載能力的破壞形態(tài)，如圖7 所示.通過試件最終破壞形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，無論是強軸還是弱軸壓彎，螺栓連接都可以保證子構件協(xié)同工作.但值得注意的是柱體加勁肋和試驗段端部有截面突變，在小偏心情況下，易造成在柱中截面突變處附近破壞或柱中、柱端多處破壞，增大整個試件的脆性.同時，相比較之下，工字形弱軸壓彎試件由于截面與受力鋼筋面積的削弱，承載力相對較低，但在相同的偏心距下可以有相對更好的塑性表現(xiàn).

圖7 32.5 mm偏心距下偏心受壓柱試件破壞形態(tài)Fig.7 Failure modes of column specimens under eccentrical compression under 32.5 mm eccentricity

2.3 65.0 mm偏心距下壓彎試件試驗破壞形態(tài)

該組試件在加載至40%Pu前無明顯變化，繼續(xù)加載，可聽見內(nèi)部鋼纖維拔出的清脆響聲，達到Pu時，試件突然發(fā)出爆裂聲并破壞.

在65.0 mm 偏心距的情況下，除I-W-6-P 接近界限破壞外，其余3 個試件的破壞模式仍為小偏心受壓脆性破壞，如圖8 所示.回字形試件的強弱軸和工字形試件的強軸承載力基本一致，工字形試件的弱軸承載力相對較小，但由于趨向于界限破壞，即受拉鋼筋開始屈服的同時，受壓區(qū)UHPC 達到極限壓應變，塑性相對較好.與32.5 mm 偏心距下的試件相比，該組試件的承載力降低，破壞位置也更集中于柱身1∕2 處附近.在強軸壓彎的試件中，破壞位置仍表現(xiàn)出一定的不確定性，這主要是由于壓力機的鉸支座并非處于理想轉動狀態(tài)及拼接縫的施工誤差引起的.

圖8 65.0 mm偏心距下偏心受壓柱試件破壞形態(tài)Fig.8 Failure modes of column specimens under eccentrical compression under 65.0 mm eccentricity

2.4 97.5 mm偏心距下壓彎試件試驗破壞形態(tài)

該組試件在加載初期荷載較小時，已有鋼纖維拉斷的聲音出現(xiàn)，最終破壞的發(fā)生仍較為突然，在達到Pu后試件迅速破壞.

在97.5 mm偏心距下，各試件的破壞模式均為大偏心受拉破壞，即由于受拉鋼筋先達到屈服而導致的受壓區(qū)UHPC 壓壞，試件失效.各個試件的最終破壞中，受拉區(qū)UHPC 的裂縫均有較好的發(fā)展，通常為數(shù)條主裂縫及大量細而密的微小裂縫，如圖9 所示.同其他偏心距下相比較，各個試件的破壞位置相對更加集中，均發(fā)生在同一處.在整個破壞過程中，子構件間未發(fā)生相對錯動，裂縫也有貫穿拼接縫在子構件間發(fā)展的趨勢，說明螺栓連接可以保證整個過程中的可靠性.總體而言，該組試件表現(xiàn)出一定的塑性，在破壞時均有較大的橫向位移，裂縫發(fā)展較為充分.

圖9 97.5 mm偏心距下偏心受壓柱試件破壞形態(tài)Fig.9 Failure modes of column specimens under eccentrical compression under 97.5 mm eccentricity

3 試驗結果與分析

3.1 荷載-豎向位移關系

相同偏心距下不同拼接形式試件的荷載-豎向位移曲線如圖10所示.

圖10 相同偏心距下試件荷載-位移曲線Fig.10 Load-displacement curves under the same eccentricity

圖10（a）中試件R-0-P由于發(fā)生突然破壞，其承載力低于其他試件，試件的荷載-位移曲線未能充分發(fā)展，其余試件的荷載-位移表現(xiàn)相近.

圖10（b）為偏心距32.5 mm 下的一組試件，除工字形弱軸試件I-W-3-P 由于截面的削弱，承載力相比R-S-3-P 降低了13.2%，其余試件均表現(xiàn)出較為接近的承載能力，試件R-W-3-P、I-S-3-P 承載力相比R-S-3-P 分別提高了4.7%、5.3%；在達到極限荷載之前，荷載與豎向位移的關系均呈線性變化，且斜率相近，表現(xiàn)出相近的軸向剛度.這說明各種拼接形式的受力性能較為一致，預緊后的螺栓連接具有足夠的可靠性.在達到極限荷載后，各試件的承載力立刻迅速降低，表現(xiàn)為小偏心受壓條件下，試件具有較大的脆性.

圖10（c）與（d）中的試件表現(xiàn)與圖10（b）相似.圖10（c）中試件R-S-6-P 的中性軸相比于其他試件更加偏向受拉區(qū)邊緣，使得其UHPC 受壓區(qū)面積更大，承載力略高于I-S-6-P與R-W-6-P.

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圖10（d）中試件R-S-9-P 由于儀器存在一定機械誤差，在試驗初期位移值較小，表現(xiàn)出剛度高于同組其余3 個試件的現(xiàn)象；試件R-W-9-P 由于UHPC極限壓應變略高于同組其他試件，具有更好的塑性表現(xiàn).

相同拼接形式試件在不同偏心距下的荷載-豎向位移曲線見圖11.其中回字形預制拼接軸壓試件無強弱軸之分，回字形強軸壓彎試件與弱軸壓彎試件在偏心距為0 mm 的荷載位移曲線均選用R-0-P的曲線表示；工字形試件同理.從圖11 中可以看出，各種拼接形式下的試件荷載-位移表現(xiàn)較為接近.圖11（a）中試件R-0-P 由于發(fā)生突然破壞，試件的荷載-位移曲線未能充分發(fā)展，因此其承載力僅略高于R-S-3-P；試件R-S-9-P 由于機械誤差，剛度表現(xiàn)出比R-S-6-P 偏大的現(xiàn)象.因此，本文選取圖11（b）中工字形強軸壓彎試件進行詳細分析.

圖11 相同拼接形式下試件荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves of specimens under the same splicing form

如圖11（b）所示，隨著偏心距的增加，工字形強軸壓彎試件的峰值點降低，表明試件的極限承載力降低.與軸壓試件I-0-P 相比，偏心試件I-S-3-P、IS-6-P、I-S-9-P 的極限承載力分別降低16.5%、47.5%、61.6%；隨著偏心距增大，各試件荷載-豎向位移曲線上升段斜率減小，表明試件的軸向剛度降低.當偏心距較小，試件I-0-P、I-S-3-P、I-S-6-P 荷載-豎向位移曲線的上升段斜率均較為穩(wěn)定，直至達到極限承載力瞬間破壞，表現(xiàn)出明顯的脆性；而試件IS-9-P 在破壞前荷載-豎向位移曲線的斜率放緩，表現(xiàn)出一定的塑性.

其余拼接形式的試件整體表現(xiàn)出相同的規(guī)律，即隨著偏心距的增大，試件的極限承載力與軸向剛度均降低.圖11（c）中試件R-0-P的表現(xiàn)同圖11（a）；由于試件R-W-9-P 的UHPC 極限壓應變略高，使得其塑性表現(xiàn)優(yōu)于同組其他試件.圖11（d）中各試件表現(xiàn)出與圖11（b）一致的極限承載力與軸向剛度變化規(guī)律.

3.2 荷載-側向撓度關系

通過在偏心受壓試件受拉側的中部、上下1∕4截面處、上下端部布置的5 個位移計，可以觀測試件在整個加載過程中平面內(nèi)的側向撓度變化，得到破壞截面的峰值撓度和實際偏心距，如表5 所示.此外，可得到偏心受壓柱沿柱高方向的撓度分布.

表5 破壞截面的峰值撓度和實際偏心距Tab.5 Peak deflection and practical eccentricity of failure section

各試件跨中撓度在前幾級荷載下增長相對較緩，且側向撓度與所施加的荷載基本呈線性增長的關系.當加載至80%Pu后，試件的跨中撓度增長顯著，以圖12所示97.5 mm偏心距下的4個偏壓試件為例，R-S-9-P、I-S-9-P、R-W-9-P、I-W-9-P 達到極限荷載時的柱中側向撓度分別為80%Pu時的161.0%、156.4%、151.9%、174.5%.

圖12 97.5 mm偏心距下各試件荷載-撓度曲線Fig.12 Load-deflection curves of specimens under 97.5 mm eccentricity

對比不同偏心距下的荷載-側向撓度曲線，以圖13 中工字形強軸壓彎試件在3 種偏心距下的荷載-側向撓度曲線為例，可以看出，隨著偏心距的增大，試件的荷載-側向撓度曲線更加規(guī)則，對稱性更好；且在達到極限荷載時，柱中側向撓度更大，同試件I-S-3-P相比，試件I-S-6-P、I-S-9-P的柱中最大側向撓度分別增長了28.0%、52.6%.

圖13 相同拼接形式下各試件荷載-撓度曲線Fig.13 Load-deflection curves of specimens under the same splicing form

從圖13 可以看出，偏心受壓柱從開始加載，直至達到極限承載力，整個加載過程中柱中截面撓度最大，在柱中截面上下沿柱高基本呈對稱分布，形如正弦波狀.而個別試件如I-W-3-P 的荷載-撓度曲線在柱體的1∕4 截面處撓度最大，如圖14 所示，這與其最終在1∕4截面處發(fā)生破壞有關.

圖14 I-W-3-P荷載-撓度曲線Fig.14 Load-deflection curves of I-W-3-P

3.3 荷載-縱向應變關系

試件的UHPC 和縱筋荷載-縱向應變關系如圖15 所示，圖中應變數(shù)據(jù)均以受壓為正，受拉為負.相同偏心距下，不同拼接形式的柱體應變表現(xiàn)一致，因此選取具有代表性的數(shù)個試件的應變數(shù)據(jù)進行分析.

圖15 試件典型荷載-應變曲線Fig.15 Typical load-strain curves of specimens

軸壓試件選取I-0-P作為典型試件，其中C1、C4為粘貼在加勁肋上的UHPC 應變片.從圖15（a）可以看出，C1、C4 應變片在過程中幾乎無應變變化，說明加勁肋部分幾乎不參與承壓作用，僅起到連接子構件、增加試件穩(wěn)定性的作用.其余應變片的數(shù)據(jù)在加載過程中存在一定差異，說明UHPC 材料存在一定的不均勻性.軸壓試件的各鋼筋在應變達到約2 200 με 后，開始發(fā)生屈服，說明鋼筋在UHPC 及箍筋的側向約束下，可充分發(fā)揮其強度.

圖15（b）中為偏心距為32.5 mm 的典型試件RS-3-P 的荷載-應變曲線，從圖中可以看出，受拉側UHPC及鋼筋應變均為正值，說明試件處于全截面受壓狀態(tài).而圖15（c）中R-W-6-P 的受拉側UHPC 及鋼筋應變基本在0 附近波動，說明65.0 mm 偏心距下，中性軸在受拉側邊緣.

圖15（d）中試件I-W-9-P受拉側UHPC的荷載-應變曲線斜率先放緩，表示受拉側附近出現(xiàn)裂縫，應變增長更加迅速，在加載后期，由于相鄰區(qū)域裂縫的發(fā)展，受拉側UHPC 應變增長變緩.在到達極限荷載時，受拉側鋼筋應變約為2 300 με，已經(jīng)屈服，進而受壓側UHPC 達到極限壓應變，最終發(fā)生大偏心受拉破壞.

3.4 平截面假定驗證

圖16 所示為偏心受壓柱柱中截面各點的UHPC應變，在相同偏心距下，試件表現(xiàn)趨于一致，故選取各偏心距下的典型試件作為代表.圖16（a）中的工字形強軸壓彎試件的部分應變片因貼在加勁肋上，故略去此部分應變數(shù)據(jù).

圖16 試件中截面典型應變分布Fig.16 Typical strain distribution on middle section

由圖16 可知，在加載初期，UHPC 各特征點之間的應變變化呈線性關系，隨著荷載的增大，UHPC 應變沿柱截面高度逐漸呈現(xiàn)非線性，但整體曲線仍近似符合平截面假定.隨著偏心距增大，試件中性軸的位置不斷向受壓側偏移.

4 極限承載力分析

參考規(guī)范建議［16-17］，預制拼接槽型UHPC柱的軸壓承載力NA按式（1）計算.

式中：NA為軸壓力下柱的理論極限承載力；φ為穩(wěn)定系數(shù)，按《混凝土結構設計規(guī)范（2015 年版）》（GB 50010—2010）查表確定；fc、fy'分別為UHPC軸心抗壓強度、縱向受壓鋼筋抗壓屈服強度；Ac、A's分別為UHPC受壓區(qū)截面面積、縱向受壓鋼筋截面面積.

本次試驗中，對于回字形拼接試件，其長細比H∕i強=H∕i弱=19.4 ＜28，對于工字形拼接試件，其長細比H∕i強=19.4 ＜28，H∕i弱=26 ＜28.因此，本次試驗的柱體均為短柱，在軸壓承載力計算中，其穩(wěn)定系數(shù)φ=1.0.

軸壓試件極限承載力試驗值與理論值見表6.由表6 可知，按照規(guī)范建議計算的理論值高估了試件承載力，實際承載力比理論值平均低11.98%.參考楊俊等［11］對低配筋UHPC 中空短柱進行的軸壓試驗研究可以發(fā)現(xiàn)，規(guī)范建議理論值誤差較大主要是因為空心截面柱軸壓承載力還與寬厚比、配箍率等因素相關，且本文中螺栓連接也會對承載力造成影響，需進行進一步研究.

表6 軸壓試件極限承載力試驗值與理論值Tab.6 Experimental and theoretical ultimate carrying strength of specimens under axial compression

偏心受壓預制拼接槽型UHPC 柱正截面受力狀態(tài)如圖17所示，分別按式（2）～式（3）計算其承載力.

圖17 偏心受壓試件截面受力狀態(tài)Fig.17 Cross section stress of specimens under eccentric compression

式中：NE為偏心受壓下柱的理論極限承載力；α1為受壓區(qū)等效矩形應力圖塊系數(shù)；σs、As分別為縱向受拉鋼筋應力和截面面積；e為壓力作用點至縱向受拉鋼筋合力點的距離；Sc為UHPC受壓區(qū)對受拉鋼筋合力處的面積矩；h0為截面有效高度；as、a's分別為受拉區(qū)、受壓區(qū)縱向鋼筋合力點至截面受拉邊緣、受壓邊緣的距離.

參考規(guī)范中Cm-ηns法，通過試件的偏心距增大系數(shù)考慮偏心受壓構件二階效應：

式中：η為偏心距增大系數(shù)；e0為壓力對截面重心的偏心距；ea為附加偏心距，其值取20 mm 和偏心方向截面尺寸的1∕30 中的較大值；H為試件計算長度；h為截面高度；ζc為截面曲率修正系數(shù)，當計算值大于1.0時取1.0；A為截面面積；ei為初始偏心距.

偏壓試件的極限承載力試驗值與理論值見表7.表7 在考慮二階效應的同時，也考慮了附加偏心距的影響.結果表明，在僅考慮二階效應時，實際承載力比理論值平均低4.38%；在同時考慮二階效應及附加偏心距的影響后，實際承載力比理論值平均高20.24%.這說明規(guī)范建議的附加偏心距偏大，可以偏安全地計算偏心受壓柱的承載力.尤其是對于大偏心受壓試件，其承載能力受偏心距的影響更加顯著，在考慮附加偏心距的影響后有較大的安全冗余.

表7 偏壓試件極限承載力試驗值與理論值Tab.7 Experimental and theoretical ultimate carrying strength of specimens under eccentric compression

5 結論

通過對預制拼接槽型UHPC 柱進行軸心受壓及偏心受壓試驗，對試件加載過程表現(xiàn)與最終破壞形態(tài)進行研究.分析不同拼接方式、偏心受壓方向、偏心距對試驗柱受壓性能的影響，得到結論如下.

1）預制拼接槽型UHPC 柱在軸心荷載及偏心荷載作用下，主要表現(xiàn)為受壓破壞形態(tài)或受拉破壞形態(tài).在相同尺寸與配筋下，預制拼接槽型UHPC 柱承載力隨偏心距的增加而減小.相同偏心距下，預制拼接槽型UHPC 柱在不同拼接方式和壓彎方向下的承載力基本一致，且截面基本符合平截面假定.

2）鋼纖維延緩了UHPC 的開裂，增強了試件的變形能力.在達到80%極限承載力前，試件的變形均接近線彈性變化，達到極限承載力后，變形發(fā)生突變，試件表現(xiàn)出脆性破壞特征.

3）在試件破壞時，受壓側縱筋均達到了屈服，鋼筋強度得到較為充分的利用.在軸壓、32.5 mm 偏心距、65.0 mm 偏心距下，僅受壓側縱筋達到了屈服；在偏心距為97.5 mm 時，受拉側縱筋也達到了屈服點，試件表現(xiàn)出大偏心破壞形態(tài).

4）參考規(guī)范《混凝土結構設計規(guī)范（2015年版）》（GB 50010—2010）與《活性粉末混凝土結構技術規(guī)程》（DBJ 43∕T325—2017），規(guī)范高估了軸心受壓試件承載力達11.98%；偏心受壓承載力計算中，現(xiàn)行規(guī)范建議的附加偏心距偏大，在考慮二階效應及附加偏心距的影響后，規(guī)范可以偏安全地計算偏心受壓柱的承載力.本文試驗數(shù)據(jù)可為預制拼接槽型UHPC柱承載力分析提供參考.