周 澤 張樂朋 徐 晨，*

（1.寧波市城市基礎設施建設發(fā)展中心，寧波315040；2.同濟大學橋梁工程系，上海200092）

1 概 述

正交異性鋼橋面板具有自重輕、強度高的特點，被廣泛應用在大跨徑鋼結構橋梁中。但是，鋼橋面板內(nèi)部縱橫肋交錯，在承受車輛輪荷載作用時，應力集中以及局部剛度偏低成為引發(fā)疲勞損傷的主要誘因。正交異性鋼橋面板疲勞開裂首次發(fā)現(xiàn)于英國的Severn橋，在該橋建成6年后就發(fā)現(xiàn)了橋面板疲勞開裂［1］。我國20世紀90年代建成的虎門大橋在運營10年后也發(fā)現(xiàn)了橋面板疲勞裂縫［2］。

通過剪力連接件將混凝土與鋼橋面板組合形成鋼-混凝土組合橋面板是應對鋼橋面板疲勞問題的有效途徑之一。超高性能混凝土（UHPC）是一種具有高強度、高韌性的新型水泥基材料。將UHPC引入組合橋面板具有自重輕、橋面局部剛度大等特點，這對緩解鋼橋面板的疲勞損傷十分有益。

另外，UHPC收縮較大，目前在橋梁施工中為避免UHPC收縮開裂所采用的方法主要是高溫蒸養(yǎng)和加密配筋［3］；也有通過在UHPC中添加膨脹劑來抑制收縮的辦法，該辦法可以實現(xiàn)自然條件下養(yǎng)護［4］。由于鋼-自然養(yǎng)護UHPC組合橋面板中的UHPC收縮得到了緩解，板內(nèi)配筋亦可相應減少。相比而言，自然養(yǎng)護UHPC對提高施工效率、保障施工質量有利。

鋼-UHPC組合橋面板中，連接件是保證組合構造正常工作的關鍵。焊釘是其中的常用連接件。一般橋梁中焊釘直徑以19 mm或22 mm為主，也有一些更大直徑的焊釘［5］。但鋼-UHPC組合橋面板中由于UHPC層較薄，考慮保護層厚度，焊釘直徑與高度均與常規(guī)焊釘不同，又處于強度較高的UHPC中，因此破壞形態(tài)和承載力可能與常規(guī)混凝土中的普通焊釘不同。

國內(nèi)外學者先后對多種尺寸的焊釘在UHPC中的受力性能展開了試驗研究，考察了焊釘?shù)目辜魟偠扰c承載力變化特點。比如Kim J.S.等［6］對直徑16 mm、高50 mm焊釘進行了一系列推出試驗，考察了焊釘承載力及破壞形態(tài)。UHPC和鋼之間的界面粘結也會影響焊釘抗剪能力，李嘉等［7］進行了三組靜力推出試驗，發(fā)現(xiàn)黏結力對焊釘承載力的貢獻約為100 kN。Cao等［8］進行了一系列高溫蒸養(yǎng)UHPC中短焊釘?shù)撵o力和疲勞推出試驗。目前而言，針對鋼-自然養(yǎng)護UHPC組合橋面板中短焊釘受力性能特點的有關研究尚不多見。

實際上，焊釘?shù)氖芰μ匦允艿経HPC材料特性、養(yǎng)護條件、焊釘尺寸、界面條件以及板內(nèi)配筋等多重因素的影響。明確有關規(guī)律對合理設置連接件、優(yōu)化結構受力狀態(tài)具有重要意義。UHPC通過材料改性實現(xiàn)自然養(yǎng)護，材料本身的構成變化對焊釘連接件的受力性能影響尚未明確，為此，本文針對鋼-自然養(yǎng)護UHPC組合橋面板的構造及養(yǎng)護特點，對短焊釘?shù)目辜粜阅苷归_試驗研究，并對其破壞機理展開分析。研究成果可為鋼-自然養(yǎng)護UHPC組合橋面板短焊釘?shù)暮侠砘O計提供基礎試驗數(shù)據(jù)。

2 試驗方案

2.1 試件設計

本文將采用推出試驗考察UHPC組合橋面板中短焊釘?shù)目辜粜阅?，共制作兩個推出試件（P-1和P-2）。試件尺寸參考歐洲規(guī)范4［9］，如圖1所示。試件中焊釘直徑13 mm、高35 mm，焊釘?shù)暮改_高度平均約為3 mm。根據(jù)金屬材性試驗結果，焊釘抗拉強度為599 MPa。推出試件中UHPC板內(nèi)帶肋鋼筋直徑為10 mm、間距300 mm。推出試件中UHPC板采用水平放置澆筑，待自然養(yǎng)護28 d完成以后再通過螺栓節(jié)點板進行組裝。UHPC板與鋼板接觸面未進行特別刷油處理。本次試驗所用UHPC粉體材料組分包含水泥、硅灰、礦粉、粉煤灰、石英粉、膨脹劑、減水劑等。外摻鋼纖維，鋼纖維抗拉強度大于2 500 MPa。UHPC材料的抗壓fc、抗折fb及彈性模量E試驗數(shù)據(jù)如表1所列。

表1 UHPC材料特性Table 1 Material properties of UHPC MPa

圖1 試件總體布置圖（單位：mm）Fig.1 Layout of specimen（Unit：mm）

2.2 試驗方案與測點布置

推出試驗過程中主要測量荷載、鋼-UHPC界面滑移以及鋼板應變。測點布置如圖2所示，試件兩側各布置兩個位移計（編號W1-W4，圖中括號內(nèi)為相對稱位置處位移計編號）測量鋼和UHPC界面間的滑移。并且在部分焊釘對應位置鋼板反面布置沿荷載方向的單軸應變片。在圖2（b）正視圖所示試件兩側上層焊釘處分別布置1個應變片，編號如圖2（b）側視圖所示記為S1與S2；同樣在試件兩側下層焊釘處也分別布置1個應變片，編號S3與S4。

加載裝置如圖2所示，采用200tonf作動器進行加載。試件頭部設有分配梁，作動器與分配梁之間設有荷載傳感器和鉸支座確保荷載值的精確記錄和豎直方向。試件至于硬鋼塊上，中間鋪設了砂層以減少偏載帶來的影響。

圖2 推出試驗加載與測點布置（單位：mm）Fig.2 Test setup and instrumentation（Unit：mm）

正式加載前，先進行預加載，檢查測試系統(tǒng)各部分是否正常工作，預加載荷載值取預估荷載的30%，即150 kN。預加載后進行正式加載，每級荷載為預估荷載的10%，每完成一級荷載的加載，持荷2 min，待各測點數(shù)據(jù)穩(wěn)定后進行下一級加載。為保證安全，達到預估荷載的50%之后，改為位移控制緩慢加載，直到破壞。

3 試驗結果

3.1 試件破壞過程

兩個推出試件的極限狀態(tài)相似，均為焊釘根部剪斷，焊釘斷裂面光滑［圖3（a）］。試件的UHPC層整體保持完整［圖3（b）］，只有焊釘附近的UHPC有小范圍壓潰。

圖3 推出試件焊釘破壞形態(tài)Fig.3 Stud failure mode of push-out specimen

3.2 荷載滑移關系

各試件的荷載-滑移曲線如圖4所示，滑移值由W1-W4的監(jiān)測結果取平均值得到。取加載過程中的最大荷載作為試件的極限荷載，將荷載平均分配到每個焊釘上并取極限荷載的1/3對應的位移計算焊釘抗剪剛度，試件的抗剪剛度和抗剪承載力列于表2，兩個推出試件對應的單個焊釘抗剪剛度平均值為377.9 kN/mm，抗剪強度平均值為71.7 kN。由于試件加工誤差等因素，導致加載過程中P-1試件兩側受力不均，荷載集中在其中一側，破壞時只有一側出現(xiàn)剪斷，因而承載力較低，而P-2試件兩側受力均勻，破壞時兩側同時出現(xiàn)剪斷。

圖4 荷載-滑移關系Fig.4 Load-slip relationship

表2 單個焊釘?shù)目辜魟偠群蛷姸萒able 2 Shear stiffness and strength of a single stud

3.3 應變分布特征

在試驗過程中還在焊釘位置的鋼板下方布置了應變片（圖2），加載過程中各測點的應變值如圖5所示。圖中，曲線1為圖2中應變S1和應變S2的平均值，曲線2為圖2中應變S3和應變S4的平均值；可以發(fā)現(xiàn)，在推出試驗加載過程中，上下層焊釘附近鋼板應變發(fā)展存在明顯差異。沿推出荷載方向上層焊釘附近處鋼板呈現(xiàn)壓應變，而下層焊釘附近卻呈現(xiàn)出了拉應變。最大壓、拉應變值約為-200με和+50με。這可能與加載過程中焊釘變形帶來的鋼板與UHPC面外相對變位有關，試件底部邊界條件設置也是關鍵的影響因素。

圖5 鋼板應變發(fā)展Fig.5 Strain development of steel plate

3.4 試驗結果與現(xiàn)行規(guī)范比較

對于組合梁常規(guī)混凝土中焊釘?shù)目辜舫休d力，各國規(guī)范都給出了相應的計算公式。計算公式中對應了焊釘?shù)膬煞N破壞模式：焊釘剪斷破壞和混凝土壓碎破壞。兩種破壞模式的承載力計算有所不同。

我國規(guī)范［10］規(guī)定的焊釘抗剪承載力計算公式為

式（1）中前面一項對應混凝土壓碎的破壞模式，后一項對應焊釘被剪斷的破壞模式，其中，η為群釘效應折減系數(shù)；Astd為焊釘截面積；fcd和fcu分別為混凝土的軸心抗壓強度設計值和立方體抗壓強度；Es和Ec對應焊釘和混凝土的彈性模量；f為焊釘?shù)目估瓘姸取?/p>

美國規(guī)范［11］中的焊釘承載力計算公式為

式中：?為抗力折減系數(shù)，取0.85；f′c為混凝土圓柱體抗壓強度；其余符號含義與上述中國規(guī)范一致。

歐洲規(guī)范4［9］規(guī)定的焊釘承載力計算公式為

式中：α=0.2（h/d+1）≤1.0；d和h分別為焊釘?shù)闹睆胶透叨?；γ為抗力分項系?shù)，取1.25；其余符號含義與上述美國規(guī)范一致。

日本規(guī)范［12］中的焊釘容許承載力計算公式為

式中：d和h分別為焊釘?shù)闹睆胶透叨?；f′c為混凝土圓柱體抗壓強度。

由式（1）-式（3）可知，當混凝土強度較低時，焊釘?shù)钠茐男问綖榛炷翂核槠茐?；當混凝土強度較高時，其破壞形式轉變?yōu)楹羔敿魯嗥茐?。Shariati等［13］的研究結果顯示，兩種破壞形態(tài)之間的混凝土臨界強度為30～40 MPa。

本文所采用的UHPC強度超過130 MPa，遠高于這個臨界值，最終的試驗破壞形態(tài)表現(xiàn)為焊釘?shù)募羟衅茐摹＿@與上述常規(guī)混凝土中焊釘?shù)挠嬎闫茐男问绞且恢碌?。日本?guī)范（式（4））是以焊釘?shù)母邚奖葋韰^(qū)分焊釘?shù)娜菰S承載力計算公式。試驗中短焊釘?shù)母邚奖萮/d=2.69。

對于本研究中的短焊釘，焊釘直徑d=13 mm，焊釘高度h=35 mm，焊釘截面積Astd=132.7 mm2，焊釘抗拉強度f=600 MPa，UHPC彈性模量Ec=52 600 MPa，軸心抗壓強度fc=105.5 MPa，立方體抗壓強度fcu=137.9 MPa，根據(jù)劉天英等［14］的研究結果，混凝土圓柱體抗壓強度與立方體抗壓強度的換算系數(shù)約為0.8，取圓柱體抗壓強度f′c=0.8fcu=110.3 MPa，將這些數(shù)據(jù)代入式（1）-式（4），計算結果列于表3。需要說明的是，中國、美國和歐洲規(guī)范采用的是極限狀態(tài)設計方法，計算結果Qu為焊釘?shù)臉O限承載力，日本規(guī)范采用容許承載力的概念，計算結果Tu為焊釘容許剪力。一般認為，日本采用的容許剪力為極限承載力的1/6，表3中日本規(guī)范計算結果考慮了這一因素，將式（4）計算結果放大6倍。

由表3所列計算結果可知，中國、美國、歐洲及日本規(guī)范針對UHPC中短焊釘承載力的計算結果均是偏安全的。這其中以日本規(guī)范的安全富余最大。

表3 試驗結果與規(guī)范計算結果比較Table 3 Comparison of test results and code calculation results kN

4 有限元分析

為進一步了解鋼-自然養(yǎng)護UHPC組合橋面板中短焊釘?shù)钠茐臋C理，本文引入了材料彈塑性損傷模型對推出試驗的過程進行模擬，考察推出試驗的破壞過程與特點。

4.1 有限元模型與材料本構建立

采用有限元軟件ABAQUS建立了推出試驗有限元模型。模型中鋼結構和UHPC層均采用C3D8R實體單元模擬，鋼筋采用T3D2桁架單元進行模擬，鋼筋通過Embedded嵌入UHPC中，為減少計算量，利用對稱性，建立1/4模型進行計算分析，模型中的材料本構根據(jù)材性試驗得利。有限元模型如圖6所示。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

為了能夠準確模擬試件的抗剪剛度，模型中還考慮了鋼板和UHPC板的黏結，通過ABAQUS中的黏結接觸實現(xiàn)，黏結接觸需要設置兩部分參數(shù)：一是黏結剛度，用以定義兩接觸面間切向力-滑移關系；二是損傷發(fā)展，用以定義黏結破壞準則。根據(jù)相關研究結果［3，15］，鋼和混凝土的黏結強度為0.4～0.8 MPa，由于本試驗研究中使用的UHPC中含有大量鋼纖維，鋼和UHPC的黏結強度較大，取0.8 MPa。當鋼與UHPC之間相對滑移達到0.1 mm時，認為鋼與UHPC之間黏結開始損傷，當相對滑移達到0.11 mm時，認為黏結完全破壞，此時只有摩擦力作用，鋼和UHPC界面間的力-滑移關系如圖7所示。鋼與UHPC之間的摩擦力通過摩擦系數(shù)定義，取0.2。

圖7 黏結力-滑移關系Fig.7 Cohesion-slip relationship

4.2 荷載-滑移曲線

將有限元模型計算的荷載-滑移曲線和試驗實測荷載-滑移曲線繪制于圖8，可見計算所得荷載-滑移曲線與試驗中實測荷載滑移曲線基本吻合，反映了計算模型從總體上能夠模擬推出試件的受力狀態(tài)。此外，表4中列出了計算與實測所得焊釘抗剪剛度與抗剪承載力結果。計算所得短焊釘抗剪剛度約為推出試驗中實測平均剛度的93%，計算所得短焊釘抗剪承載力約為實測的1.04倍。這反映了計算模型與試驗結果一致。

圖8 荷載-滑移關系Fig.8 Load-slip relationship

表4 試驗結果與有限元計算結果對比Table 4 Comparison of test results and finite element calculation results

4.3 短焊釘抗剪極限狀態(tài)分析

圖9所示為推出分析所得UHPC在極限狀態(tài)下的受壓損傷分布情況。損傷主要集中在焊釘根部區(qū)域以內(nèi)，面積十分狹小，這與試驗觀測結果一致。此外，從損傷沿厚度方向的分布看，損傷主要集中在焊釘根部下部區(qū)域，并向厚度方向延伸了一段距離，但遠未穿透整個UHPC板。

圖9 極限狀態(tài)下UHPC的受壓損傷分布（0：無損傷；0.83：損傷最大值）Fig.9 Compressive damage distribution of UHPC at limit state（0：intact；0.83：full damage）

圖10 所示為推出分析所得短焊釘在極限狀態(tài)下的剛度退化分布情況。剛度退化主要集中在短焊釘根部附近焊趾以上區(qū)域，這與焊釘主要在焊趾處破壞的試驗觀測結果一致。根據(jù)圖11所示短焊釘在極限狀態(tài)下沿豎向的變形情況，可以發(fā)現(xiàn)，短焊釘在極限狀態(tài)下有著非常明顯的剪切變形。與此同時，通過觀察豎向變形沿焊釘釘身的分布還可以發(fā)現(xiàn)，短焊釘?shù)臉O限狀態(tài)還包含有彎曲變形的成分。

圖10 極限狀態(tài)下焊釘?shù)膭偠韧嘶植糉ig.10 Stiffness degradation distribution of stud at limit state

圖11 極限狀態(tài)下焊釘?shù)呢Q向變形Fig.11 Vertical deformation of stud at limit state

圖12 所示為有限元模型中與試件鋼板上測點S1和S3對應位置處的應變隨荷載發(fā)展的關系曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，焊釘根部鋼板背面應變發(fā)展趨勢與試驗觀測結果完全一致。

圖12 荷載-應變關系Fig.12 Load-strain relationship

圖13 所示為有限元模型中焊釘翼緣背面剪力方向的應變分布圖?？梢园l(fā)現(xiàn)，在焊釘根部附近區(qū)域的應變突變現(xiàn)象非常明顯，且下端焊釘區(qū)域附近呈現(xiàn)除了非常明顯拉應變集中區(qū)，上端焊釘呈現(xiàn)出了非常顯著的壓應變集中區(qū)。這反映了鋼板應變在推出試驗中確實存在不均勻性，這與焊釘?shù)募羟凶冃我约斑吔鐥l件等均有關系。

圖13 極限狀態(tài)下鋼板的豎向應變分布Fig.13 Vertical strain distribution of steel plate at limit state

5 結 論

本文通過靜力推出試驗對鋼-自然養(yǎng)護UHPC組合橋面板中短焊釘?shù)牧W性能進行了研究，得到了UHPC中短焊釘?shù)钠茐男螒B(tài)和荷載-滑移曲線，然后將試驗結果與各國現(xiàn)行規(guī)范進行對比。同時，通過有限元建模分析短焊釘?shù)臉O限狀態(tài)下?lián)p傷特征，主要得到以下結論：

（1）UHPC中短焊釘?shù)钠茐男螒B(tài)均為焊釘根部剪斷，UHPC層整體保持完整，只在焊釘附近有小范圍損傷，焊釘前方的UHPC局部壓碎，焊釘兩側的UHPC局部拉裂。這與常規(guī)短焊釘破壞形態(tài)相似，可見自然養(yǎng)護UHPC并不會對焊釘極限破壞形態(tài)產(chǎn)生影響。

（2）根據(jù)推出試驗結果，鋼-自然養(yǎng)護UHPC組合橋面板中直徑13 mm、高35 mm的短焊釘抗剪剛度與抗剪承載力分別為378 kN/mm與72 kN，與常規(guī)焊釘相比無明顯差異，其抗剪性能依然具有保障。

（3）根據(jù)對比分析結果，中國規(guī)范、美國規(guī)范、歐洲規(guī)范及日本規(guī)范針對UHPC短焊釘抗剪承載力的計算均是安全的；相比之下，日本規(guī)范的計算結果安全冗余較高，而美國規(guī)范的計算結果安全富余較少。

（4）根據(jù)有限元分析，極限狀態(tài)下UHPC的受壓損傷分布集中在焊釘根部區(qū)域，沿UHPC板厚度方向亦有發(fā)展，但并未全厚度延伸；焊釘在極限狀態(tài)下主要表現(xiàn)為剪切變形，但亦可發(fā)現(xiàn)釘身的彎曲變形?？梢娀趶椝苄該p傷模型的有限元推出分析能夠較為可靠地反映短焊釘抗剪機理。

（5）根據(jù)試驗結果和有限元分析可以發(fā)現(xiàn)，鋼板沿豎向的應變并不均勻，甚至出現(xiàn)異號的情況，這與焊釘?shù)淖冃伟l(fā)展及邊界條件存在聯(lián)系。