鋼-UHPC 輕型組合橋面受模擬行車擾動后抗裂性能研究

邵旭東，莫然，曹君輝，陳玉寶

（1.湖南大學土木工程學院，湖南長沙 410082；2.湖南大學風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，湖南長沙 410082）

正交異性鋼橋面板具有自重輕、強度高、施工便捷等優(yōu)點，但其應用同時也面臨橋面鋪裝破損和鋼橋面疲勞開裂兩大難題.為此，作者所在團隊提出了鋼-超高性能混凝土（Ultra-High Performance Concrete，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)不僅可以應用于新建橋梁中，也可應用于在役橋梁的橋面修復工程.對于一些交通任務繁重的在役公路橋梁，完全封閉橋面進行修復工作將嚴重阻滯交通的正常運轉(zhuǎn).因此，往往需采取部分橋面開放交通、部分橋面封閉施工的方案以減小修復工作的負面影響［7］.然而，當新澆筑的UHPC 層尚未完全成型時，橋面行車產(chǎn)生的橋面往復彎拉變形和振動（下文將此作用稱為行車擾動）有可能導致UHPC 開裂，對本結(jié)構(gòu)的抗裂性能產(chǎn)生不利影響，但目前針對這一問題的研究甚少.

對于新澆普通混凝土材料和結(jié)構(gòu)受行車擾動后的力學性能，國內(nèi)外學者已進行了一些研究［8-11］.李雷等［8］研究了鐵路橋梁上列車振動對混凝土力學性能的影響，發(fā)現(xiàn)在初凝后1 h起振及持續(xù)振動的混凝土試塊受振動后損傷最為嚴重，且混凝土如在不同時間點均受振動，其內(nèi)部損傷會積累.張悅?cè)坏龋?］的研究表明，混凝土在凝結(jié)硬化中期受振動時強度損失最嚴重.Shraddhakar［10］通過模型試驗，研究了混凝土橋梁橋面修復工程中行車振動的影響，發(fā)現(xiàn)只要使用較低坍落度的高品質(zhì)混凝土，車輛擾動對混凝土抗壓強度、混凝土與鋼筋間的黏結(jié)性能無不利影響.Furr 等［11］進行了實橋試驗，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受到附近交通擾動的不利影響.

當前，學界對UHPC 受擾動后性能的研究仍較少.徐亞林等［12］通過電磁振動實驗臺在不同階段對新澆筑的UHPC 施加了2 Hz-3 mm、4 Hz-1 mm、4 Hz-3 mm 三種參數(shù)的振動，研究了車橋耦合振動對UHPC 鋼橋面鋪裝工程中UHPC 材料抗壓強度的影響.研究結(jié)論為，車橋耦合振動作用下UHPC 的抗壓強度均有不同程度提高，但在初凝—終凝期間受振時抗壓強度提高程度最小，相比對照組無明顯增長；此外，較低的振動幅度、較高的振動頻率對UHPC抗壓強度更有利.

由于試驗方法、混凝土材料和針對的結(jié)構(gòu)類型不盡相同，不同學者對混凝土受擾動后力學性能的研究結(jié)論存在一定差異甚至矛盾.另外，當前尚缺乏針對鋼-UHPC 輕型組合橋面結(jié)構(gòu)施工中受行車擾動產(chǎn)生往復彎拉變形后抗裂性能的研究.因此，本文將施工過程中橋面行車引起的UHPC 層頂面最大拉應變定義為“擾動幅度”，以重慶魚嘴長江大橋為背景，開展了理論和試驗研究，重點探究不同擾動幅度下UHPC 層的開裂情況和結(jié)構(gòu)受擾動后的抗裂性能，為實際施工中的橋面交通方案制訂提供指導.

1 工程概況

魚嘴長江大橋（下文簡稱魚嘴大橋）為西部開發(fā)省際公路通道重慶繞城公路東段跨越長江的一座特大型橋梁.如圖1 所示，大橋為主跨616 m 的單跨雙鉸簡支鋼箱梁懸索橋，加勁梁梁高3.0 m，全寬36.8 m，雙向6車道設計，采用正交異性橋面板，標準段頂板厚14 mm，頂板加勁肋為8 mm 厚的U 形閉口肋.設計采用14 mm 鋼橋面板+45 mm UHPC 層+7 mm 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).

圖1 魚嘴大橋結(jié)構(gòu)布置圖Fig.1 Layouts of Yuzui Bridge

為避免交通全封閉帶來的不利影響，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稱為“施工幅”，將開放交通的橋面簡稱為“通車幅”.

圖2 半幅橋面開放交通的施工方案Fig.2 Construction scheme of half the deck open to traffic

2 有限元計算

2.1 Midas全橋有限元模型

2.1.1 模型概況

首先通過Midas建立全橋桿系有限元模型，分析第一體系下橋面行車對施工幅UHPC 層的最大縱向擾動幅度εuz-d.

大橋的主塔、加勁梁采用梁單元模擬，主纜和吊桿均采用只受拉桁架單元.考慮到剛澆筑時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行計算，未模擬UHPC層.模型使用的材料特性見表1.

表1 Midas模型使用材料屬性Tab.1 Material properties in Midas finite element model

計算僅關(guān)注車道荷載導致的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屬于短暫荷載狀況，因此在計算擾動幅度時應按施工階段的應力驗算進行.根據(jù)我國《公路橋涵通用設計規(guī)范》（JTG D60—2015），汽車作用采用標準值，作用分項系數(shù)為1.0.計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 計算結(jié)果

全橋UHPC 層頂面縱向拉應變包絡圖如圖3 所示.由圖3 可知，在離加勁梁梁端約16%主跨長度處，UHPC層受到的縱向擾動幅度最大.

圖3 UHPC層頂面縱向拉應變包絡圖Fig.3 Longitudinal tensile strain envelope diagram of UHPC layer’s top surface

計算得到的全橋鋼橋面板最大縱向拉應變εsz-d為112 με.如圖4 所示，由于模型中的加勁梁截面無UHPC 層，UHPC 所受最大縱向擾動幅度εuz-d由εsz-d按平截面假定計算得到.εuz-d的計算結(jié)果為117 με.

圖4 UHPC層最大擾動幅度計算值εuz-d計算方法Fig.4 Calculation method of the maximum disturbance amplitude of the UHPC layer εuz-d

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

2.2 ANSYS局部有限元模型

2.2.1 模型概況

依照作者團隊以前相關(guān)研究的建模方法［5-6］，通過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48 m（取4個標準梁段長度），總寬34.8 m（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 實體單元模擬.僅進行線彈性計算且不考慮UHPC的剛度.

車輛荷載選用標準車輛模型［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 輛并排行駛的標準車，車輛間距按規(guī)范取值［14］.在縱向，于模型中段共設置7 個縱向位置，車輛每次向前行駛4 m.局部模型的沖擊系數(shù)取為0.4［16］.

對于模型起止端截面上的節(jié)點，約束其縱向平動自由度、橫向平動自由度以及繞豎軸與橫軸的轉(zhuǎn)動自由度，模擬相鄰梁段對這兩個截面的約束作用；在有吊桿的橫隔板處，按吊桿的實際設計位置，約束橫隔板對應位置節(jié)點的豎向平動自由度以模擬吊桿的約束作用.

2.2.2 計算結(jié)果

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

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

計算結(jié)果表明，當通車幅開放3 車道交通時，車輛荷載對UHPC 的最大縱向擾動幅度為27 με，最大橫向擾動幅度為60 με.由于受到較強的豎向局部支撐，UHPC 在有吊桿的橫隔板截面處受到的縱、橫向擾動幅度更大.由圖5 可知，最大縱向拉應變位于有吊桿的橫隔板上方.

圖5 UHPC層頂面出現(xiàn)最大拉應變時的縱向應變分布Fig.5 Longitudinal strain distribution of the UHPC layer’s top surface when the maximum tensile strain occurs

2.3 計算結(jié)果疊加

如表2 所示，將全橋模型與局部模型的計算結(jié)果進行線性疊加.由表2 可知，在開放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幅度為144 με，最大橫向擾動幅度為60 με.

表2 全橋模型與局部模型計算結(jié)果疊加Tab.2 Superposition of analysis results of the full-bridge model and the local model

雖然局部模型中車輛荷載的橫向擾動幅度大于縱向擾動幅度，但綜合全橋模型和局部模型的計算結(jié)果后認為，橋面行車對施工幅UHPC 的擾動作用仍以縱向擾動為主.因此下文的擾動試驗以縱向擾動作為依據(jù)進行設計.

3 試驗方案

3.1 試驗內(nèi)容和步驟

試驗分為模擬行車擾動試驗（簡稱擾動試驗）和靜力試驗兩個階段：在擾動試驗中，通過疲勞機作動器對試件施加周期變化的荷載，以此模擬實際工程中結(jié)構(gòu)受到的行車擾動；在靜力試驗中，對試件進行四點負彎矩靜力加載直至破壞，然后將擾動試驗的結(jié)果與對照試件的靜力試驗結(jié)果進行對比.具體試驗方案將在3.3～3.4節(jié)中詳細介紹.

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

3.2 試件設計

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

試件的具體尺寸和構(gòu)造如圖6 所示，其中純彎段長度為450 mm.鋼梁材料為Q345 橋梁用鋼.所采用的UHPC 是湖南大學研究團隊研發(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37.5 mm.在鋼梁頂板焊接φ13 mm × 35 mm 的短栓釘，間距150 mm×150 mm.

圖6 試件尺寸和構(gòu)造（單位：mm）Fig.6 Dimensions and details of specimens（unit：mm）

3.3 擾動試驗的試驗參數(shù)

3.3.1 擾動幅度

根據(jù)上文的計算結(jié)果，設置第1 組試驗的純彎段擾動幅度εu=160 με，與表2 中的εuz-d基本相當；第2 組試驗的純彎段擾動幅度εu=240 με，較第1 組提高50%.

由于無法直接在未完全凝結(jié)的UHPC 表面粘貼應變片，因此將應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），試驗中通過調(diào)整翼緣下表面最大拉應變εs來控制擾動幅度εu.假設試件變形符合平截面假定且UHPC 層剛度為零，則通過計算可知，第1 組試驗和第2 組試驗的εs分別應控制為82 με和123 με，如表3所示.另外，為了使振幅盡量大，同時保持加載裝置的穩(wěn)定，根據(jù)以往經(jīng)驗，鋼梁翼緣下表面最小拉應變控制為最大拉應變εs的20%左右.

圖7 擾動試驗應變片布置和加載方式（單位：mm）Fig.7 Strain gauges layout and loading scheme of disturbance tests（unit：mm）

此外，對表3有幾點需要說明：

1）在擾動試驗中，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；由于試驗中UHPC 的模量在持續(xù)變化、難以實時掌握截面的剛度，因此在試驗過程中偏保守地適時提高荷載，控制εs基本保持為定值；當εs不變時，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結(jié)束時UHPC已完全形成彈性模量，鋼筋充分參與受力的假設計算得到的（UHPC 彈性模量為43.4 GPa，見表4）；實際上，UHPC 層在擾動結(jié)束但還未開始蒸汽養(yǎng)護時，其剛度仍未完全形成，因此計算得到的上限值偏大.

3）考慮到擾動試驗中裂縫的形成是損傷逐漸累積的結(jié)果，本文偏謹慎地以各組的預設擾動幅度（即表3 中εu的下限值）作為擾動幅度的評判標準，εu的上限值僅用于輔助體現(xiàn)試驗中擾動幅度有所上升的特點，說明本試驗方案是偏安全的.

表3 頂板下表面最大拉應變和UHPC擾動幅度Tab.3 Maximum tensile strains of the top plate’s lower surface and disturbance amplitudes of UHPC

規(guī)定擾動試件的命名方式為“RD-本組擾動幅度-編號”，而對照試件命名方式為“DZ-本組組號”.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 擾動頻率和時長

根據(jù)文獻［12］報道的研究方案和實際試驗條件，本文選擇2 Hz 作為擾動加載頻率.相關(guān)研究表明，擾動對初凝前的混凝土無不利影響，而對初凝到終凝狀態(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)試設備的需要，擾動起始時間選擇在UHPC初凝之后.持續(xù)擾動24 h后對UHPC進行高溫蒸汽養(yǎng)護.UHPC初凝時間按標準方法測試［17］.

3.4 試驗裝置

在擾動試驗中，由于UHPC 尚未完全凝結(jié)，因而按圖7（b）所示方式進行加載.通過疲勞機作動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懸臂端，使試件受負彎矩作用，UHPC 層受拉.鋼梁頂板翼緣底面拉應變的實測波形如圖7（c）所示，實際加載裝置如圖8所示.

圖8 實際擾動試驗加載裝置Fig.8 Actual loading devices in disturbance tests

在靜力試驗中，使用MTS（Mechanical Testing and Simulation System）進行四點負彎矩加載，加載裝置和位移表設置如圖9（a）所示.百分表D1～D3 用于測量撓度.在UHPC層縱向起止端的兩側(cè)各布置2個千分表，表架的基座固定于鋼梁翼緣板底面，千分表的測頭與固定在UHPC 層側(cè)面的角鋼接觸，從而測量UHPC 層與鋼梁頂板間的相對滑移.在純彎段UHPC 頂面選取4 個截面，每個截面沿橫向布置5 個應變片，共布置20個應變片，如圖9（b）所示.

圖9 靜力試驗的試驗裝置和應變片布置（單位：mm）Fig.9 Test devices and strain gauges layouts of static tests（unit：mm）

4 試驗結(jié)果

4.1 UHPC材料基本性能

在澆筑每組UHPC 模型試件的同時制作用于UHPC 材料性能試驗的小試件，包括3 個100 m ×100 m×100 mm的立方體抗壓強度試件，3個100 m×100 m×400 mm的棱柱體抗折強度試件和3個100 m×100 m × 300 mm 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行養(yǎng)護.蒸汽養(yǎng)護結(jié)束后，按標準方法［18］測試并計算得到UHPC 的基本力學性能指標，如表4所示.

表4 UHPC基本力學性能試驗結(jié)果Tab.4 Results of UHPC mechanical tests

4.2 試件有限元模型計算

為了對試件的受力狀態(tài)有更清晰的了解，同時驗證試驗結(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行模擬分析，如圖10所示.

圖10 試件有限元模型Fig.10 Finite element model of specimens

鋼梁和UHPC 層均采用SOLID185 實體單元進行模擬；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UHPC層下表面與鋼梁頂板上表面作共節(jié)點處理.

在針對擾動試驗的有限元模型中，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10-6GPa，相當于不考慮UHPC 層對結(jié)構(gòu)剛度的影響.該模型不模擬縱向鋼筋.對該模型進行諧響應分析和靜力分析，以考慮擾動荷載的動力放大作用.

在針對靜力試驗的有限元模型中，UHPC材料性能采用表4 所示的實測值，并根據(jù)文獻［19］將UHPC的受拉本構(gòu)簡化為雙折線模型.鋼板和鋼筋的本構(gòu)也取為雙折線模型，屈服強度分別為389 MPa（廠家提供）和400 MPa（抗拉強度標準值［20］）.本模型僅進行靜力分析.

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

4.3 擾動試驗結(jié)果及分析

在擾動過程中、擾動完成和蒸汽養(yǎng)護結(jié)束后持續(xù)觀察UHPC 表面是否有裂縫產(chǎn)生.在擾動完成和蒸汽養(yǎng)護結(jié)束后，還需先對試件表面進行適當打磨以去除表面浮漿并保證UHPC 表面的清潔平整，從而更好地觀測裂縫.對于觀測到的裂縫，用記號筆沿裂縫路徑作好標記以便后續(xù)試驗的進一步研究.兩組試件的擾動裂縫或裂縫痕跡如圖11所示.

圖11 擾動裂縫和裂縫痕跡Fig.11 Cracks caused by disturbance

第1 組試件在擾動過程中均未發(fā)現(xiàn)裂縫.擾動結(jié)束后，在RD-160-2 橫隔板附近UHPC 頂面發(fā)現(xiàn)2條細長的紋路，但尚不能確定是否為裂縫；在蒸汽養(yǎng)護結(jié)束后，RD-160-1和DZ-1仍未觀測到裂縫，但前述的RD-160-2 上的兩條紋路形成了張開的細小裂縫（記1 號和2 號裂縫），同時在純彎段中部觀測到3條新形成的細裂縫（記3～5 號裂縫），如圖11（a）所示.對于1、2 號裂縫，由于在蒸養(yǎng)前已觀測到其紋路，因此這兩條裂縫有可能是擾動導致的；對3～5 號裂縫，由于在蒸養(yǎng)前未發(fā)現(xiàn)其痕跡，因此推測這幾條裂縫形成的原因為：在蒸養(yǎng)開始時升溫梯度未控制好、溫度提升較快，導致UHPC 層內(nèi)外溫差過大進而開裂.

在第2 組試件的擾動試驗中，擾動開始約6～7 h后，兩個擾動試件的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在澆筑后會在其表面形成一層較薄的浮漿層，浮漿層的強度較低，容易開裂.所以在擾動結(jié)束后，打磨UHPC 表面除去浮漿層，重新檢查開裂情況.打磨后的擾動試件純彎段UHPC 層頂面如圖11（b）（c）所示，經(jīng)過打磨，在UHPC 層頂面上述裂縫路徑位置仍有凹痕，但尚未形成張開的裂縫.因此可以判斷這些擾動裂縫深度較淺，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 的有限元計算結(jié)果可知，在純彎段中部區(qū)域，UHPC頂面所受擾動幅度與本組試驗設定的擾動幅度較為接近；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變較高、UHPC 受到的擾動幅度更大.這也解釋了為什么UHPC在此處更易受損或開裂.

圖12 UHPC頂面縱向拉應變分布Fig.12 Longitudinal strain distribution on the top surface of the UHPC layer

表5 擾動實驗擾動幅度的有限元計算結(jié)果Tab.5 Finite element analysis results of disturbance amplitudes in disturbance tests

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

4.4 靜力試驗結(jié)果及分析

4.4.1 荷載-跨中撓度曲線

在進行第一個試件RD-160-1的靜力試驗時，由于設計的橫隔板厚度較薄，荷載達到750 kN 時橫隔板失穩(wěn)，導致試驗終止.剩下的5 個試件加強了橫隔板，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 的測量結(jié)果計算得到，圖13 中“計算-1”“計算-2”分別為兩組試件的有限元模型計算得到的曲線.

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個階段：線性段、剛度折減段和下降段.在接近極限荷載時（1 590～1 610 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，隨后進入下降段.

圖13 荷載-跨中撓度曲線Fig.13 Load-midspan deflection curves

圖14 U肋屈曲Fig.14 Buckling of U-rib

同時，由圖13 可知，擾動試件與對照試件的荷載-跨中撓度曲線差異較小.在0～1 000 kN時，荷載-跨中撓度曲線近似為直線，擾動試件與對照試件的跨中撓度較接近且曲線斜率基本一致；大約在900～1 000 kN時，U肋底面鋼板開始屈服，試件的荷載-跨中撓度曲線開始呈現(xiàn)較明顯的非線性，此時結(jié)構(gòu)內(nèi)部受力復雜，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仍十分相似.此外，有限元計算結(jié)果與實測結(jié)果總體吻合較好，但極限荷載偏低，且在荷載為1 000～1 400 kN區(qū)段計算結(jié)果偏小.

4.4.2 荷載-UHPC頂面平均應變曲線

試件純彎段UHPC 頂面平均應變與荷載的關(guān)系如圖15所示.

圖15 荷載-UHPC頂面平均應變曲線Fig.15 Load-average strain of UHPC top surface curve

由于UHPC 中纖維分布的隨機性以及養(yǎng)護中環(huán)境溫度和濕度等外在條件的影響，UHPC 性能存在一定波動，因此測量得到的荷載-UHPC 頂面平均應變曲線可能呈現(xiàn)較明顯的離散性.但總體而言，擾動試件與對照試件的曲線變化趨勢基本一致，擾動對UHPC頂面應變增長規(guī)律的影響不顯著，說明行車擾動對UHPC層的整體受力特性無顯著影響.

另外，有限元計算結(jié)果與實測結(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雜非線性現(xiàn)象，因此有限元計算曲線未出現(xiàn)下降段.

4.4.3 荷載-界面滑移曲線

行車擾動可能會造成UHPC 層與鋼橋面板的連接性能受損，因此試驗還關(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 個千分表測量的滑移數(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.

圖16 荷載-界面滑移曲線Fig.16 Load-interface slip curves

由圖16 可知，兩組試驗的試驗結(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)作用較為復雜，受影響因素多，給試驗結(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0.08 mm，遠低于規(guī)范規(guī)定的正常使用極限狀態(tài)驗算滑移限值0.2 mm［20］，由于滑移絕對值小，測量精度要求高，因此也容易產(chǎn)生較大的相對誤差.但總體來看，各曲線的發(fā)展趨勢較為穩(wěn)定，擾動試件與對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特性十分相近，試件間的剛度差異較小且剛度的相對大小與滑移量關(guān)聯(lián)性很低，說明靜力試驗中UHPC 層與鋼梁頂板間的滑移未對試件的整體剛度產(chǎn)生顯著影響.

一方面，在第2 組預設幅度為240 με 擾動作用下，擾動對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，靜力試驗中兩者始終有效協(xié)同受力.因此可以推斷，擾動幅度不大于240 με時，行車擾動對本結(jié)構(gòu)的UHPC 層與鋼橋面板連接性能的影響很小，不足以對本結(jié)構(gòu)的整體剛度造成實際損害.

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 層頂面裂縫的開展特點如圖18 所示.在靜力試驗中，UHPC 層經(jīng)歷了無可見裂縫、產(chǎn)生可見裂縫、主裂縫擴展3 個階段.加載初期，結(jié)構(gòu)近似處于線彈性階段，此時UHPC 無可見裂縫.在200～300 kN 時，橫隔板附近的UHPC 層頂面因為應力水平更高而率先產(chǎn)生寬度為0.01～0.02 mm 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，此時裂縫發(fā)展速度很慢.在荷載達到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.

圖17 荷載-最大裂縫寬度曲線Fig.17 Load-maximum crack width curves

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.在靜力試驗中，兩組擾動試件純彎段中部UHPC 的裂縫開展特點與對照試件基本相同，但橫隔板附近的裂縫普遍形成更早、擴展更快.對于擾動試件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記路徑展開，如圖18（b）所示.

圖18 靜力試驗中裂縫開展特點Fig.18 Cracking characteristics in static tests

4.4.5 名義開裂應力對比

文獻［23］表明，寬度在0.05 mm及以下的裂縫對UHPC 的耐久性無不利影響.因此，將UHPC 表面最大裂縫寬度為0.05 mm 時的應力定義為名義開裂應力，對應的荷載定義為名義開裂荷載.

如4.3 節(jié)所述，橫隔板上方的UHPC 應力顯著高于純彎段中部的應力；在靜力試驗中，橫隔板上方的UHPC 最先開裂且裂縫寬度最先達到0.05 mm.因此將每個試驗得到的開裂荷載輸入有限元模型中，按線彈性計算，然后提取橫隔板正上方UHPC 頂面所有節(jié)點的縱向拉應力值取平均作為本試件的UHPC名義開裂應力值.各試件的名義開裂荷載和名義開裂應力如表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 組試件的名義開裂應力均高于第1組試件.

表6 名義開裂荷載與名義開裂應力Tab.6 Nominal cracking loads and nominal cracking stresses

由表6 可知，在第1 組試件中，兩個擾動試件的名義開裂應力僅略低于對照試件，擾動試件名義開裂應力的平均降幅為6.3%.第2 組擾動試件的名義開裂應力相比本組對照試件的平均降幅為18.8%，降幅大于第1 組.兩組擾動試件名義開裂應力下降的原因均在于橫隔板附近UHPC 層受到的擾動幅度顯著高于本組擾動試驗設定的擾動幅度，導致此處結(jié)構(gòu)受到損傷或開裂，因此在靜力試驗中該位置的裂縫擴展速度相對較快.

此外，注意到第2 組兩個擾動試件的名義開裂應力的降幅相差較大，推測其主要原因為：在澆筑第2 組試件時，由于試驗條件限制，RD-240-1 和RD-240-2 只能分兩次澆筑，先后施加擾動，最后一起進行高溫蒸汽養(yǎng)護；由于在擾動試驗中環(huán)境的溫度、濕度等不完全一致，兩個擾動試件在接受擾動時UHPC水化程度存在差別，擾動造成的材料損傷不同，因而在靜力試驗中的名義開裂應力相差較大.但是，RD-240-1和RD-240-2在擾動過程中UHPC浮漿層均開裂，且其名義開裂應力相對本組對照試件的降幅均高于第1 組的相應降幅，說明由于本組的擾動幅度更大，擾動試件UHPC層受到的損傷更為顯著.

綜合以上試驗現(xiàn)象及表5和表6的計算結(jié)果，可以偏謹慎地判斷：當行車擾動幅度不高于160 με時，結(jié)構(gòu)的抗裂性能基本不會受到影響；當擾動幅度超過160 με 后，UHPC 層將受損甚至開裂，導致結(jié)構(gòu)的抗裂性能下降.因此，實際施工中UHPC 所受行車擾動幅度的限值建議取為160 με.由于本文以UHPC層頂面的最大拉應變作為衡量擾動幅度的指標，考慮到UHPC 受到的縱、橫向彎拉擾動的受力模式基本一致，因此該限值對橫向擾動幅度的驗算同樣適用.

5 結(jié)論

本文以重慶魚嘴長江大橋為工程背景，對鋼-UHPC 輕型組合橋面結(jié)構(gòu)在施工中受橋面行車擾動后的力學性能特別是抗裂性能進行了研究.主要結(jié)論如下：

1）有限元計算表明，魚嘴大橋施工幅UHPC 受到的行車擾動以縱向擾動為主.綜合全橋模型和局部模型的計算結(jié)果后，魚嘴大橋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為144 με，最大橫向擾動幅度為60 με；同時，有吊桿橫隔板截面處的UHPC 受力最為不利.

2）擾動試驗和靜力試驗結(jié)果表明，當擾動幅度不大于160 με 時，UHPC 層不會開裂，結(jié)構(gòu)的抗裂性能基本不會受到影響；若擾動幅度達到160 με 以上后，UHPC 層將受到不同程度損傷甚至開裂，鋼-UHPC輕型組合橋面結(jié)構(gòu)的名義開裂應力將下降.

3）基于以上試驗結(jié)果，建議實際工程中控制橋面行車對UHPC 層的最大縱向和橫向擾動幅度在160 με 以下.由于有限元計算得到的魚嘴大橋UHPC 層所受最大縱橫向擾動幅度均低于限值160 με，因此施工中的行車擾動不會對本橋鋼-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彎拉變形對結(jié)構(gòu)抗裂性能的影響，未關(guān)注擾動對UHPC 材料性能的影響.但由于相關(guān)研究仍十分匱乏，今后還需進一步研究擾動對UHPC 力學性能的影響.