摘要
超高性能混凝土（ultra-high performance concrete， UHPC）预制梁和预制桥面板通过槽口式剪力连接键结合形成的UHPC组合梁在预制装配式结构中具有较广的应用场景. 为明确这种预制UHPC组合梁的受弯性能，分别对3片不同剪力连接度（分别为0.47、0.94和1.41）的预制UHPC组合梁和1片UHPC整浇梁进行了四点弯曲试验. 结果表明：剪力连接度对预制UHPC组合梁的抗弯性能影响显著，剪力连接度为0.47和0.94的组合梁，边槽口下方预制梁腹板上出现了因剪力键水平剪力较大引起的斜裂缝，进而导致此处剪力键的最终抗剪失效；剪力连接度为0.47、0.94和1.41的预制UHPC组合梁，抗弯承载能力分别为整浇梁的76%、97%和100%，延性系数分别为整浇梁的28%、38%和37%，开裂前弹性刚度分别为整浇梁的52%、72%和85%. 给出了不同剪力连接度预制UHPC组合梁的抗弯承载能力计算方法，并以试验结果验证了其适用性.
预制装配式混凝土结构凭借其施工周期短、环境影响小、施工质量易于控制等优势而广泛应用于工程建设
桥梁上部结构主梁的尺寸一般较大，整体预制时运输、吊装和安装困难，实际工程中一般分部件进行预制后再拼装成整体. 预制部件的划分可采用纵向分段、横向分块和竖向分层等形式. 纵向分段是将主梁沿纵向分为多个节段进行预制，再通过后张预应力形成整体. 节段间可采用湿接缝、胶接缝或干接缝连接. 纵向分段施工时一般需要搭设支架或挂篮、现场张拉预应力、灌浆等步骤，其抗弯承载力比整浇梁低约9%~15
目前，对于竖向分层施工的混凝土组合梁，已有研究主要集中在普通混凝土（normal concrete，NC）预制梁体和现浇桥面板结合形成的NC-NC组合梁（以下简称N-N组合梁）以及UHPC预制梁体和现浇NC桥面板组成的UHPC-NC组合梁（以下简称U-N组合梁），且界面均采用均布抗剪钢筋的剪力连接. 杨云俊
综上，迄今对于竖向分层预制的混凝土组合梁抗弯性能研究主要集中在N-N组合梁和U-N组合梁，且界面抗剪钢筋均采用与现浇钢筋混凝土板匹配的纵向均匀布置，未见通过槽口式剪力键连接的UHPC预制梁体与UHPC预制板的组合梁（以下简称预制UHPC组合梁或组合梁）抗弯性能的相关研究. 基于此，为明晰界面不同抗剪连接的预制UHPC组合梁的抗弯性能，本文以界面的剪力连接度为参数，对3个预制UHPC组合梁试件和1个UHPC整浇梁试件的抗弯性能进行了试验研究，并提出预制UHPC组合梁抗弯承载力的计算方法供设计参考.
1 工程背景
本文研究的工程背景为广州市广花路的一座跨街人行天桥. 该桥为预制装配式简支变刚构UHPC组合箱梁桥，UHPC的强度等级为UHP140，跨径布置为2.55 m（悬臂）+23.6 m+26.4 m+2.55 m（悬臂），两端悬臂与梯段板连接，立面布置如
图1 立面布置（单位：cm）
Fig.1 Elevation view （unit： cm）
图2 跨中位置断面（单位：cm）
Fig.2 Cross section at mid span position （unit： cm）
图3 实桥照片
Fig.3 Bridge photograph in situ
2 试验概况
2.1 试件设计与制作
取
| 试件编号 | 试件类型 | 剪力连接度η | 槽口内抗剪钢筋 | 受拉钢筋配筋率/% | 配箍率/% |
|---|---|---|---|---|---|
| SP-0 | 基准试件整浇梁 | — | — | 3.5 | 0.47 |
| SP-7 | 7槽口试件 | 1.41 |
6 12 | 3.5 | 0.47 |
| SP-5 | 5槽口试件 | 0.94 |
6 12 | 3.5 | 0.47 |
| SP-3 | 3槽口试件 | 0.47 |
6 12 | 3.5 | 0.47 |
注： 试件编号中的SP（shear pocket）表示槽口式剪力键，数字代表连接键的数目；SP-0代表整浇试件.
所有试件马蹄内配置5
16的HRB400级钢筋，钢筋保护层厚度均为10 mm，箍筋使用CRB550级直径5.5 mm的双肢箍，箍筋间距为150 mm. 槽口内设置6
12的HRB400级U形抗剪钢筋. 顶板内纵向配置8根直径8 mm的CRB550级钢筋，横向布置直径 8 mm、间距250 mm的CRB550级钢筋. 试件配筋如
（a） 试件基本构造
（b） 立面钢筋布置
（c） 板内钢筋布置
（d） A-A截面
（e） B-B截面
（f） 槽口内剪力键钢筋布置
（g） 预制梁C-C截面抗剪钢筋布置
图4 试验梁构造及配筋（单位：mm）
Fig.4 Structure and reinforcement of test beams （unit： mm）
整浇梁一次浇筑成型，而组合梁下部的倒T梁（以下简称预制梁）和桥面板分别预制，拼装后再浇筑预留槽口内的UHPC形成预制UHPC组合梁. 试件UHPC浇筑完成后覆膜保湿养护48 h后再采用约90 ℃蒸汽继续养护48 h.
组合梁拼装前，对槽口范围内的预制梁顶面进行凿毛处理，在预制梁非槽口区域坐浆并覆盖塑料膜使坐浆材料与预制板之间隔开，实现非槽口处梁、板界面的无黏结，使预制梁、板间仅通过抗剪连接键进行连接，以更明确反映不同数量集簇式剪力键的影响规律.
组合梁的剪力连接度η可定义为剪跨区实际布置的剪力键数目n与实现完全剪力连接所需要的剪力键数目nf的比
| （1） |
式中：n为单侧剪跨区的剪力键数目，Vu为单个剪力键的界面抗剪承载力；Vn为完全剪力连接组合梁界面所受剪力. 各试件剪力连接度的具体计算见下文4.2节.
2.2 材料性能
试验采用的UHPC为强度等级140 MPa、钢纤维体积掺量为2.5%的商品预混料，混杂钢纤维的基本特征参数见
| 类型 | 形状 | 钢纤维直径/mm | 钢纤维长度/mm | 钢纤维占比/% |
|---|---|---|---|---|
| 端勾型 |
 | 0.22 | 14 | 40 |
| 直丝型 |
 | 0.22 | 13 | 40 |
| 弧丝型 |
 | 0.18~0.22 | 13 | 20 |
材性试块在试件浇筑时预留，并与试件同条件养护. 根据《活性粉末混凝土》（GB/T 31387—2015
图5 UHPC轴心受拉试验（单位：mm）
Fig.5 UHPC axial tensile test（unit：mm）
（a）轴拉试件尺寸 （b）轴拉试验装置
| 种类 | 立方体抗压强度/MPa | 轴心抗压强度/MPa | 压弹模量/GPa | 抗折强度/MPa | 轴拉初裂强度/MPa | 轴拉峰值强度/MPa |
|---|---|---|---|---|---|---|
| 预制UHPC | 163.0 | 154.9 | 48.1 | 39.6 | 12.9 | 14.1 |
| 后浇UHPC | 163.6 | 147.2 | 46.3 | 38.1 | 12.4 | 14.6 |
| 等级 | 直径/mm | 屈服强度/MPa | 极限强度/MPa | 弹性模量/GPa |
|---|---|---|---|---|
| CRB550 | 5.5 | 530.8 | 574.9 | 195.6 |
| CRB550 | 8 | 519.2 | 553.0 | 193.7 |
| HRB400 | 12 | 438.0 | 646.0 | 197.2 |
| HRB400 | 16 | 422.0 | 625.1 | 195.2 |
2.3 测点布置和加载方式
采用电阻式应变片测量混凝土和钢筋应变，在跨中处槽口的中间截面（M截面）和距跨中30 cm处的非槽口截面（N截面）布置应变测点，同时在梁顶和梁底布置了引伸仪，测试标距内UHPC的平均应变.
测点布置如
图6 组合梁试件M截面应变测点布置（单位：mm）
Fig.6 Arrangement of strain measurement points for section M of composite beam specimens （unit： mm）
（图中“C”表示UHPC应变测点，“S”表示钢筋应变测点）
图7 SP-7立面测点布置（单位：mm）
Fig.7 Arrangement of vertical measurement points for SP-7 （unit： mm）
试件采用100 t液压千斤顶进行四点弯曲静力加载，加载布置如
（a） 加载装置示意（单位：mm）
（b） 加载装置实景
图8 加载布置
Fig.8 Loading arrangement
3 试验结果及分析
3.1 受力破坏特征
各试件的荷载-跨中挠度曲线、荷载-最大裂缝宽度曲线和破坏形态分别如
图9 荷载-跨中挠度曲线
Fig.9 Load-midspan deflection curve
（“□”表示开裂点，“+”表示预制梁S侧槽口处出现撕裂破坏）
图10 荷载-最大裂缝宽度曲线
Fig.10 Load-maximum crack width curve
（a） SP-0
（b） SP-7
（c） SP-5
（d） SP-3
图11 各试件破坏形态
Fig.11 Failure mode of specimens
| 试件编号 | 弹性 刚度/（kN·mm） | 开裂后 刚度/ （kN·mm） | 开裂点 | 屈服点 | 峰值点 | 极限点 | 撕裂破坏时挠度/mm | 延性系数fu/fy | 破坏模式 | ||||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| Pcr/kN | fcr/mm | Mcr/ （kN·m） | Py/ kN | fy/ mm | My/ （kN·m） | Ppeak/ kN | fpeak/ mm | Mpeak/ （kN·m） | Pu/ kN | fu/ mm | Mu/ （kN·m） | ||||||
| SP-0 | 83.1 | 20.7 | 80.2 | 1.2 | 50.1 | 320.3 | 12.8 | 200.2 | 343.7 | 168.0 | 214.8 | 330.2 | 216.6 | 206.4 | — | 16.9 | 1 |
| SP-7 | 71.0 | 19.9 | 75.5 | 1.5 | 47.2 | 319.5 | 13.7 | 199.7 | 344.1 | 86.7 | 215.1 | 337.0 | 87.2 | 210.6 | — | 6.3 | 1 |
| SP-5 | 59.6 | 19.8 | 68.6 | 1.3 | 42.9 | 315.2 | 13.8 | 197.0 | 332.4 | 25.5 | 207.8 | 322.4 | 89.1 | 201.5 | 44.1 | 6.5 | t1 |
| SP-3 | 42.8 | 13.0 | 60.1 | 2.1 | 37.6 | 250.1 | 16.7 | 156.3 | 261.3 | 60.1 | 163.3 | 246.1 | 80.7 | 153.8 | 27.4 | 4.8 | t2 |
注： 试件开裂点取纯弯段梁底观测到肉眼可见裂缝的上一级，极限点取观测到板顶或预制梁顶UHPC压碎时的状态. Pcr、fcr、Mcr分别为试件开裂点荷载、位移和弯矩；Py、fy、My分别为试件屈服点荷载、位移和弯矩；Ppeak、fpeak、Mpeak分别为试件峰值点荷载、位移和弯矩；Pu、fu、Mu分别为试件极限点荷载、位移和弯矩；破坏模式1为板顶UHPC压碎；破坏模式t1为边槽口发生撕裂破坏后，预制板上缘UHPC压碎；破坏模式t2为边槽口发生撕裂破坏后，预制梁梁顶UHPC压碎.
开裂前弹性阶段：各试件均处于弹性工作状态，由于界面滑移的存在，使得组合梁开裂前的弹性刚度低于整浇梁，且随剪力连接度的降低，其弹性刚度的退化加剧. 剪力连接度为0.47（SP-3）、0.94（SP-5）和1.41（SP-7）的组合梁，其弹性刚度分别为整浇试件SP-0的52%、72%和85%.
开裂后弹塑性阶段：各试件首先在纯弯段内梁底开裂，随着荷载增加，裂缝沿腹板向上扩展，试件开裂后的切线刚度（开裂点与屈服点连线的斜率）均显著降低，但当组合梁的剪力连接度接近或大于1.0时，其开裂后刚度均与整浇梁接近. 剪力连接度为0.94（SP-5）和1.41（SP-7）的组合梁，开裂后刚度分别达SP-0的96%和97%，而剪力连接度为0.47的SP-3开裂后刚度仅为SP-0的63%. 这主要是由于SP-3和SP-5的边槽口承受了较大水平剪力，边槽口下方预制梁腹板在组合梁屈服前（荷载分别达到 70 kN和95 kN时）出现了水平剪切斜裂缝并导致此处的剪力键作用退化，组合梁的整体性被显著削弱，从而导致SP-3开裂后的刚度退化明显. 而对于SP-5，虽然梁端附近腹板上也出现了类似水平斜裂缝，但梁上尚有4个剪力键有效工作，因此，其开裂后刚度仍达SP-0的96%. 据此可推断：组合梁开裂后的刚度主要由纯弯段内截面的开裂状态所控制，而界面滑移的影响较小.
屈服后塑性阶段：整浇梁SP-0屈服后，裂缝从腹板向上开展至上翼缘内并在纯弯段内形成多条主要裂缝. 当跨中挠度达到168 mm时，SP-0的荷载达到峰值，继续加载至跨中挠度256 mm时，板顶UHPC被压碎.
组合梁SP-7屈服后，跨中梁底位置附近形成两条较宽的主要裂缝，主裂缝向上开展至预制梁顶，预制梁完全处于受拉区中. 当跨中挠度达到86.7 mm时，SP-7达到峰值荷载，继续加载至跨中挠度87.2 mm时，板顶UHPC被压碎.
组合梁SP-5屈服后，跨中梁底位置附近形成3条较宽的主要裂缝. 跨中挠度达到25.5 mm时，荷载达到峰值；当跨中挠度达到44.1 mm时，预制梁内与 S侧端部槽口下方斜裂缝相交的两根架立筋被拉断，预制梁端部发生了撕裂破坏，如
图12 SP-5的局部破坏
Fig.12 Local failure of SP-5
（a）S侧端部撕裂破坏 （b）2号槽口抗剪钢筋
；锚固破坏
组合梁SP-3屈服后，跨中仅形成一条主要裂缝. 当跨中挠度达到27.4 mm时，与S侧端部槽口下方斜裂缝相交的两根架立筋被拉断，预制梁端部发生了撕裂破坏，荷载出现小幅下降. 撕裂破坏发生后，S侧半跨几乎无剪力连接，而N侧半跨仍存在有效的剪力连接，故S侧半跨承载能力低于N侧半跨，主裂缝出现在S侧半跨内. 当跨中挠度达到60.1 mm时，荷载达到峰值，继续加载至跨中挠度125.0 mm时，因预制梁顶部UHPC压碎、预制板被折断而破坏，此时预制板顶部UHPC并未压碎.
剪力连接度分别为0.47（SP-3）、0.94（SP-5）和1.41（SP-7）的组合梁，其极限承载能力（
总之，剪力连接度接近或大于1.0的完全剪力连接组合梁SP-5和SP-7的整体性较强，与整浇梁SP-0一样，最终都因板顶UHPC压碎而破坏，因而极限抗弯能力与整浇梁相近；对于剪力连接度为0.47的部分剪力连接组合梁SP-3，其结构的整体性较弱，最终因预制梁顶UHPC压碎、相应位置预制板折断而破坏，极限抗弯能力较整浇梁低. SP-3出现预制梁顶UHPC压碎的破坏形态，还应与梁端附近剪力键的失效有关.
从
3.2 应变分析
各试件纯弯段内M截面与N截面应变沿梁高的分布曲线如
（a） SP-0的M截面
（b） SP-0的N截面
（P/Pu=1时梁底平均应变为0.175）
（P/Pu=1时梁底平均应变为0.175）
（c） SP-7的M截面
（d） SP-7的N截面
（P/Pu=1时梁底平均应变为0.034）
（P/Pu=1时梁底平均应变为0.034）
（e） SP-5的M截面
（f） SP-5的N截面
（P/Pu=1时梁底平均应变为0.053）
（P/Pu=1时梁底平均应变为0.053）
（g） SP-3的M截面
（h） SP-3的N截面
（P/Pu=1时引伸仪掉落，未测得梁底平均应变）
（P/Pu=1时引伸仪掉落，未测得梁底平均应变）
图13 跨中截面附近的应变分布
Fig.13 Strain distribution near the mid span section
1）整浇梁SP-0的截面应变分布能较好地满足平截面假定；而组合梁由于界面滑移的存在，预制梁、板界面处存在应变突变，且随剪力连接度的降低，截面的整体性趋弱，界面应变的突变愈加明显且极限状态时梁内UHPC的压碎部位，由SP-7和SP-5的预制板顶转移到SP-3的预制梁顶.
2）UHPC组合梁试件中预制梁的曲率和预制板内的曲率较为接近.
3）极限荷载时，SP-7的预制梁已完全进入受拉区，跨中剪力键截面M的应变分布与SP-0接近，而SP-3和SP-5的预制梁、板分别存在独立的中和轴. 表明随剪力连接度的增加，组合梁的整体性增强且SP-7的整体性已接近整浇梁.
4）对于SP-0，纯弯段内M截面与N截面应变分布较为接近，峰值荷载时，两截面的板顶压应变分别达到3 072 με和3 075 με；而组合梁槽口处M截面板顶（SP-7、SP-5）或预制梁顶（SP-3）的压应变发展较非槽口处N截面的快，峰值荷载时SP-7、SP-5和 SP-3在M截面处的压应变分别为3 010、2 450和 2 126 με，而N截面对应位置处的压应变分别为 1 333、1 348和1 495 με，N截面应变明显偏低，使得极限状态时，组合梁临界裂缝均出现在M截面附近并导致此处UHPC压碎.
3.3 组合梁界面滑移
试验中使用位移计测量了每个槽口中心位置处预制板与预制梁间的水平相对滑移量，如
（a） SP-7
（b） SP-5
（c） SP-3
图14 预制板与预制梁间的水平相对滑移分布
Fig.14 Horizontal relative slip distribution between precast slaba and precast beams
1）各试件滑移量随着荷载增加逐渐增长，而跨中槽口位置处的相对滑移量基本为零；
2）随着剪力连接度的增加，试件的最大滑移量减小.
随着组合梁剪力连接度从0.47（SP-3）增加到0.94（SP-5）与1.41（SP-7），预制梁与预制板界面间的最大滑移量分别降低了69.6%与82.7%. SP-7为完全剪力连接的UHPC组合梁，最大滑移量出现在3号和5号槽口位置处. 而SP-3与SP-5最大滑移量均出现在靠近N侧端部槽口位置处，且两者的S侧端部均发生了撕裂破坏，导致界面滑移无法继续向S侧端部传递，故两者S侧端部槽口处的滑移量均较小.
4 UHPC组合梁的抗弯承载能力分析
4.1 基本假定
基于试验结果，预制UHPC组合梁正截面抗弯承载能力计算时，采用如下的基本假定：
1）钢筋与UHPC之间黏结良好，预制梁与预制板内的应变分布分别满足平截面假定.
2）UHPC预制板和UHPC预制梁之间具有相同的曲率，即预制板不发生掀起.
3）UHPC预制板和UHPC预制梁之间仅在槽口位置有水平剪力传递，忽略其他位置处的界面摩擦作用.
4）钢筋和UHPC满足如下的本构关系.
UHPC单轴受压的应力-应变关系如
| （2） |
| （3） |
| （4） |
式中：σc为压应变为εc时的压应力；fc为轴心抗压强度；ft为抗拉强度；Ec为弹性模量；K为考虑钢纤维取向的系数，取1.2
图15 UHPC单轴受压的应力-应变关系
Fig.15 Stress-strain relationship of UHPC under uniaxial compression
UHPC单轴受拉应力-应变关系如
| （5） |
| （6） |
| （7） |
式中：钢纤维特征参数λf =ρf lf /df，这里的ρf、lf和df分别为钢纤维的体积掺量、长度和直径.
图16 单轴受拉的应力-应变关系
Fig.16 Stress-strain relationship of UHPC under uniaxial tension
钢筋受压和受拉的本构方程均采用
| （8） |
式中：fy为钢筋的屈服强度，钢筋的屈服应变εy=fy /Es.
图17 钢筋的应力-应变关系曲线
Fig.17 Stress-strain relationship of steel bars
4.2 预制UHPC组合梁的剪力连接度
如
| （9） |
式中：As为受拉钢筋面积，b为腹板厚度，h为组合梁的高度，hf′为受压翼缘厚度，bf为受拉翼缘宽度. 受拉区UHPC抗拉强度折减系数k和受拉翼缘抗拉作用折减系数kf分别按
| （10） |
| （11） |
图18 UHPC组合梁完全剪力连接时的应变及应力分布
Fig.18 Strain and stress distribution for UHPC composite beams with full shear connection
（a）截面 （b）应变 （c）应力 （d）等效矩形应力
则组合梁达到完全剪力连接时所需的界面抗剪承载能力Vn应满足：
| （12） |
Vu可由
| （13） |
式中：fcd为UHPC的轴心抗压强度，ρ为槽口内抗剪钢筋配筋率，fy为抗剪钢筋屈服强度，S为槽口的水平截面面积.
结合2.1小节
4.3 预制UHPC组合梁的抗弯承载力
对于η≥1的完全剪力连接UHPC组合梁，极限状态时截面的受力情形如
对于η<1的不完全剪力连接UHPC组合梁，在前述基本假定的基础上，进一步假定极限状态时，预制梁顶的UHPC达到其极限压应变εcu，并忽略预制板内UHPC的抗拉作用，相应的截面应变和应力分布如
图19 UHPC组合梁部分剪力连接时的应变及应力分布
Fig.19 Strain and stress distribution for UHPC composite beams with partial shear connection
（a）截面 （b）应变 （c）应力 （d）等效矩形应力
对于本文
| （14） |
| （15） |
| （16） |
式中：αD和βD为预制板内的等效矩形应力图块系数且αD=0.75，βD=0.67；αB和βB为预制梁内的等效矩形应力图块系数且αB=0.94，βB=0.74；n为单侧剪跨区内剪力键的个数，Vu为单个剪力键的抗剪承载能力，可按
由式（12）~
| （17） |
式中：h0为受拉钢筋合力点至梁顶的距离.εc1为预制板顶部应变；as为受拉区纵向普通钢筋合力点至受拉边缘的距离
随着组合梁剪力连接度η的提高，预制板内受压区高度xD不断增大并收敛于完全剪力连接时的受压区高度，而预制梁内的受压区高度xB会不断减小至0，此时预制梁全断面受拉，组合梁受力趋近于整浇梁. 一种特殊情形是：当预制板内的受压区高度xD与预制梁内的受压区高度xB相等时，在预制板和预制梁的曲率相同的前提下，预制梁顶与预制板顶将同时达到UHPC的极限压应变而同时压碎. 在此状态后，若继续提高剪力连接度，则组合梁仅出现板顶UHPC压碎的完全剪力连接破坏.
采用上述方法对本文试验的组合梁和整浇梁的抗弯承载能力进行分析，结果如
| 试件编号 | 抗弯承载能力实测值Mexp/（kN·m） | 剪力键抗剪承载力nVu/kN | 剪力连接度η | 抗弯承载能力计算值Mcal/（kN·m） | Mexp/Mcal |
|---|---|---|---|---|---|
| SP-0 | 214.8 | — | — | 215.7 | 0.996 |
| SP-7 | 215.1 | 981.1 | 1.41 | 215.7 | 0.997 |
| SP-5 | 206.7 | 654.1 | 0.94 | 211.9 | 0.975 |
| SP-3-0.47 | 163.3 | 327.0 | 0.47 | 188.0 | 0.869* |
| SP-3-0 | 163.3 | 0 | 0.00 | 155.5 | 1.050 |
| 均值 | 1.005 | ||||
| 方差 | 0.001 | ||||
注： “*”表示计算均值和方差时未计入该数据.
图20 不同剪力连接度组合梁的抗弯承载力
Fig.20 Flexural capacity of composite beams with different shear connection degrees
此外，由
5 结 论
基于界面不同抗剪连接的预制UHPC组合梁和UHPC整浇梁受弯性能试验研究和理论分析，得到以下主要结论：
1）剪力连接度对预制UHPC组合梁的抗弯性能影响显著. 组合梁受弯破坏时的主要裂缝分布少而集中，延性降低且破坏形态多样. 剪力连接度为0.47、0.94和1.41的预制UHPC组合梁，分别发生了屈服后的预制梁顶压碎、预制板顶压碎后的预制梁顶压碎和预制板顶压碎等不同破坏形态，剪力连接度较低的前两个试件，还发生了梁端槽口处预制梁腹板的水平剪切破坏.
2）剪力连接度为0.47、0.94和1.41的预制UHPC组合梁，实测其抗弯承载能力分别为整浇梁的76%、97%和100%，但延性系数却分别仅为整浇梁的28%、38%和37%. 亦即剪力连接度对组合梁延性的影响更加显著，源于组合梁受弯破坏时的主要裂缝少而集中，临界裂缝截面UHPC压碎时梁的极限挠度显著降低.
3）由于界面滑移的存在，预制UHPC组合梁开裂前的弹性刚度较整浇梁显著降低，剪力连接度为0.47、0.94和1.41的预制UHPC组合梁，实测开裂前的弹性刚度分别为整浇梁的52%、72%和85%. 但组合梁开裂后的弹塑性刚度主要由截面的开裂状态所控制，因此受剪力连接度的影响较小.
4）提出了不同剪力连接度预制UHPC组合梁抗弯承载能力计算方法，并以试验结果验证了其适用性. 就所研究的预制UHPC组合梁而言，分析得到其完全剪力连接和部分剪力连接的临界剪力连接度为0.87，实际应用时，可偏于安全地取值1.0.
需要说明的是，本文试验的组合梁SP-3和SP-5，其内布置的集簇式抗剪连接键数量较少，剪力连接度较低，每一剪力键所受剪力较大，导致梁端剪力键位置处预制梁腹板发生了水平剪切破坏，而本文仅研究了不同剪力连接度预制UHPC组合梁的抗弯性能，对于梁端剪力键位置处预制梁腹板的水平抗剪承载能力及相应的抗剪构造措施有待进一步研究.
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