分段預(yù)制拼裝預(yù)應(yīng)力混凝土蓋梁靜力性能試驗(yàn)

卓衛(wèi)東，李長春，孫作軒，肖澤榮，林志滔，黃新藝

（1.福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建福州 350108；2.福州市規(guī)劃設(shè)計研究院集團(tuán)有限公司市政設(shè)計所，福建福州 350108）

近年來，預(yù)制拼裝技術(shù)已廣泛應(yīng)用于公路和城市橋梁的主梁、橋墩等構(gòu)件中［1-2］，然而城市橋梁中混凝土蓋梁的預(yù)制裝配化難題卻一直難以得到解決，主因是整體預(yù)制混凝土蓋梁往往呈現(xiàn)長懸臂、大體積、自重大等特點(diǎn)，嚴(yán)重受限于城市道路通行能力以及城市橋梁建設(shè)場地面積，難以運(yùn)輸與吊裝。

為了有效減輕整體預(yù)制大懸臂混凝土蓋梁的自重，可采用預(yù)制鋼蓋梁［3-5］、全預(yù)制預(yù)應(yīng)力超高性能混凝土（UHPC）薄壁蓋梁［6-9］、半預(yù)制疊合蓋梁［10］等技術(shù)方案，然而，這些方案均存在構(gòu)造復(fù)雜、造價偏高等不足。因此，分段預(yù)制拼裝混凝土蓋梁技術(shù)成為目前實(shí)踐中應(yīng)用較多的一種解決方案。從國內(nèi)的工程實(shí)踐看，分段預(yù)制拼裝混凝土蓋梁現(xiàn)階段主要以橫向分段為主，現(xiàn)場拼裝只對接縫進(jìn)行處理，無需立模澆筑［11］。Le 等［12-14］、Wrayosh 等［15］、李國平等［16］均通過系列試驗(yàn)研究了接縫類型的影響，發(fā)現(xiàn)采用膠接縫的分段預(yù)制混凝土梁的受力性能接近于整體現(xiàn)澆混凝土梁。徐棟和項(xiàng)海帆等［17］較早對采用膠接縫的分段預(yù)制拼裝預(yù)應(yīng)力混凝土（PC）蓋梁開展了試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明：分段預(yù)制拼裝蓋梁模型在彈性階段與常規(guī)整體蓋梁的力學(xué)性能相同；而在極限荷載階段，蓋梁模型的裂縫疏而寬，極限荷載比后者約小30%。閆興非等［18］對膠接縫處設(shè)置小鍵齒剪力鍵、采用橫向分三段預(yù)制拼裝的大懸臂PC 蓋梁，開展了模擬正常使用極限狀態(tài)的靜載試驗(yàn)以及模擬地震作用的循環(huán)加載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：在正常使用階段，分段預(yù)制拼裝蓋梁模型的開裂荷載安全系數(shù)為1.1；在循環(huán)加載作用下，拼接縫發(fā)生顯著張開，表明其是分段預(yù)制拼裝蓋梁的薄弱環(huán)節(jié)。沙麗新和李國平［19］探討了采用橫向分三段和豎向分層的預(yù)制拼裝大懸臂PC 蓋梁的受力性能，結(jié)果表明，這兩種預(yù)制拼裝蓋梁方案技術(shù)上均是可行的。

總結(jié)國內(nèi)外研究現(xiàn)狀可以發(fā)現(xiàn)，與分段預(yù)制拼裝混凝土蓋梁的實(shí)踐應(yīng)用相比，當(dāng)前的理論研究已嚴(yán)重滯后。本文結(jié)合實(shí)際工程，對采用不同膠接縫構(gòu)造的分段預(yù)制拼裝大懸臂PC 蓋梁在彎剪內(nèi)力共同作用下的受力性能開展系列試驗(yàn)研究，探究其裂縫發(fā)展規(guī)律、受力特征和破壞形態(tài)等，并與整體預(yù)制PC 蓋梁進(jìn)行對比，從而提出合理的接縫構(gòu)造建議，以期為城市橋梁中大懸臂混凝土蓋梁的快速施工提供指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 模型設(shè)計

本試驗(yàn)以福州市新店外環(huán)路西段道路工程主線高架橋采用的預(yù)制拼裝PC蓋梁為原型，原型結(jié)構(gòu)采用實(shí)心多邊形截面，橫橋向?qū)?5.2m，縱橋向長2.2m，中間段梁高1.9m，懸臂長度達(dá)6.8m。試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計中，對蓋梁分段方案采用現(xiàn)階段主流的“橫向分三段方案”［11，17-19］，并采用膠接縫，接縫構(gòu)造則采用當(dāng)前實(shí)踐中應(yīng)用較多的大鍵齒構(gòu)造、小鍵齒構(gòu)造和牛腿式構(gòu)造［11］。模型采用1/5 幾何縮尺比例、并分別按整體預(yù)制和分段預(yù)制方案進(jìn)行設(shè)計制作；為便于模型加工制作，根據(jù)截面面積及慣性矩不變的原則，將原型蓋梁截面按相似關(guān)系簡化為500mm×390mm 的等效實(shí)心矩形截面，懸臂段也由變截面簡化為等截面。在橫向分段方案中，節(jié)段拼接縫均設(shè)置于距立柱外邊0.225 m 處，兼顧構(gòu)造、施工操作便利以及接縫面設(shè)在靠近蓋梁受力最不利位置時的結(jié)構(gòu)總體和局部受力性能。

本試驗(yàn)共設(shè)計了4個大懸臂PC蓋梁模型，如表1所列；其中，ZT0模型為整體預(yù)制蓋梁模型，其余3個分別為采用大鍵齒、小鍵齒和牛腿接縫構(gòu)造的分段預(yù)制拼裝蓋梁模型。模型均采用原型材料制作，混凝土強(qiáng)度為C50，縱筋和箍筋均采用HRB400 級鋼筋；除小鍵齒構(gòu)造外，大鍵齒構(gòu)造和牛腿式構(gòu)造內(nèi)均配置抗剪鋼筋。由于蓋梁模型尺寸較小，為方便加工制作，對原型蓋梁截面進(jìn)行簡化處理，將模型截面簡化為500mm×390mm 的矩形截面。原型蓋梁與墩柱的線剛度之比為1.21，為正確模擬這一關(guān)系，調(diào)整墩柱高度為1000mm，墩柱截面尺寸為400×320mm。試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕Y(jié)構(gòu)尺寸及配筋如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)尺寸及配筋（單位：mm）Fig.1 Structural dimensions and reinforcements of test models (unit:mm)

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ透艣rTab.1 Overview of test models

試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭校w梁部分為后張有黏結(jié)預(yù)應(yīng)力構(gòu)件，均布置3束通長的預(yù)應(yīng)力鋼束；其中，N1束1束，由3 根1×7-15.24-1860-GB/T 5224-2014 的預(yù)應(yīng)力鋼絞線組成，位于截面的豎向?qū)ΨQ軸上；N2 束2 束，各由2根與N1束同型號的預(yù)應(yīng)力鋼絞線組成，沿截面左右對稱布置；所有預(yù)應(yīng)力鋼絞線均為曲線布置，無平彎，預(yù)應(yīng)力筋布置如圖2 所示。金屬波紋管及配套錨具均根據(jù)《公路橋梁預(yù)應(yīng)力鋼絞線用錨具、夾具和連接器》（JTT 329-2010）［20］及《預(yù)應(yīng)力混凝土用金屬波紋管》（JG/T 225-2020）［21］的有關(guān)規(guī)定選取。

圖2 預(yù)應(yīng)力筋布置Fig.2 Layout of prestressed reinforcement

1.2 模型預(yù)制及拼裝

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜐仓?，需要布置好預(yù)應(yīng)力孔道，混凝土澆筑過程中要確保振搗密實(shí)。對分段預(yù)制拼裝的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，需按試?yàn)方案分段澆筑，在養(yǎng)護(hù)28d后進(jìn)行拼裝。正式拼裝前需進(jìn)行預(yù)拼裝，以檢查接縫構(gòu)造是否匹配良好，并記錄拼裝需要的大致時間。正式拼裝前，還需對拼接縫界面進(jìn)行鑿毛處理，并安裝臨時擠壓裝置；拼裝時，需將環(huán)氧樹脂黏結(jié)劑涂抹在拼接面事先確定好的位置上，雙面涂抹時用帶齒鏝刀控制涂抹厚度2mm，注意不要涂抹到留白區(qū)域和預(yù)應(yīng)力孔道內(nèi)，若有殘留物要及時擦凈；之后快速進(jìn)行拼裝，鎖緊臨時擠壓裝置，直到預(yù)應(yīng)力張拉完成后，才可撤除臨時擠壓裝置。

1.3 試驗(yàn)加載與量測方案

在原型結(jié)構(gòu)中，上部結(jié)構(gòu)恒、活載通過5個支座傳遞給蓋梁，若對此進(jìn)行模擬，則試驗(yàn)加載過于復(fù)雜，且同步性難以實(shí)現(xiàn)。本文參照文獻(xiàn)［6］的加載方案，對加載過程進(jìn)行適當(dāng)簡化，僅在兩側(cè)懸臂端部單點(diǎn)加載；這種加載方案可充分探究本試驗(yàn)采用的分段預(yù)制拼裝大懸臂PC 蓋梁模型的受力性能。試驗(yàn)加載裝置采用5 000kN 的反力架及2 個2 000kN千斤頂，如圖3所示。采用單調(diào)分級加載制度，按靜載試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)［22］逐級施加荷載，直至蓋梁模型破壞為止。

圖3 試驗(yàn)加載裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of test setup

本試驗(yàn)量測內(nèi)容包括試驗(yàn)荷載、梁體混凝土應(yīng)變、撓度和裂縫等。利用標(biāo)定后的50t壓力傳感器測量試驗(yàn)荷載；沿梁縱向共布置11 個（ZT0 模型）/13個（其他模型）豎向位移傳感器，以測量梁體撓度；選取全梁多個典型截面測試混凝土應(yīng)變，包括跨中截面及接縫截面，并沿蓋梁長度方向在頂、底板布置一定數(shù)量的應(yīng)變片，觀測全梁混凝土應(yīng)變變化情況。試驗(yàn)中，同步觀察并記錄各級荷載下裂縫發(fā)展情況。具體測點(diǎn)布置如圖4所示，各測點(diǎn)之間的距離以mm為單位。

圖4 測點(diǎn)布置示意（單位：mm）Fig.4 Schematic diagram of measuring point layout (unit:mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 裂縫發(fā)展與破壞形態(tài)

圖5 顯示4 個蓋梁模型在達(dá)到承載能力極限狀態(tài)時的裂縫分布和破壞形態(tài)，可以發(fā)現(xiàn)，4 個模型的裂縫分布形態(tài)基本相同，破壞時梁體裂縫分布稀疏，且裂縫寬度較大；與整體預(yù)制蓋梁模型相比，分段預(yù)制拼裝蓋梁模型破壞時梁體的最大裂縫寬度有顯著增加，膠接縫處受拉區(qū)混凝土均完全分離，且裂縫主要分布在膠接縫與懸臂根部之間，膠接縫到自由端之間沒有出現(xiàn)裂縫，表明膠接縫是其薄弱環(huán)節(jié)。從破壞形態(tài)看，除了XJ2 模型是由于膠接縫內(nèi)側(cè)梁體底部混凝土被壓碎而破壞外，其余3 個蓋梁模型都是在彎矩最大截面（懸臂根部）的梁體底部混凝土被壓碎而破壞，且膠接縫均沒有發(fā)生剪切破壞；破壞時，所有模型梁體裂縫寬度均較大，主裂縫寬度均已超出裂縫觀測儀的2mm量程范圍，且懸臂段自由端下?lián)陷^為明顯。

圖5 試驗(yàn)?zāi)Ｐ土芽p分布與破壞形態(tài)Fig.5 Crack distribution and failure mode

2.2 荷載-撓度曲線

圖6繪出4個蓋梁模型實(shí)測的加載點(diǎn)荷載-撓度曲線，可以發(fā)現(xiàn)，其呈現(xiàn)出較為明顯的彈性階段、裂縫發(fā)展階段和破壞階段的三階段特點(diǎn)：

圖6 試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃奢d-撓度曲線比較Fig.6 Comparison of load-deflection curves of test models

（1）當(dāng)荷載較小、梁體未開裂時，各模型均處于彈性階段，撓度隨荷載的增大而增大，兩者基本上呈比例關(guān)系，且各分段預(yù)制拼裝蓋梁模型與整體預(yù)制蓋梁模型的初始剛度均相同。

（2）超過開裂荷載后，各模型均進(jìn)入裂縫發(fā)展階段，荷載—撓度曲線的斜率不斷減小，非線性特征明顯。在裂縫發(fā)展的大部分階段，各分段預(yù)制拼裝蓋梁模型與整體預(yù)制蓋梁模型的切線剛度都基本相同；而在后期，前者的切線剛度才明顯低于后者，其中以XJ2 模型的切線剛度最小，DJ1 模型和NT3 模型的切線剛度則基本相同。

（3）進(jìn)入破壞階段后，荷載-撓度曲線的斜率接近于零，梁體撓度增長迅速，各模型最終因梁體受壓區(qū)混凝土被壓碎而破壞。與整體預(yù)制蓋梁模型相比，各分段預(yù)制拼裝蓋梁模型的極限承載力和極限變形能力均明顯減小，其中DJ1 模型和XJ2 模型的極限變形能力減小幅度較大。此外，NT3 模型在荷載—撓度曲線上呈現(xiàn)出明顯的破壞階段特征，而DJ1模型和XJ2模型的破壞階段均不太明顯。

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

圖7顯示各蓋梁模型在混凝土應(yīng)變測試截面實(shí)測的荷載-應(yīng)變曲線，限于篇幅，本文僅給出其中一個典型截面的測試結(jié)果。從圖7 可以發(fā)現(xiàn)，各模型在彈性階段實(shí)測的混凝土應(yīng)變沿截面高度基本呈線性分布，符合平截面假定；隨著荷載持續(xù)增加和裂縫的發(fā)展，位于受拉區(qū)的各應(yīng)變測點(diǎn)實(shí)測的混凝土應(yīng)變不再滿足線性分布規(guī)律，而位于受壓區(qū)的各應(yīng)變測點(diǎn)實(shí)測的混凝土應(yīng)變則仍基本呈線性分布。

圖7 試驗(yàn)?zāi)Ｐ突炷翍?yīng)變測試截面的荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Load-strain curve of each model at typical concrete strain test section

2.4 裂縫寬度發(fā)展規(guī)律

圖8繪出了各蓋梁模型實(shí)測的最大裂縫寬度隨荷載的變化曲線，可以發(fā)現(xiàn)，各蓋梁模型的裂縫寬度發(fā)展可概括為開裂初期—中期—后期3 個發(fā)展階段：在開裂初期，裂縫寬度發(fā)展較慢；在裂縫發(fā)展中期，其寬度發(fā)展明顯加快；在裂縫后期，其裂縫寬度急劇增長。

圖8 各試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃奢d最大裂縫寬度曲線比較Fig.8 Comparison of load-maximum crack width curves of test models

與整體預(yù)制蓋梁模型相比，分段預(yù)制拼裝蓋梁模型的裂縫寬度發(fā)展更快；在3 個采用不同接縫構(gòu)造的分段預(yù)制拼裝蓋梁模型中，XJ2 模型的開裂荷載最小，且裂縫寬度發(fā)展最快；DJ1模型的裂縫寬度發(fā)展相對較慢，NT3 模型的裂縫寬度發(fā)展速度介于兩者之間；在破壞階段，各分段預(yù)制拼裝蓋梁模型的最大裂縫寬度均已遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出裂縫觀測儀的2mm 量程范圍，而整體預(yù)制蓋梁模型的最大裂縫寬度仍處于裂縫觀測儀的量程范圍?？梢?，對于分段預(yù)制拼裝蓋梁模型，由于膠接縫兩側(cè)縱向普通鋼筋不連續(xù)，導(dǎo)致膠接縫成為整個蓋梁結(jié)構(gòu)的薄弱位置，在破壞階段膠接縫附近的主裂縫寬度開展較大，膠接縫處受拉區(qū)混凝土完全分離。因此，提高膠接縫兩側(cè)的縱向普通鋼筋的連續(xù)性，應(yīng)是抑制分段預(yù)制拼裝PC蓋梁裂縫發(fā)展的一個重要措施。

2.5 開裂荷載

根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果，表2 列出各蓋梁模型的開裂荷載及其比較情況。從表2 中可見，與ZT0 模型相比，XJ2 模型的開裂荷載僅為其81%，而DJ1 模型和NT3模型的開裂荷載與之相同?？梢?，從抗裂角度而言，采用大鍵齒或牛腿式接縫構(gòu)造的分段預(yù)制拼裝PC 蓋梁具有與整體預(yù)制蓋梁相同的抗裂性能。

表2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷_裂荷載比較Tab.2 Comparison of cracking loads of test models

需要指出的是，對ZT0模型、DJ1模型和NT3模型，其裂縫都是最早出現(xiàn)在梁體懸臂段根部上方，而XJ2 模型裂縫最早出現(xiàn)在膠接縫附近。分析原因，主要是由于模型尺寸較小，膠接縫施工質(zhì)量難以控制，引起環(huán)氧樹脂黏結(jié)劑在匹配面出現(xiàn)脫空現(xiàn)象（見圖9）。由此可見，對實(shí)際工程，膠接縫的施工質(zhì)量是保證分段預(yù)制拼裝PC蓋梁結(jié)構(gòu)性能的必要基礎(chǔ)。

圖9 XJ2模型膠接縫脫空現(xiàn)象Fig.9 Cavity at epoxy joint of XJ2 model

2.6 極限承載力

根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果，表3 列出了各蓋梁模型的極限承載力及其比較情況。從表3 中可見，采用不同接縫構(gòu)造的3個分段預(yù)制拼裝混凝土蓋梁模型的極限承載力相近，其值分別為358kN、350kN 和370kN，均明顯低于整體蓋梁模型的極限荷載（443kN）；其中，NT3 模型的極限承載力最大，達(dá)到ZT0模型極限承載力的84%。

表3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆O限承載力比較Tab.3 Comparison of ultimate bearing capacities of test models

對各蓋梁模型的破壞形態(tài)觀察發(fā)現(xiàn)，ZT0模型、DJ1模型和NT3模型都是在彎矩最大截面梁體受壓區(qū)混凝土被壓碎而破壞，而XJ2 模型是在膠接縫內(nèi)側(cè)梁體受壓區(qū)混凝土被壓碎而破壞，其原因是XJ2模型在膠接縫內(nèi)部出現(xiàn)脫空現(xiàn)象，從而造成其極限承載力相對較低。

2.7 變形能力

根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果，表4 列出了各蓋梁模型破壞時的最大撓度及其比較情況。從表4 中可見，破壞時各分段預(yù)制拼裝蓋梁模型的最大撓度均明顯低于整體預(yù)制蓋梁模型；其中，NT3模型的最大撓度可達(dá)ZT0 模型的75%，而DJ1 模型和XJ2 模型的最大撓度均不到ZT0 模型的50%。可見，從變形性能方面考慮，采用牛腿式接縫構(gòu)造的分段預(yù)制拼裝PC蓋梁具有更好的極限變形能力。

表4 試驗(yàn)?zāi)Ｐ妥畲髶隙缺容^Tab.4 Comparison of maximum deflections of test models

3 有限元模擬分析

圖9 顯示的XJ2 模型在鍵齒位置附近出現(xiàn)環(huán)氧樹脂黏結(jié)劑的脫空現(xiàn)象，應(yīng)是造成XJ2 模型過早開裂的原因；而普通鋼筋不連續(xù)和環(huán)氧樹脂黏結(jié)劑的脆性是造成采用垂直拼縫的DJ1模型和XJ2模型承載力較低、極限變形能力較差的主要原因。為了定量分析DJ1模型和XJ2模型極限承載力較低和極限變形能力較差的原因，采用ABAQUS軟件分別建立ZT0 模型、DJ1 模型和XJ2 模型的精細(xì)化有限元模型，如圖10 所示。其中，梁體和墩柱混凝土采用C3D8R單元模擬，單元網(wǎng)格尺寸取為50mm，本構(gòu)模型選為塑性損傷模型；預(yù)應(yīng)力筋及普通鋼筋均采用T3D2單元模擬，本構(gòu)模型分別選用線彈性模型和理想彈塑性模型，網(wǎng)格長度取為80mm，并采用嵌入約束將預(yù)應(yīng)力筋、普通鋼筋與混凝土實(shí)體連接；采用黏性接觸單元模擬DJ1 模型和XJ2 模型的膠接縫界面，并對其黏結(jié)強(qiáng)度進(jìn)行折減，以模擬膠接縫界面的環(huán)氧樹脂黏結(jié)劑脫空現(xiàn)象。各本構(gòu)模型中的材料參數(shù)均根據(jù)相應(yīng)的材性試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果取值；采用降溫法模擬預(yù)應(yīng)力荷載的施加，采用位移加載方式加載；墩底設(shè)為固定邊界。

圖10 XJ2模型的有限元模型Fig.10 Finite element model of XJ2 model

圖11給出了荷載-位移曲線的有限元模擬計算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果之對比，可以看出，對ZT0 模型、DJ1 模型或XJ2 模型，有限元模擬計算得到的曲線與試驗(yàn)實(shí)測曲線總體變化規(guī)律一致，且兩者極限荷載也基本接近；然而，有限元模擬得到的曲線斜率總體上略大于試驗(yàn)實(shí)測曲線的斜率，這主要是由于有限元模型無法精確模擬混凝土開裂后的剛度以及膠接縫處環(huán)氧樹脂黏結(jié)劑的實(shí)際脫空現(xiàn)象。圖12給出了有限元模擬計算得到ZT0 模型、DJ1 模型和XJ2 模型在達(dá)到極限承載力時膠接縫截面（對ZT0模型，為相應(yīng)截面位置）的正應(yīng)力分布曲線，可以發(fā)現(xiàn)，在達(dá)到極限承載力時，ZT0模型位于受拉區(qū)的普通鋼筋均達(dá)到屈服強(qiáng)度，而位于受壓區(qū)的普通鋼筋則未達(dá)到屈服強(qiáng)度；此外，三個模型的預(yù)應(yīng)力筋也均遠(yuǎn)超過其設(shè)計強(qiáng)度；與ZT0 模型相比，DJ1 模型和XJ2 模型的抗彎承載力明顯較小，這主要是由于普通鋼筋在膠接縫界面不連續(xù)、拼接縫為薄弱環(huán)節(jié)所致。結(jié)合試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷钠茐默F(xiàn)象可知，DJ1模型和XJ2模型達(dá)到極限承載力時，其承載力因膠接縫界面受拉區(qū)混凝土裂縫寬度和懸臂段下?lián)显鲩L較快而迅速下降，導(dǎo)致其極限變形能力較差。因此，提高膠接縫兩側(cè)縱向普通鋼筋的連續(xù)性，增加膠接縫兩側(cè)混凝土受拉區(qū)的預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量，應(yīng)是改善分段預(yù)制拼裝PC蓋梁結(jié)構(gòu)性能的重要措施。

圖11 荷載-撓度曲線對比Fig.11 Comparison of load-displacement curves between numerical and test results

圖12 極限荷載作用下膠接縫截面正應(yīng)力分布（單位：MPa）Fig.12 Normal stress distribution of epoxy joint section under ultimate load (unit:MPa)

4 結(jié)論

本文通過對4 個預(yù)制大懸臂PC 蓋梁模型受力性能的試驗(yàn)研究，得到如下主要結(jié)論：

（1）采用大鍵齒、小鍵齒和牛腿接縫構(gòu)造的分段預(yù)制拼裝大懸臂PC蓋梁模型與整體預(yù)制大懸臂PC蓋梁模型的裂縫分布形態(tài)基本相同，破壞時梁體裂縫分布稀疏，裂縫寬度較大，且破壞形式均為彎曲破壞。

（2）與整體預(yù)制蓋梁模型相比，分段預(yù)制拼裝蓋梁模型的膠接縫是其薄弱環(huán)節(jié)，梁體破壞時膠接縫處受拉區(qū)混凝土均完全分離，但膠接縫均沒有發(fā)生剪切破壞。提高膠接縫兩側(cè)縱向普通鋼筋的連續(xù)性，增加膠接縫兩側(cè)混凝土受拉區(qū)的預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量，應(yīng)是改善分段預(yù)制拼裝PC蓋梁結(jié)構(gòu)性能的重要措施。

（3）采用大鍵齒和牛腿式接縫構(gòu)造的分段預(yù)制拼裝蓋梁模型的開裂荷載與整體預(yù)制蓋梁模型相同，而采用小鍵齒接縫構(gòu)造的分段預(yù)制拼裝蓋梁模型因膠接縫脫空，其開裂荷載僅為整體預(yù)制蓋梁模型的81%。對實(shí)際工程，膠接縫的施工質(zhì)量是保證分段預(yù)制拼裝大懸臂PC蓋梁結(jié)構(gòu)性能的必要基礎(chǔ)。

（4）與整體預(yù)制蓋梁模型相比，分段預(yù)制拼裝蓋梁模型的極限承載力和變形能力均明顯較低。其中，采用牛腿式接縫構(gòu)造的分段預(yù)制拼裝蓋梁模型的極限荷載和變形能力最大，分別約為整體蓋梁模型的84%和75%。

（5）從拼接施工方面看，牛腿式接縫構(gòu)造采用垂直拼縫，更便于涂刷環(huán)氧樹脂黏結(jié)劑，同時在拼接作業(yè)時可作為臨時支撐，有效降低了施工難度和施工風(fēng)險。綜合施工性能及結(jié)構(gòu)性能，牛腿式接縫構(gòu)造是推薦采用的分段預(yù)制拼裝大懸臂PC蓋梁的較合理接縫構(gòu)造。

本文僅從靜力性能試驗(yàn)得到上述結(jié)論，尚未考慮分段預(yù)制拼裝大懸臂PC蓋梁的抗震性能以及膠接縫的疲勞性能和耐久性能等，這些問題將在后續(xù)研究中深入探討。

作者貢獻(xiàn)聲明：

卓衛(wèi)東：指導(dǎo)試驗(yàn)工作及試驗(yàn)結(jié)果分析，文章撰寫及修改；

李長春：參與試驗(yàn)研究及試驗(yàn)結(jié)果分析，文章初稿撰寫；

孫作軒：負(fù)責(zé)試驗(yàn)測試及試驗(yàn)結(jié)果分析；

肖澤榮：參與試驗(yàn)方案論證，提供工程背景設(shè)計資料；

林志滔：參與試驗(yàn)方案論證，提供工程背景設(shè)計資料；

黃新藝：參與試驗(yàn)方案論證，指導(dǎo)試驗(yàn)測試。