方 志，武霄楠，譚星宇，廖 原，陽 晏，唐守峰

(1.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南，長沙 410082；2.風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南，長沙 410082；3.湖北省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院股份有限公司，湖北，武漢 430000；4.湖北交通投資集團(tuán)有限公司，湖北，武漢 430000)

橋面板作為橋梁結(jié)構(gòu)直接承受行車作用的重要構(gòu)件，其力學(xué)性能直接影響橋梁的服役狀態(tài)。傳統(tǒng)正交異性鋼橋面板由于局部剛度不足，加之超載、重載車輛的頻繁作用，容易出現(xiàn)鋼橋面疲勞開裂和鋪裝損壞的病害[1]。超高性能混凝土(ultra high performance concrete，UHPC)具有高抗拉強(qiáng)度和高韌性，與鋼橋面形成鋼-UHPC 組合橋面板結(jié)構(gòu)，可顯著增加橋面板剛度，大幅降低活載應(yīng)力幅，有效解決傳統(tǒng)正交異性鋼橋面結(jié)構(gòu)的疲勞開裂問題[2]。

剪力連接件是保證鋼混組合結(jié)構(gòu)中鋼與混凝土協(xié)同工作的關(guān)鍵部件，常用的有栓釘和開孔板(perfobond leiste，PBL)剪力鍵。栓釘剪力鍵布置靈活且抗剪性能不具方向性，但其抗剪剛度和承載力較低[3]；PBL 剪力鍵承載力高、抗剪剛度大和抗疲勞性能好[4-6]，但其抗剪性能具有一定的方向性。

對采用栓釘剪力鍵鋼-UHPC 組合橋面板的力學(xué)性能已有較多研究。李文光等[7]開展了正、負(fù)彎矩作用下鋼-UHPC 組合板受彎性能的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，提高配筋率能提高其橫向抗裂性能和抗彎承載力；LUO 等[8]開展了負(fù)彎矩作用下鋼-UHPC 組合板受彎性能的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，減小栓釘間距能有效減小界面滑移；卜一之等[9]開展了負(fù)彎矩作用下鋼-UHPC 組合板抗裂性能的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，提高縱筋配筋率可以提高組合板的初裂荷載。

PBL 剪力鍵目前多應(yīng)用于鋼-普通混凝土組合結(jié)構(gòu)中，一些研究者[10-15]對帶PBL 鍵鋼-普通混凝土組合板的靜力和疲勞性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，組合板具有較好的抗彎承載力、延性和抗疲勞性能；XIAO 等[16-17]對配置PBL 剪力鍵鋼-UHPC 組合板進(jìn)行了正、負(fù)彎矩作用下的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，鋼-UHPC 組合板在沿PBL 縱向具有良好的受彎性能和延性。

總之，目前對配置栓釘剪力鍵鋼-UHPC 組合板的力學(xué)性能已有較多研究；對配置PBL 剪力鍵鋼-UHPC 組合板沿PBL 縱向的受彎性能也已有研究，但對其沿PBL 橫向的受彎性能鮮見報(bào)道。

湖北十淅高速丹江口水庫特大橋?yàn)橹骺?60 m的雙塔雙索面部分地錨式混合梁斜拉橋，總體布置如圖1 所示；主跨主梁采用鋼-UHPC 組合結(jié)構(gòu)，UHPC 層與正交異性鋼橋面組合形成主梁的蓋板并參與結(jié)構(gòu)第一體系受力，標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖2所示；鋼梁頂面的UHPC 層與鋼梁一道在廠內(nèi)完成預(yù)制，形成鋼-UHPC 組合結(jié)構(gòu)體系后再在現(xiàn)場進(jìn)行節(jié)段拼裝，現(xiàn)場采用矩形齒濕接縫實(shí)現(xiàn)節(jié)段間UHPC 層的連接；UHPC 層內(nèi)的PBL 剪力鍵順橋向離散布置，縱向間距100 mm，橫向間距600 mm；PBL 采用帶主、副槽口的開孔鋼板，以便橫向貫穿鋼筋( 12@100 mm)和面層鋼筋網(wǎng)(雙向 10@50 mm)的施工和定位，組合梁節(jié)段構(gòu)造如圖3 所示。

圖1 丹江口水庫特大橋總體布置 /mmFig.1 General layout of the Danjiangkou reservoir bridge

圖2 主梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面 /mmFig.2 Cross section of the girder

圖3 鋼-UHPC 組合梁 /mmFig.3 Steel-UHPC composite girder

主梁鋼橋面與UHPC 面層形成橋面板，其局部受力表現(xiàn)為縱橋向支承在橫隔板、橫橋向支承在U 肋或箱梁腹板上的連續(xù)組合板。局部輪載和自重作用下，在U 肋支承處的組合板內(nèi)會產(chǎn)生橫橋向負(fù)彎矩，并使UHPC 層頂面產(chǎn)生較大的橫向拉應(yīng)力。分析結(jié)果表明：主梁縱向因斜拉索水平分力形成的軸壓力存在，使得UHPC 面層內(nèi)的縱向拉應(yīng)力較橫向拉應(yīng)力小，導(dǎo)致UHPC 面層的抗拉設(shè)計(jì)由組合板的橫向受力所控制。

基于此，本文以剪力鍵形式、接縫設(shè)置情形、UHPC 層縱筋配筋率和鋼-UHPC 界面黏結(jié)狀態(tài)為試驗(yàn)參數(shù)，設(shè)計(jì)并制作了8 塊鋼-UHPC 組合板局部足尺模型并進(jìn)行橫向受彎試驗(yàn)，以期明確橫向負(fù)彎矩作用下，配置PBL 剪力鍵鋼-UHPC 組合橋面板的橫橋向受力性能，特別是濕接縫的結(jié)構(gòu)性能；并通過有限元數(shù)值模擬，分析影響組合板橫向受彎性能的因素，從而為類似結(jié)構(gòu)的工程設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

參考丹江口水庫特大橋的工程實(shí)際，設(shè)計(jì)制作了8 塊如圖4 所示鋼-UHPC 組合橋面板局部足尺試件。

圖4 試件尺寸和構(gòu)造 /mmFig.4 Dimension and construction of specimens

試件長度取圖3 所示實(shí)橋接縫處沿橫橋向3 個(gè)U 肋間距，加載時(shí)兩端U 肋中心線(與此處PBL 剪力鍵對應(yīng))處作為簡支支承，中間U 肋兩側(cè)各300 mm(接縫試件兩陰齒中心線間)范圍作為橫向負(fù)彎矩作用下的純彎測試區(qū)；試件寬度以圖3所示實(shí)橋接縫中心線為基準(zhǔn)，沿順橋向取700 mm寬，以保證接縫試件齒根外的寬度均為接縫凈寬500 mm 的1/2，即250 mm。由此確定的試件長為1500 mm、寬為700 mm，板厚92 mm，與工程實(shí)際一致，包括12 mm 厚鋼板和80 mm 厚UHPC 層。

栓釘試件采用的栓釘規(guī)格為φ13 mm×65 mm，縱、橫向間距均為200 mm(3 列8 行)；PBL 試件剪力鍵的布置和構(gòu)造與圖2 和圖3 所示的工程實(shí)際一致，抗剪鋼板厚8 mm、高55 mm，板上開孔間距為100 mm，開孔直徑為35 mm，孔上緣設(shè)計(jì)16 mm 寬開口以便貫穿鋼筋施工，孔中貫穿鋼筋直徑為12 mm；UHPC 面層內(nèi)鋼筋網(wǎng)縱、橫向間距均為50 mm。試件配筋和接縫構(gòu)造如圖4 和圖5所示，鋼板和PBL 剪力鍵均采用Q345 鋼材，鋼筋均采用HRB400 級鋼筋。接縫試件矩形齒縫的齒高為200 mm，中心距為600 mm。

圖5 試件配筋 /mmFig.5 Reinforcement of specimens

試驗(yàn)參數(shù)為剪力鍵類型(栓釘和PBL 剪力鍵)、接縫設(shè)置情形(無接縫整澆板和矩形齒縫接縫板)、面層鋼筋配筋率(1.96%和2.82%)和鋼-UHPC界面黏結(jié)狀態(tài)(自然黏結(jié)和界面涂油無黏結(jié))，試件編號及參數(shù)設(shè)置見表1。編號中S 和P 分別表示栓釘和PBL 剪力鍵，J1 和J0 分別表示UHPC 層有、無接縫，R10 和R12 分別代表面層鋼筋網(wǎng)直徑為10 mm 和12 mm，B1 和B0 分別表示鋼-UHPC 界面有黏結(jié)、無黏結(jié)。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

無縫試件UHPC 層采用一次整體澆筑成型；圖4 所示的接縫試件分2 次澆筑：先澆一側(cè)的UHPC 并養(yǎng)護(hù)達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后，采用電鎬鑿毛處理接縫界面；再澆筑剩下一側(cè)的UHPC。每次UHPC 澆筑完成即覆膜保濕養(yǎng)護(hù)24 h 后，再采用約80℃蒸汽繼續(xù)養(yǎng)護(hù)72 h。

1.2 材料性能

試驗(yàn)所采用的UHPC 為商品預(yù)混料，設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級為150 MPa，鋼纖維體積摻量3.0%，其組分及配合比見表2。鋼纖維為鍍銅端勾型高強(qiáng)鋼纖維，其基本特征參數(shù)見表3。

表2 UHPC 配合比(質(zhì)量比)Table 2 Mixture proportion of UHPC (mass ratio)

表3 鋼纖維特征參數(shù)Table 3 Characteristic parameters of steel fibers

UHPC 材性測試試塊在試件澆筑時(shí)預(yù)留，并與試件同條件養(yǎng)護(hù)。依據(jù)《活性粉末混凝土》(GB/T 31387-2015)[18]，立方體抗壓強(qiáng)度測試采用邊長100 mm 的立方體，軸心抗壓強(qiáng)度測試采用100 mm×100 mm×300 mm 的棱柱體；依據(jù)《超高性能混凝土基本性能與試驗(yàn)方法》(T/CBMF37-2018)[19]，軸拉強(qiáng)度測試采用圖6 所示的啞鈴型試件。實(shí)測的UHPC 基本力學(xué)性能參數(shù)見表4。鋼板和PBL剪力鍵均采用Q345 鋼材，鋼筋采用HRB400 級鋼筋，其力學(xué)性能參數(shù)見表5。

表4 UHPC 材料特性Table 4 Mechanical properties of UHPC

表5 鋼材材料特性Table 5 Mechanical properties of steel

圖6 UHPC 軸心受拉試驗(yàn) /mmFig.6 Axial tension test of UHPC

1.3 加載方式和測點(diǎn)布置

8 個(gè)試件的加載方式均為圖7 所示的四點(diǎn)彎曲靜力加載。組合板倒置以實(shí)現(xiàn)UHPC 層受拉，計(jì)算跨度為1200 mm，并通過分配梁在跨中形成長為600 mm 的純彎段。試件兩端分別放置1 個(gè)固定鉸支座和1 個(gè)滑動鉸支座以實(shí)現(xiàn)簡支邊界。

圖7 加載布置Fig.7 Loading layout

試驗(yàn)采用100 t 液壓千斤頂進(jìn)行加載，通過電阻式壓力傳感器測定荷載大小。試件屈服前采用力控制加載，每級荷載增量5 kN～10 kN；屈服后，采用位移控制加載，每級位移增量2 mm。

采用電阻式位移傳感器測量試件跨中、加載點(diǎn)及支座的豎向位移，如圖7 所示。在試件跨中、接縫截面以及加載點(diǎn)處截面布置應(yīng)變片分別測量UHPC、鋼筋及鋼板的應(yīng)變，應(yīng)變測點(diǎn)布置如圖8 所示。應(yīng)變和位移數(shù)據(jù)均由靜態(tài)信號采集系統(tǒng)自動采集。采用裂縫寬度觀測儀量測裂縫寬度，其精度為0.01 mm。

圖8 應(yīng)變測點(diǎn)布置Fig.8 Strain measurement

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 荷載-撓度曲線

各試件的荷載-撓度曲線如圖9 所示，可見組合板的受力過程可分為彈性階段、屈服前彈塑性階段和屈服后塑性階段。

圖9 荷載-跨中撓度曲線Fig.9 Load-midspan deflection curves

彈性階段：UHPC 層開裂前階段，荷載-位移曲線呈線性關(guān)系。相較于栓釘試件，PBL 試件由于沿板跨徑方向貫穿鋼筋的存在，彈性剛度略有提高；彈性剛度隨面層縱筋配筋率的提高而提高；相較于鋼-UHPC 界面黏結(jié)試件，界面無黏結(jié)試件的整體作用被削弱，彈性剛度較低。

屈服前彈塑性階段：隨著荷載增加，UHPC層開裂，荷載-撓度曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折而進(jìn)入彈塑性階段。相較于栓釘試件，PBL 試件開裂后，貫穿鋼筋參與受力，有效提高了開裂后剛度，且開裂后剛度隨面層鋼筋配筋率的提高而提高；此階段，界面黏結(jié)試件較無黏結(jié)試件荷載-撓度曲線的斜率有所增大，源于界面無黏結(jié)試件的整體作用較弱。

屈服后塑性階段：隨著荷載不斷增加，鋼筋屈服后試件進(jìn)入塑性階段，跨中撓度及裂縫迅速發(fā)展，但組合板承載力沒有明顯下降，表現(xiàn)出良好的延性。最終UHPC 層內(nèi)鋼筋配筋率為1.96%的試件因受拉區(qū)鋼筋拉斷而破壞，而配筋率為2.82%的兩個(gè)PBL 試件因跨中撓度過大(達(dá)板跨的1/20)而終止加載。

2.2 特征點(diǎn)分析

各試件受力特征點(diǎn)的試驗(yàn)結(jié)果如表6 所示。表中初裂荷載定義為荷載-撓度曲線首個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn)出現(xiàn)時(shí)的荷載。研究表明：裂縫寬度小于0.05 mm 時(shí)，對結(jié)構(gòu)的耐久性能影響甚微[20]，故將裂縫寬度達(dá)到0.05 mm 時(shí)的荷載定義為名義開裂荷載。由圖9和表6 可知各試驗(yàn)參數(shù)對結(jié)構(gòu)性能的影響：

表6 試驗(yàn)特征值結(jié)果Table 6 Test results of characteristic points

1) 剪力鍵類型：PBL 整澆試件和接縫試件的名義開裂強(qiáng)度分別較栓釘試件的相應(yīng)值提高了16.8%和14.5%，屈服荷載分別較栓釘試件提高了25.6%和27.1%，極限荷載分別較栓釘試件提高了29.2%和27.1%。主要源于PBL 試件內(nèi)配置貫穿鋼筋的抗拉作用，貫穿鋼筋的存在使得全截面配筋率提高了1.2%。

2) 接縫設(shè)置：接縫界面處由于鋼纖維含量及新、舊UHPC 粘結(jié)抗拉作用的降低，試件的名義開裂強(qiáng)度明顯降低，但由于配筋情況一致，試件的屈服荷載和極限荷載相近。接縫試件的名義開裂強(qiáng)度較整澆試件降低了16%～23%。實(shí)際上，接縫試件接縫所在橫截面，接縫部分面積占橫截面總面積的29%，與接縫試件的名義開裂強(qiáng)度較整澆無縫試件降低約20%相比，可間接反映接縫部分截面對名義抗拉強(qiáng)度的貢獻(xiàn)約為9%。但接縫試件的屈服荷載和極限荷載與相應(yīng)整澆試件極為接近，表明屈服后試件UHPC 層的抗拉作用較弱，可忽略不計(jì)。

3) 配筋率：當(dāng)截面面層鋼筋配筋率從1.96%增加到2.82%時(shí)，組合板的名義開裂強(qiáng)度提高了16.2%，屈服荷載提高了6.7%，極限荷載提高了16.4%，即提高截面配筋率能有效提高試件的名義開裂強(qiáng)度和極限承載能力。

4) PBL 試件界面黏結(jié)狀態(tài)：界面無黏結(jié)試件的組合作用趨弱，使得試件屈服前的剛度和開裂強(qiáng)度均有所降低。相較于界面黏結(jié)試件，界面無黏結(jié)整澆試件和接縫試件的初裂強(qiáng)度分別降低了10.1%和2.8%、名義開裂強(qiáng)度降低了5.8%和12.5%，屈服位移分別增加了5.5%和13.3% ；但界面黏結(jié)狀態(tài)對屈服荷載和極限荷載的影響都很小，均不超過3%。表明，即使界面無黏結(jié)，但試件的PBL剪力鍵配置仍能在鋼板與UHPC 層間形成可靠的受力連接，雖然屈服前剛度和開裂荷載有所降低，但仍能保證受拉鋼筋和鋼板均進(jìn)入屈服狀態(tài)，鋼材強(qiáng)度能得到充分發(fā)揮，承載能力與界面黏結(jié)試件相近。

2.3 應(yīng)變分析

圖10 為各試件受力過程中跨中截面UHPC 表面拉應(yīng)變、面層鋼筋應(yīng)變以及鋼板應(yīng)變的發(fā)展。

圖10 荷載-應(yīng)變曲線Fig.10 Relationship between strain and load

從圖10 中可以看到：對于界面有黏結(jié)試件，開裂前UHPC、鋼筋和鋼板各自的應(yīng)變發(fā)展相近，且均較截面整體性較弱的界面無黏結(jié)試件的發(fā)展慢；由于接縫試件接縫處的鋼纖維含量低、UHPC 的抗拉作用減弱，開裂后截面的裂縫發(fā)展和剛度衰減均較快，接縫試件的應(yīng)變發(fā)展較相應(yīng)的整澆試件快；PBL 試件由于UHPC 層中間位置處貫穿鋼筋的參與作用且其屈服滯后于面層縱筋，PBL 試件的應(yīng)變發(fā)展較栓釘試件慢；極限狀態(tài)時(shí)，所有試件的鋼筋和鋼板均屈服，且相同配筋率(PBL 試件含貫穿鋼筋)試件，不管接縫和界面黏結(jié)狀態(tài)，雖然應(yīng)變發(fā)展有所差別，但鋼筋和鋼板的應(yīng)變發(fā)展曲線最終均收斂于相近的極限荷載。

2.4 裂縫分析

整澆試件和接縫試件UHPC 表面分別在加載點(diǎn)附近和純彎段內(nèi)接縫截面首先開裂，隨著荷載增加，純彎段內(nèi)新的裂縫出現(xiàn)直至屈服荷載附近趨于穩(wěn)定，試驗(yàn)結(jié)束后試件的裂縫分布見圖11?？梢姡合噍^于栓釘試件，PBL 試件由于貫穿鋼筋的存在，純彎段內(nèi)的裂縫間距較?。煌瑯?，PBL試件配筋率較高時(shí)，亦表現(xiàn)出類似的裂縫形態(tài)變化；相較于界面黏結(jié)試件，界面無黏結(jié)試件由于組合作用弱，裂縫寬度增長較快，裂縫數(shù)量較少；對于接縫試件，雖然主裂縫一般位于接縫處，但純彎段內(nèi)的裂縫分布與整澆試件相近，且在配筋率較高的PBL 試件中表現(xiàn)得更為明顯，源于接縫所在橫截面處，接縫部分面積占比較小，僅為橫截面總面積的29%。且配筋率的增加，降低了開裂后接縫對截面削弱影響。

圖12 為加載過程中UHPC 層底面主裂縫寬度的發(fā)展曲線?？芍焊髟嚰芽p產(chǎn)生后至屈服前，荷載-裂縫寬度曲線基本呈線性關(guān)系，屈服后裂縫寬度迅速增大。相較于栓釘試件，PBL 試件由于貫穿鋼筋的存在，裂縫寬度發(fā)展較慢；同樣，提高PBL 試件配筋率，亦表現(xiàn)出類似的情形；相較于界面黏結(jié)試件，界面無黏試件由于組合作用弱，早期裂縫寬度增長較快，但對屈服后的裂縫寬度變化影響較??；對于接縫試件，主裂縫一般位于接縫處且較早出現(xiàn)，因此主裂縫寬度發(fā)展快于整澆試件。

圖12 荷載-最大裂縫寬度曲線Fig.12 Load-maximum crack width curves

總之，就試驗(yàn)的裂縫發(fā)展情況而言，配筋率是影響試件裂縫形態(tài)和發(fā)展的最主要因素。

2.5 界面相對滑移

實(shí)測各試件的荷載-界面相對滑移曲線如圖13所示，曲線與縱軸交點(diǎn)為初始滑移荷載。

圖13 荷載-界面滑移曲線Fig.13 Load-interface slip curves

由圖13 可知：界面無黏結(jié)試件如預(yù)期地具有最低的初始滑移荷載；栓釘試件由于剪力鍵的分布較PBL 試件均勻，其早期的滑移發(fā)展較慢，但由于栓釘試件界面抗剪剛度小于PBL 試件，加之UHPC 層內(nèi)的配筋率較低，裂縫開展較快(見圖12)，使得栓釘試件開裂后的滑移發(fā)展加快，甚至超過界面無黏結(jié)PBL 試件的滑移發(fā)展；接縫試件的初裂荷載較小，開裂后裂縫發(fā)展較快，使得UHPC層內(nèi)縱筋的應(yīng)力梯度加大，進(jìn)而導(dǎo)致UHPC 層與鋼板間的剪應(yīng)力加大，界面滑移也因此較整澆試件發(fā)展快。同樣，面層配筋率增加，裂縫發(fā)展較慢，也導(dǎo)致界面滑移發(fā)展較慢。

3 數(shù)值分析

為進(jìn)一步明確組合板相關(guān)構(gòu)造參數(shù)對其受力性能的影響，采用有限元分析程序ABAQUS 進(jìn)行相應(yīng)的參數(shù)分析。

3.1 模型建立

3.1.1 單元類型

UHPC、鋼板、栓釘及PBL 剪力鍵均采用C3D8R單元，面層鋼筋采用兩節(jié)點(diǎn)三維桁架單元T3D2；為細(xì)化分析貫穿鋼筋與其周圍UHPC 所形成的鋼筋混凝土榫作用，貫穿鋼筋亦采用C3D8R 實(shí)體單元模擬。

3.1.2 接觸關(guān)系

鋼板與栓釘以及鋼板與PBL 之間的連接均采用綁定(Tie)接觸模擬；鋼筋采用嵌入(Embedded)UHPC 層以模擬鋼筋與UHPC 層之間的耦合作用；UHPC 與鋼板和PBL 剪力鍵表面采用面-面接觸(surface to surface)模擬，接觸面法向采用“硬接觸”，而切向采用罰函數(shù)?？紤]鋼板與UHPC界面黏結(jié)的試件，僅考慮黏結(jié)作用中的摩擦成分，摩擦系數(shù)取0.3[21]，而涂油試件取摩擦系數(shù)為0；新舊UHPC 界面連接采用粘聚力模型模擬，通過接觸關(guān)系(cohesive surfaces)實(shí)現(xiàn)，接縫界面粘結(jié)強(qiáng)度取為整澆UHPC 拉伸強(qiáng)度的65.5%[22]。有限元模型如圖14 所示，分析時(shí)采用位移加載方式。

圖14 有限元模型Fig.14 Finite element model

3.1.3 本構(gòu)關(guān)系

采用塑性損傷模型(CDP)模擬UHPC 的受力性能，相關(guān)參數(shù)取值見表7[23-24]。

表7 UHPC 塑性損傷模型相關(guān)參數(shù)取值Table 7 Plastic collapse criteria parameters for damage plastic model of UHPC

采用的UHPC 單軸受壓本構(gòu)如式(1)所示[25]：

式中：n=E0/Ec，E0為UHPC 的初始彈性模量，取實(shí)測值55.2GPa，Ec為應(yīng)力-應(yīng)變曲線峰值點(diǎn)處的割線模量；ξ = ε / ε0，ε 為UHPC 的受壓應(yīng)變，ε0為峰值點(diǎn)處應(yīng)變，取為3.5×10-3，εcu為UHPC的極限壓應(yīng)變，取為4.5×10-3；fc為UHPC 的棱柱體抗壓強(qiáng)度，取實(shí)測值152.4 MPa。

采用的UHPC 單軸受拉本構(gòu)如式(2)所示[26]：

式中：各參數(shù)按文[20]的規(guī)定取值，對于本文試驗(yàn)：σe、εe分別為UHPC 的初裂應(yīng)力和應(yīng)變，分別取值為8.1 MPa 和148 με；σp、εp分別為UHPC 的峰值應(yīng)力和應(yīng)變，分別取值為10.9 MPa 和2804 με；εu為UHPC 的極限拉應(yīng)變，取值為5281 με。

鋼筋、鋼板均采用理想的彈-塑性本構(gòu)模型，彈性模量、屈服強(qiáng)度及其對應(yīng)的屈服應(yīng)變均取材性實(shí)測值(見表5)。

3.2 模型驗(yàn)證

有限元數(shù)值分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果的比較如圖15及表8 所示。分別比較了試件的荷載-撓度曲線及曲線上的特征點(diǎn)、應(yīng)變發(fā)展、破壞形態(tài)，可見各響應(yīng)的數(shù)值分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果均表現(xiàn)出較好的吻合，可充分驗(yàn)證數(shù)值分析模型的適用性。

表8 數(shù)值分析和試驗(yàn)特征值對比Table 8 Comparison between FEA and experimental results of characteristic points

圖15 數(shù)值分析與試驗(yàn)結(jié)果比較Fig.15 Comparison between test and FEA results

3.3 參數(shù)分析

采用上述經(jīng)驗(yàn)證的有限元分析模型，分析剪力鍵類型、栓釘間距、PBL 間距、PBL 開孔鋼板上的孔間距和孔徑等參數(shù)對鋼-UHPC 組合橋面板受力性能的影響。以PBL 試件P-J0-R10-B1 和栓釘試件S-J0-R10-B1 為基準(zhǔn)，分析時(shí)僅改變所分析的參數(shù)，其他參數(shù)保持不變。

3.3.1 剪力鍵類型

由于試件S-J0-R10-B1 采用的栓釘直徑僅為13 mm，其在水平界面上的抗剪剛度僅為PBL 試件P-J0-R10-B1 的28%，為此改用直徑24 mm 的栓釘，其抗剪剛度為PBL 試件的1.04，以期對比二者抗剪剛度相近時(shí)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，并分析PBL 試件無貫穿鋼筋時(shí)的情形，以明確貫穿鋼筋的作用。分析結(jié)果如圖16 所示，圖16 中PBL1 和PBL0分別對應(yīng)有無貫穿鋼筋，S13 和S24 分別對應(yīng)栓釘直徑為13 mm 和24 mm，開裂后剛度定義為荷載-撓度曲線上初裂點(diǎn)和屈服點(diǎn)間的割線剛度?？梢姡?/p>

圖16 剪力鍵形式的影響Fig.16 Effect of shear connector types

1) 栓釘直徑由13 mm 增大至24 mm，栓釘試件的界面抗剪剛度增加了2.4 倍，但試件開裂后的抗彎剛度僅提高12.7%，承載能力僅增加1%。雖然鋼-UHPC 界面抗剪作用的增強(qiáng)對試件開裂后的剛度和承載能力有所增大，但由于試件仍為純彎區(qū)段的受彎破壞，主要承擔(dān)抗剪作用栓釘?shù)目辜魟偠茸兓瘜υ嚰休d力影響較小。

2) 栓釘試件S24 與無貫穿鋼筋PBL 試件PBL0具有相同的配筋率和相近的界面抗剪剛度，二者的承載能力相近，僅相差約1%，但PBL0 試件開裂后的剛度較S24 高6%，而PBL1 試件開裂后的剛度較S24 高29%，即相同界面抗剪剛度下，PBL試件具有更強(qiáng)的組合作用。

3) 配置貫穿鋼筋PBL 試件PBL1 的開裂后剛度和承載力較PBL0 試件分別提高了22.1%和20.2%，源于貫穿鋼筋的存在增大了UHPC 層內(nèi)的受拉鋼筋配筋率。

3.3.2 栓釘間距

栓釘間距對組合板受力性能的影響如圖17 所示，圖17 中D300、D200、D150 分別表示栓釘間距為300 mm、200 mm 和150 mm，但栓釘直徑保持13 mm 不變?？梢姡?/p>

圖17 栓釘間距的影響Fig.17 Effect of spacing of studs

1) 由于試件均為純彎段內(nèi)的受彎破壞，栓釘間距的改變對試件承載力的影響較小，但對開裂后剛度影響明顯。栓釘間距從300 mm 減小至150 mm，試件界面抗剪剛度提高了2.3 倍，承載能力變化僅約1%，但開裂后剛度提高了48.2%。

2) 相同抗剪剛度下，栓釘間距的改變對組合板開裂后剛度的影響更為明顯。由3.3.1 節(jié)的結(jié)果可知，栓釘間距保持200 mm 不變，直徑由13 mm增加到24 mm 時(shí)，界面抗剪剛度增加了2.4 倍，但試件開裂后的抗彎剛度僅提高12.7%。

3.3.3 PBL 橫向間距

PBL 橫向間距對組合板受力性能的影響如圖18 所示。圖18 中D600、D300 和D200 分別表示PBL 間距為600 mm、300 mm 和200 mm?？梢姡号c栓釘試件一樣，PBL 間距的減小，板的組合作用增強(qiáng)，開裂后的剛度增加。當(dāng)PBL 橫向間距從600 mm 減小至200 mm，界面抗剪剛度提高了2.3 倍，開裂后剛度提高了62.6%。

圖18 PBL 橫向間距的影響Fig.18 Effect of transverse spacing of PBL

3.3.4 PBL 板上開孔間距

PBL 上的開孔間距對組合板受力性能的影響如圖19 所示。圖19 中DK50、DK100 和DK150表示PBL 板上開孔間距分別為50 mm、100 mm和150 mm，且每一孔內(nèi)均布置一根直徑12 mm 的貫穿鋼筋；DK50-R 試件表示開孔直徑為50 mm 但隔孔布置一根直徑12 mm 的貫穿鋼筋，即貫穿鋼筋的數(shù)量同DK100?？梢姡洪_孔間距從150 mm減小至50 mm，相應(yīng)的貫穿鋼筋配筋率從0.8%提高到2.4%，使得板的屈服荷載和極限荷載分別提高了11.0%和20.9%。而DK50-R 與DK100 試件的響應(yīng)基本相同，即僅改變孔間距對組合板受力性能影響甚微。

圖19 PBL 開孔間距的影響Fig.19 Effect of hole spacing of PBL

3.3.5 PBL 開孔直徑

PBL 開孔直徑對組合板受力性能的影響如圖20所示，可知PBL 開孔直徑對組合板的受力性能影響很小。

圖20 PBL 開孔直徑的影響Fig.20 Effect of hole diameter of PBL

4 結(jié)論

基于橫向負(fù)彎矩作用下鋼-UHPC 組合橋面板的試驗(yàn)研究和數(shù)值分析結(jié)果，可得出以下結(jié)論：

(1) 與具有相同界面抗剪剛度的栓釘剪力鍵試件相比，橫向負(fù)彎矩作用下配置PBL 剪力鍵的鋼-UHPC 組合橋面板具有更高的開裂后剛度，表明，PBL 在橫向受力時(shí)仍具較好的組合作用。

(2) 與整澆試件相比，接縫部分面積占橫截面總面積29%的接縫試件，其初裂強(qiáng)度和名義開裂強(qiáng)度均降低約20%，但極限承載能力相近。即，截面上接縫的存在，對組合板試件的開裂性能影響顯著，但對其極限承載能力影響較小。

(3) 相較于界面黏結(jié)試件，界面無黏結(jié)PBL 試件的初裂強(qiáng)度和名義開裂強(qiáng)度均降低約8%， 但屈服荷載和極限荷載基本保持不變。表明，即使界面無黏結(jié)，但試件的PBL 剪力鍵配置仍能在鋼板與UHPC 層間形成可靠的受力連接。

(4) UHPC 層內(nèi)縱向受拉鋼筋的配筋率對鋼-UHPC 組合板的受力性能影響顯著。隨配筋率的提高，組合板的名義開裂強(qiáng)度和極限承載力均明顯增加，且鋼-UHPC 組合板的界面滑移亦有所減小。

(5) 隨PBL 間距的減小，鋼-UHPC 組合橋面板的組合作用增強(qiáng)，使得開裂后組合板的抗彎剛度明顯提高，但對純彎區(qū)段內(nèi)發(fā)生受彎破壞組合板的承載能力影響很小；PBL 開孔鋼板上的孔間距和孔徑對組合板的受力變形性能影響甚微。