邵旭東 莫然 曹君輝 陳玉寶

摘 要：為探明鋼-超高性能混凝土（Ultra-High Performance Concrete，UHPC）輕型組合橋面結(jié)構(gòu)在施工中受行車擾動(dòng)后的抗裂性能，以重慶魚(yú)嘴長(zhǎng)江大橋?yàn)楸尘埃M(jìn)行了理論和試驗(yàn) 研究.首先通過(guò)有限元計(jì)算獲得施工中行車引起的UHPC層頂面最大拉應(yīng)變（以下簡(jiǎn)稱擾動(dòng)幅 度），計(jì)算結(jié)果表明：該橋UHPC層在施工中受到的最大縱、橫向擾動(dòng)幅度分別為144 ?ε和60 ?ε;接下來(lái)，依照實(shí)橋結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)并制作6個(gè)模型試件;然后，將試件平均分為兩組，每組設(shè)1個(gè)不受擾動(dòng)的對(duì)照試件和2個(gè)在UHPC凝結(jié)過(guò)程中接受擾動(dòng)的擾動(dòng)試件，兩組試件的設(shè)計(jì)擾動(dòng)幅度分別為160 ?ε和240 ?ε;最后，通過(guò)四點(diǎn)負(fù)彎矩靜力試驗(yàn)對(duì)比了對(duì)照試件和擾動(dòng)試件的抗裂性能.試驗(yàn)結(jié)果表明：幅度不大于160 ?ε的擾動(dòng)對(duì)試件的抗裂性能無(wú)明顯影響;幅度大于160 ?ε的擾動(dòng)對(duì)試件的UHPC層造成損傷，導(dǎo)致試件的名義開(kāi)裂強(qiáng)度降低，因此，建議在實(shí)橋 施工過(guò)程中將行車擾動(dòng)幅度的限值取為160 ?ε.

關(guān)鍵詞：橋梁工程;鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu);試驗(yàn)研究;模擬行車擾動(dòng);抗裂性能;UHPC損傷

中圖分類號(hào)：U443.33? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Study on Crack-resisting Performance of Steel-UHPCLightweight Composite Deck Structure Subjected to Simulated Traffic Disturbance

SHAO Xudong1，2?，MO Ran1，2，CAO Junhui1，2，CHEN Yubao1，2（1.College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha410082，China;

2.Hunan Provincial Laboratory for Wind and Bridge Engineering，Hunan University，Changsha410082，China）

Abstract：In order to reveal the crack-resisting performance of the steel-Ultra-High Performance Concrete（UHPC）lightweight composite deck structure subjected to traffic disturbance during construction， theoretical and experimental studies based on the Chongqing Yuzui Yangtze River Bridge are presented in this paper.Firstly， themaxi-mumtensile strain of theUHPClayers top surface caused by traffic during construction（referred to as disturbance amplitude hereinafter）was obtained through finite element analyses， and the results showed that： during construction，themaximumlongitudinal and transverse disturbance amplitudes of theUHPClayer of this bridge were144 ?εand 60 ?ε， respectively.Secondly， 6model specimens were designed andmanufactured with reference to the actual struc-ture.Then， the specimens were divided into two groups， each group included one undisturbed control specimen and two disturbed specimens， which were subjected to simulated traffic disturbance during the setting ofUHPC.The de-signed amplitudes of these two groups were160 ?εand 240 ?ε， respectively.Finally， the crack-resistance perfor-mance of the control specimens and the disturbed specimens were compared through4-point negativemoment static tests.The experimental results showed that the disturbance did not substantially affect the crack-resisting perfor-mance of the specimens when its amplitude was less than160 ?ε.On the contrary， the disturbance aroused damages to theUHPClayer when its amplitude was over160 ?ε， resulting in a decrease in the nominal cracking stresses of the disturbed specimens.Therefore， it is suggested that the limit of traffic disturbance amplitude during construction should be set to160 ?ε.

Key words：bridge engineering;steel-UHPClightweight composite deck structure;experimental study;simu-lated traffic disturbance;the crack-resisting performance;damage ofUHPC

正交異性鋼橋面板具有自重輕、強(qiáng)度高、施工便 捷等優(yōu)點(diǎn)，但其應(yīng)用同時(shí)也面臨橋面鋪裝破損和鋼橋面疲勞開(kāi)裂兩大難題.為此，作者所在團(tuán)隊(duì)提出了鋼-超高性能混凝土（Ultra-High Performance Con-crete，UHPC）輕型組合橋面結(jié)構(gòu)（下文稱鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)）[1].大量理論、試驗(yàn)研究表明，鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)具有優(yōu)異的抗裂性能和疲勞性能[1-6].

鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)不僅可以應(yīng)用于新建橋梁中，也可應(yīng)用于在役橋梁的橋面修復(fù)工程.對(duì)于一些交通任務(wù)繁重的在役公路橋梁，完全封閉 橋面進(jìn)行修復(fù)工作將嚴(yán)重阻滯交通的正常運(yùn)轉(zhuǎn).因 此，往往需采取部分橋面開(kāi)放交通、部分橋面封閉施 工的方案以減小修復(fù)工作的負(fù)面影響[7].然而，當(dāng)新 澆筑的UHPC層尚未完全成型時(shí)，橋面行車產(chǎn)生的橋面往復(fù)彎拉變形和振動(dòng)（下文將此作用稱為行車 擾動(dòng)）有可能導(dǎo)致UHPC開(kāi)裂，對(duì)本結(jié)構(gòu)的抗裂性能產(chǎn)生不利影響，但目前針對(duì)這一問(wèn)題的研究甚少.

對(duì)于新澆普通混凝土材料和結(jié)構(gòu)受行車擾動(dòng)后的力學(xué)性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已進(jìn)行了一些研究[8-11].李 雷等[8]研究了鐵路橋梁上列車振動(dòng)對(duì)混凝土力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)在初凝后1h起振及持續(xù)振動(dòng)的混凝 土試塊受振動(dòng)后損傷最為嚴(yán)重，且混凝土如在不同時(shí)間點(diǎn)均受振動(dòng)，其內(nèi)部損傷會(huì)積累.張悅?cè)坏萚9]的研究表明，混凝土在凝結(jié)硬化中期受振動(dòng)時(shí)強(qiáng)度損失最嚴(yán)重.Shraddhakar[10]通過(guò)模型試驗(yàn)，研究了混凝土橋梁橋面修復(fù)工程中行車振動(dòng)的影響，發(fā)現(xiàn)只要 使用較低坍落度的高品質(zhì)混凝土，車輛擾動(dòng)對(duì)混凝 土抗壓強(qiáng)度、混凝土與鋼筋間的黏結(jié)性能無(wú)不利影 響.Furr等[11]進(jìn)行了實(shí)橋試驗(yàn)，結(jié)論為在跨徑100英 尺以下的梁橋橋面加寬工程中，新澆筑的混凝土接 縫不會(huì)受到附近交通擾動(dòng)的不利影響.

當(dāng)前，學(xué)界對(duì)UHPC受擾動(dòng)后性能的研究仍較少.徐亞林等[12]通過(guò)電磁振動(dòng)實(shí)驗(yàn)臺(tái)在不同階段對(duì)新澆筑的UHPC施加了2 Hz-3mm、4 Hz-1mm、4 Hz-3mm三種參數(shù)的振動(dòng)，研究了車橋耦合振動(dòng)對(duì)UHPC鋼橋面鋪裝工程中UHPC材料抗壓強(qiáng)度的影響.研究結(jié)論為，車橋耦合振動(dòng)作用下UHPC的抗 壓強(qiáng)度均有不同程度提高，但在初凝—終凝期間受 振時(shí)抗壓強(qiáng)度提高程度最小，相比對(duì)照組無(wú)明顯增長(zhǎng);此外，較低的振動(dòng)幅度、較高的振動(dòng)頻率對(duì)UHPC抗壓強(qiáng)度更有利.

由于試驗(yàn)方法、混凝土材料和針對(duì)的結(jié)構(gòu)類型不盡相同，不同學(xué)者對(duì)混凝土受擾動(dòng)后力學(xué)性能的研究結(jié)論存在一定差異甚至矛盾.另外，當(dāng)前尚缺乏 針對(duì)鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)施工中受行車擾 動(dòng)產(chǎn)生往復(fù)彎拉變形后抗裂性能的研究.因此，本文將施工過(guò)程中橋面行車引起的UHPC層頂面最大拉 應(yīng)變定義為“擾動(dòng)幅度”，以重慶魚(yú)嘴長(zhǎng)江大橋?yàn)楸?景，開(kāi)展了理論和試驗(yàn)研究，重點(diǎn)探究不同擾動(dòng)幅度下UHPC層的開(kāi)裂情況和結(jié)構(gòu)受擾動(dòng)后的抗裂性能，為實(shí)際施工中的橋面交通方案制訂提供指導(dǎo).

1工程概況

魚(yú)嘴長(zhǎng)江大橋（下文簡(jiǎn)稱魚(yú)嘴大橋）為西部開(kāi)發(fā) 省際公路通道重慶繞城公路東段跨越長(zhǎng)江的一座特 大型橋梁.如圖1所示，大橋?yàn)橹骺?616m的單跨雙 鉸簡(jiǎn)支鋼箱梁懸索橋，加勁梁梁高3.0m，全寬36.8m，雙向 6 車道設(shè)計(jì)，采用正交異性橋面板，標(biāo)準(zhǔn)段頂板厚14mm，頂板加勁肋為8mm厚的U 形閉口肋.設(shè)計(jì)采用14mm鋼橋面板+45mmUHPC層+7mm薄層聚合物罩面（Thin Polymer Overlay，TPO）層的鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu).

為避免交通全封閉帶來(lái)的不利影響，橋面施工 采用半幅橋面澆筑、半幅橋面通車方案，如圖2所示.以下將封閉施工的橋面簡(jiǎn)稱為“施工幅”，將開(kāi)放交通的橋面簡(jiǎn)稱為“通車幅”.

2有限元計(jì)算

2.1midas全橋有限元模型

2.1.1模型概況

首先通過(guò)midas建立全橋桿系有限元模型，分析 第一體系下橋面行車對(duì)施工幅UHPC層的最大縱向 擾動(dòng)幅度εuz-d.

大橋的主塔、加勁梁采用梁?jiǎn)卧M，主纜和吊 桿均采用只受拉桁架單元.考慮到剛澆筑時(shí)UHPC層彈性模量很低[13]，層內(nèi)鋼筋也尚未能參與受力，因 此模型中的加勁梁采用純鋼梁截面進(jìn)行計(jì)算，未模 擬UHPC層.模型使用的材料特性見(jiàn)表1.

計(jì)算僅關(guān)注車道荷載導(dǎo)致的UHPC變形，在橋面中心線一側(cè)施加3車道（通車幅橋面最大通行車 道數(shù)）的公路-Ⅰ級(jí)荷載，從而模擬半幅橋面施工、半 幅橋面通車的工況.由于UHPC在施工中受到的擾 動(dòng)屬于短暫荷載狀況，因此在計(jì)算擾動(dòng)幅度時(shí)應(yīng)按施工階段的應(yīng)力驗(yàn)算進(jìn)行.根據(jù)我國(guó)《公路橋涵通用設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D60—2015），汽車作用采用標(biāo)準(zhǔn)值，作用分項(xiàng)系數(shù)為1.0.計(jì)算中考慮了汽車沖擊系數(shù)、橫向折減系數(shù)和縱向折減系數(shù)[14]，偏載系數(shù)取1.15[15].

2.1.2計(jì)算結(jié)果

全橋UHPC層頂面縱向拉應(yīng)變包絡(luò)圖如圖3所示.由圖3可知，在離加勁梁梁端約16%主跨長(zhǎng)度處，UHPC層受到的縱向擾動(dòng)幅度最大.

計(jì)算得到的全橋鋼橋面板最大縱向拉應(yīng)變?chǔ)舠z-d為112 ?ε.如圖4所示，由于模型中的加勁梁截面無(wú)UHPC層，UHPC所受最大縱向擾動(dòng)幅度εuz-d 由εsz-d按平截面假定計(jì)算得到.εuz-d的計(jì)算結(jié)果為117 ?ε.

需要說(shuō)明的是，在計(jì)算實(shí)橋的最大擾動(dòng)幅度時(shí)，忽略UHPC層剛度后，截面整體剛度更低，鋼梁頂板 受力更大、拉應(yīng)變更高;同時(shí)，UHPC頂面和鋼梁頂板 到截面中性軸的距離之比也更大.因此，計(jì)算得到的最大擾動(dòng)幅度偏于安全.

2.2 ANSYS局部有限元模型

2.2.1模型概況

依照作者團(tuán)隊(duì)以前相關(guān)研究的建模方法[5-6]，通過(guò)ANSYS建立加勁梁的局部有限元模型，從而分析 局部車輛荷載的作用.模型總長(zhǎng)48m（取4個(gè)標(biāo)準(zhǔn)梁段長(zhǎng)度），總寬34.8m（加勁梁全寬）.加勁梁采用SHELL63 殼單元模擬，施工幅橋面的UHPC層采用SOLID185實(shí)體單元模擬.僅進(jìn)行線彈性計(jì)算且不考慮UHPC的剛度.

車輛荷載選用標(biāo)準(zhǔn)車輛模型[14].在橫向，通車幅 橋面的行車道內(nèi)側(cè)需布置施工設(shè)備，因此車輛靠行車道外側(cè)行駛，共布置3輛并排行駛的標(biāo)準(zhǔn)車，車輛 間距按規(guī)范取值[14].在縱向，于模型中段共設(shè)置7個(gè)縱向位置，車輛每次向前行駛4m.局部模型的沖擊系數(shù)取為0.4[16].

對(duì)于模型起止端截面上的節(jié)點(diǎn)，約束其縱向平動(dòng)自由度、橫向平動(dòng)自由度以及繞豎軸與橫軸的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，模擬相鄰梁段對(duì)這兩個(gè)截面的約束作用;在有吊桿的橫隔板處，按吊桿的實(shí)際設(shè)計(jì)位置，約束橫隔板對(duì)應(yīng)位置節(jié)點(diǎn)的豎向平動(dòng)自由度以模擬吊桿的約束作用.

2.2.2計(jì)算結(jié)果

局部計(jì)算表明，車輛荷載的局部效應(yīng)顯著，因此 前后車對(duì)擾動(dòng)幅度的計(jì)算結(jié)果影響近似為零，在局 部計(jì)算中不考慮前后車的疊加作用是合理的.

圖5以縱向拉應(yīng)變?yōu)槔o出了施工幅UHPC層頂面在出現(xiàn)最大拉應(yīng)變時(shí)的應(yīng)變分布情況.

計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)通車幅開(kāi)放3車道交通時(shí)，車輛荷載對(duì)UHPC的最大縱向擾動(dòng)幅度為27 ?ε，最大橫向擾動(dòng)幅度為60 ?ε.由于受到較強(qiáng)的豎向局部支撐，UHPC在有吊桿的橫隔板截面處受到的縱、橫向 擾動(dòng)幅度更大.由圖5可知，最大縱向拉應(yīng)變位于有吊桿的橫隔板上方.

2.3計(jì)算結(jié)果疊加

如表2所示，將全橋模型與局部模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行線性疊加.由表2可知，在開(kāi)放3 車道交通的條件下，全橋施工幅UHPC層受到的最大縱向擾動(dòng)幅度為144 ?ε，最大橫向擾動(dòng)幅度為60 ?ε.

雖然局部模型中車輛荷載的橫向擾動(dòng)幅度大于縱向擾動(dòng)幅度，但綜合全橋模型和局部模型的計(jì)算結(jié)果后認(rèn)為，橋面行車對(duì)施工幅UHPC的擾動(dòng)作用仍以縱向擾動(dòng)為主.因此下文的擾動(dòng)試驗(yàn)以縱向擾 動(dòng)作為依據(jù)進(jìn)行設(shè)計(jì).

3試驗(yàn)方案

3.1試驗(yàn)內(nèi)容和步驟

試驗(yàn)分為模擬行車擾動(dòng)試驗(yàn)（簡(jiǎn)稱擾動(dòng)試驗(yàn)）和靜力試驗(yàn)兩個(gè)階段：在擾動(dòng)試驗(yàn)中，通過(guò)疲勞機(jī)作動(dòng)器對(duì)試件施加周期變化的荷載，以此模擬實(shí)際工程中結(jié)構(gòu)受到的行車擾動(dòng);在靜力試驗(yàn)中，對(duì)試件進(jìn)行四點(diǎn)負(fù)彎矩靜力加載直至破壞，然后將擾動(dòng)試驗(yàn)的結(jié)果與對(duì)照試件的靜力試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.具體試 驗(yàn)方案將在3.3～3.4節(jié)中詳細(xì)介紹.

UHPC在高溫蒸汽養(yǎng)護(hù)前需完成終凝且具有一定的強(qiáng)度，根據(jù)以往的本結(jié)構(gòu)相關(guān)研究和工程實(shí)踐，在澆筑UHPC之后需自然養(yǎng)護(hù)2d，然后在90～100℃的環(huán)境下高溫蒸汽養(yǎng)護(hù)48 h[1-6].因此本試驗(yàn)也采取了這一養(yǎng)護(hù)制度.主要試驗(yàn)步驟為：1）制作鋼梁，焊接栓釘并鋪設(shè)鋼筋網(wǎng)，搭設(shè)UHPC層模板;2）澆筑UHPC，進(jìn)行自然養(yǎng)護(hù)，養(yǎng)護(hù)期間進(jìn)行擾動(dòng)試驗(yàn);3）擾 動(dòng)結(jié)束后，對(duì)試件進(jìn)行蒸汽養(yǎng)護(hù);4）進(jìn)行靜力試驗(yàn).

3.2試件設(shè)計(jì)

根據(jù)本橋擬采用的橋面結(jié)構(gòu)方案，制作了6個(gè)帶單個(gè)U 肋的鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)模型試件（以下簡(jiǎn)稱“試件”），每3個(gè)為一組，共分為2組.在每組試件中，2個(gè)試件在UHPC凝結(jié)期間接受擾動(dòng)，稱為“擾動(dòng)試件”;另1個(gè)試件不受擾動(dòng)，稱為“對(duì)照 試件”.

試件的具體尺寸和構(gòu)造如圖6所示，其中純彎段長(zhǎng)度為450mm.鋼梁材料為Q345 橋梁用鋼.所采 用的UHPC是湖南大學(xué)研究團(tuán)隊(duì)研發(fā)的鋼橋面專用材料，其鋼纖維體積摻量為3.5%.縱、橫向鋼筋間距均為37.5mm.在鋼梁頂板焊接?13mm×35mm的短栓釘，間距150mm×150mm.

3.3 擾動(dòng)試驗(yàn)的試驗(yàn)參數(shù)

3.3.1擾動(dòng)幅度

根據(jù)上文的計(jì)算結(jié)果，設(shè)置第1組試驗(yàn)的純彎段擾動(dòng)幅度εu=160 ?ε，與表2中的εuz-d基本相當(dāng);第2組試驗(yàn)的純彎段擾動(dòng)幅度εu=240 ?ε，較第1組提高50%.

由于無(wú)法直接在未完全凝結(jié)的UHPC表面粘貼 應(yīng)變片，因此將應(yīng)變片布置在鋼梁純彎段頂板兩側(cè) 翼緣的下表面（如圖7（a）所示），試驗(yàn)中通過(guò)調(diào)整翼 緣下表面最大拉應(yīng)變?chǔ)舠 來(lái)控制擾動(dòng)幅度εu.假設(shè)試件變形符合平截面假定且UHPC層剛度為零，則通過(guò)計(jì)算可知，第1組試驗(yàn)和第2組試驗(yàn)的εs分別應(yīng)控 制為82 ?ε和123 ?ε，如表3所示.另外，為了使振幅 盡量大，同時(shí)保持加載裝置的穩(wěn)定，根據(jù)以往經(jīng)驗(yàn)，鋼梁翼緣下表面最小拉應(yīng)變控制為最大拉應(yīng)變?chǔ)舠的20% 左右.

此外，對(duì)表3有幾點(diǎn)需要說(shuō)明：

1）在擾動(dòng)試驗(yàn)中，隨著UHPC的彈性模量逐漸 形成，截面剛度提高，相同荷載下試件的變形將減小;由于試驗(yàn)中UHPC的模量在持續(xù)變化、難以實(shí)時(shí)掌握截面的剛度，因此在試驗(yàn)過(guò)程中偏保守地適時(shí)提高荷載，控制εs基本保持為定值;當(dāng)εs不變時(shí)，隨著截面中性軸上移，εu 將提高，因此表3中的εu為變化的值.

2）表3中εu的上限值是基于擾動(dòng)結(jié)束時(shí)UHPC已完全形成彈性模量，鋼筋充分參與受力的假設(shè)計(jì)算得到的（UHPC彈性模量為43.4 GPa，見(jiàn)表4）;實(shí)際 上，UHPC層在擾動(dòng)結(jié)束但還未開(kāi)始蒸汽養(yǎng)護(hù)時(shí)，其剛度仍未完全形成，因此計(jì)算得到的上限值偏大.

3）考慮到擾動(dòng)試驗(yàn)中裂縫的形成是損傷逐漸累 積的結(jié)果，本文偏謹(jǐn)慎地以各組的預(yù)設(shè)擾動(dòng)幅度（即表3中εu的下限值）作為擾動(dòng)幅度的評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)，εu的上限值僅用于輔助體現(xiàn)試驗(yàn)中擾動(dòng)幅度有所上升的特點(diǎn)，說(shuō)明本試驗(yàn)方案是偏安全的.

規(guī)定擾動(dòng)試件的命名方式為“RD-本組擾動(dòng)幅 度-編號(hào)”，而對(duì)照試件命名方式為“DZ-本組組號(hào)”.因 此第1組試件命名為：RD-160-1、RD-160-2和DZ-1;第2組試件命名為：RD-240-1、RD-240-2和DZ-2.

3.3.2擾動(dòng)頻率和時(shí)長(zhǎng)

根據(jù)文獻(xiàn)[12]報(bào)道的研究方案和實(shí)際試驗(yàn)條件，本文選擇 2 Hz作為擾動(dòng)加載頻率.相關(guān)研究表明，擾動(dòng)對(duì)初凝前的混凝土無(wú)不利影響，而對(duì)初凝到 終凝狀態(tài)之間混凝土的影響較顯著[7，9，12]，考慮到加載前安裝、調(diào)試設(shè)備的需要，擾動(dòng)起始時(shí)間選擇在UHPC初凝之后.持續(xù)擾動(dòng)24 h后對(duì)UHPC進(jìn)行高溫蒸汽養(yǎng)護(hù).UHPC初凝時(shí)間按標(biāo)準(zhǔn)方法測(cè)試[17].

3.4試驗(yàn)裝置

在擾動(dòng)試驗(yàn)中，由于UHPC尚未完全凝結(jié)，因而按圖7（b）所示方式進(jìn)行加載.通過(guò)疲勞機(jī)作動(dòng)器給分配梁施加向下的、頻率為2 Hz的正弦波壓力，分配 梁再將荷載傳遞到試件的兩個(gè)懸臂端，使試件受負(fù) 彎矩作用，UHPC層受拉.鋼梁頂板翼緣底面拉應(yīng)變的實(shí)測(cè)波形如圖7（c）所示，實(shí)際加載裝置如圖8所示.

在靜力試驗(yàn)中，使用mTS（Mechanical Testingand Simulation System）進(jìn)行四點(diǎn)負(fù)彎矩加載，加載裝 置和位移表設(shè)置如圖9（a）所示.百分表D1～D3 用于測(cè)量撓度.在UHPC層縱向起止端的兩側(cè)各布置2個(gè)千分表，表架的基座固定于鋼梁翼緣板底面，千分表的測(cè)頭與固定在UHPC層側(cè)面的角鋼接觸，從而測(cè)量UHPC層與鋼梁頂板間的相對(duì)滑移.在純彎段UHPC頂面選取4個(gè)截面，每個(gè)截面沿橫向布置5個(gè)應(yīng)變片，共布置20個(gè)應(yīng)變片，如圖9（b）所示.

4試驗(yàn)結(jié)果

4.1UHPC材料基本性能

在澆筑每組UHPC模型試件的同時(shí)制作用于UHPC材料性能試 驗(yàn)的小試件，包 括3個(gè)100m×100m×100mm的立方體抗壓強(qiáng)度試件，3個(gè)100m×100m×400mm的棱柱體抗折強(qiáng)度試件和3個(gè)100m×100m×300mm的棱柱體彈性模量試件.這些小試件與模型試件在相同條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù).蒸汽養(yǎng)護(hù)結(jié)束后，按標(biāo)準(zhǔn)方法[18]測(cè)試并計(jì)算得到UHPC的基本力學(xué)性能指標(biāo)，如表4所示.

4.2試件有限元模型計(jì)算

為了對(duì)試件的受力狀態(tài)有更清晰的了解，同時(shí)驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果的合理性，使用有限元軟件ANSYS 建立了試件的有限元模型進(jìn)行模擬分析，如圖10所示.

鋼梁和UHPC層均采用SOLID185 實(shí)體單元進(jìn)行模擬;縱向鋼筋用LINK180 桿單元模擬;由于橫向鋼筋不參與試件的縱向受力，因此未模擬橫向鋼筋.假定UHPC層與鋼梁始終作為整體結(jié)構(gòu)共同受力，對(duì)UHPC層下表面與鋼梁頂板上表面作共節(jié)點(diǎn)處理.在針對(duì)擾動(dòng)試驗(yàn)的有限元模型中，所有材料均為線彈性材料.鋼的泊松比為0.3，彈性模量為206 GPa.UHPC的泊松比為0.2，彈性模量為10-6 GPa，相當(dāng)于不考慮UHPC層對(duì)結(jié)構(gòu)剛度的影響.該模型不模擬縱向鋼筋.對(duì)該模型進(jìn)行諧響應(yīng)分析和靜力分析，以考慮擾動(dòng)荷載的動(dòng)力放大作用.

在針對(duì)靜力試驗(yàn)的有限元模型中，UHPC材料性能采用表4所示的實(shí)測(cè)值，并根據(jù)文獻(xiàn)[19]將UHPC的受拉本構(gòu)簡(jiǎn)化為雙折線模型.鋼板和鋼筋的本構(gòu)也取為雙折線模型，屈服強(qiáng)度分別為389mPa（廠家提供）和400mPa（抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值[20]）.本模型僅進(jìn)行靜力分析.

模型的加載方式和約束與實(shí)際一致.有限元計(jì)算結(jié)果將在下文與試驗(yàn)結(jié)果共同呈現(xiàn).

4.3 擾動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果及分析

在擾動(dòng)過(guò)程中、擾動(dòng)完成和蒸汽養(yǎng)護(hù)結(jié)束后持 續(xù)觀察UHPC表面是否有裂縫產(chǎn)生.在擾動(dòng)完成和蒸汽養(yǎng)護(hù)結(jié)束后，還需先對(duì)試件表面進(jìn)行適當(dāng)打磨以去除表面浮漿并保證UHPC表面的清潔平整，從 而更好地觀測(cè)裂縫.對(duì)于觀測(cè)到的裂縫，用記號(hào)筆沿 裂縫路徑作好標(biāo)記以便后續(xù)試驗(yàn)的進(jìn)一步研究.兩組試件的擾動(dòng)裂縫或裂縫痕跡如圖11所示.

第1組試件在擾動(dòng)過(guò)程中均未發(fā)現(xiàn)裂縫.擾動(dòng)結(jié)束后，在RD-160-2 橫隔板附近UHPC頂面發(fā)現(xiàn) 2 條細(xì)長(zhǎng)的紋路，但尚不能確定是否為裂縫;在蒸汽養(yǎng) 護(hù)結(jié)束后，RD-160-1和DZ-1仍未觀測(cè)到裂縫，但前述的RD-160-2 上的兩條紋路形成了張開(kāi)的細(xì)小裂 縫（記1號(hào)和2號(hào)裂縫），同時(shí)在純彎段中部觀測(cè)到3條新形成的細(xì)裂縫（記3～5號(hào)裂縫），如圖11（a）所示.對(duì)于1、2號(hào)裂縫，由于在蒸養(yǎng)前已觀測(cè)到其紋 路，因此這兩條裂縫有可能是擾動(dòng)導(dǎo)致的;對(duì)3～5號(hào) 裂縫，由于在蒸養(yǎng)前未發(fā)現(xiàn)其痕跡，因此推測(cè)這幾條裂縫形成的原因?yàn)椋涸谡麴B(yǎng)開(kāi)始時(shí)升溫梯度未控制 好、溫度提升較快，導(dǎo)致UHPC層內(nèi)外溫差過(guò)大進(jìn)而 開(kāi)裂.

在第2組試件的擾動(dòng)試驗(yàn)中，擾動(dòng)開(kāi)始約6～7 h后，兩個(gè)擾動(dòng)試件的UHPC層頂面均出現(xiàn)了明顯的橫向裂縫.裂縫位于試件兩個(gè)橫隔板附近，在橫向從鋼梁頂板和橫隔板連接處向兩邊延伸.但是，UHPC在澆筑后會(huì)在其表面形成一層較薄的浮漿層，浮漿層的強(qiáng)度較低，容易開(kāi)裂.所以在擾動(dòng)結(jié)束后，打磨UHPC表面除去浮漿層，重新檢查開(kāi)裂情況.打磨后的擾動(dòng)試件純彎段UHPC層頂面如圖11（b）（c）所示，經(jīng)過(guò)打磨，在UHPC層頂面上述裂縫路徑位置仍有凹痕，但尚未形成張開(kāi)的裂縫.因此可以判斷這些 擾動(dòng)裂縫深度較淺，僅位于UHPC表面的浮漿層內(nèi)，但UHPC內(nèi)部結(jié)構(gòu)仍可能受到了損傷.

由圖12和表5的有限元計(jì)算結(jié)果可知，在純彎段中部區(qū)域，UHPC頂面所受擾動(dòng)幅度與本組試驗(yàn)設(shè)定的擾動(dòng)幅度較為接近;而在橫隔板附近，由于鋼梁頂板受到橫隔板的支撐作用，在彎剪耦合作用下，UHPC頂面在鋼梁頂板與橫隔板連接處的縱向拉應(yīng)變較高、UHPC受到的擾動(dòng)幅度更大.這也解釋了為什么UHPC在此處更易受損或開(kāi)裂.

此外，注意到，第2組擾動(dòng)試件純彎段中部的擾 動(dòng)幅度與第1組試件橫隔板附近的擾動(dòng)幅度基本相當(dāng)，但第2組擾動(dòng)試件純彎段中部皆未觀測(cè)到擾動(dòng)裂縫或裂縫凹痕，這與兩組試驗(yàn)UHPC的材料性能存在一定差異有關(guān).

4.4 靜力試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.4.1荷載-跨中撓度曲線

在進(jìn)行第一個(gè)試件RD-160-1的靜力試驗(yàn)時(shí)，由 于設(shè)計(jì)的橫隔板厚度較薄，荷載達(dá)到 750 kN時(shí)橫隔 板失穩(wěn)，導(dǎo)致試驗(yàn)終止.剩下的5個(gè)試件加強(qiáng)了橫隔 板，其極限承載力顯著提高.試件的荷載-跨中撓度 曲線如圖13所示，試件跨中撓度由圖9（a）中的百 分表D1～D3的測(cè)量結(jié)果計(jì)算得到，圖13中“計(jì)算-1” “計(jì)算-2”分別為兩組試件的有限元模型計(jì)算得到的 曲線.

圖13表明，各試件跨中撓度隨荷載變化的規(guī)律基本一致，大致可以分為3個(gè)階段：線性段、剛度折減段和下降段.在接近極限荷載時(shí)（1590～1610 kN），U 肋下部突然發(fā)生屈曲，如圖14所示，U 肋屈曲后，試件跨中撓度迅速增加，荷載-跨中撓度曲線趨于水平但仍略有上升，隨后進(jìn)入下降段.

同時(shí)，由圖13可知，擾動(dòng)試件與對(duì)照試件的荷 載-跨中撓度曲線差異較小.在0～1000 kN時(shí)，荷載-跨中撓度曲線近似為直線，擾動(dòng)試件與對(duì)照試件的跨中撓度較接近且曲線斜率基本一致;大約在900～1000 kN時(shí)，U 肋底面鋼板開(kāi)始屈服，試件的荷載-跨中撓度曲線開(kāi)始呈現(xiàn)較明顯的非線性，此時(shí)結(jié)構(gòu)內(nèi)部受力復(fù)雜，各試件的荷載-跨中撓度曲線呈現(xiàn)出一定的差異性，但在相同荷載水平下試件剛度的大小和變化趨勢(shì)仍十分相似.此外，有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果總體吻合較好，但極限荷載偏低，且在荷載為1000～1400 kN 區(qū)段計(jì)算結(jié)果偏小.

4.4.2荷載-UHPC頂面平均應(yīng)變曲線

試件純彎段UHPC頂面平均應(yīng)變與荷載的關(guān)系如圖15所示.

由于UHPC中纖維分布的隨機(jī)性以及養(yǎng)護(hù)中環(huán) 境溫度和濕度等外在條件的影響，UHPC性能存在一定波動(dòng)，因此測(cè)量得到的荷載-UHPC頂面平均應(yīng)變曲線可能呈現(xiàn)較明顯的離散性.但總體而言，擾動(dòng)試件與對(duì)照試件的曲線變化趨勢(shì)基本一致，擾動(dòng)對(duì)UHPC頂面應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)規(guī)律的影響不顯著，說(shuō)明行車擾 動(dòng)對(duì)UHPC層的整體受力特性無(wú)顯著影響.

另外，有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果總體吻合較好，但由于難以模擬鋼梁屈曲、試件承載力下降等復(fù) 雜非線性現(xiàn)象，因此有限元計(jì)算曲線未出現(xiàn)下降段.4.4.3荷載-界面滑移曲線行車擾動(dòng)可能會(huì)造成UHPC層與鋼橋面板的連 接性能受損，因此試驗(yàn)還關(guān)注了UHPC層與鋼梁頂 板間的界面滑移.為體現(xiàn)試件滑移大小的平均水平，將圖9（a）中的4個(gè)千分表測(cè)量的滑移數(shù)據(jù)取平均 值作為此試件整體的滑移量，繪制出兩組試件界面滑移量隨荷載變化的曲線，如圖16所示.

由圖16可知，兩組試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果存在較大的離散性，主要原因在于：1）UHPC與鋼板間的自然黏 結(jié)作用較為復(fù)雜，受影響因素多，給試驗(yàn)結(jié)果引入較大不確定性;2）所有試件在極限荷載下的滑移量均不超過(guò)0.08mm，遠(yuǎn)低于規(guī)范規(guī)定的正常使用極限狀 態(tài)驗(yàn)算滑移限值0.2mm[20]，由于滑移絕對(duì)值小，測(cè)量精度要求高，因此也容易產(chǎn)生較大的相對(duì)誤差.但總體來(lái)看，各曲線的發(fā)展趨勢(shì)較為穩(wěn)定，擾動(dòng)試件與對(duì)照試件界面滑移曲線未展現(xiàn)出明顯差異.

相關(guān)研究表明，相對(duì)滑移將使組合結(jié)構(gòu)剛度減小，撓度增加[22].結(jié)合圖13、圖15和圖16以及4.4.1～4.4.3節(jié)的分析可知，對(duì)于每組試件，雖然試件的滑移 量存在一定差別，但各試件在荷載作用下的變形響 應(yīng)特性十分相近，試件間的剛度差異較小且剛度的相對(duì)大小與滑移量關(guān)聯(lián)性很低，說(shuō)明靜力試驗(yàn)中UHPC層與鋼梁頂板間的滑移未對(duì)試件的整體剛度產(chǎn)生顯著影響.

一方面，在第2組預(yù)設(shè)幅度為240 ?ε擾動(dòng)作用下，擾動(dòng)對(duì)UHPC層和鋼橋面板間連接性能的影響 仍不顯著;另一方面，本結(jié)構(gòu)UHPC層和鋼橋面板的連接十分緊密，靜力試驗(yàn)中兩者始終有效協(xié)同受力.因此可以推斷，擾動(dòng)幅度不大于240 ?ε時(shí)，行車擾動(dòng)對(duì)本結(jié)構(gòu)的UHPC層與鋼橋面板連接性能的影響很小，不足以對(duì)本結(jié)構(gòu)的整體剛度造成實(shí)際損害.

4.4.4 裂縫分析

各試件的荷載-最大裂縫寬度關(guān)系如圖17所示，純彎段UHPC層頂面裂縫的開(kāi)展特點(diǎn)如圖18所示.在靜力試驗(yàn)中，UHPC層經(jīng)歷了無(wú)可見(jiàn)裂縫、產(chǎn)生可見(jiàn)裂縫、主裂縫擴(kuò)展3個(gè)階段.加載初期，結(jié)構(gòu)近似處于線彈性階段，此時(shí)UHPC無(wú)可見(jiàn)裂縫.在200～300 kN時(shí)，橫隔板附近的UHPC層頂面因?yàn)閼?yīng)力水平更高而率先產(chǎn)生寬度為0.01～0.02mm的橫向 裂縫.隨后，各試件的最大裂縫寬度大致隨荷載增加而線性增長(zhǎng)，此時(shí)裂縫發(fā)展速度很慢.在荷載達(dá)到 800～1200 kN后，構(gòu)件整體剛度明顯減小、變形顯著 增大，裂縫寬度的發(fā)展速度大幅提高，這一現(xiàn)象主要 由U 肋鋼板屈服引起.

如圖18（a）所示，各試件純 彎段UHPC層頂面的初裂縫和主裂縫均位于虛線框所示的橫隔板 位置附近.在靜力試驗(yàn)中，兩組擾動(dòng)試件純彎段中部UHPC的裂 縫 開(kāi) 展 特 點(diǎn) 與對(duì)照 試件基 本相同，但橫隔板附近的裂縫普遍形成更早、擴(kuò)展更快.對(duì)于擾 動(dòng)試件RD-160-2、RD-240-1和RD-240-2，橫隔板附近的主裂縫基本都沿著之前的標(biāo)記路徑展開(kāi)，如圖18（b）所示.

4.4.5 名義開(kāi)裂應(yīng)力對(duì)比

文獻(xiàn)[23]表明，寬度在0.05mm及以下的裂縫對(duì)UHPC的耐久性無(wú)不利影響.因此，將UHPC表面最 大裂縫寬度為0.05mm時(shí)的應(yīng)力定義為名義開(kāi)裂應(yīng)力，對(duì)應(yīng)的荷載定義為名義開(kāi)裂荷載.

如4.3節(jié)所述，橫隔板上方的UHPC應(yīng)力顯著高于純彎段中部的應(yīng)力;在靜力試驗(yàn)中，橫隔板上方的UHPC最先開(kāi)裂且裂縫寬度最先達(dá)到0.05mm.因此 將每個(gè)試驗(yàn)得到的開(kāi)裂荷載輸入有限元模型中，按線彈性計(jì)算，然后提取橫隔板正上方UHPC頂面所有節(jié)點(diǎn)的縱向拉應(yīng)力值取平均作為本試件的UHPC名義開(kāi)裂應(yīng)力值.各試件的名義開(kāi)裂荷載和名義開(kāi) 裂應(yīng)力如表6所示，由于兩組試件的UHPC材料性能存在一定差異，因此第2組試件的名義開(kāi)裂應(yīng)力均高于第1組試件.

由表6可知，在第1組試件中，兩個(gè)擾動(dòng)試件的名義開(kāi)裂應(yīng)力僅略低于對(duì)照試件，擾動(dòng)試件名義開(kāi) 裂應(yīng)力的平均降幅為6.3%.第2組擾動(dòng)試件的名義 開(kāi)裂應(yīng)力相比本組對(duì)照試件的平均降幅為18.8%，降幅大于第1組.兩組擾動(dòng)試件名義開(kāi)裂應(yīng)力下降的原因均在于橫隔板附近UHPC層受到的擾動(dòng)幅度顯著高于本組擾動(dòng)試驗(yàn)設(shè)定的擾動(dòng)幅度，導(dǎo)致此處結(jié)構(gòu)受到損傷或開(kāi)裂，因此在靜力試驗(yàn)中該位置的裂 縫擴(kuò)展速度相對(duì)較快.

此外，注意到第2組兩個(gè)擾動(dòng)試件的名義開(kāi)裂 應(yīng)力的降幅相差較大，推測(cè)其主要原因?yàn)椋涸跐仓?組試件時(shí)，由于試驗(yàn)條件限制，RD-240-1和RD-240-2只能分兩次澆筑，先后施加擾動(dòng)，最后一起進(jìn)行高溫蒸汽養(yǎng)護(hù);由于在擾動(dòng)試驗(yàn)中環(huán)境的溫度、濕 度等不完全一致，兩個(gè)擾動(dòng)試件在接受擾動(dòng)時(shí)UHPC水化程度存在差別，擾動(dòng)造成的材料損傷不同，因而 在靜力試驗(yàn)中的名義開(kāi)裂應(yīng)力相差較大.但是，RD-240-1和RD-240-2 在擾動(dòng)過(guò)程中UHPC浮漿層均開(kāi) 裂，且其名義開(kāi)裂應(yīng)力相對(duì)本組對(duì)照試件的降幅均高于第1組的相應(yīng)降幅，說(shuō)明由于本組的擾動(dòng)幅度更大，擾動(dòng)試件UHPC層受到的損傷更為顯著.

綜合以上試驗(yàn)現(xiàn)象及表5和表6的計(jì)算結(jié)果，可以偏謹(jǐn)慎地判斷：當(dāng)行車擾動(dòng)幅度不高于160 ?ε時(shí)，結(jié)構(gòu)的抗裂性能基本不會(huì)受到影響;當(dāng)擾動(dòng)幅度超過(guò)160 ?ε后，UHPC層將受損甚至開(kāi)裂，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的抗裂性能下降.因此，實(shí)際施工中UHPC所受行車擾 動(dòng)幅度的限值建議取為160 ?ε.由于本文以UHPC層頂面的最大拉應(yīng)變作為衡量擾動(dòng)幅度的指標(biāo)，考慮到UHPC受到的縱、橫向彎拉擾動(dòng)的受力模式基 本一致，因此該限值對(duì)橫向擾動(dòng)幅度的驗(yàn)算同樣適用.

5 結(jié)論

本文以重慶魚(yú)嘴長(zhǎng)江大橋?yàn)楣こ瘫尘?，?duì)鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)在施工中受橋面行車擾動(dòng)后的力學(xué)性能特別是抗裂性能進(jìn)行了研究.主要結(jié)論如下：

1）有限元計(jì)算表明，魚(yú)嘴大橋施工幅UHPC受 到的行車擾動(dòng)以縱向擾動(dòng)為主.綜合全橋模型和局 部模型的計(jì)算結(jié)果后，魚(yú)嘴大橋UHPC層在半幅通 車、半幅施工條件下，全橋UHPC層在施工中受到的最大縱向擾動(dòng)為144 ?ε，最大橫向擾動(dòng)幅度為60 ?ε;同時(shí)，有吊桿橫隔板截面處的UHPC受力最為不利.

2）擾動(dòng)試驗(yàn)和靜力試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)擾動(dòng)幅度不大于160 ?ε時(shí)，UHPC層不會(huì)開(kāi)裂，結(jié)構(gòu)的抗裂性能基本不會(huì)受到影響;若擾動(dòng)幅度達(dá)到160 ?ε以上后，UHPC層將受到不同程度損傷甚至開(kāi)裂，鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)的名義開(kāi)裂應(yīng)力將下降.

3）基于以上試驗(yàn)結(jié)果，建議實(shí)際工程中控制橋面行車對(duì)UHPC層的最大縱向和橫向擾動(dòng)幅度在160 ?ε以下.由于有限元計(jì)算得到的魚(yú)嘴大橋UHPC層所受最大縱橫向擾動(dòng)幅度均低于限值160 ?ε，因此施工中的行車擾動(dòng)不會(huì)對(duì)本橋鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)的抗裂性能產(chǎn)生不利影響.

4）本研究側(cè)重于從組合結(jié)構(gòu)層面研究橋面行車 引起的往復(fù)彎拉變形對(duì)結(jié)構(gòu)抗裂性能的影響，未關(guān) 注擾動(dòng)對(duì)UHPC材料性能的影響.但由于相關(guān)研究 仍十分匱乏，今后還需進(jìn)一步研究擾動(dòng)對(duì)UHPC力學(xué)性能的影響.

參考文獻(xiàn)

[1]邵旭東，胡建華.鋼-超高性能混凝土輕型組合橋梁結(jié)構(gòu)[M].北京：人民交通出版社股份有限公司，2015：10-15，80-95. SHAO X D，HU J H.The steel-UHPClightweight composite bridge structure[M].Beijing ：China Communications Press Co.Ltd.，2015：10-15，80-95.（In Chinese）

[2]李文光，邵旭東，方恒，等.鋼-UHPC組合板受彎性能的試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2015，48（11）：93-102.LI W G，SHAO X D，F(xiàn)ANG H，et al.Experimental study on flex-ural behavior of steel-UHPCcomposite slabs[J].China Civil En-gineering Journal，2015，48（11）：93-102.（In Chinese）

[3]邵旭東，羅軍，曹君輝，等.鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)試驗(yàn)及裂縫寬度計(jì)算研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2019，52（3）：61-75.SHAO X D，LUO J，CAO J H，et al.Experimental study and crack width calculation of steel-UHPClightweight composite deck structure[J].China Civil Engineering Journal，2019，52（3）：61-75.（In Chinese）

[4]裴必達(dá)，李立峰，邵旭東，等.鋼-UHPC輕型組合橋面板實(shí)橋試驗(yàn)研究[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2019，46（1）： 76-84.PEI B D，LI L F，SHAO X D，et al.Research on fieldmeasure-ment of steel-UHPClightweight composite deck[J].Journal of Hunan University（Natural Sciences），2019，46（1）：76-84.（In Chinese）

[5]鄭晗.鋼-UHPC輕型組合橋面全過(guò)程及空間受力性能研究[D].長(zhǎng)沙：湖南大學(xué)，2016：16-32.

ZHENG H.Research on spatial and full-rangemechanical prop-erties of steel-UHPClight-weighted composite bridge deck[D].Changsha：Hunan University，2016：16-32.（In Chinese）

[6]WANG Y，SHAO X D，CHEN J，et al.UHPC-based strengthen-ing technique for orthotropic steel decks with significant fatigue cracking issues[J].Journal of Constructional Steel Research，2021，176：106393.

[7]潘慧敏，潘會(huì)濱，趙慶新.車橋振動(dòng)對(duì)新澆筑混凝土性能的影響研究進(jìn)展[J].硅酸鹽通報(bào)，2016，35（2）：449-452.

PAN Hm，PAN H B，ZHAO Q X.Development on influence of vehicle bridge vibration on the performance of young concrete[J].Bulletin of the Chinese Ceramic Society，2016，35（2）：449-452.（In Chinese）

[8]李雷，謝德擎，石亮，等.南京長(zhǎng)江公鐵大橋三維擾動(dòng)對(duì)混凝土力學(xué)性能的影響[J].混凝土與水泥制品，2019（3）：85-88.

LI L，XIE D Q，SHI L，et al.Effects onmechanical properties of concrete of three-dimensional disturbance of Nanjing Yangtze River railway bridge[J].China Concrete and Cement Products，2019（3）：85-88.（In Chinese）

[9]張悅?cè)?，張永娟，張?混凝土凝結(jié)硬化階段抗擾動(dòng)性能研究[J].混凝土與水泥制品，2009（5）：1-3.

ZHANG Y R，ZHANG Y J，ZHANG X.Study on the anti-disturbance of concrete in the setting and hardening period[J].China Concrete and Cement Products，2009（5）：1-3.（In Chinese）

[10] SHRADDHAKAR H D D.Traffic-induced vibrations and bridgedeck rehabilitations[J].Concrete International，1986，8（5）：36-42.

[11] FURR H L，F(xiàn)OUAD F H.Bridge slab concrete placed adjacent to

moving live loads，Research Report：No.226-1F[R]， Texas： Texas Transportation Institute，1981：28-36.

[12] 徐亞林，張輝，崔磊.超高性能混凝土鋼橋面鋪裝在懸索鋼箱梁橋面的應(yīng)用研究[J].公路交通科技（應(yīng)用技術(shù)版），2020，16（2）：171-175.

XU Y L，ZHANG H，CUI L.Application of super high perfor-mance concrete steel bridge surface pavement in suspension steel box girder bridge deck[J].Journal of Highway and Transportation Research and Development，2020，16（2）：171-175.（In Chi-nese）

[13] GRAYBEAL B A.Characterization of the behavior of ultra-high

performance concrete[D].Maryland：University ofmaryland，Col-lege Park.2005：51-53.

[14] 公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范：JTG D60—2015[S].北京：人民交通出版社股份有限公司，2015：17-34.

General specifications for design of highway bridges and culverts： JTG D60—2015[S].Beijing：China Communications Press Co.Ltd.，2015：17-34.（In Chinese）

[15] 郭憶，葉見(jiàn)曙，萬(wàn)紅燕.預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁偏載系數(shù)試驗(yàn)研究[J].黑龍江工程學(xué)院學(xué)報(bào)，2002（4）：14-16.

GUO Y，YE J S，WAN H Y.Research on pre-stressed concrete box-beameccentric-loaded coefficients trials[J].Journal of Hei-longjiang Institute of Technology，2002（4）：14-16.（In Chinese）

[16] 公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范：JTG D64—2015[S].北京：人民交通出版社股份有限公司，2015：47.

Specification for design of highway steel bridge：JTG D64—2015[S].Beijing ：China Communications Press Co.Ltd.，2015：47.（In Chinese）

[17] 普 通 混凝 土 拌 合 物性能試 驗(yàn) 方 法 標(biāo) 準(zhǔn) ：GB/T 50080—2016

[S].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2016：21-23.

Standard for testmethod of performance on ordinary fresh con-crete ：GB/T 50080—2016[S].Beijing ：China Architecture & Building Press，2016：21-23.（In Chinese）

[18] NF P18-470 Concrete-ultra-high performance fibre-reinforced

concrete-specifications，performance，production and conformity[S].France：Association Francaise de Normalisation，2016：72-79.

[19] 張哲，邵旭東，李文光，等.超高性能混凝土軸拉性能試驗(yàn)[J].中國(guó)公路學(xué)報(bào)，2015，28（8）：50-58.

ZHANG Z，SHAO X D，LI W G，et al.Axial tensile behavior test of ultra high performance concrete[J].China Journal of Highway and Transport，2015，28（8）：50-58.（In Chinese）

[20] 公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范：JTG3362—2018[S].北京：人民交通出版社股份有限公司，2018：11.

Specifications for design of highway reinforced concrete and pre-stressed concrete bridges and culverts：JTG3362—2018[S].Bei-jing：China Communications Press Co.Ltd.，2018 ：11.（In Chi-nese）

[21] 公 路鋼混組 合 橋 梁設(shè)計(jì)與施 工 規(guī) 范：JTG/T D64-01—2015[S].北京：人民交通出版社股份有限公司，2015：9-53.?? Specifications for design and construction of highway steel-concrete composite bridge：JTG/T D64-01—2015[S].Beijing： China Communications Press Co.Ltd.，2015：9-53.（In Chinese）

[22] 聶建國(guó)，沈聚敏，余志武.考慮滑移效應(yīng)的鋼-混凝土組合梁變形計(jì)算的折減剛度法[J].土木工程學(xué)報(bào)，1995，28（6）：11-17.

NIE J G，SHEN Jm，YU Z W.A reduced rigiditymethod for cal-culating deformation of composite steel concrete beams[J].China Civil Engineering Journal，1995，28（6）：11-17.（In Chi-nese）

[23] Rafiee A.Computermodeling and investigation on the steel corro-

sion in cracked ultra high performance concrete[D].Kassel：Kas-sel University，2012：182-184.