葉華文， 唐詩(shī)晴， 段智超， 楊哲 編譯

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院， 四川 成都 610031)

自20世紀(jì)80年代中期以來(lái)，正交異性鋼橋面疲勞開裂案例逐年增多，U肋加勁的鋼橋面的開裂情況尤為嚴(yán)重。根據(jù)既有橋梁鋼橋面疲勞開裂的情況，裂紋擴(kuò)展會(huì)導(dǎo)致鋪裝層的開裂，因此U肋鋼橋面的構(gòu)造細(xì)節(jié)處易形成嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)性能的裂紋。目前常用的鋼橋面板加固方法有兩類：① 鋼橋面板粘鋼板加固；② 頂板上鋪設(shè)高性能纖維復(fù)合混凝土材料，如SFRC(鋼纖維混凝土)、UHPC(超高性能混凝土)、RPC(活性粉末混凝土)等。鋪設(shè)SFRC是常用的加固方法，近年來(lái)已應(yīng)用于許多橋面加固工程，其在鋼橋面上鋪設(shè)一層SFRC層，形成鋼纖維混凝土-正交異性組合橋面板，增強(qiáng)橋面整體性，減小鋼橋面板的局部變形并提高結(jié)構(gòu)疲勞耐久性。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用不同方式對(duì)鋼纖維混凝土-正交異性組合橋面板的性能進(jìn)行了研究，如數(shù)值模擬、模型試驗(yàn)、實(shí)橋?qū)崪y(cè)等。最早日本學(xué)者寺田博昌等[1-3]進(jìn)行試驗(yàn)研究，通過(guò)鋪設(shè)SFRC來(lái)提高鋼橋面的耐久性，分析SFRC和鋼橋面的連接方式對(duì)橋梁性能的影響，并進(jìn)行實(shí)際橋梁荷載試驗(yàn)，在試驗(yàn)后對(duì)鋪設(shè)SFRC的橋梁進(jìn)行了長(zhǎng)達(dá)22年的監(jiān)測(cè)，結(jié)果表明：鋪設(shè)SFRC能有效提高路面性能、降低鋼橋面的應(yīng)力水平；小野秀一等[4]對(duì)鋪設(shè)50 mm厚SFRC(上有瀝青層厚度30 mm)的U肋鋼橋面進(jìn)行荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明：鋼橋面的局部變形顯著減小，與未鋪設(shè)SFRC相比，其應(yīng)力減少約20%；三木千壽等[5]以采用SFRC-鋼橋面的三跨連續(xù)鋼梁斜拉橋?yàn)閷?duì)象，進(jìn)行實(shí)橋荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明：鋪設(shè)SFRC后鋼橋面下橫向應(yīng)力比未鋪設(shè)時(shí)降低了約10%；井口進(jìn)等[6]考慮到溫度對(duì)瀝青路面的影響，分別在夏季和冬季進(jìn)行了實(shí)橋荷載試驗(yàn)，通過(guò)有限元分析，將鋪設(shè)SFRC的鋼橋面與瀝青橋面對(duì)比，證實(shí)了鋪設(shè)SFRC后鋼橋面的疲勞耐久性能提高了10倍。同時(shí)児玉孝喜等[7-8]根據(jù)SFRC的耐熱性和耐水性，開發(fā)了性能優(yōu)良的黏結(jié)膠，并對(duì)其進(jìn)行輪式滾動(dòng)加載疲勞試驗(yàn)和實(shí)橋荷載試驗(yàn)，證實(shí)鋪設(shè)SFRC能有效增加結(jié)構(gòu)的耐久性的同時(shí)也可降低其應(yīng)力水平。

根據(jù)現(xiàn)有研究成果可見，鋪設(shè)SFRC能很好地發(fā)揮其增強(qiáng)橋面板剛度的作用，即使SFRC層表面發(fā)生開裂，也不會(huì)造成嚴(yán)重后果，但無(wú)法確認(rèn)SFRC的破壞過(guò)程和鋪設(shè)SFRC后鋼橋面的損傷，也無(wú)法確認(rèn)橋面板破壞情況。關(guān)于SFRC和鋼橋面使用的黏結(jié)材料，雖然在完全黏結(jié)的情況下鋼橋面耐久性良好，但由于黏結(jié)材料的特殊性(有效使用時(shí)間、溫度依賴性等)，使得鋼纖維混凝土組合橋面板近幾年才得以在橋梁領(lǐng)域推廣，故有必要確認(rèn)黏結(jié)層的破壞過(guò)程，尋找更為可靠的連接方式。

因此，該文針對(duì)鋼纖維混凝土-正交異性組合橋面板的疲勞行為，設(shè)計(jì)足尺模型進(jìn)行靜態(tài)多點(diǎn)荷載試驗(yàn)和輪式滾動(dòng)加載疲勞試驗(yàn)，研究SFRC層對(duì)鋼構(gòu)造應(yīng)力改善程度以及各構(gòu)件失效模式?；谏鲜鲈囼?yàn)，通過(guò)數(shù)值模擬分析組合橋面板的破壞過(guò)程，探究更可靠的鋼混界面連接方式。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 模型設(shè)計(jì)

根據(jù)SFRC層與鋼橋面的不同連接方式和試件尺寸，設(shè)計(jì)的試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D1所示。設(shè)計(jì)單跨U肋模型1和模型2，兩跨U肋模型3，合計(jì)3個(gè)模型。模型單跨長(zhǎng)2 500 mm，鋼橋面板厚度為12 mm，U肋尺寸為U-320 mm×240 mm×6 mm，SFRC層厚度為75 mm。在每個(gè)模型相鄰橫隔板跨中的主梁腹板上設(shè)置寬度為75 mm、厚度為9 mm的單側(cè)豎向加勁構(gòu)件。連接方式主要有兩類：① 采用黏結(jié)膠黏結(jié)并在端部設(shè)置一排直徑9 mm、長(zhǎng)度40 mm的栓釘(以下稱黏結(jié)型)；② 在鋼橋面板上以300 mm為間距布置相同的栓釘(以下稱栓釘型)。圖1(a)為使用第一類連接方式的模型1(黏結(jié)型)，圖1(b)為使用第二類連接方式的模型2(栓釘型)，圖1(c)為兩種連接方式混合的模型3(混合型)。模型3中，在栓釘型一側(cè)的R4肋內(nèi)，距中橫隔板650 mm處設(shè)置9 mm厚的加勁板。在頂板和U肋的焊縫處，確保熔透率達(dá)到U肋厚度的75%以上。

1.2 SFRC澆筑

SFRC層采用早強(qiáng)水泥，為防止干縮開裂摻入膨脹劑，鋼纖維采用兩頭鉤形的剪切異形鋼纖維“Tough Grip”(普利司通公司產(chǎn)品，φ0.6×30 mm)，以1.5%容積率摻入，栓釘為φ9.0×40 mm的帶頭鉚釘螺栓，SFRC厚度為75 mm。黏結(jié)膠易受施工時(shí)間和溫度的影響，如果超過(guò)規(guī)定的使用壽命，可能無(wú)法達(dá)到理想的黏結(jié)性能，故假設(shè)黏結(jié)施工需要修補(bǔ)以延長(zhǎng)施工時(shí)間，表1為施工時(shí)間對(duì)黏結(jié)層強(qiáng)度的影響試驗(yàn)結(jié)果。用相同的施工方法制造模型(未摻入鋼纖維)，用測(cè)試夾具連接兩端黏結(jié)面，并拉動(dòng)兩側(cè)鋼橋面板。黏結(jié)膠施工如下：首先，在鋼板表面進(jìn)行噴丸處理，而后立即以0.25 kg/m的噴涂量將防銹底漆涂滿整個(gè)表面。涂底漆8 d后，以1.0 kg/m的噴涂量涂抹黏結(jié)膠(Bond E 200，小西公司產(chǎn)品)，最后在黏結(jié)膠有效時(shí)間(30 min)內(nèi)鋪設(shè)SFRC。在普通施工中，斷裂處位于混凝土(被黏結(jié)物)內(nèi)，斷裂強(qiáng)度約為3.0 MPa；但修補(bǔ)施工中，斷裂處位于黏結(jié)面，斷裂強(qiáng)度降至約1.0 MPa。

表1 施工時(shí)間對(duì)黏結(jié)層強(qiáng)度的影響

1.3 靜態(tài)荷載試驗(yàn)方法

為研究SFRC對(duì)鋼橋面板各構(gòu)件受力性能的影響，進(jìn)行靜載試驗(yàn)。所用模型為模型3，加載車使用橡膠輪胎，其中雙輪為大型貨車的后輪，單輪為大型貨車的前輪，雙輪荷載為60 kN，單輪荷載為30 kN，對(duì)試件進(jìn)行多點(diǎn)加載。由于瀝青層受溫度影響大，在低溫冬季性能良好，但在高溫夏季，其剛度顯著降低，可靠性大幅下降。故此次試驗(yàn)中，未鋪設(shè)SFRC的鋼橋面的荷載不考慮瀝青層，直接在鋼橋面上加載。

1.4 輪式滾動(dòng)加載疲勞試驗(yàn)方法

在模型1和模型2上進(jìn)行輪式滾動(dòng)加載疲勞試驗(yàn)。圖2為輪式滾動(dòng)加載疲勞試驗(yàn)方法，將主梁完全固定，輪載的加載位置通過(guò)未鋪設(shè)SFRC的靜載試驗(yàn)測(cè)得，位于R2肋腹板正上方，為U肋焊縫附近鋼橋面板的最大變形處。荷載軌道將寬度為170 mm的鐵輪施加的荷載分布到與T形荷載面積(200 mm×500 mm)相對(duì)應(yīng)的分配寬度上，并使用感壓裝置令荷載分布更加合理。

圖2 輪式滾動(dòng)加載疲勞試驗(yàn)方法(單位：mm)

試驗(yàn)加載程序如下：第一步，98 kN荷載作用下預(yù)先加載10萬(wàn)次，并確認(rèn)SFRC是否存在初始裂紋或缺陷；第二步， 157 kN荷載作用下繼續(xù)加載100萬(wàn)次。157 kN的荷載取值與實(shí)測(cè)大型車輛的輪重最大值(150 kN)大致相同；第三步，在196 kN的荷載作用下繼續(xù)加載100萬(wàn)次。最后一次加載目的是加大累積疲勞損傷，但最終鋼橋面并未屈服，且SFRC未發(fā)生靜力破壞。輪載荷載譜(98 kN×10萬(wàn)次+157×100萬(wàn)次+196 kN×100萬(wàn)次)為重型車輛交通路線調(diào)查數(shù)據(jù)以及鋼路橋的勘測(cè)數(shù)據(jù)中的標(biāo)準(zhǔn)數(shù)據(jù)之一。與早期鋼路橋的疲勞設(shè)計(jì)規(guī)范的參照標(biāo)準(zhǔn)(即1984年時(shí)，于有明國(guó)道357號(hào)線測(cè)得的軸向荷載數(shù)據(jù))進(jìn)行對(duì)比。取鋼結(jié)構(gòu)焊縫的疲勞設(shè)計(jì)曲線斜率為3，并于輪式滾動(dòng)加載疲勞試驗(yàn)結(jié)果中得到累計(jì)疲勞損傷，根據(jù)1984年得到的交通調(diào)查結(jié)果(等效輪載31.8 kN，平均軸數(shù)2.62軸/輛，大型車流量5 255輛/(日·車道)，可知此次試驗(yàn)的荷載譜為實(shí)際交通量的71倍。

2 靜態(tài)荷載試驗(yàn)結(jié)果

2.1 橋面位移

圖3為相鄰U肋腹板間橋面位移實(shí)測(cè)結(jié)果，輪載縱向位于結(jié)構(gòu)跨中，輪載橫向(雙輪中心)布置在R3腹板處。試驗(yàn)結(jié)果顯示：未鋪設(shè)SFRC時(shí)相鄰U肋腹板間的橋面發(fā)生約0.4 mm的變形，鋪設(shè)SFRC后其變形僅為0.01 mm，可忽略不計(jì)，表明SFRC層可顯著提高鋼橋面的局部剛度。

圖3 相鄰U肋腹板間橋面位移

2.2 頂板和U肋焊接處應(yīng)變

圖4為頂板與U肋焊接處的頂板橫向應(yīng)變影響線，測(cè)點(diǎn)位于距R3肋焊趾5 mm的頂板上。輪載縱向位于結(jié)構(gòu)跨中，并沿橫向變化。未鋪設(shè)SFRC時(shí)，應(yīng)變最大值為491 με，鋪設(shè)SFRC后應(yīng)變最大值為30 με。

圖4 頂板與U肋焊接處頂板應(yīng)變橫向影響線

圖5為頂板與U肋焊接處U肋橫向應(yīng)變影響線，應(yīng)變計(jì)安裝在R3肋腹板距離焊趾5 mm的內(nèi)外兩側(cè)。輪載縱向位于結(jié)構(gòu)跨中，并沿橫向變化。未鋪設(shè)SFRC時(shí)，受壓區(qū)最大應(yīng)變?yōu)?302 με，受拉區(qū)最大應(yīng)變?yōu)?37 με。由于內(nèi)外側(cè)應(yīng)力方向相反，頂板發(fā)生彎曲，加載位置的變化影響頂板彎曲方向。鋪設(shè)SFRC后，受拉區(qū)最大應(yīng)變降至約50 με，受壓區(qū)最大應(yīng)變降至約-70 με。鋪設(shè)SFRC后應(yīng)變幅值大幅減小。

圖5 頂板與U肋焊接處U肋應(yīng)變橫向影響線

2.3 豎向加勁構(gòu)件應(yīng)變

圖6為豎向加勁構(gòu)件頂部的應(yīng)變橫向影響線，構(gòu)件在縱向受力，荷載沿橫向變化，分別在頂板和加勁構(gòu)件兩處設(shè)置測(cè)點(diǎn)。鋪設(shè)SFRC后，轉(zhuǎn)彎焊縫附近的橫向加勁肋的應(yīng)變減小約一半，但也存在相對(duì)較大的壓應(yīng)變(-369 με)，與其他部分相比，鋪設(shè)SFRC并不能有效減小其應(yīng)力水平。

圖6 豎向加勁構(gòu)件頂部應(yīng)變橫向影響線

2.4 U肋與橫隔板交叉處應(yīng)變

圖7為設(shè)置加勁板的U肋(R4)腹板與橫隔板弧形開口交叉處的U肋應(yīng)變橫向影響線，此處為易發(fā)生疲勞開裂的構(gòu)造細(xì)節(jié)。輪載作用位置縱向位于距跨中650 mm的R4肋加勁板處，并沿橫向變化。在鋪設(shè)SFRC后，拉應(yīng)變最大值由353 με降至110 με。鋪設(shè)SFRC后U肋與橫隔板的焊縫處以及鋼橋面板各部分的應(yīng)力均大幅降低。

圖7 U肋與橫隔板交叉處的U肋應(yīng)變橫向影響線

3 輪式滾動(dòng)加載疲勞試驗(yàn)分析

3.1 疲勞試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

在輪式滾動(dòng)加載疲勞試驗(yàn)中，直到加載結(jié)束時(shí)，未觀測(cè)到模型表面SFRC裂縫或鋼橋面板疲勞裂紋，但橋面發(fā)生變形和位移。圖8為橋面豎向位移歷程(荷載作用范圍與98 kN的荷載作用范圍相同)。模型1和模型2的豎向位移差異不大。在任意測(cè)點(diǎn)，當(dāng)荷載作用次數(shù)為10萬(wàn)次時(shí)，橋面豎向位移基本保持穩(wěn)定，當(dāng)作用次數(shù)達(dá)20萬(wàn)次后，豎向位移隨著作用次數(shù)的增加而緩慢增大。

圖8 橋面豎向位移歷程

3.2 疲勞試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷钠茐脑囼?yàn)

隨著荷載往復(fù)作用次數(shù)的增加并未觀測(cè)到外觀損壞，但有部分橋面發(fā)生了變形和位移，可能是黏結(jié)面剝落、栓釘?shù)臄嗔鸭绊敯宓钠陂_裂造成。因此，對(duì)模型1和2進(jìn)行如下試驗(yàn)：① 對(duì)SFRC進(jìn)行黏結(jié)強(qiáng)度拉伸試驗(yàn)；② 對(duì)SFRC剝落后的頂板進(jìn)行觀測(cè)；③ 對(duì)頂板和U肋焊接處進(jìn)行超聲波探傷試驗(yàn)，觀測(cè)開裂情況。

(1) SFRC的黏結(jié)強(qiáng)度拉伸試驗(yàn)

為確定疲勞試驗(yàn)后模型1黏結(jié)面的狀態(tài)，需要對(duì)其進(jìn)行室內(nèi)拉伸試驗(yàn)。圖9為室內(nèi)拉伸試驗(yàn)的布置圖和試驗(yàn)結(jié)果。模型1共15處測(cè)點(diǎn)，在拉伸試驗(yàn)前將其中10處測(cè)點(diǎn)的黏結(jié)面剝落。不排除在拉伸試驗(yàn)之前，黏結(jié)面已經(jīng)發(fā)生剝落的可能。其余5處測(cè)點(diǎn)位于R2、R3肋間附近截面，其中4處的黏結(jié)強(qiáng)度非常低，不大于0.2 MPa，黏結(jié)強(qiáng)度最大值僅為0.87 MPa。雖然黏結(jié)面所需的黏結(jié)強(qiáng)度尚未探明，但以上數(shù)據(jù)對(duì)新舊混凝土的黏結(jié)仍具有參考價(jià)值。例如，可通過(guò)增厚混凝土層，使新舊混凝土的黏結(jié)面所需的黏結(jié)強(qiáng)度小于1.0 MPa。試驗(yàn)結(jié)果表明：輪載正下方，以及遠(yuǎn)離輪載處的黏結(jié)強(qiáng)度都很低。假設(shè)底漆和黏結(jié)膠存在初始缺陷，若實(shí)際工程中的黏結(jié)強(qiáng)度比試驗(yàn)值低，可認(rèn)為兩者開始發(fā)生剝落。

圖9 室內(nèi)拉伸試驗(yàn)結(jié)果(模型1，黏結(jié)型)(單位：mm)

(2) 栓釘破壞模式

拉伸試驗(yàn)結(jié)束后，剝離SFRC層，觀測(cè)鋼混界面破壞情況。圖10為頂板端部栓釘狀態(tài)。模型1所有18個(gè)栓釘中，15個(gè)發(fā)生斷裂，栓釘破壞模式如圖10(a)所示。疲勞裂紋發(fā)生在頂板與栓釘?shù)暮缚p處，在栓釘趾部的裂紋(破壞模式a)并未從焊縫擴(kuò)展到頂板。模型2中，所有121個(gè)栓釘中有43個(gè)(36%)發(fā)生斷裂，栓釘破壞模式如圖10(b)所示。疲勞裂紋發(fā)生在栓釘趾部或焊縫根部(破壞模式b)，并沿?zé)嵊绊憛^(qū)擴(kuò)展直到栓釘斷裂，和模型1相同，裂紋并未擴(kuò)展到頂板。輪載附近的栓釘表現(xiàn)為破壞模式a或b，遠(yuǎn)離輪載的栓釘全部表現(xiàn)為破壞模式a。

圖10 鋼混界面破壞情況(單位：mm)

(3) 頂板疲勞裂紋

為確認(rèn)頂板與U肋焊縫處的疲勞開裂情況，在輪載作用位置正下方進(jìn)行超聲波探傷試驗(yàn)(以下稱為UT)。根據(jù)UT試驗(yàn)結(jié)果，在模型1中未檢測(cè)到缺陷回波；模型2中，在輪載正下方距跨中約400 mm焊縫處檢測(cè)出缺陷回波，并對(duì)檢測(cè)到缺陷回波的部分進(jìn)行宏觀測(cè)試和磁粉探傷試驗(yàn)。圖11為實(shí)測(cè)疲勞裂紋情況。裂紋長(zhǎng)度為37 mm，最大裂紋深度為5 mm。圖12為模型2跨中焊接處應(yīng)變影響線。實(shí)際裂縫距跨中400 mm，但既有研究證實(shí)兩者并無(wú)太大差異。根據(jù)最大疲勞荷載196 kN可算出應(yīng)力幅約為75 MPa，應(yīng)力幅不大。由以上結(jié)果可得：① 單面焊縫出現(xiàn)的疲勞裂紋，疲勞強(qiáng)度相對(duì)較低；② 未鋪設(shè)SFRC時(shí)，由局部彎曲引起的壓應(yīng)力占主導(dǎo)地位，但在SFRC鋪設(shè)后，焊縫根部也出現(xiàn)拉應(yīng)力；③ 由于栓釘斷裂，焊縫根部的應(yīng)力緩慢增大，但由于此次試驗(yàn)使用的荷載譜相當(dāng)于實(shí)際交通量的71倍，鋪設(shè)SFRC后其應(yīng)力大大降低，可以認(rèn)為在實(shí)橋頂板不會(huì)出現(xiàn)疲勞裂紋。

圖11 鋼頂板疲勞開裂(單位：mm)

圖12 開裂后跨中處縱向應(yīng)變影響線(模型2,栓釘型)

4 有限元模擬分析

為探究疲勞試驗(yàn)?zāi)Ｐ蚐FRC與鋼橋面連接的破壞過(guò)程，利用有限元分析軟件Marc 2007建立空間有限元模型，設(shè)立如表2所示的3個(gè)工況進(jìn)行分析，并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比。頂板和U肋采用殼單元，SFRC采用實(shí)體單元，栓釘采用3個(gè)方向的彈簧單元，SFRC和鋼橋面的接觸面采用接觸單元，僅傳遞壓力，不傳遞拉力和剪力，邊界條件與前述試驗(yàn)相同，將主梁完全固定，栓釘?shù)拇怪焙退綇椥阅Ａ糠謩e為327.2、24.4 kN/mm。荷載分布范圍與輪載相同，大小為100 kN，為了確認(rèn)縱向加載位置變化的影響，在縱向上對(duì)5個(gè)點(diǎn)進(jìn)行加載。

表2 計(jì)算工況

通過(guò)有限元值與疲勞試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比分析表明兩者合理吻合，并得到以下結(jié)論：

(1) 疲勞加載10萬(wàn)次左右時(shí)黏結(jié)面未剝落，但由于輪載的往復(fù)作用導(dǎo)致黏結(jié)膠失效，僅由栓釘承受剪力和拉力。比較全栓釘和單排栓釘兩類情況可知，無(wú)論是實(shí)測(cè)值還是有限元值，僅布置單排栓釘時(shí)豎向位移更大，差值約0.1 mm，對(duì)整體的影響很小，但對(duì)局部的變形和應(yīng)力造成一定影響。

(2) 黏結(jié)膠失效后剪力及拉力僅由栓釘承受，疲勞加載30萬(wàn)次之后由于栓釘斷裂，導(dǎo)致鋼橋面板底部焊縫應(yīng)變?cè)黾印?/p>

(3) 在兩種模型中，栓釘上的剪力由于縱向加載位置的變化而發(fā)生旋轉(zhuǎn)，栓釘軸部發(fā)生彎曲。疲勞試驗(yàn)中，模型1位于頂板四角以及與之相鄰的栓釘發(fā)生斷裂，模型2斷裂的栓釘位于端部以及輪載作用位置附近，有限元分析得到的剪力較大的栓釘位置與實(shí)際斷裂栓釘?shù)奈恢没疽恢隆?/p>

5 結(jié)論

該文通過(guò)輪式滾動(dòng)加載對(duì)鋼纖維混凝土組合橋面板進(jìn)行足尺模型疲勞試驗(yàn)，對(duì)比3種不同界面連接方式的模型試驗(yàn)結(jié)果，以及在3種工況下的有限元分析結(jié)果，探究鋼纖維混凝土組合橋面板的疲勞性能，推測(cè)橋面板的疲勞破壞過(guò)程，以及討論界面連接方式的可靠性，得到以下結(jié)論：

(1) 鋪設(shè)SFRC后，頂板和U肋焊接處的局部變形得到明顯改善。頂板與U肋應(yīng)力水平降低，應(yīng)變大幅減小，疲勞性能得到明顯改善。

(2) 疲勞試驗(yàn)結(jié)果表明：SFRC的表面未出現(xiàn)可見開裂或損壞，作為路面鋪裝性能良好。即使輪載反復(fù)作用使鋼橋面各部分應(yīng)力略有增加，但鋪設(shè)SFRC可顯著降低其應(yīng)力。

(3) 在模型1(黏結(jié)型)中，黏結(jié)面沒有足夠的黏結(jié)強(qiáng)度。由于輪載反復(fù)作用、黏結(jié)材料的特性以及施工條件的限制，導(dǎo)致黏結(jié)面發(fā)生剝落，端部的栓釘基本發(fā)生斷裂。鋪設(shè)SFRC后應(yīng)變大幅減小，表面也未發(fā)生開裂，在端部設(shè)置栓釘一定程度上可抑制鋼橋面板的疲勞破壞。

(4) 在模型2(栓釘型)中，輪載正下方的栓釘基本發(fā)生斷裂。裂紋多發(fā)生在栓釘與頂板的焊縫，沿栓釘切向擴(kuò)展。此模型中，疲勞細(xì)節(jié)處的應(yīng)力得到顯著降低，鋼橋面以及SFRC未發(fā)生開裂。故栓釘宜作為SFRC與鋼橋面的連接方式。

該文對(duì)于栓釘?shù)牟贾梅椒ê鸵?guī)格(栓釘?shù)某叽?，間距)的影響尚未進(jìn)行討論。為了進(jìn)一步提高SFRC對(duì)鋼橋面板的疲勞性能的改善，仍需要對(duì)栓釘?shù)暮侠聿贾眠M(jìn)行研究，以期達(dá)到最優(yōu)設(shè)計(jì)目標(biāo)。