对现浇钢筋混凝土(RC)结构，模板工程的造价约占RC工程总造价的30%，总用工量的50%。因此，采用先进的模板技术，对于提高工程质量，加快施工进度，降低工程成本和实现文明施工，都具有十分重要的意义。
现浇楼板的特点是面积大，厚度薄，底模及支撑系统主要用于抵抗未凝固混凝土自重和其他施工荷载，保证楼板不变形下垂。现浇楼板模板多采用木模板或钢模板。木模板强度低，易变形，周转次数少；钢模板自重较大，需通过吊机装置安拆，对施工水平有很高的要求，需要专业人员操作，且钢模板均是事先设计，规范化生产，适用于规则建筑，不规则建筑结构使用时则需进行多次更改。
超高性能混凝土(Ultra-High Performance Concrete，UHPC)是一种具有高强度、高密实度、高韧性、高耐久性的超高性能水泥基复合材料[1-2]。本课题组前期将其用于耗能构件[3]、梁柱节点[4]以及抗震剪力墙底部加强部位[5]等，表明其对提升RC结构的性能效果显著。另外，利用UHPC的高强度、高密实度和高耐久性，可以制作厚度为10 mm的现浇楼板的免拆模板，减少现场施工工序和劳动强度，提高工作效率，节约木材和钢材。
Luaay等[6]对受拉区采用UHPC、受压区采用普通或高强混凝土的组合梁进行试验，结果表明，这种组合梁的受弯和受剪承载力是普通或高强混凝土梁的1.6倍～2.0倍，UHPC与混凝土界面未出现粘结滑移现象。Ferrier等[7]采用UHPC制作30 mm和35 mm厚的板带并配置直径7.5 mm的碳纤维筋，用于加固RC梁，结果表明，用此法加固梁，梁的承载力可提高63%，使用阶段的工作性能获得显著改善。Al-Osta等[8]采用UHPC对RC梁进行底面、侧面以及底面和侧面同时加固，每侧加固层厚度为30 mm，结果表明，底面和侧面同时加固时效果最好。Ayman等[9]采用碳纤维布与UHPC混合加固方法，对RC板的顶面进行修复加固，结果表明，板的承载力可提高64%。尚未见到预制UHPC模板用于RC板底模方面的研究报道。
为保证预制模板在施工阶段的安全性，本文对预制UHPC模板进行施工阶段的静力加载试验，分析其承载力及变形情况，评估其工作性能。将预制UHPC模板作为保护层，在其上配置钢筋，再浇筑普通混凝土层，制作RC单向板，进行受弯性能试验研究，观察预制UHPC模板与上部后浇混凝土界面是否发生滑移及剥离破坏，分析采用预制UHPC模板的RC单向板的受弯承载力。
1 UHPC的制备及力学性能
1.1 UHPC的制备
采用P.O42.5型硅酸盐水泥；选用自来水，其品质应不低于《混凝土用水标准》JGJ 63—2006等相关标准的要求，碱含量不大于1000 mg/L；粉煤灰采用I级粉煤灰；硅灰选择无定形超细(非晶体)粉末，灰白色，比表面积为19 m2/g，活性指标≥85@28 d(国标)，需水比≤125，SiO2≥93%，烧失量≤2.6%；石英砂选择SiO2含量为99.72%、Fe2O3含量为0.024%的白色石英砂，此次试验由5种不同粒径范围的石英砂组成；减水剂采用高性能减水剂，外观为浅黄色液体，减水率为26%，泌水率比为10%，含气量为3.5 %，收缩率比为105%。
为了使UHPC在每一个开裂级别上均有相应尺寸、相应性能的纤维发挥作用，提高其力学性能和耐久性能，本文在水泥基体中掺入聚乙烯醇(PVA)纤维和钢纤维。钢纤维为长度13 mm、等效直径0.23 mm的带端钩钢纤维，其形状合格率≥98%，纤维表面镀黄铜，杂质含量＜0.1%，抗拉强度为2850 MPa，弯曲性能合格，质量符合YB/T151-1999质量标准。PVA纤维采用日本Kuraray公司生产的K-Ⅱ可乐丽纤维，主要性能指标见表1。
表1 PVA纤维各项性能指标
Table 1 Performance indicators of PVA fibers
纤维名称长度/mm直径/µm抗拉强度/MPa弹性模量/GPa伸长率/(%)密度/(g/cm3)PVA12 39 1600 42 7 1.3
配制UHPC采用的水胶比为0.19，钢纤维体积掺量为1.5%，PVA纤维的体积掺量为0.25%，UHPC的配合比见表2。
表2 UHPC的配合比 /(kg/m3)
Table 2 Mix proportion of UHPC
水胶比 水泥 水 粉煤灰 硅灰 石英砂 减水剂 钢纤维PVA 0.19 695.537 187.795 173.884 118.241 1161.548 20.866 117.753.25
将5种不同粒径的石英砂倒入搅拌机中搅拌2 min，然后加入粉煤灰、水泥、硅灰，使干料充分搅拌均匀；加水和减水剂调节水泥砂浆的流动度，搅拌约12 min；当混合料呈现出比较好的流态时，缓慢加入PVA纤维和钢纤维，搅拌6 min～8 min，保证纤维的充分分散。
1.2 UHPC单轴抗压力学性能
由于UHPC的性能类似于活性粉末混凝土(RPC)，故根据RPC规程[10]，立方体试件尺寸取100 mm×100 mm×100 mm，试件数量为9个；棱柱体试件尺寸为100 mm×100 mm×300 mm，试件数量3个。UHPC立方体、棱柱体抗压强度试验加载方式均采用荷载控制的自动加载方式，加载速度为1.2 MPa/s。9个立方体试件的抗压强度平均值为98.58 MPa，变异系数为0.021；3个棱柱体试件抗压强度其平均值为84.17 MPa，弹性模量为39185 MPa。
2 施工荷载作用下预制UHPC模板的受力性能
2.1 预制UHPC模板的厚度
UHPC具有良好的孔结构和较低的孔隙率，使其具有极低的渗透性、良好的耐磨性和耐久性。取10 mm厚作为免拆模板厚度，可以满足作为上层现浇普通混凝土板钢筋保护层厚度的要求。将预制UHPC模板作为现浇混凝土板的一部分，可以在一定程度上减小板厚，增加建筑使用空间。
2.2 预制UHPC模板的浇筑与养护
模板试件的平面尺寸为2.2 m×2.0 m，厚度为10 mm。试件数量为2块(编号分别为B-1、B-2)，为了便于运输吊装，在板的四角各埋入直径为6 mm的钢筋弯钩，如图1所示。浇筑UHPC过程中，需进行人工抹平。
图1 预制模板的制作
Fig.1 Production of prefabricated formwork
UHPC凝固后，经60℃蒸汽养护12 h，其中升温2 h，恒温4 h，6 h降到室温，进行室温养护，2 d后脱模。养护28 d后进行加载试验。
使用游标卡尺在模板四周边测量预制模板的实际厚度，每块板12个测点，去除最大值与最小值，取平均值作为模板的实际厚度。板B-1实际厚度为11.81 mm，板B-2实际厚度为11.02 mm。
2.3 施工荷载作用下UHPC模板的性能评估
根据《建筑施工模板安全技术规范》JGJ 162—2008[11]的规定，当采用木模板时，大龙骨上应铺50 mm×100 mm木楞做小龙骨，间距不大于250 mm，小龙骨上铺木模板。为了减小现场支模工程量，对于UHPC模板，本文取龙骨间距为500 mm和600 mm两种分别进行加载试验。
支座(即小龙骨)等间距布置，利用标准黏土砖(240 mm×115 mm×53 mm)对模板施加均布荷载，进行活荷载不利布置。在每跨跨中布置百分表测定模板跨中挠度，如图2所示。
2.3.1 支撑间距500 mm时预制UHPC模板试验
为了评估模板跨中(试件B-1)及支座(试件B-2)截面的受力性能，施工活荷载布置如图2所示，板受力方向为边长2.2 m方向。每跨加载面积为0.5 m×2 m=1 m2，每跨一层放置黏土砖24块，每块平均重量1.9 kg，即每层砖重量为45.6 kg/m2。
图2 支撑间距500 mm时的荷载布置 /mm
Fig.2 Load layout for supporting interval of 500 mm
试件B-1加载如图3(a)所示，第1层～12层每层每跨放置24块，第13层每跨放置35块，总荷载达到6.014 kN/m2时，停止加载，板跨中截面未出现可见裂缝，板基本处于弹性状态。
试件B-2加载如图3(b)所示，总荷载达到6.014 kN/m2时，停止加载，板支座截面未出现可见裂缝，板基本处于弹性状态。
图3 支撑间距500 mm时UHPC模板加载现场
Fig.3 Loading devices for supporting interval of 500 mm
2.3.2 支撑间距600 mm时预制UHPC模板试验
做完支撑间距为500 mm的模板试验之后，卸去板面活荷载，将板旋转90o，沿板边长2.0 m方向施加荷载，支撑间距为600 mm。施工活荷载布置如图4所示，每跨加载面积为0.6 m×2.2 m=1.32 m2，每跨一层放置黏土砖36块，每层砖重量为51.8 kg/m2。
图4 支撑间距600 mm时的荷载布置图 /mm
Fig.4 Load layout for support interval of 600 mm
试件B-1加载如图5(a)所示，总荷载达到5.078 kN/m2时，板跨中截面出现细微裂缝，停止加载。
图5 支撑间距600 mm时UHPC模板加载现场
Fig.5 Loading devices for supporting interval of 600 mm
试件B-2加载如图5(b)所示，总荷载达到6.094 kN/m2时，停止加载，板支座截面未出现可见裂缝，板基本处于弹性状态。
2.3.3 施工荷载作用下预制UHPC模板性能评估
由上述试验结果可知：1) UHPC模板下支座间距为500 mm时，在跨中及支座截面均处于弹性状态的条件下，板面可施加均布荷载6.014 kN/m2；2) UHPC模板下支座间距为600 mm时，在跨中、支座截面处于弹性状态的条件下，板面可施加的均布荷载分别为5.078 kN/m2、6.094 kN/m2。
根据施工规范[11]第4.2.1条规定，当计算面板和小梁时，楼面施工均布活荷载标准值应取2.5 kN/m2，考虑荷载分项系数1.4，故作用在模板上施工均布荷载设计值为3.5 kN/m2，则UHPC模板处于弹性状态实际可承受的荷载与施工均布荷载设计值之比为1.45~1.74，可见有较大的安全储备。
综上所述，偏于安全考虑，使用10 mm厚预制UHPC模板时，模板下的支撑间距可取500 mm，模板实际可承受的荷载与施工均布荷载设计值之比为1.74。
3 预制UHPC模板RC单向板的受力性能
为了检验UHPC免拆模板与后浇混凝土界面在单向受力情况下是否会出现滑移和剥离破坏，并为建立这种板受弯承载力计算模型提供依据，故对单跨(考察跨中截面)和两跨连续(考察支座截面)单向板的受弯性能进行试验研究。
3.1 预制UHPC模板RC单向板受力性能试验
3.1.1 试件设计与制作
UHPC的配合比见表2。实测立方体抗压强度平均值为98.58 N/mm2。模板厚度为10 mm。将UHPC模板作为底模板，使用木模板作为侧模板，绑扎板的受力及分布钢筋。试件采用HRB400级钢筋(实测钢筋屈服强度平均值为410 N/mm2)；上层采用强度等级为C35的混凝土(实测立方体、轴心抗压强度平均值分别为38.34 N/mm2、30.67 N/mm2)浇筑。试件尺寸如下：
1) 试件UHPC-RC1~UHPC-RC6为单跨简支板，宽度0.5 m，计算跨度2.2 m，板厚80 mm。纵向受力钢筋为
6@160(配筋率为0.25%，大于最小配筋率0.21%)，横向分布配筋为6@300 mm。其中，UHPC模板与混凝土的界面处理方式如下：试件UHPC-RC1、2采用压痕处理；试件UHPC-RC3、4采用拉毛处理；试件UHPC-RC5、6为人工抹平。
2) 试件UHPC-RC7为两跨等跨连续单向板，宽度0.5 m，单跨计算跨度1.5 m，板厚60 mm。跨中及支座截面纵向受力钢筋均为6@160(配筋率为0.36%，大于最小配筋率0.21%)，横向分布钢筋为6@300 mm。其中，UHPC模板表面人工抹平。
3.1.2 试验装置及加载制度
采用集中荷载进行加载，按照均布荷载和集中荷载作用下支座剪力相等及两种荷载作用下剪力图形面积相等的原则，确定集中荷载的加载位置为四分点[12]。采用液压千斤顶倒置并固定在反力刚架梁上，通过分配梁施加对称集中荷载，如图6所示，试验加载现场见图7。
图6 加载及测试装置 /mm
Fig.6 Loading and testing apparatus
图7 现场加载情况
Fig.7 Loading devices
荷载P由荷载传感器测定；在加载点及跨中布置位移计，以测试相应的挠度。在跨中和加载点粘贴电阻应变片，以测量该标距范围内混凝土沿纵向的平均应变，以及混凝土受压破坏时的极限压应变。采用预贴小标距的电阻应变片测试纵向受拉钢筋的应变。
采用分级加载，在达到50%极限荷载前，每级施加荷载2 kN，之后每级施加荷载1 kN，直至试件破坏。每级加载后停留10 min，关注裂缝出现、开展以及纤维拔出的试验现象。为避免冲击作用，加载速率限制在1 MPa/min。加载前先对试件进行预加载，观察各仪表是否正常工作。
3.1.3 试验结果与分析
1) 单跨简支板试件UHPC-RC
试件UHPC-RC1~UHPC-RC6为单跨简支板，其跨中点的荷载-挠度曲线、荷载-混凝土应变曲线以及荷载-钢筋应变曲线如图8所示；表3为各特征点的荷载和挠度值。三条曲线的规律相近，据此可将板的受力过程分为弹性阶段、裂缝扩展阶段和破坏阶段。
① 弹性阶段。在图8中，OA段曲线为板受力过程的弹性阶段。在此阶段，跨中挠度、钢筋和混凝土应变均随着荷载的增大而基本呈线性增加。当荷载逐渐增加到A点(荷载为12.79 kN)时，板跨中截面下边缘混凝土达到其极限拉应变，板处于临界开裂状态，弹性阶段结束，A点对应的荷载为弹性极限荷载。
② 裂缝扩展阶段。随着荷载增加，跨中挠度、钢筋和混凝土应变均增加很快，在板跨中下方附近位置处产生一条可见裂缝，这标志着板的受力和变形进入裂缝扩展阶段，即曲线AB段。荷载继续增加，单条竖向裂缝从板下边缘逐渐向受压区发展。由于UHPC较高的抗拉强度和良好的受拉变形性能，裂缝发展较缓慢。随着裂缝的发展，板的抗弯刚度逐渐降低，荷载-挠度/混凝土应变/钢筋应变曲线趋于平缓。
③ 破坏阶段。当荷载增加到一定程度时，板跨中的挠度、钢筋和混凝土应变增加很快，荷载开始出现下降，这标志着受拉钢筋已经屈服，见图8中BC段曲线。板的极限荷载为19.08 kN。受拉钢筋屈服后，继续加载，单条裂缝继续向受压区扩展，受压区高度进一步降低，最终试件破坏。由荷载-挠度曲线可见，试件UHPC-RC1具有较好的变形能力，极限挠度为板跨度的1/110。
图8 试件UHPC-RC1的荷载-挠度/应变曲线
Fig.8 Load-deflection/strain curves of specimen UHPC-RC1
图9 试件UHPC-RC7的荷载-挠度/应变曲线
Fig.9 Load-deflection/strain curves of specimens UHPC-RC7
表3 试件UHPC-RC1各特征点的荷载和挠度值
Table 3 Load and deflection of UHPC-RC1 at characteristic points
UHPC-RC1 A B C荷载/kN 12.79 19.08 15.21跨中挠度/mm 3.52 15.82 20.25
图10为板纯弯段跨中附近的裂缝分布情况(图中所示荷载未计入加载装置的重量)。当荷载加至12.79 kN时，板底面出现数条微裂缝，基本垂直于板纵轴方向；当加荷至19.08 kN时，板跨中附近的裂缝变宽，板内纵筋屈服，板最终发生受弯破坏。板底UHPC的裂缝密集(图10(a)、图10(b))，平均裂缝间距较小，这是由于乱向短钢纤维和PVA纤维提高了UHPC的抗拉强度，阻碍裂缝的开展，使UHPC单向板的裂缝分布更均匀。
图10 试件UHPC-RC1 典型裂缝分布
Fig.10 Typical cracks of specimen UHPC-RC1
图10(c)为试件UHPC-RC1破坏后，UHPC模板与后浇混凝土的界面状况。可见，从开始加载至板破坏，二者界面未出现肉眼可见的粘结滑移现象。
其余5个单向板的破坏过程及裂缝开展与试件UHPC-RC1相似，且从开始加载至破坏，UHPC模板与后浇混凝土界面均未出现肉眼可见的粘结滑移现象，见图10(d)。
2) 两跨连续单向板试件UHPC-RC7
试件UHPC-RC7的跨中点荷载-挠度曲线/混凝土应变曲线见图9；表4为各特征点的荷载和挠度值。由图9，可将板的受力和变形过程可分为弹性阶段、裂缝扩展阶段和破坏阶段。
① 弹性阶段。图9中，OA段曲线为板受力过程的弹性阶段。此阶段跨中荷载-挠度/混凝土应变关系随着荷载增大基本呈线性增加。当加载到S点(荷载为24.13 kN)时，板支座截面上边缘普通混凝土达到其极限拉应变，试件开裂，S点即对应支座截面开裂荷载。继续加载至31.87 kN(A点)时，板第一跨加载点附近出现微裂缝；加载至33.79 kN(D点)时，第二跨板加载点附近边缘出现微裂缝。
② 裂缝扩展阶段。随着荷载增加，荷载增加很小而跨中挠度却增加很大，在板两个加载点下方附近位置均产生可见裂缝，这标志着板跨中进入裂缝扩展阶段，即曲线AB(第一跨)和DE(第二跨)段。继续加载，板跨中附近的单条竖向裂缝从截面下边缘逐渐向受压区发展。随着裂缝的发展，板的抗弯刚度逐渐降低，荷载-挠度曲线趋于平缓。此时中间支座截面纵筋屈服，裂缝宽度较大，形成塑性铰线。
③ 破坏阶段。当加载到一定程度时，板第一跨中点挠度增加很快，而荷载几乎不增加，此时第二跨跨中点挠度增加很慢，见图9中BC与EF段曲线。第一跨中点受拉钢筋屈服后，继续增加荷载，单条裂缝向板截面受压区扩展，受压区高度进一步降低，该跨跨中形成塑性铰线，相应的荷载为44.12 kN，跨中挠度如C点所示。此时第一跨板已经达到承载能力极限状态，第二跨板尚能继续承担荷载，但因采用两级分配梁进行加载，继续增加荷载，第一跨板可能会突然断裂破坏，故停止荷载。
由上述可见，试件UHPC-RC7具有较好的变形能力，第一跨板的极限挠度大约为板跨度的1/60，典型的裂缝分布见图11。当荷载为24.13 kN时，支座截面上边缘为普通混凝土受拉，首先出现长度约40 cm的细裂缝；继续加载至31.87 kN时，第一跨外侧加载点板底出现长度约为50 cm的裂缝，裂缝与水平方向夹角约为65o(可能由于底部预制模板较长(3.2 m)，在搬运过程受扭而产生初始损伤所致)；加载至33.79 kN时，第二跨跨中出现两条微裂缝，第一跨裂缝变宽且挠度增大。对于两跨连续板，在二级分配梁加载模式下，荷载不再均等地加至两跨，因此纯弯段未出现多条裂缝，第一条裂缝形成后，慢慢发展为主裂缝；当荷载加至44.12 kN时，主裂缝处受拉钢筋屈服，第一跨板受弯破坏。
由于混凝土材料的不均匀性，在两跨连续板支座截面开裂后，第一跨板跨中截面首先出现裂缝，使第一跨跨中截面刚度降低，挠度增加较快；而第二跨跨中截面尚未开裂，刚度相对较大，故荷载上升较快而挠度增长相对较慢。
图11 UHPC-RC7 典型裂缝分布
Fig.11 Typical cracks of specimen UHPC-RC7
表4 试件UHPC-RC7各特征点的荷载和挠度值
Table 4 Load and deflection of UHPC-RC7 at characteristic points
UHPC-RC2 S A B C D E F荷载/kN 24.13 31.87 39.56842.828 33.79 44.1241.538跨中挠度/mm 0.73 2.13 4.88 23.27 1.47 4.854.95
图11(f)为试验结束后，板侧面UHPC模板与后浇混凝土的界面状况。可见，模板表面未经过处理，板破坏时未发生肉眼可见的粘结滑移。
3.2 预制UHPC模板RC单向板承载力分析
3.2.1 规范方法
板属于受弯构件，可按混凝土结构设计规范[13]单筋矩形截面受弯承载力公式计算，也可采用下列简化公式计算[14]：
式中：mu表示单位宽度板的受弯承载力；As表示板单位宽度内的受力钢筋面积；fy表示受拉钢筋的屈服强度；γs表示内力臂系数，可近似地取0.9～0.95。
采用单筋矩形截面受弯承载力公式(不考虑预制UHPC模板的受拉作用)以及采用式(1)(γs取0.95)所得结果，见表5。可见，这两种方法均大大低估了这种板的受弯承载力，极限荷载试验值约为计算值的2倍。
3.2.2 考虑UHPC模板作用的单向板受弯承载力
采用预制UHPC模板制作的RC单向板截面受弯承载力计算原理与一般RC梁[13]相似，但应计入截面受拉区UHPC模板开裂后的抗拉作用；由于UHPC模板和受拉钢筋的共同受拉，减小了板的裂缝宽度，增大了中和轴以下混凝土的抗拉作用，为简化计算，可考虑受拉混凝土的作用。受拉区混凝土矩形与三角形应力区高度比例取为1∶1，截面计算简图如图12所示。
图12 UHPC-RC1正截面受弯承载力计算简图
Fig.12 Calculation of flexural capacity of slab at normal section
根据截面的平衡条件，可得下式：
式中：hm表示UHPC模板厚度；fft表示UHPC开裂后的残余抗拉强度；ft 表示混凝土抗拉强度；α2表示截面受拉区普通混凝土等效受拉强度与其抗拉强度之比，经与试验结果比较，本文取0.7；其余符号意义与现行规范[13]相同。
表5 UHPC-RC板极限荷载试验值与计算值对比
Table 5 Comparison of ultimate loads between experimental and calculated values
试件编号 Mu1/(kN·m)Mu2/P /kN(kN·m) exp Pc /kN Pexp/Pc规范 式(1) 式(3) 式(3a) 规范式(1) 式(3) 式(3a)UHPC-RC1 4.877 4.961 19.08 7.857 7.825 17.734 18.039 2.432.44 1.08 1.06 UHPC-RC2 4.877 4.961 18.07 7.857 7.825 17.734 18.039 2.302.31 1.02 1.00 UHPC-RC3 4.877 4.961 16.88 7.857 7.825 17.734 18.039 2.152.16 0.95 0.94 UHPC-RC4 4.877 4.961 16.88 7.857 7.825 17.734 18.039 2.152.16 0.95 0.94 UHPC-RC5 4.877 4.961 16.65 7.857 7.825 17.734 18.039 2.122.13 0.94 0.92 UHPC-RC6 4.877 4.961 18.81 7.857 7.825 17.734 18.039 2.392.40 1.06 1.04
对于RC楼板，其混凝土强度等级一般低于或等于C50，β1=0.8，则式(3)中7x/β1-9x=-0.25x；如取11(h-hm)近似等于10h，则式(3)可简化为：
Foster等[15]假定裂缝面上的全部钢纤维被拔出而不发生断裂破坏，据此提出裂缝面上UHPC的残余抗拉强度fft为：
式中：Vf表示钢纤维体积掺量；df为钢纤维直径；lf为钢纤维长度；τb表示钢纤维与基体平均黏结应力，按式(5)确定；Kf,max表示纤维方向系数最大值，按式(6)确定；ffc/(N/mm2)为UHPC的轴心抗压强度。
本文的UHPC中钢纤维和PVA纤维掺量百分率分别为1.5%和0.25%，由于PVA掺量相对较少，故按式(4)计算时，仅考虑钢纤维的作用，由式(4)可得fft=1.84 N/mm2。
3.2.3 与试验结果的比较
对于试件UHPC-RC1，将相关数据代入式(2)、式(3)和式(3a)，可分别得Mu1=4.877kN·m ，Mu2=4.961kN·m ，则：
即极限荷载计算值为：
极限荷载试验值Pexp与计算值Pc之比分别为：
可见试验值与计算值比较吻合。
其余5个试件极限荷载试验值与计算值的比较见表5。按式(3)和式(3a)计算所得的6个试件极限荷载试验值与计算值之比的平均值分别为1.00、0.98，变异系数分别为0.060、0.060。
另由表5可见，UHPC模板表面经压痕处理的两个试件(UHPC-RC1、2)，其极限荷载试验值约为未经处理的1.05；经拉毛处理的两个试件，其极限荷载试验值约为未经处理的0.95。可见，UHPC模板表面是否处理对其受弯承载力影响较小。
4 结论
(1) 试验表明，厚度为10 mm的预制UHPC板作为建筑模板、且模板下的支撑间距取0.5 m时，板面可施加的均布荷载为6 kN/m2，约为施工均布荷载设计值3.5 kN/m2的1.7倍，有较大的安全储备。
(2) 采用10 mm厚的预制UHPC板作为底模的RC单向板，从开始加载至板破坏，预制UHPC模板与后浇混凝土之间的界面均未出现肉眼可见的粘结滑移现象。
(3) 按规范方法(不考虑UHPC模板的受拉作用)计算以预制UHPC板作为底模的RC单向板的受弯承载力，极限荷载计算值约为试验值的50%，大大低估了这种板的受弯承载力。
(4) 按本文方法(考虑UHPC模板和普通混凝土的受拉作用)计算以预制UHPC板作为底模的RC单向板截面受弯承载力，计算值与试验值符合较好。
[1]Muhammad Safdar, Takashi Matsumoto, Ko Kakuma.Flexural behavior of reinforced concrete beams repaired with ultra-high performance fiber reinforced concrete(UHPFRC) [J].Composite Structures, 2016, 157(23):448―460.
[2]Doo-Yeol Yoo, Nemkumar Banthia.Mechanical propertiesof ultra-high-performance fiber-reinforced concrete: A review [J].Cement and Concrete Composites, 2016, 73(5):267―280.
[3]梁兴文, 杨鹏辉, 何伟, 等.钢筋混凝土框架-纤维增强混凝土耗能墙结构抗震性能试验研究[J].工程力学,2018, 35(1): 209―218.Liang Xingwen, Yang Penghui, He Wei, et al.Ex-perimental study on seismic behavior of reinforced concrete frame-energy dissipation walls made with high performance fiber reinforced concrete [J].Engineering Mechanics, 2018, 35(1): 209―218.(in Chinese)
[4]陆婷婷, 梁兴文.预期损伤部位采用FRC增强梁柱板组合件的力-位移模型[J].工程力学，2018，35(2)：133―143.Lu Tingting, Liang Xingwen.Force-displacement mechanical model of FRC beam-column-slab subassembly[J].Engineering Mechanics, 2018, 35(2): 133―143.(in Chinese)
[5]党争, 梁兴文, 邓明科, 等.局部采用纤维增强混凝土剪力墙压弯性能研究[J].工程力学, 2015, 32(2): 120―130.Dang Zheng, Liang Xingwen, Deng Mingke, et al.Research of the compression bending behavior of shear wall with fiber-reinforced concrete in bottom region [J].Engineering Mechanics, 2015, 32(2): 120―130.(in Chinese)
[6]Luaay Hussein, Lamya Amleh.Structural behavior of ultra-high performance fiber reinforced concretenormal strength concrete or high strength concrete composite members [J].Construction and Building Materials, 2015,93(5): 1105―1116.
[7]Ferrier E, Larbi A Si, Georgin J-F, et al.New hybrid cement-based composite material externally bonded to control RC beam cracking [J].Construction and Building Materials, 2012, 36(6): 36―45.
[8]M A Al-Osta, M N Isa, M H Baluch, et al.Flexural behavior of reinforced concrete beams strengthened with ultra-high performance fiber reinforced concrete [J].Construction and Building Materials, 2017, 134(2): 279―296.
[9]Ayman Mosallam, Mahmoud M Reda Taha, Jung J Kim,et al.Strength and ductility of RC slabs strengthened with hybrid high-performance composite retrofit system [J].Engineering Structures, 2012, 36(3): 70―80.
[10]GB/T 31387―2015, 活性粉末混凝土[S].北京: 中国标准出版社, 2015.GB/T 31387―2015, Reactive powder concrete [S].Beijing: China Standard Press, 2015.(in Chinese)
[11]JGJ 162―2008, 建筑施工模板安全技术规范[M].北京：中国建筑工业出版社, 2008.JGJ 162―2008, Technical code for safety of forms in construction [S].Beijing: China Architecture & Building Press, 2008.(in Chinese)
[12]GB/T 50152―2012, 混凝土结构试验方法标准[S].北京：中国建筑工业出版社, 2012.GB/T 50152―2012, Standard for test method of concrete structures [S].Beijing: China Architecture & Building Press, 2012.(in Chinese)
[13]GB 50010―2010, 混凝土结构设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社, 2010.GB 50010―2010, Code for design of concrete structures[S].Beijing: China Architecture & Building Press, 2010.(in Chinese)
[14]梁兴文, 史庆轩.混凝土结构设计[M].第三版.北京:中国建筑工业出版社, 2016: 64―66.Liang Xingwen, Shi Qingxuan.Design of concrete structures [M].3rd ed.Beijing: China Architecture &Building Press, 2016: 64―66.(in Chinese)
[15]Foster S J, Voo Y L, Chong K T.FE Analysis of steel fiber reinforced concrete beams failing in shear: variable engagement model [J].ACI Structural Journal, 2006,237(SP): 55―70.