鋼-UHPC 組合橋面板橫向負彎矩區受彎性能研究

方 志，武霄楠，譚星宇，廖 原，陽 晏，唐守峰

(1.湖南大學土木工程學院，湖南，長沙 410082；2.風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，湖南，長沙 410082；3.湖北省交通規劃設計院股份有限公司，湖北，武漢 430000；4.湖北交通投資集團有限公司，湖北，武漢 430000)

橋面板作為橋梁結構直接承受行車作用的重要構件，其力學性能直接影響橋梁的服役狀態。傳統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)具有高抗拉強度和高韌性，與鋼橋面形成鋼-UHPC 組合橋面板結構，可顯著增加橋面板剛度，大幅降低活載應力幅，有效解決傳統正交異性鋼橋面結構的疲勞開裂問題[2]。

剪力連接件是保證鋼混組合結構中鋼與混凝土協同工作的關鍵部件，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 組合橋面板的力學性能已有較多研究。李文光等[7]開展了正、負彎矩作用下鋼-UHPC 組合板受彎性能的試驗研究，結果表明，提高配筋率能提高其橫向抗裂性能和抗彎承載力；LUO 等[8]開展了負彎矩作用下鋼-UHPC 組合板受彎性能的試驗研究，結果表明，減小栓釘間距能有效減小界面滑移；卜一之等[9]開展了負彎矩作用下鋼-UHPC 組合板抗裂性能的試驗研究，結果表明，提高縱筋配筋率可以提高組合板的初裂荷載。

PBL 剪力鍵目前多應用于鋼-普通混凝土組合結構中，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行了試驗研究，結果表明，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 組合板進行了正、負彎矩作用下的試驗研究，結果表明，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道。

湖北十淅高速丹江口水庫特大橋為主跨760 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 組合結構，UHPC 層與正交異性鋼橋面組合形成主梁的蓋板并參與結構第一體系受力，標準斷面如圖2所示；鋼梁頂面的UHPC 層與鋼梁一道在廠內完成預制，形成鋼-UHPC 組合結構體系后再在現場進行節段拼裝，現場采用矩形齒濕接縫實現節段間UHPC 層的連接；UHPC 層內的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(雙向 10@50 mm)的施工和定位，組合梁節段構造如圖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 主梁標準橫斷面 /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組合板。局部輪載和自重作用下，在U 肋支承處的組合板內會產生橫橋向負彎矩，并使UHPC 層頂面產生較大的橫向拉應力。分析結果表明：主梁縱向因斜拉索水平分力形成的軸壓力存在，使得UHPC 面層內的縱向拉應力較橫向拉應力小，導致UHPC 面層的抗拉設計由組合板的橫向受力所控制。

基于此，本文以剪力鍵形式、接縫設置情形、UHPC 層縱筋配筋率和鋼-UHPC 界面黏結狀態為試驗參數，設計并制作了8 塊鋼-UHPC 組合板局部足尺模型并進行橫向受彎試驗，以期明確橫向負彎矩作用下，配置PBL 剪力鍵鋼-UHPC 組合橋面板的橫橋向受力性能，特別是濕接縫的結構性能；并通過有限元數值模擬，分析影響組合板橫向受彎性能的因素，從而為類似結構的工程設計提供依據。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

參考丹江口水庫特大橋的工程實際，設計制作了8 塊如圖4 所示鋼-UHPC 組合橋面板局部足尺試件。

圖4 試件尺寸和構造 /mmFig.4 Dimension and construction of specimens

試件長度取圖3 所示實橋接縫處沿橫橋向3 個U 肋間距，加載時兩端U 肋中心線(與此處PBL 剪力鍵對應)處作為簡支支承，中間U 肋兩側各300 mm(接縫試件兩陰齒中心線間)范圍作為橫向負彎矩作用下的純彎測試區；試件寬度以圖3所示實橋接縫中心線為基準，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造與圖2 和圖3 所示的工程實際一致，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，孔上緣設計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 面層內鋼筋網縱、橫向間距均為50 mm。試件配筋和接縫構造如圖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

試驗參數為剪力鍵類型(栓釘和PBL 剪力鍵)、接縫設置情形(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界面黏結狀態(自然黏結和界面涂油無黏結)，試件編號及參數設置見表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直徑為10 mm 和12 mm，B1 和B0 分別表示鋼-UHPC 界面有黏結、無黏結。

表1 試件參數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：先澆一側的UHPC 并養護達到設計強度后，采用電鎬鑿毛處理接縫界面；再澆筑剩下一側的UHPC。每次UHPC 澆筑完成即覆膜保濕養護24 h 后，再采用約80℃蒸汽繼續養護72 h。

1.2 材料性能

試驗所采用的UHPC 為商品預混料，設計強度等級為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鋼纖維，其基本特征參數見表3。

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

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

UHPC 材性測試試塊在試件澆筑時預留，并與試件同條件養護。依據《活性粉末混凝土》(GB/T 31387-2015)[18]，立方體抗壓強度測試采用邊長100 mm 的立方體，軸心抗壓強度測試采用100 mm×100 mm×300 mm 的棱柱體；依據《超高性能混凝土基本性能與試驗方法》(T/CBMF37-2018)[19]，軸拉強度測試采用圖6 所示的啞鈴型試件。實測的UHPC 基本力學性能參數見表4。鋼板和PBL剪力鍵均采用Q345 鋼材，鋼筋采用HRB400 級鋼筋，其力學性能參數見表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 /mmFig.6 Axial tension test of UHPC

1.3 加載方式和測點布置

8 個試件的加載方式均為圖7 所示的四點彎曲靜力加載。組合板倒置以實現UHPC 層受拉，計算跨度為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 個固定鉸支座和1 個滑動鉸支座以實現簡支邊界。

圖7 加載布置Fig.7 Loading layout

試驗采用100 t 液壓千斤頂進行加載，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處截面布置應變片分別測量UHPC、鋼筋及鋼板的應變，應變測點布置如圖8 所示。應變和位移數據均由靜態信號采集系統自動采集。采用裂縫寬度觀測儀量測裂縫寬度，其精度為0.01 mm。

圖8 應變測點布置Fig.8 Strain measurement

2 試驗結果及分析

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 界面黏結試件，界面無黏結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-撓度曲線出現轉折而進入彈塑性階段。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，界面黏結試件較無黏結試件荷載-撓度曲線的斜率有所增大，源于界面無黏結試件的整體作用較弱。

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

2.2 特征點分析

各試件受力特征點的試驗結果如表6 所示。表中初裂荷載定義為荷載-撓度曲線首個轉折點出現時的荷載。研究表明：裂縫寬度小于0.05 mm 時，對結構的耐久性能影響甚微[20]，故將裂縫寬度達到0.05 mm 時的荷載定義為名義開裂荷載。由圖9和表6 可知各試驗參數對結構性能的影響：

表6 試驗特征值結果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度分別較栓釘試件的相應值提高了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) 接縫設置：接縫界面處由于鋼纖維含量及新、舊UHPC 粘結抗拉作用的降低，試件的名義開裂強度明顯降低，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度較整澆試件降低了16%～23%。實際上，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度的貢獻約為9%。但接縫試件的屈服荷載和極限荷載與相應整澆試件極為接近，表明屈服后試件UHPC 層的抗拉作用較弱，可忽略不計。

3) 配筋率：當截面面層鋼筋配筋率從1.96%增加到2.82%時，組合板的名義開裂強度提高了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度和極限承載能力。

4) PBL 試件界面黏結狀態：界面無黏結試件的組合作用趨弱，使得試件屈服前的剛度和開裂強度均有所降低。相較于界面黏結試件，界面無黏結整澆試件和接縫試件的初裂強度分別降低了10.1%和2.8%、名義開裂強度降低了5.8%和12.5%，屈服位移分別增加了5.5%和13.3% ；但界面黏結狀態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，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入屈服狀態，鋼材強度能得到充分發揮，承載能力與界面黏結試件相近。

2.3 應變分析

圖10 為各試件受力過程中跨中截面UHPC 表面拉應變、面層鋼筋應變以及鋼板應變的發展。

圖10 荷載-應變曲線Fig.10 Relationship between strain and load

從圖10 中可以看到：對于界面有黏結試件，開裂前UHPC、鋼筋和鋼板各自的應變發展相近，且均較截面整體性較弱的界面無黏結試件的發展慢；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展和剛度衰減均較快，接縫試件的應變發展較相應的整澆試件快；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 試件的應變發展較栓釘試件慢；極限狀態時，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狀態，雖然應變發展有所差別，但鋼筋和鋼板的應變發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 表面分別在加載點附近和純彎段內接縫截面首先開裂，隨著荷載增加，純彎段內新的裂縫出現直至屈服荷載附近趨于穩定，試驗結束后試件的裂縫分布見圖11。可見：相較于栓釘試件，PBL 試件由于貫穿鋼筋的存在，純彎段內的裂縫間距較??；同樣，PBL試件配筋率較高時，亦表現出類似的裂縫形態變化；相較于界面黏結試件，界面無黏結試件由于組合作用弱，裂縫寬度增長較快，裂縫數量較少；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展曲線。可知：各試件裂縫產生后至屈服前，荷載-裂縫寬度曲線基本呈線性關系，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，裂縫寬度發展較慢；同樣，提高PBL 試件配筋率，亦表現出類似的情形；相較于界面黏結試件，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小；對于接縫試件，主裂縫一般位于接縫處且較早出現，因此主裂縫寬度發展快于整澆試件。

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

總之，就試驗的裂縫發展情況而言，配筋率是影響試件裂縫形態和發展的最主要因素。

2.5 界面相對滑移

實測各試件的荷載-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：界面無黏結試件如預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展加快，甚至超過界面無黏結PBL 試件的滑移發展；接縫試件的初裂荷載較小，開裂后裂縫發展較快，使得UHPC層內縱筋的應力梯度加大，進而導致UHPC 層與鋼板間的剪應力加大，界面滑移也因此較整澆試件發展快。同樣，面層配筋率增加，裂縫發展較慢，也導致界面滑移發展較慢。

3 數值分析

為進一步明確組合板相關構造參數對其受力性能的影響，采用有限元分析程序ABAQUS 進行相應的參數分析。

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，面層鋼筋采用兩節點三維桁架單元T3D2；為細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 實體單元模擬。

3.1.2 接觸關系

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?？紤]鋼板與UHPC界面黏結的試件，僅考慮黏結作用中的摩擦成分，摩擦系數取0.3[21]，而涂油試件取摩擦系數為0；新舊UHPC 界面連接采用粘聚力模型模擬，通過接觸關系(cohesive surfaces)實現，接縫界面粘結強度取為整澆UHPC 拉伸強度的65.5%[22]。有限元模型如圖14 所示，分析時采用位移加載方式。

圖14 有限元模型Fig.14 Finite element model

3.1.3 本構關系

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

表7 UHPC 塑性損傷模型相關參數取值Table 7 Plastic collapse criteria parameters for damage plastic model of UHPC

采用的UHPC 單軸受壓本構如式(1)所示[25]：

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

采用的UHPC 單軸受拉本構如式(2)所示[26]：

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

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

3.2 模型驗證

有限元數值分析結果與實測結果的比較如圖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、應變發展、破壞形態，可見各響應的數值分析結果與實測結果均表現出較好的吻合，可充分驗證數值分析模型的適用性。

表8 數值分析和試驗特征值對比Table 8 Comparison between FEA and experimental results of characteristic points

圖15 數值分析與試驗結果比較Fig.15 Comparison between test and FEA results

3.3 參數分析

采用上述經驗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，分析時僅改變所分析的參數，其他參數保持不變。

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的結構響應，并分析PBL 試件無貫穿鋼筋時的情形，以明確貫穿鋼筋的作用。分析結果如圖16 所示，圖16 中PBL1 和PBL0分別對應有無貫穿鋼筋，S13 和S24 分別對應栓釘直徑為13 mm 和24 mm，開裂后剛度定義為荷載-撓度曲線上初裂點和屈服點間的割線剛度?？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段的受彎破壞，主要承擔抗剪作用栓釘的抗剪剛度變化對試件承載力影響較小。

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 節的結果可知，栓釘間距保持200 mm 不變，直徑由13 mm增加到24 mm 時，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。可見：與栓釘試件一樣，PBL 間距的減小，板的組合作用增強，開裂后的剛度增加。當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，即貫穿鋼筋的數量同DK100?？梢姡洪_孔間距從150 mm減小至50 mm，相應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 結論

基于橫向負彎矩作用下鋼-UHPC 組合橋面板的試驗研究和數值分析結果，可得出以下結論：

(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，其初裂強度和名義開裂強度均降低約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) 相較于界面黏結試件，界面無黏結PBL 試件的初裂強度和名義開裂強度均降低約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，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，使得開裂后組合板的抗彎剛度明顯提高，但對純彎區段內發生受彎破壞組合板的承載能力影響很?。籔BL 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。