剪力钉构造措施对UHPC模板-现浇NC界面黏结性能的影响

温小栋; 龚文波; 周明; 殷光吉; 邓泽玮

doi:10.13801/j.cnki.fhclxb.20240605.001

剪力钉构造措施对UHPC模板-现浇NC界面黏结性能的影响

宁波工程学院　建筑与交通工程学院，宁波 315211

基金项目: 浙江省公益基金项目(LGG21E080007)；宁波市自然科学基金项目(202003N4170)；宁波市科技创新重大专项(2023Z148)

详细信息

通讯作者:
周明，博士，副教授，硕士生导师，研究方向为组合结构、UHPC新型建材等　E-mail: zhouming1426@163.com

中图分类号: TU528；TB332
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出版历程
- 收稿日期: 2024-03-24
- 修回日期: 2024-05-15
- 录用日期: 2024-05-24
- 网络出版日期: 2024-06-17
- 发布日期: 2024-06-05
- 刊出日期: 2025-03-14

Effect of shear key arrangement on the bonding properties of prefabricated UHPC-NC interface

School of Architecture and Transportation Engineering, Ningbo University of Technology, Ningbo 315211, China

Funds: Basic Public Welfare Research Project of Zhejiang Province (LGG21E080007); Ningbo Natural Science Foundation (202003N4170); Major Project of Science and Technology Innovation in Ningbo (2023Z148)

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摘要

摘要:
为了研究预制超高性能混凝土(UHPC)与普通混凝土(NC)界面的黏结滑移性能，以预制UHPC表面剪力钉的密度和分布间距为试验参数，完成了12组UHPC-NC复合试件的双面剪切试验。结果表明，设置剪力钉构造措施的试件其破坏形态主要有3种，分别为：(a) UHPC-NC黏结面与UHPC剪力钉均发生剪切破坏；(b) UHPC-NC黏结面剪切破坏、UHPC剪力钉同时发生剪切和剥离破坏；(c) UHPC-NC黏结面剪切破坏、NC基体轴压破坏。剪力钉密度与分布间距对UHPC-NC试件的黏结面抗剪强度有显著影响；尤其是剪力钉密度，黏结面抗剪强度随着剪力钉密度呈抛物线增长关系。在相同剪力钉密度下，剪力钉分布间距较大试件的黏结面抗剪强度比间距较小试件提高了19.04%~41.74%。基于现有模型及试验结果，建立了考虑黏结面破坏形态及抗剪试验方法的预制UHPC-NC黏结面抗剪强度的计算公式，其计算值与试验值吻合度较高，可为UHPC-NC复合试件的界面设计提供参考。
- UHPC-NC复合试件 /
- 抗剪强度 /
- 破坏形态 /
- 剪力钉密度 /
- 分布间距
Abstract:
In order to study the bond-slip behavior of the interface between prefabricated ultra-high performance concrete (UHPC) and normal concrete (NC), 12 sets of UHPC-NC bond specimens were tested using double-sided shear tests with the density and spacing of shear studs on the prefabricated UHPC surface as the experimental parameters. The results show that, after the shear studs being installed on the formwork, there are three main failure modes of the specimens, namely: (a) Shear failure of UHPC-NC bond surface and UHPC shear studs; (b) Shear failure of UHPC-NC bond surface and simultaneous shear and peeling failure of UHPC shear studs; and (c) Shear failure of UHPC-NC bond surface and axial compression failure of NC matrix. The density and distribution interval of shear studs have a significant impact on the shear strength of UHPC-NC bond surface, especially the shear stud density. The shear strength on the bond surface increases parabolically with the density of shear studs. Under the same density of shear stud, the specimens with larger distribution interval of shear stud have a 19.04%-41.74% increase in shear strength on the bond surface, compared to the specimens with smaller distribution interval. On the basis of existing models and experimental results, a calculation formula for the shear strength of prefabricated UHPC-NC bond surface is established. It considers the failure modes of bond surface and the shear testing methods. The calculated results are in good agreement with the experimental values. This can provide a reference for the interface design of UHPC-NC composite specimens.
- UHPC-NC composite specimen /
- shear strength /
- failure models /
- shear stud density /
- distribution interval

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预制拼装永久性模板高强耐久混凝土，在混凝土浇筑后不再拆除，使其成为结构的一部分^[1]进而实现工程上的快速施工，极大程度上缩短了施工周期。装配整体式结构具有整体性好、刚度大、抗震性能好等优点^[2]，在工程中得到广泛应用。超高性能混凝土(UHPC)作为近年内发展起来的一种新型水泥基复合材料，具有高强、高韧、高密实和高耐久等特点^[3-4]，且与钢筋之间的搭接黏结性能较好^[5]，有望实现预制UHPC模板与现浇核心普通混凝土(NC)在实际工程中的复合使用。

UHPC永久模板结构体系中，预制模板与现浇普通混凝土的粘结界面是复合结构的最薄弱环节。为此，国内外学者开展了UHPC-NC复合构件的界面抗剪性能试验研究。如：Muñoz等^[6]开展斜剪和劈裂试验，以混凝土湿润度和表面粗糙度等作为不同条件，研究了两种材料之间的黏结性能。试验结果表明，无论冻融循环的暴露程度、复合试件的龄期、混凝土基材的粗糙程度以及不同的加载配置，UHPC和NC之间的黏结性能都足以用于桥梁覆盖层。Bassam等^[7]进行了斜剪和劈裂试验，研究了两种材料间的黏合强度和渗透性，试验结果表明UHPC层与NC基体的黏接强度较高，UHPC-NC界面的抗渗透特性良好，可显著改善混凝土基体的抗渗透性。王兴旺^[8]进行UHPC-NC结构界面抗剪试验，并结合ANSYS数值分析方法，研究了加固模型的受力及破坏形式。Husam等^[9]开展界面直接拉伸试验，并以材料表面的粗糙程度为变量，确定UHPC-高强混凝土之间的粘聚性，反推材料间的摩擦系数。为适应复杂服役环境，UHPC与NC界面黏结性能的提升方法与效果研究也备受关注。张锐等^[10]在表面光滑的UHPC模板上设置均布凹坑，通过后浇混凝土嵌入凹坑，以形成剪力键，提高界面的黏结能力。王德弘等^[11]、杨俊等^[12]对模板表面进行沟槽设置，提高模板粗糙度，进而提升界面的黏结性能；并通过双面剪切试验，建立了键槽密度与黏结面剪切强度之间的计算公式。然而，对于破坏形态，上述试验的破坏形态主要为嵌入凹坑/键槽内的普通混凝土剪切破坏，并没有充分发挥UHPC的性能优势，故UHPC-NC复合试件抗剪性能的提升潜力有待挖掘；为了对模板表面进行粗糙化，普遍采用高压水枪冲刷、人工刻槽等施工方法，然而UHPC强度高，这些方法未能达到预期设想。

本文基于渗透模板及混凝土转印技术的思路，提出UHPC剪力钉构造设置(即在模具内预铺一层具有凹坑的衬板，浇筑后形成UHPC剪力钉)，以发挥UHPC的高强力学性能特点、提高UHPC模板-NC内芯复合试件的界面黏结性能，使得复合试件由以往的NC受剪破坏转变为UHPC受剪破坏；同时，该复合试件制作工序较为简单，可节省成本。然而，此类研究目前鲜有报道。为此，本文开展上述UHPC-NC复合试件的双面剪切试验，研究UHPC模板中剪力钉密度与分布间距对界面破坏模式和抗剪黏结性能的影响，并建立其界面黏结抗剪强度计算公式，以期为预制UHPC-NC复合试件设计、施工提供有益参考。

1. 试验概况

1.1 试件设计及制作

试件设计过程中主要考虑预制UHPC模板表面剪力钉密度及剪力钉分布间距对界面黏结强度的影响，具体参数见表1。每个试件由UHPC模板和普通混凝土内芯组成。普通混凝土设计强度等级为C30，其质量配合比为m_水泥∶m_水∶m_碎石∶m_粉煤灰∶m_中砂=1∶0.71∶4.92∶0.43∶3.14，实测抗压强度值为38.5 MPa。UHPC的质量配合比为M_粉体∶M_水∶M_减水剂∶M_钢纤维=1∶0.104∶0.0002∶0.0948，其中粉体由P·O 52.5强度等级的普通硅酸盐水泥、硅粉、I级粉煤灰、石英砂及石英粉构成。UHPC实测抗压强度值为139.6 MPa。界面粗糙程度采用剪力钉密度来表达。剪力钉密度ρ计算公式如下所示^[13]：

表 1 超高性能混凝土-普通混凝土(UHPC-NC)试件设计

Table 1. Ultra-high performance concrete-normal concrete (UHPC-NC) specimen design

Specimen number	Perimeter diameter of the shear nail/mm	Shear nail height/mm	Number of shear nails/piece	Shear nail density
N0	0	0	0	0
N1	50	30	1	0.533
N2	50	30	2	1.067
N3	50	30	3	1.6
N4K	50	30	4	2.133
N6K	50	30	6	3.2
N8K	50	30	8	4.267
N12K	50	30	12	6.4
N18H	50	30	18	9.6
N4M	50	30	4	2.133
N4K	50	30	4	2.133
N8M	50	30	8	4.267
N8M	50	30	8	4.267
N12M	50	30	12	6.4
Notes: In N1, N represents shear nails, and 1 represents the number of shear nails; K represents a large distribution interval of shear nails; M represents a small spacing between shear nails.

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$\rho = \frac{{n{V_{\text{u}}}}}{S}$

(1)

式中：n为剪力钉个数；V_u为单个剪力钉体积，V_u=32000 mm²；S为界面黏结面面积。

1.1.1 UHPC模板制作

为考察预制UHPC模板表面剪力钉构造措施，对预制UHPC-NC复合试件的界面黏结性能的影响，在UHPC模板制作时加以剪力钉构造设计，并与自然光滑模板进行对比，如图1所示。UHPC模板表面剪力钉构造设置及制作方法具体如下：

在实现准备好的模具内平铺一层具有凹坑(深度为30 mm)的衬板，随后将搅拌均匀的UHPC浆料灌入试模内并振捣密实，室内静养24 h后脱模，随即移入水中养护至28 d龄期，制备出不同剪力钉密度及间距的UHPC模板。

图 1 UHPC模板剪力钉构造方案

Figure 1. Construction scheme of shear nails for UHPC formwork

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1.1.2 UHPC-NC复合试件成型

将预制好的UHPC模板安装在已准备好的试模中，使预制UHPC紧贴试模内壁，然后再向中间浇筑混凝土。为确保浇筑质量，每浇筑1/3的混凝土，用振捣棒进行插捣，静置24 h后进行拆模，并放入标准养护箱中养护至28 d龄期。工艺流程图见图2。

图 2 UHPC-NC复合试件制作工艺流程图

Figure 2. Process flow diagram of UHPC-NC composite specimen production

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1.2 试验加载装置及测点布置

试验加载装置由200吨邦威静态压力试验机(MTS-50T，美国MTS公司)、东华静态采集仪、工业摄像机、数据采集仪、电液伺服加载系统(MTS-50T，美国MTS公司)、位移计等组成，如图3所示。

图 3 试验加载装置及加载示意图

Figure 3. Test loading device and loading schematic diagram

P—Load

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通过在预制UHPC和NC表面上粘贴应变片，以获得UHPC模板和NC核芯的应变分布规律。应变片布置方案为：在UHPC-NC黏结面附近的UHPC、NC上分别粘贴了10个应变片(应变片长度为20 mm)，以获得沿着应变片长度方向上UHPC板和NC的应变值；其中，每个截面上布置4个应变片，具体如图4(a)所示；同一截面处黏结面上应变片读数的平均值作为该截面处黏结面附近的UHPC、NC的应变值，如：#1截面处黏结面附近的UHPC上应变值记为U₁、NC上应变值记为C₁。

图 4 UHPC-NC试件上应变片及位移计测点布置示意图(单位：mm)

Figure 4. Schematic diagram of the arrangement of strain gauges and displacement measurement points on the specimen (Unit: mm)

#A, #B, #C—Sections A, B, and C, respectively; ①, ②, ③, ④, ⑤, ⑥, ⑦, ⑧, ⑨, ⑩—The locations and numbers of displacement sensors, respectively

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此外，分别在UHPC、NC上布置位移计，以获得UHPC模板和NC核芯的滑移值。其布置方案为：在UHPC模板、NC核芯上分别布置4个和6个位移计，其中#A截面对角处NC上布置了两个位移计，#B截面、#C截面中心处UHPC、NC上分别布置了2个位移计，具体如图4(b)所示。同一截面处位移计的平均值作为该截面上UHPC、NC位移值，如：#B截面的UHPC上位移值记为U_B、NC上位移值记为C_B。

试验加载前首先预加载，加载速率控制在10 kN/min，预加载至5 kN结束，正式加载速率控制在5 kN/min，直至试件破坏。

2. 试验结果及其分析

2.1 UHPC-NC复合试件试验过程与破坏形态

试验加载初期，混凝土表面应变片数据随着荷载增加而逐渐增大，离自由端越近，应变值越大；随着荷载的进一步增大，UHPC板表面开始出现脱落现象；当荷载达到极限荷载时，试件完全破坏无法继续承载。

表2列出了试件极限承载力、界面剪应力和破坏形态的测试结果。UHPC模板未设置剪力钉时，UHPC-NC复合试件界面受剪后出现黏结面剪切破坏，断面光滑平整。UHPC模板表面设置剪力钉构造后，其破坏形式呈现3种情况：

表 2 UHPC-NC界面抗剪试验结果

Table 2. UHPC-NC interface shear test results

Specimen number	Ultimate load P_u/kN	Shear stress/ MPa	Failure mode
N0	100.2	1.67	Shear failure of the adhesive surface
N1	130.2	2.17	a
N2	149.4	2.49	a
N3	185.8	3.10	a
N4K	205.99	3.43	b
N6K	273.2	4.55	b
N8K	288	4.8	b
N12K	356.53	5.94	c
N18K	393.6	6.56	c
N4M	145.1	2.42	b
N8M	206	3.43	b
N12M	299.6	4.99	b
Notes: a—Shear failure of UHPC-NC bond surface and UHPC shear studs; b—Shear failure of UHPC-NC bond surface and simultaneous shear and peeling failure of UHPC shear studs; c—Shear failure of UHPC-NC bond surface and axial compression failure of NC matrix.

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(a) UHPC-NC黏结面及UHPC剪力钉剪切破坏。加载初期，复合试件界面抗剪性能主要由UHPC-NC之间黏结力承担。靠近自由端的黏结面首先出现细小的剪切裂缝，并沿黏结面扩展；直至遇到剪力钉，裂缝扩展速度受到抑制；此后，试件界面抗剪性能主要由剪力钉提供。加载后期，由于模板上设置的剪力钉密度较低，致使UHPC剪力钉沿根部被剪断；最后，复合试件黏结面与剪力钉均发生剪切破坏。

(b) UHPC-NC黏结面剪切破坏、UHPC剪力钉发生剪切和剥离破坏。加载初期，复合试件界面抗剪性能主要由UHPC-NC的黏结力提供，靠近自由端处界面首先发生剪切破坏。随着荷载增加，力沿黏结面传递，直至遇到剪力钉群；此后，界面的抗剪性能主要由剪力钉群提供。在剪力钉群作用下，部分力继续沿着黏结面传递，直至UHPC剪力钉剪断；尤其是靠近自由端处，部分力斜向发展至剪力钉凸面的NC处，致使NC出现微细裂缝，最后导致剪力钉(黏附着NC)发生剥离破坏。

上述3种典型破坏形态分别如图5所示，当剪力钉密度ρ<2.133时，试件发生a类破坏；当2.133≤ρ<6.4时，试件由a类破坏转变为b类破坏；当ρ≥6.4时，试件破坏转变为c类破坏。

图 5 UHPC-NC试件典型破坏形态

Figure 5. Typical failure mode of UHPC-NC specimens

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2.2 UHPC-NC复合试件荷载-应变关系曲线

图6给出了不同参数下试件荷载-应变分布曲线。由图6(a)可知，在初始加载阶段，只有自由端附近的应变测点存在数据变化，此时预制UHPC模板与NC核芯通过界面化学作用承担荷载，其荷载-应变曲线呈线性关系。随着荷载增大，两者界面处剪力钉发挥作用，使自由端应变与加载端应变差值逐渐增大直至破坏。整个加载过程中，应变随荷载的增加呈线性增长。由UHPC-NC界面处荷载-应力曲线的线性阶段可见，自由端至加载端的曲线斜率依次增大，表明应力从自由端逐步传递至加载端；达到极限荷载时，试件界面迅速发生剪切破坏。

图 6 各级荷载作用下UHPC-NC试件的荷载-应变曲线

Figure 6. Load-strain curves of UHPC-NC specimens under loads at all levels

U₁-U₅—UHPC strain value near the bonding surface of #1-#5 sections, respectively; C₁-C₅—NC strain value near the bonding surface of #1-#5 sections, respectively

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取不同试件#5截面处UHPC的荷载-应变曲线，如图6(b)与图6(c)所示。如图6(b)所示，试件N1、N2、N3、N6K、N8K、N12K、N18K破坏时应变值约为180×10⁻⁶、710×10⁻⁶、770×10⁻⁶、1100×10⁻⁶、1350×10⁻⁶、2100×10⁻⁶、4200×10⁻⁶。由此可知，在剪力钉密度ρ≤9.6时，试件界面抗剪性能随剪力钉密ρ增大而提高。如图6(c)所示，试件N8K、N8M、N12K、N12M破坏时应变值约为1350×10⁻⁶、1250×10⁻⁶、2100×10⁻⁶、900×10⁻⁶。由此可知，在相同剪力钉密度下，试件界面抗剪性能随剪力钉分布间距增大而提高。

2.3 UHPC-NC复合试件荷载-滑移关系曲线

通过UHPC和NC上安放位移计，测量获得了UHPC与NC有效黏结段的#A、#B、#C截面处的荷载-滑移曲线，如图7所示。由于达到峰值荷载后，试件界面迅速发生剪切破坏，故未测得曲线的下降段。不同剪力钉构造措施下，各试件荷载-滑移曲线呈现出相同规律。加载初期，界面处UHPC和NC协同变形，此时界面剪切力由UHPC与NC之间的黏结化学作用承担，而滑移量随荷载线性增加。随着荷载增大，剪力钉与NC之间的机械咬合力发挥作用，直至界面开始出现裂缝，滑移量随荷载呈非线性增长。当达到极限荷载时，剪力钉受剪失效，试件界面迅速破坏。由图7可见，在相同荷载作用下，相较于曲线C_B和U_B，曲线C_C和曲线U_C之间的滑移差值较大，故试件自由端的界面最先发生破坏。

图 7 试件N8K的滑移曲线

Figure 7. Slip curve mode of N8K sample

C_A, C_B, C_C—NC displacement value of #A section, #B section, and #C section, respectively; U_B, U_C—UHPC upper displacement value of #B section and #C section

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由UHPC与NC的滑移量差值可得到试件界面的相对位移值，图8给出了不同参数下复合试件#C截面处荷载-相对位移曲线。由图8(a)可知，试件N4K (ρ=2.13)的极限承载力为206 MPa，N8K (ρ=4.27)的极限承载力为288 MPa，而N12K (ρ=6.4)的极限承载力为356 MPa；随着剪力钉密度的增大，试件黏结面处抗剪性能几乎呈线性增大。然而，N4K、N8K与N12K抗剪承载性能的来源不同；其中，试件N4K和N8K为b类破坏，其极限承载力取决于界面黏结性能；而N12K为c类破坏，其极限承载力取决于NC抗剪性能。此外，在相同荷载下，试件N8K黏结面的相对位移大于N12K，但小于试件N4K。进一步分析，剪力钉间距对荷载-滑移曲线的影响规律，其测试结果如图8(b)所示。可知，在ρ=4.27时，试件N8K相较试件N8M的极限荷载大，且在相同荷载下N8K的相对位移更小，因此试件N8K的抗剪性能更好。同样地，在密度为ρ=6.4的试件上也呈现相似的规律，试件N12K相较试件N12M的极限荷载大，而相对位移更小，因此试件N12K的抗剪性能更好。由此可知，在相同密度的剪力钉措施下，增大剪力钉间距可进一步改善界面的抗剪强度。

图 8 不同参数下UHPC-NC试件的荷载-滑移演化规律

Figure 8. Slip evolution rule of UHPC-NC specimens under the influence of different parameters

ρ—Shear nail density

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2.4 UHPC-NC复合试件界面黏结抗剪强度

预制UHPC-NC试件的黏结抗剪强度按下式计算：

${\tau _{\text{u}}} = \frac{P}{{2A}}{\text{ }}$

(2)

式中：τ_u为黏结抗剪强度；P为剪切峰值荷载；A为黏结面面积，A=60000 mm²。根据式(2)计算得到的预制UHPC-NC黏结面的抗剪强度如图9所示。

图 9 UHPC-NC剪应力-剪力钉密度ρ曲线

Figure 9. Shear stress-shear bond density ρ curve of UHPC-NC

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由图9可见，UHPC-NC试件的黏结抗剪强度随剪力钉密度增大而增大，但密度(ρ=3.2)过饱和后，界面的黏结抗剪强度增长幅度下降，两者近似呈抛物线关系。这是由于在一定范围的UHPC剪力钉密度内，界面的机械咬合力随剪力钉密度增大而增大，从而提高了界面的黏结抗剪强度；当密度过饱和后(即界面处UHPC凸出部分过多时)，原先的UHPC剪力钉转变成了NC剪力钉，故剪力钉的增加反而降低了黏结抗剪强度的增幅。

为了进一步研究相同剪力钉密度下，UHPC-NC界面剪力钉分布间距对黏结抗剪强度的影响，其结果如图10所示。可见，黏结抗剪强度随剪力钉之间的分布间距增大而增大。N4K、N8K与N12K试件的黏结抗剪强度分别比N4M、N8M与N12M试件大41.74%、39.94%和19.04%。这是由于剪力钉间隔越大，剪力钉与骨料的互锁机制作用越强，界面黏结抗剪强度也随之越大。

图 10 UHPC-NC黏结抗剪强度

Figure 10. Bonding shear strength of UHPC-NC

τ_u—Interfacial bond shear strength of UHPC-NC specimens

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2.5 UHPC-NC复合试件单个剪力钉抗剪强度

UHPC-NC复合结构界面黏结强度来自于黏结面的化学作用力、范德华力^[14-15]和机械咬合力。两种材料在黏结面产生的化学反应提供化学作用力。混凝土晶体之间分子相互吸引作用是产生范德华力的主要原因，由于混凝土分子间距比较大，使得范德华力较小，因而可忽略不计。凸凹不平的黏结面界面间的相互作用产生机械咬合力，机械咬合力通常是界面黏结力的主要组成部分。因此，文中假定黏结力全部来自于机械咬合力和化学作用力^[11]。

UHPC未设置剪力钉ρ=0时，其模板表面光滑，复合试件受载后界面受剪破坏，破坏面较为平整，其界面黏结强度全部来自于化学作用。模板表面设置剪力钉ρ>0后，试件界面的黏结强度则来自机械咬合和化学作用。与光滑模板试件相比，采取剪力钉构造措施的复合试件仅界面粗糙(凹凸交错)程度不同；因此，扣除相应光滑界面的受剪承载力，可得到试件的机械咬合力^[11]，再除以剪力钉个数，即得到单个剪力钉的机械咬合力，计算公式如下式所示，其结果见表3：

${\tau _{\text{u}}}_{\text{h}} = \frac{{{\tau _{\text{u}}}}}{n}\left( {1 - \frac{{n{S_{ \text{D}}}}}{A}} \right)$

(3)

式中：τ_uh为单个剪力钉抗剪强度；n为剪力钉个数；S_D为单个剪力钉的面积，本文S_D=1962.5 mm²。

表 3 单个剪力钉的黏结抗剪强度

Table 3. Shear strength of a single shear bond

Specimen number	Shear nail density	Shear stress/MPa	Shear stress after deduction/MPa	Shear strength of a single nail/MPa
N0	0	1.67	1.67	–
N1	0.53	2.17	0.55	0.55
N2	1.07	2.49	0.93	0.47
N3	1.6	3.10	1.59	0.53
N4K	2.13	3.43	1.98	0.50
N6K	3.20	4.55	3.21	0.54
N8K	4.27	4.8	3.57	0.45
N12K	6.40	5.94	4.93	0.41
N18K	9.60	6.56	5.87	0.33

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由表3结果可知，随着剪力钉密度的增大，单钉抗剪强度逐渐减小。出现这个结果的原因如下：(1)当剪力钉密度过大时，原本整体的黏结面被分散，过度分散的黏结面其化学黏结作用无法协同工作；(2)当剪力钉之间排布过于紧密时，每个剪力钉的抗剪区域重合(即有效抗剪面积减小)，导致单个剪力钉的抗剪强度下降。因此，在实际工程中UHPC模板上的剪力钉排布密度不宜过大。结合整体抗剪强度、单钉抗剪强度和界面破坏形态，UHPC模板上剪力钉密度宜控制在4.27~6.4之间。

3. 黏结面抗剪强度计算

国内外学者已开展了大量关于不同材料复合构件黏结面抗剪强度的研究，并提出了相应的计算方法。《混凝土结构设计规范》GB 60010—2010^[16]中针对不配箍筋的复合构件，当符合复合构件界面粗糙度的构造规定时，其抗剪强度不大于0.4 N/mm^{2 [16]}。BS EN 1992-1-1和ACI 318M—05等规范中^[17-18]考虑了骨料互锁效应、抗剪销钉和黏附力作用，二者规范及美国公路桥梁设计规范如下。

BS EN 1992-1-1^[17]中混凝土黏结面的抗剪强度τ_u^[11]为

$\begin{gathered} {\tau _{\text{u}}} = {\rho _{\text{0}}}{f_{\text{y}}}(\cos \theta + {\mu _{\text{0}}}\sin \theta ) + {\mu _{\text{0}}}{\sigma _{\text{n}}} + {c_{\text{0}}} \\ \qquad{\text{ }}{f_{\text{t}}} \leqslant 0.5v{f_{{\text{cd}}}}{\text{ }} \\ \end{gathered}$

(4)

式中：ρ₀为黏结面抗剪钢筋的配筋率；f_y为黏结面抗剪钢筋屈服强度设计值；θ为抗剪钢筋与混凝土轴线的夹角；μ₀、c₀分别为与黏结面构造方式有关的摩擦系数和内聚力系数，未经过特殊处理的自然黏结面取0.6、0.35，粗糙黏结面则取0.7、0.45；σ_n为界面所受法向正压力的最小值；f_t为两种材料的抗拉强度较低值；f_cd为混凝土抗压强度设计值；v为强度折减系数，取0.6，f_ck≤60 MPa时，应满足0.9−f_ck/200≥0.5，f_ck为混凝土轴心抗压强度标准值。

ACI 318M—05^[18]规范中，当黏结面为自然粗糙面，且未配置抗剪钢筋或配置少量抗剪钢筋时，黏结面的受剪承载力^[11]为

${V_{{\text{dh}}}} = 0.55d{b_{\text{k}}}$

(5)

式中：V_dh为黏结面的受剪承载力；d、b_k分别为黏结面的长度和宽度。

AASHTO LRFDUS—2004^[19]中黏结面的名义受剪承载力^[11]为

$\begin{gathered}V_{\text{u}}=\mu_1(P_{\text{c}}+f_{\mathrm{y}}A_{\text{f}})+c_1A_{\text{c}}\leqslant \\ \qquad\min(0.2A_{\mathrm{c}}f\mathrm{_c}',5.5A_{\mathrm{c}}) \\ \end{gathered}$

(6)

式中：当混凝土后浇于硬化粗糙混凝土表面时，μ₁=1、c₁=0.7；P_c为垂直于黏结面所受的压力；A_f为抗剪钢筋的面积；A_c为黏结面的面积；f_c′为混凝土的抗压强度较小值。

对于混凝土的抗拉强度f_t，根据压强度与抗拉强度的关系^[20]，计算得到本试验C30的抗拉强度为f_t=2.175 MPa。因此，按照上述规范给出的受剪承载力计算公式，对本试验预制UHPC-NC复合试件的界面黏结抗剪强度进行计算。由于文中的NC抗压强度f_cu为边长150 mm立方体试件实测值，与式中的抗压强度f_c′不同，取f_c′=0.79f_cu^[20]，即f_c′=30.4 MPa。预制UHPC-NC黏结抗剪强度的规范计算值与试验值的比较见表4。

表 4 UHPC-NC复合试件试验结果

Table 4. Experimental results of UHPC-NC composite specimen

Specimen number	Test values τ_u/MPa	BS EN 1992-1-1 τ₁/MPa	ACI 318M—05 τ₂/MPa	AASHTO LRFDUS—2004 τ₃/MPa	GB 50010—2010 τ₄/MPa	τ_u/τ₁	τ_u/τ₂	τ_u/τ₃	τ_u/τ₄
N0	1.67	0.822	0.55	0.7	0.4	2.032	3.306	2.385	4.175
N1	2.17	1.057	0.55	0.7	0.4	2.053	3.945	3.1	5.425
N2	2.49	1.057	0.55	0.7	0.4	2.356	4.527	3.557	6.225
N3	3.10	1.057	0.55	0.7	0.4	2.933	5.636	4.429	7.75
N4K	3.43	1.057	0.55	0.7	0.4	3.245	6.236	4.9	8.575
N6K	4.55	1.057	0.55	0.7	0.4	4.305	8.273	6.5	11.375
N8K	4.8	1.057	0.55	0.7	0.4	4.541	8.727	6.857	12
N12K	5.94	1.057	0.55	0.7	0.4	5.620	10.8	8.486	14.85
N18K	6.56	1.057	0.55	0.7	0.4	6.206	11.927	9.371	16.4
N4M	2.42	1.057	0.55	0.7	0.4	2.289	4.4	3.457	6.05
N8M	3.43	1.057	0.55	0.7	0.4	3.245	6.236	4.9	8.575
N12M	4.99	1.057	0.55	0.7	0.4	4.721	9.073	7.129	12.475
Notes: τ₁ is the value according to the formula in the BS EN 1992-1-1 specification; τ₂ is the value according to the formula in ACI 318M—05 specification; τ₃ is the value according to the formula in AASHTO LRFDUS—2004 specification; τ₄ is the value according to the formula in GB 50010—2010 specification.

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由表4中知，BS EN 1992-1-1公式计算结果与试验值最接近，其他3个公式计算值与试验值均相差较大。但BS EN 1992-1-1公式未考虑剪力钉密度对界面剪应力的影响，且当剪力钉密度过大，该公式不再适用。因此，在不考虑抗剪钢筋和界面法向正压力的情况下，本文基于BS EN 1992-1-1公式，并引入与UHPC剪力钉密度相关的参数γ，提出了UHPC-NC界面粘结剪切强度计算公式：

${\tau _{\text{u}}} = \gamma {f_{\text{t}}}$

(7)

在实际工程中，基于混凝土立方体抗压强度f_cu与轴心抗拉强度f_t的换算关系，式(7)可进一步表示为

${\tau _{\text{u}}} = 0.395\gamma f_{{\text{cu}}}^{0.55}$

(8)

根据试验结果，拟合获得了γ与剪力钉密度ρ之间的定量关系，即 $\gamma = - 0.0188{\rho ^2}$ $+0.3698\rho + 0.5832，\left(\rho \leqslant 9.6\right)$ ，相关指数R²=0.9935，表明该拟合公式具有较高的可靠程度。将此式代入式(8)中，可得到预制UHPC-NC界面剪应力与剪力钉密度关系公式：

$\begin{gathered} {\tau _{\text{u}}} = ( - 0.006873{\rho ^2} + 0.135288\rho + \\ \qquad {\text{ }} 0.213379)f_{{\text{cu}}}^{0.55} \\ \end{gathered}$

(9)

式中，f_cu 为立方体抗压强度。

由表5数据可知，采用本文所建模型对文献[11, 21]的黏结面抗剪强度进行计算，其结果显示试验值与计算值比值小于1，但离散性较小；例如文献[11]的试验值/计算值在均值0.548附近波动、文献[21]的试验值/计算值在均值0.832附近波动，相关指数R²=0.9935。

表 5 UHPC-NC试件黏结面抗剪强度修正模型计算值与试验值(单位：MPa)

Table 5. Calculated values of corrected model and experimental values for shear strength of UHPC-NC specimens (Unit: MPa)

Specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)	Literature [11] specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)	Literature [21] specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)
N0	1.589(1.051)	SB3	2.822(0.456)	ZJ-Z-1-1	2.622(0.793)
N1	2.111(1.028)	SB4	3.355(0.554)	ZJ-Z-1-2	3.645(0.850)
N2	2.606(0.955)	SB5	3.693(0.553)	ZJ-Z-1-3	4.467(0.698)
N3	3.070(1.010)	SC3	3.892(0.789)	ZJ-Z-2-2	3.645(0.859)
N4K	3.505(0.979)	SC4	4.626(0.618)	ZJ-Z-2-3	4.467(0.960)
N6K	4.289(1.061)	SC5	5.094(0.601)	–	–
N8K	4.956(0.969)	SD3	4.772(0.642)	–	–
N12K	5.940(1.000)	SD4	5.673(0.627)	–	–
N18K	6.544(1.002)	SD5	6.246(0.603)	–	–

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导致文献[11, 21]的计算值比试验值大的原因是，本文模型是基于黏结面处UHPC剪力钉被剪断所建立的，而文献[11, 21]的界面破坏形态较为一致，主要为UHPC-NC黏结面处的NC剪力槽被剪断。此外，文献[11]采用的是单剪试验、文献[21]采用的是双剪试验，进而导致本文所建模型的理论计算与试验结果偏差较大。

因此，需在式(8)基础上，充分考虑UHPC-NC复合构件黏结面破坏形态、抗剪试验方法，引入修正系数a和b，建立UHPC-NC复合试件黏结面抗剪强度的计算公式：

$\begin{gathered} {\tau _{\text{u}}} = ( - 0.006873{\rho ^2} + 0.135288\rho + \\ \qquad{\text{ }} 0.213379)abf_{{\text{cu}}}^{0.55} \\ \end{gathered}$

(10)

式中：a为黏结面破坏形态参数，b为抗剪试验系数。

以本文采用的双面抗剪试验、黏结面处UHPC剪力钉剪断破坏为基准，a、b取值均为1。根据文献[21](双剪试验)中试验值/计算值的均值为0.832、文献[11](单剪试验)中试验值/计算值的均值为0.584可知，黏结面处NC剪力槽破坏形态对黏结剪切强度的影响系数a可取0.832，单面抗剪测试方法对黏结剪切强度的影响系数b可取0.702(0.584/0.832)。其中，系数b的取值与文献[22]结论一致，即单剪最大抗剪强度为双剪试验的67%~77%。

在此基础上，采用式(10)对文献[11, 21]的计算值、试验值/计算值进行分析，结果如表6所示。

表 6 引入参数后UHPC-NC试件黏结面抗剪强度修正模型计算值与试验值(单位：MPa)

Table 6. Calculated and experimental values of the modified model of shear strength of bonded surface of UHPC-NC specimens after the introduction of parameters (Unit: MPa)

Specimen number of this document	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)	Literature [11] specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)	Literature [21] specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)
N0	1.589(1.051)	SB3	1.648(0.781)	ZJ-Z-1-1	2.181(0.954)
N1	2.111(1.028)	SB4	1.959(0.948)	ZJ-Z-1-2	3.033(1.022)
N2	2.606(0.955)	SB5	2.157(0.946)	ZJ-Z-1-3	3.717(0.839)
N3	3.070(1.010)	SC3	2.273(1.068)	ZJ-Z-2-2	3.033(1.032)
N4K	3.505(0.979)	SC4	2.702(1.058)	ZJ-Z-2-3	3.717(1.154)
N6K	4.289(1.061)	SC5	2.975(1.028)	–	–
N8K	4.956(0.969)	SD3	2.787(1.100)	–	–
N12K	5.940(1.000)	SD4	3.313(1.074)	–	–
N18K	6.544(1.002)	SD5	3.648(1.033)	–	–

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由表6可知，文献[11]试验值/计算值的平均值为1.0040，均方差为0.0936，变异系数为0.0932，文献[21]试验值/计算值的平均值为1.0002，均方差为0.1032，变异系数为0.1032，这表明上述建立的UHPC-NC黏结抗剪强度计算公式具有较好的精度，可评估UHPC-NC复合试件的黏结面抗剪强度。

4. 结论

(1)超高性能混凝土(UHPC)模板未设置剪力钉时，UHPC-普通混凝土(NC)复合试件发生黏结面剪切破坏，断面光滑平整。当模板设置剪力钉构造后，其破坏形式呈现3种情况：(a) UHPC-NC黏结面与UHPC剪力钉剪切破坏；(b) UHPC-NC黏结面剪切破坏、UHPC剪力钉发生剪切和剥离破坏；(c) UHPC-NC黏结面剪切破坏、NC基体轴压破坏。当剪力钉密度ρ<2.133时，试件发生a类破坏；当2.133≤ρ<6.4时，试件由a类破坏转变为b类破坏；当ρ≥6.4时，试件破坏转变为c类破坏。

(2)预制UHPC-NC黏结面抗剪强度为1.67~6.56 MPa，剪力钉单钉抗剪强度为0.635 MPa，其来源为机械咬合力和化学黏结作用。在UHPC-NC黏结面上合理布置剪力钉，可充分发挥剪力钉对黏结面强度的贡献，大幅度提升黏结面的抗剪强度。

(3) UHPC剪力钉密度与分布间距对UHPC-NC黏结面抗剪强度具有显著影响，尤其是剪力钉密度。剪力钉密度(0~9.6范围)越大， UHPC-NC黏结面的抗剪强度越大。结合整体抗剪强度、单钉抗剪强度和界面破坏形态，UHPC模板上剪力钉密度建议值为4.27~6.4。在剪力钉密度相同条件下，剪力钉分布间距较大试件的黏结面抗剪强度，比剪力钉分布间距较小试件提高了19.04%~41.74%。

(4)对比分析现有UHPC-NC黏结面抗剪强度模型以及黏结面破坏形态，引入黏结面破坏形态参数与剪切试验系数，建立了预制UHPC-NC黏结面抗剪强度的计算公式，其计算结果与试验值较为吻合，可为UHPC-NC复合试件界面设计提供参考。

图 1 UHPC模板剪力钉构造方案

Figure 1. Construction scheme of shear nails for UHPC formwork

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图 2 UHPC-NC复合试件制作工艺流程图

Figure 2. Process flow diagram of UHPC-NC composite specimen production

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图 3 试验加载装置及加载示意图

Figure 3. Test loading device and loading schematic diagram

P—Load

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图 4 UHPC-NC试件上应变片及位移计测点布置示意图(单位：mm)

Figure 4. Schematic diagram of the arrangement of strain gauges and displacement measurement points on the specimen (Unit: mm)

#A, #B, #C—Sections A, B, and C, respectively; ①, ②, ③, ④, ⑤, ⑥, ⑦, ⑧, ⑨, ⑩—The locations and numbers of displacement sensors, respectively

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图 5 UHPC-NC试件典型破坏形态

Figure 5. Typical failure mode of UHPC-NC specimens

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图 6 各级荷载作用下UHPC-NC试件的荷载-应变曲线

Figure 6. Load-strain curves of UHPC-NC specimens under loads at all levels

U₁-U₅—UHPC strain value near the bonding surface of #1-#5 sections, respectively; C₁-C₅—NC strain value near the bonding surface of #1-#5 sections, respectively

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图 7 试件N8K的滑移曲线

Figure 7. Slip curve mode of N8K sample

C_A, C_B, C_C—NC displacement value of #A section, #B section, and #C section, respectively; U_B, U_C—UHPC upper displacement value of #B section and #C section

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图 8 不同参数下UHPC-NC试件的荷载-滑移演化规律

Figure 8. Slip evolution rule of UHPC-NC specimens under the influence of different parameters

ρ—Shear nail density

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图 9 UHPC-NC剪应力-剪力钉密度ρ曲线

Figure 9. Shear stress-shear bond density ρ curve of UHPC-NC

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图 10 UHPC-NC黏结抗剪强度

Figure 10. Bonding shear strength of UHPC-NC

τ_u—Interfacial bond shear strength of UHPC-NC specimens

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表 1 超高性能混凝土-普通混凝土(UHPC-NC)试件设计

Table 1 Ultra-high performance concrete-normal concrete (UHPC-NC) specimen design

Specimen number	Perimeter diameter of the shear nail/mm	Shear nail height/mm	Number of shear nails/piece	Shear nail density
N0	0	0	0	0
N1	50	30	1	0.533
N2	50	30	2	1.067
N3	50	30	3	1.6
N4K	50	30	4	2.133
N6K	50	30	6	3.2
N8K	50	30	8	4.267
N12K	50	30	12	6.4
N18H	50	30	18	9.6
N4M	50	30	4	2.133
N4K	50	30	4	2.133
N8M	50	30	8	4.267
N8M	50	30	8	4.267
N12M	50	30	12	6.4
Notes: In N1, N represents shear nails, and 1 represents the number of shear nails; K represents a large distribution interval of shear nails; M represents a small spacing between shear nails.

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表 2 UHPC-NC界面抗剪试验结果

Table 2 UHPC-NC interface shear test results

Specimen number	Ultimate load P_u/kN	Shear stress/ MPa	Failure mode
N0	100.2	1.67	Shear failure of the adhesive surface
N1	130.2	2.17	a
N2	149.4	2.49	a
N3	185.8	3.10	a
N4K	205.99	3.43	b
N6K	273.2	4.55	b
N8K	288	4.8	b
N12K	356.53	5.94	c
N18K	393.6	6.56	c
N4M	145.1	2.42	b
N8M	206	3.43	b
N12M	299.6	4.99	b
Notes: a—Shear failure of UHPC-NC bond surface and UHPC shear studs; b—Shear failure of UHPC-NC bond surface and simultaneous shear and peeling failure of UHPC shear studs; c—Shear failure of UHPC-NC bond surface and axial compression failure of NC matrix.

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表 3 单个剪力钉的黏结抗剪强度

Table 3 Shear strength of a single shear bond

Specimen number	Shear nail density	Shear stress/MPa	Shear stress after deduction/MPa	Shear strength of a single nail/MPa
N0	0	1.67	1.67	–
N1	0.53	2.17	0.55	0.55
N2	1.07	2.49	0.93	0.47
N3	1.6	3.10	1.59	0.53
N4K	2.13	3.43	1.98	0.50
N6K	3.20	4.55	3.21	0.54
N8K	4.27	4.8	3.57	0.45
N12K	6.40	5.94	4.93	0.41
N18K	9.60	6.56	5.87	0.33

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表 4 UHPC-NC复合试件试验结果

Table 4 Experimental results of UHPC-NC composite specimen

Specimen number	Test values τ_u/MPa	BS EN 1992-1-1 τ₁/MPa	ACI 318M—05 τ₂/MPa	AASHTO LRFDUS—2004 τ₃/MPa	GB 50010—2010 τ₄/MPa	τ_u/τ₁	τ_u/τ₂	τ_u/τ₃	τ_u/τ₄
N0	1.67	0.822	0.55	0.7	0.4	2.032	3.306	2.385	4.175
N1	2.17	1.057	0.55	0.7	0.4	2.053	3.945	3.1	5.425
N2	2.49	1.057	0.55	0.7	0.4	2.356	4.527	3.557	6.225
N3	3.10	1.057	0.55	0.7	0.4	2.933	5.636	4.429	7.75
N4K	3.43	1.057	0.55	0.7	0.4	3.245	6.236	4.9	8.575
N6K	4.55	1.057	0.55	0.7	0.4	4.305	8.273	6.5	11.375
N8K	4.8	1.057	0.55	0.7	0.4	4.541	8.727	6.857	12
N12K	5.94	1.057	0.55	0.7	0.4	5.620	10.8	8.486	14.85
N18K	6.56	1.057	0.55	0.7	0.4	6.206	11.927	9.371	16.4
N4M	2.42	1.057	0.55	0.7	0.4	2.289	4.4	3.457	6.05
N8M	3.43	1.057	0.55	0.7	0.4	3.245	6.236	4.9	8.575
N12M	4.99	1.057	0.55	0.7	0.4	4.721	9.073	7.129	12.475
Notes: τ₁ is the value according to the formula in the BS EN 1992-1-1 specification; τ₂ is the value according to the formula in ACI 318M—05 specification; τ₃ is the value according to the formula in AASHTO LRFDUS—2004 specification; τ₄ is the value according to the formula in GB 50010—2010 specification.

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表 5 UHPC-NC试件黏结面抗剪强度修正模型计算值与试验值(单位：MPa)

Table 5 Calculated values of corrected model and experimental values for shear strength of UHPC-NC specimens (Unit: MPa)

Specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)	Literature [11] specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)	Literature [21] specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)
N0	1.589(1.051)	SB3	2.822(0.456)	ZJ-Z-1-1	2.622(0.793)
N1	2.111(1.028)	SB4	3.355(0.554)	ZJ-Z-1-2	3.645(0.850)
N2	2.606(0.955)	SB5	3.693(0.553)	ZJ-Z-1-3	4.467(0.698)
N3	3.070(1.010)	SC3	3.892(0.789)	ZJ-Z-2-2	3.645(0.859)
N4K	3.505(0.979)	SC4	4.626(0.618)	ZJ-Z-2-3	4.467(0.960)
N6K	4.289(1.061)	SC5	5.094(0.601)	–	–
N8K	4.956(0.969)	SD3	4.772(0.642)	–	–
N12K	5.940(1.000)	SD4	5.673(0.627)	–	–
N18K	6.544(1.002)	SD5	6.246(0.603)	–	–

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表 6 引入参数后UHPC-NC试件黏结面抗剪强度修正模型计算值与试验值(单位：MPa)

Table 6 Calculated and experimental values of the modified model of shear strength of bonded surface of UHPC-NC specimens after the introduction of parameters (Unit: MPa)

Specimen number of this document	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)	Literature [11] specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)	Literature [21] specimen number	Calculated value/MPa (Test value/calculated value)
N0	1.589(1.051)	SB3	1.648(0.781)	ZJ-Z-1-1	2.181(0.954)
N1	2.111(1.028)	SB4	1.959(0.948)	ZJ-Z-1-2	3.033(1.022)
N2	2.606(0.955)	SB5	2.157(0.946)	ZJ-Z-1-3	3.717(0.839)
N3	3.070(1.010)	SC3	2.273(1.068)	ZJ-Z-2-2	3.033(1.032)
N4K	3.505(0.979)	SC4	2.702(1.058)	ZJ-Z-2-3	3.717(1.154)
N6K	4.289(1.061)	SC5	2.975(1.028)	–	–
N8K	4.956(0.969)	SD3	2.787(1.100)	–	–
N12K	5.940(1.000)	SD4	3.313(1.074)	–	–
N18K	6.544(1.002)	SD5	3.648(1.033)	–	–

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长摘要

目的
目前国内外学者开展的一系列UHPC-NC复合构件的界面抗剪性能试验的破坏形态主要为嵌入凹坑/键槽内的普通混凝土剪切破坏，并没有充分发挥UHPC的性能优势，UHPC-NC复合试件抗剪性能的提升潜力有待挖掘。因此，本文以探究预制超高性能混凝土UHPC与普通混凝土(NC)界面的黏结滑移性能为目的，完成了12组UHPC-NC复合试件的双面剪切试验。
方法
基于渗透模板及混凝土转印技术的思路，提出UHPC剪力钉构造设置(即在模具内预铺一层具有凹坑的衬板，浇筑后形成UHPC剪力钉)，以发挥UHPC的高强力学性能特点、提高UHPC模板-NC内芯复合试件的界面黏结性能，使得复合试件由以往的NC受剪破坏转变为UHPC受剪破坏。本文的具体做法是通过制备出不同剪力钉密度及间距的UHPC模板，从而最终成型不同参数的UHPC-NC复合试件进行加载试验并得到数据。根据数据总结出设置不同密度剪力钉构造和不同分布间距后的不同破坏形态规律、荷载-应变关系、荷载-滑移关系、界面抗剪强度以及单个剪力钉抗剪强度等，以探究剪力钉密度和分布间距与粘结面抗剪强度之间的规律。最后通过对比分析现有UHPC-NC黏结面抗剪强度模型以及黏结面破坏形态，引入黏结面破坏形态参数与剪切试验系数，根据试验结果拟合新参数与剪力钉密度之间的定量关系，建立了预制UHPC-NC黏结面抗剪强度的计算公式。
结果
由试验结果我们可以明显观察到UHPC模板表面设置不同密度的剪力钉构造后，其破坏形式呈现三种情况：(a) UHPC-NC黏结面及UHPC剪力钉剪切破坏；(b) UHPC-NC黏结面剪切破坏、UHPC剪力钉发生剪切和剥离破坏；(c) UHPC-NC黏结面剪切破坏、NC基体轴压破坏。在整个加载过程中，应变随荷载的增加呈线性增长；而滑移随着荷载的增加，先呈现线性增加，直至界面出现裂缝后滑移量随荷载呈非线性增长。分布间距相同时，试件的极限承载力随剪力钉密度的增大而上升；剪力钉密度相同时，试件的极限承载力随分布间距的增大而上升。界面粘结抗剪强度随着剪力钉密度和分布间距的增大而增大。随着剪力钉密度的增大，单钉抗剪强度逐渐减小。通过引入相关参数进行修正后建立的UHPC-NC黏结抗剪强度计算公式具有较好的精度，可评估UHPC-NC复合试件的黏结面抗剪强度。
结论
(1)UHPC模板未设置剪力钉时，UHPC-NC复合试件发生黏结面剪切破坏，断面光滑平整。当模板设置剪力钉构造后，其破坏形式呈现三种情况：(a) UHPC-NC黏结面与UHPC剪力钉剪切破坏；(b) UHPC-NC黏结面剪切破坏、UHPC剪力钉发生剪切和剥离破坏；(c) UHPC-NC黏结面剪切破坏、NC基体轴压破坏。当剪力钉密度ρ<2.133时，试件发生a类破坏；当2.133≤ρ<6.4时，试件由a类破坏转变为a类破坏；当ρ≥6.4时，试件破坏转变为c类破坏。(2)预制UHPC-NC黏结面抗剪强度为1.67-6.56MPa，剪力钉单钉抗剪强度为0.635MPa，其来源为机械咬合力和化学黏结作用。在UHPC-NC黏结面上合理布置剪力钉，可充分发挥剪力钉对黏结面强度的贡献，大幅度提升黏结面的抗剪强度。(3)UHPC剪力钉密度与分布间距对UHPC-NC黏结面抗剪强度具有显著影响，尤其是剪力钉密度。剪力钉密度(0-9.6范围)越大， UHPC-NC黏结面的抗剪强度越大。结合整体抗剪强度、单钉抗剪强度和界面破坏形态，UHPC模板上剪力钉密度建议值为4.27~6.4。在剪力钉密度相同条件下，剪力钉分布间距较大试件的黏结面抗剪强度,比剪力钉分布间距较小试件提高了19.04%-41.74%。(4)对比分析现有UHPC-NC黏结面抗剪强度模型以及黏结面破坏形态，引入黏结面破坏形态参数与剪切试验系数，建立了预制UHPC-NC黏结面抗剪强度的计算公式，其计算结果与试验值较为吻合，可为UHPC-NC复合试件界面设计提供参考。

创新点

超高性能混凝土(UHPC)作为近年内发展起来的一种新型水泥基复合材料，具有高密实度、高韧性、高耐久性、高强度及良好的延性。使预制超高性能混凝土(UHPC)与普通后浇混凝土(NC)在工程上大量应用成为可能，同时使用永久模板可减少施工工序，节省施工时间，降低工程造价，节约能源和保护环境。
本文以预制UHPC表面剪力钉的密度和分布间距为试验参数，完成了12组UHPC-NC黏结试件的双面剪切试验。由试验结果可知，剪力钉密度在0-9.6之间，随着剪力钉的密度增加，黏结面抗剪强度也随之增加，其增加幅度为29.94%-292.81%。剪力钉排布宽度越宽，黏结面抗剪强度也越大，其增大幅度在19.04%-41.74%之间。因此，在预制UHPC上合理设置剪力钉密度与分布间距，可提高界面抗剪强度。此外，基于现有理论模型及试验结果分析，本文建立了考虑剪力钉密度、黏结面破坏形态与抗剪试验方法的UHPC-NC黏结面抗剪强度计算公式，其计算结果与试验数据吻合度较高，可为UHPC-NC复合试件的界面设计提供参考。
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不同参数下荷载-滑移演化规律
Slip evolution rule under the influence of different parameters