李傳習(xí)，雷智杰，馮崢，何偉偉，譚理

輕量化STC-鋼組合橋面板靜力性能研究

李傳習(xí)1, 2，雷智杰1, 2，馮崢1, 2，何偉偉1，譚理2

(1. 長(zhǎng)沙理工大學(xué) 橋梁工程安全控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410004；2. 長(zhǎng)沙理工大學(xué) 橋梁與建筑綠色建造和維護(hù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410004)

為提高密配筋STC?鋼組合橋面板的經(jīng)濟(jì)性及施工的便捷性，研究了STC層鋼筋間距對(duì)STC?鋼組合橋面板彎拉靜力性能的影響，提出輕量化STC?鋼組合橋面板。以佛山某大橋?yàn)楣こ瘫尘?，設(shè)計(jì)制作了一片含兩段不同配筋率的STC?鋼組合橋面板條帶模型。通過(guò)靜力破壞試驗(yàn)，研究了組合橋面結(jié)構(gòu)在負(fù)彎矩作用下STC鋪裝層的受力性能。研究結(jié)果表明：鋼筋直徑為10 mm，間距為80 mm的輕量化STC?鋼組合橋面板，STC層的名義彎拉開(kāi)裂強(qiáng)度達(dá)到24.66 MPa，滿足實(shí)際工程設(shè)計(jì)荷載作用下的強(qiáng)度要求；組合橋面STC層的名義彎拉強(qiáng)度隨著截面配筋率增大而提高，當(dāng)截面配筋率提高1倍時(shí)，彎拉開(kāi)裂強(qiáng)度可提高47.11%～50.61%；根據(jù)荷載?撓度曲線，輕量化STC?鋼組合橋面板的受力過(guò)程可分為線彈性階段、裂紋發(fā)展階段、屈服階段和破壞階段；不同配筋率的STC層對(duì)正交異性鋼橋面板剛度補(bǔ)強(qiáng)效果一致，在達(dá)到極限承載力之前，組合橋面板中兩側(cè)剛度相差不大，在滿足實(shí)際工程需求的同時(shí)適當(dāng)增大STC層鋼筋間距，可方便施工、降低造價(jià)成本。

正交異性鋼橋面結(jié)構(gòu)；配筋率；超高韌性混凝土；彎拉開(kāi)裂強(qiáng)度；靜力破壞試驗(yàn)

正交異性鋼橋面結(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)混凝土橋面結(jié)構(gòu)相比，具有自重輕、承載能力強(qiáng)、施工速度快、經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于各類中、大跨徑橋梁中。大多數(shù)鋼橋面采用柔性鋪裝，無(wú)法提供足夠的剛度。在鋼橋服役過(guò)程中，隨著交通量的增加和車輛荷載反復(fù)作用下，正交異性鋼橋面結(jié)構(gòu)容易發(fā)生鋼橋面鋪裝層破損和復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下易疲勞開(kāi) 裂[1?3]的問(wèn)題。為解決這兩大難題，劉夢(mèng)麟[4?6]等人提出了正交異性鋼板?超薄組合橋面板結(jié)構(gòu)，即在正交異性鋼橋面板上，通過(guò)剪力釘連接配置密集鋼筋的活性粉末混凝土(reactive powder concrete, 簡(jiǎn)稱為RPC)板，形成受力協(xié)同的組合橋面板，并成功應(yīng)用于實(shí)際工程。張哲[7]通過(guò)鋼?配筋超高性能混凝土(ultra high performance concrete, 簡(jiǎn)稱為UHPC)組合橋面結(jié)構(gòu)，開(kāi)展縱向足尺節(jié)段模型試驗(yàn)和橫向受彎試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)該新型組合橋面系彎拉開(kāi)裂應(yīng)力比實(shí)際工程設(shè)計(jì)荷載下的拉應(yīng)力大得多，UHPC抗彎拉強(qiáng)度隨截面配筋率和截面高度增大而提高，可通過(guò)提高截面有效高度或截面配筋率，降低組合橋面結(jié)構(gòu)的開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)。田啟賢[8]等人以軍山長(zhǎng)江大橋?yàn)楣こ瘫尘?，?duì)UHPC?鋼正交異性板組合橋面系進(jìn)行了靜承載性能試驗(yàn)研究。試驗(yàn)結(jié)果表明：組合橋面系UHPC層能滿足設(shè)計(jì)荷載作用下的抗裂性能要求，并且組合橋面系的靜承載能力有較大富余。Yuan[9]等人基于有限元模型，分析了UHPC作為鋪裝層的正交異性鋼橋面板的敏感疲勞部位的應(yīng)力分布。研究表明：在正交異性鋼橋面上鋪設(shè)UHPC，延長(zhǎng)正交異性橋面板易疲勞區(qū)域的使用壽命，使用壽命可超過(guò)100 a；當(dāng)UHPC的彈性模量降低50%時(shí)，疲勞壽命將顯著降低。賀耀北[10]等人提出雙邊工字鋼?UHPC橋面板組合梁，通過(guò)有限元數(shù)值計(jì)算和UHPC橋面板模型彎曲靜力試驗(yàn)，分析組合梁的受力性能，揭示了UHPC橋面板的抗彎承載力和抗裂能力兩者均滿足實(shí)際工程要求。

超高韌性混凝土(super toughness concrete，簡(jiǎn)稱為STC)因UHPC配筋后，彎拉開(kāi)裂強(qiáng)度大幅度提高，具有更優(yōu)異的韌性[11]。早期RPC應(yīng)用到鋼橋面鋪裝需要密配筋，或許是因其抗拉強(qiáng)度有限，所配鋼筋級(jí)別較低(HRB335)[4]。隨著國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)UHPC的深入研究，對(duì)UHPC配合比不斷進(jìn)行優(yōu) 化[12?14]，現(xiàn)階段UHPC抗拉強(qiáng)度基本可維持在7 MPa以上。作者課題組采用3.5%鋼纖維摻量的UHPC，抗拉強(qiáng)度可達(dá)到10 MPa以上，且鋪裝層的配筋級(jí)別較高(HRB400)，可考慮適當(dāng)降低STC?鋼橋面鋪裝層的配筋率。鑒于STC應(yīng)用到正交異性鋼橋面鋪裝層的配筋率和纖摻比還未形成統(tǒng)一規(guī)定，作者擬提出了輕量化STC?鋼組合橋面，并以佛山某大橋STC?鋼正交異性組合橋面結(jié)構(gòu)為工程背景，設(shè)計(jì)并制作了一半為密配鋼筋(鋼筋間距40 mm)，一半為疏配鋼筋(鋼筋間距80 mm)的STC?鋼組合橋面板條帶模型。通過(guò)STC?鋼組合橋面板條帶模型的四點(diǎn)彎曲破壞試驗(yàn)，研究不同配筋率下組合橋面STC鋪裝層抗負(fù)彎的受力性能，獲得條帶模型的荷載?撓度曲線、荷載?應(yīng)變曲線、開(kāi)裂彎矩和極限彎矩等。通過(guò)ABAQUS線彈性分析和平截面假定換算截面法，計(jì)算獲得STC鋪裝層的名義開(kāi)裂強(qiáng)度，為輕量化STC?鋼組合橋面板的工程應(yīng)用提供借鑒。

1 組合橋面板條帶模型靜載試驗(yàn)

1.1 足尺模型設(shè)計(jì)

以佛山某大橋STC?鋼正交異性組合橋面結(jié)構(gòu)為工程背景，設(shè)計(jì)制作了一片含2種配筋率的STC?正交異性鋼組合橋面板試件，如圖1所示。組合試件長(zhǎng)3 m，STC鋪裝層厚度為50 mm，頂部鋼板厚16 mm，U肋厚8 mm，橫隔板高676 mm、厚12 mm。在橫隔板底部的中心處，焊一塊寬112 mm的鋼板用于試驗(yàn)梁支撐。為研究鋼筋網(wǎng)間距對(duì)鋪裝層彎拉靜力性能的影響，在STC鋪裝層中左側(cè)(試件長(zhǎng)度一半處)布設(shè)Φ10@80 mm×80 mm縱下橫上(即縱向鋼筋布置在下層，橫向鋼筋布置在上層)的鋼筋網(wǎng)；右側(cè)(試件長(zhǎng)度一半處)，布設(shè)Φ10@40 mm×40 mm縱下橫上的鋼筋網(wǎng)，橫向鋼筋凈保護(hù)層厚度設(shè)置為10 mm，鋼筋網(wǎng)布置如圖2所示。其中，鋼筋和鋼橋面板分別采用HRB400和Q345qC級(jí)鋼材，疏筋段和密筋段試件的長(zhǎng)度為1 500 mm，寬度為600 mm，凈跨為450 mm，栓釘直徑為13 mm、4列。但疏筋段、密筋段的鋼筋間距分別為80 mm×80 mm、40 mm×40 mm。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽?單位：mm)

圖2 鋼筋布置平面圖(單位：mm)

1.2 試件制作與UHPC材料特性

UHPC材料采用長(zhǎng)沙理工大學(xué)自主研發(fā)的配合料，其主要成分為水泥、石英砂、硅灰、高效減水劑和鍍銅鋼纖維等。其中，鋼纖維均采用端鉤型鍍銅鋼纖維，體積摻量為3.5%，長(zhǎng)度和直徑分別為16 mm和0.22 mm。鋼橋面周邊架設(shè)木模板后，澆筑50 mm厚的STC層，并采用同一批攪拌料澆筑材料特性試件(3個(gè)立方體抗壓試件，3個(gè)棱柱體軸壓試件，3個(gè)棱柱體彈模試件，3個(gè)棱柱體抗折試件和6個(gè)狗骨頭狀軸拉試件)。澆筑完成后，對(duì)所有試件常溫下養(yǎng)護(hù)48 h，拆除模板，繼續(xù)進(jìn)行90 ℃以上的高溫蒸汽養(yǎng)護(hù)48 h。

養(yǎng)護(hù)完成后，試件的STC層表面沒(méi)有出現(xiàn)任何收縮裂縫。通過(guò)材料特性試驗(yàn)，測(cè)得UHPC的立方體抗壓強(qiáng)度為162.2 MPa，棱柱體軸心抗壓強(qiáng)度為123.6 MPa，軸拉強(qiáng)度為10.2 MPa，抗折強(qiáng)度為42.2 MPa，彈性模量為45.04 GPa。

1.3 STC層測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)加載過(guò)程中，主要測(cè)得組合橋面板在承受負(fù)彎矩作用下STC層的拉應(yīng)變，測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。其中，H1～H3和H4～H6分別測(cè)量疏筋段和密筋段橫隔板加載點(diǎn)正下方STC層的拉應(yīng)變，U1～U7、U8～U10和U11～U17處應(yīng)變片分別測(cè)量純彎區(qū)STC疏筋段、跨中和密筋段的拉應(yīng)變。組合橋面板底部位移計(jì)分別對(duì)稱布置在疏筋段加載點(diǎn)、跨中和密筋段加載點(diǎn)三處，可測(cè)得組合橋面結(jié)構(gòu)在密筋截面、跨中截面和疏筋截面的撓度。在支座處分別設(shè)置2個(gè)位移計(jì)，消除支座截面剛體位移和轉(zhuǎn)角對(duì)組合橋面板撓度測(cè)量的影響。

1.4 試驗(yàn)加載方案

試驗(yàn)采用負(fù)彎矩四點(diǎn)彎曲加載，使用液壓千斤頂，并通過(guò)分配梁傳力，試驗(yàn)加載裝置如圖4所示。

加載分2個(gè)階段進(jìn)行：第一階段采用荷載控制，荷載增量為40 kN一級(jí)，當(dāng)組合橋面STC層發(fā)生初裂后，將荷載級(jí)調(diào)為20 kN一級(jí)，直至最大荷載；第二階段改用位移控制，位移增量需根據(jù)試驗(yàn)時(shí)的具體情況進(jìn)行調(diào)整，直至裂縫發(fā)展到一定的寬度。試驗(yàn)開(kāi)始之前，先對(duì)試驗(yàn)梁采用40 kN的力，預(yù)壓2次，消除松動(dòng)和接觸不良的影響，檢查試驗(yàn)儀器是否正常運(yùn)行。加載過(guò)程中，各級(jí)荷載作用持載3 min，消除突然加荷載的影響。每級(jí)持載結(jié)束后，均需測(cè)量各測(cè)點(diǎn)部位的撓度，純彎段STC層的縱向拉應(yīng)變，仔細(xì)觀察試件變形及STC層裂縫發(fā)展情況。裂縫寬度采用智能裂縫寬度觀測(cè)儀進(jìn)行觀測(cè)，荷載由精密壓力傳感器進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)控。

圖3 STC層頂面應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置(單位：mm)

圖4 組合橋面加載裝置

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 STC層裂紋擴(kuò)展及破壞過(guò)程

當(dāng)荷載加至560.8 kN時(shí)，疏筋段STC層頂面出現(xiàn)第一條可視裂縫(沿橫向分布)，最大裂縫寬度為0.06 mm，STC層頂面拉應(yīng)變?yōu)?28 με。取上一級(jí)荷載542.1 kN作為開(kāi)裂荷載，即縱向受彎試驗(yàn)疏筋段STC層的彎拉強(qiáng)度，其對(duì)應(yīng)STC層頂面拉應(yīng)變?yōu)?85 με。繼續(xù)加載至695.8 kN時(shí)，疏筋段STC層頂面最大裂縫寬度擴(kuò)展至0.11 mm，裂縫細(xì)而密，由疏筋段橫隔板正下方向跨中逐步發(fā)展。當(dāng)荷載加載達(dá)到830.3 kN時(shí)，密筋段STC層表面開(kāi)始出現(xiàn)第一條可視橫向裂紋，其寬度約為0.09 mm，取上一級(jí)荷載810.2 kN作為開(kāi)裂荷載，即縱向受彎試驗(yàn)密筋段STC層的彎拉強(qiáng)度，其對(duì)應(yīng)STC層頂面的拉應(yīng)變?yōu)? 306 με。此時(shí)疏筋段STC層頂面的最大裂紋寬度發(fā)展至0.14 mm，其裂紋寬度發(fā)展過(guò)程如圖5所示。

當(dāng)荷載達(dá)到940 kN時(shí)，密筋段鋼U肋底部與側(cè)面發(fā)生屈曲現(xiàn)象，如圖6所示。此時(shí)STC層不斷出現(xiàn)鋼纖維拔出聲音。荷載增大至組合橋面達(dá)到極限承載力980 kN時(shí)，橫隔板處STC層與鋼頂板開(kāi)始脫離，如圖7所示。表明：鋼?UHPC栓釘連接界面出現(xiàn)滑移破壞，同時(shí)STC層裂縫寬度急劇增大。

圖5 疏筋段STC層表面裂縫寬度發(fā)展(單位：mm)

組合橋面結(jié)構(gòu)STC層在負(fù)彎矩作用下，裂紋主要分布在加載點(diǎn)橫隔板附近，裂紋分布如圖8所示。疏筋段STC層裂紋分布密而細(xì)，密筋段STC層裂紋相比疏筋側(cè)的少。最終因密筋段鋼U肋屈曲，導(dǎo)致組合橋面板剛度急劇衰減而破壞。

圖6 U肋屈曲現(xiàn)象

圖7 STC層與鋼頂板發(fā)生脫離

圖8 STC鋪裝層裂紋分布情況(單位：mm)

2.2 荷載?STC層應(yīng)變曲線

試驗(yàn)荷載?純彎區(qū)(分疏筋段和密筋段)STC層頂面平均拉應(yīng)變曲線如圖9所示。為了消除裂紋貫通應(yīng)變片所產(chǎn)生的應(yīng)變測(cè)量誤差，平均拉應(yīng)變數(shù)據(jù)取值已剔除裂紋貫通區(qū)域的應(yīng)變。

從圖9中可以看出，當(dāng)加載至560.8 kN時(shí)，荷 載?疏筋段純彎區(qū)STC層的表面拉應(yīng)變曲線開(kāi)始變陡，應(yīng)變?cè)龇鸩皆龃?，開(kāi)始出現(xiàn)非線性特征。當(dāng)荷載加載達(dá)到790 kN時(shí)，荷載?密筋段STC層表面拉應(yīng)變曲線開(kāi)始出現(xiàn)非線性特征。當(dāng)荷載達(dá)到830.3 kN時(shí)，密筋段STC層頂面拉應(yīng)變?yōu)? 395 με。當(dāng)荷載增大至980 kN時(shí)，結(jié)構(gòu)承載力開(kāi)始呈下降趨勢(shì)，組合橋面結(jié)構(gòu)的承載能力達(dá)到最大。

測(cè)試表明：疏筋段STC層開(kāi)裂荷載為542.1 kN，對(duì)應(yīng)開(kāi)裂彎矩為243.95 kN·m；密筋段STC層開(kāi)裂荷載為810.2 kN，對(duì)應(yīng)開(kāi)裂彎矩364.59 kN·m；組合橋面板的極限承載力為980 kN，對(duì)應(yīng)極限彎矩為441 kN·m。

圖9 荷載?平均拉應(yīng)變曲線

2.3 荷載?關(guān)鍵截面撓度曲線

疏筋段跨中截面和密筋段STC層橫隔板加載點(diǎn)截面的撓度隨荷載變化的曲線如圖10所示。實(shí)測(cè)中，撓度已扣除了支座截面剛體的位移和轉(zhuǎn)角的影響。

圖10 荷載?撓度曲線

從圖10中可以看出，STC?鋼正交異性組合橋面板跨中截面荷載撓度曲線可以分4個(gè)階段：①線彈性階段，隨著荷載增大，跨中撓度呈線性增加，組合橋面結(jié)構(gòu)整體剛度保持不變，STC層未發(fā)生開(kāi)裂現(xiàn)象；②裂紋發(fā)展階段，跨中撓度隨著荷載的增大而加速增長(zhǎng)，組合橋面剛度開(kāi)始減小，疏筋段STC層開(kāi)始出現(xiàn)裂紋，并繼續(xù)擴(kuò)展；③屈服階段，荷載增長(zhǎng)速度減慢，撓度迅速增加，組合橋面剛度大幅降低，密筋段正交異性鋼橋面U肋屈服，疏筋段STC層表面裂紋寬度增大；④破壞階段，增大試驗(yàn)力，結(jié)構(gòu)承載力隨著撓度增大開(kāi)始下降，組合橋面純彎區(qū)橫隔板加載點(diǎn)附近STC層與正交異性鋼橋面開(kāi)始脫空，組合橋面不能繼續(xù)承受荷載。當(dāng)荷載較小時(shí)，曲線近似呈線性，隨著荷載增大，曲線逐漸趨于非線性。在達(dá)到極限承載力前，兩側(cè)不同配筋率的組合橋面板剛度一致。在屈服破壞之后，配密集鋼筋一側(cè)的剛度優(yōu)勢(shì)才得以表現(xiàn)出來(lái)。

2.4 基于線彈性名義開(kāi)裂強(qiáng)度

采用ABAQUS有限元軟件對(duì)STC?鋼組合橋面板進(jìn)行線彈性分析，有限元模型如圖11所示。通過(guò)結(jié)合試驗(yàn)，可獲得不同配筋率下STC橋面的名義開(kāi)裂強(qiáng)度。

有限元模型中，STC層材料參數(shù)參考材料特性試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行取值，鋼材等其它材料參數(shù)按文獻(xiàn)[15]進(jìn)行取值。分配梁、正交異性鋼橋面板、栓釘、STC層、支座及千斤頂均采用三維實(shí)體單元C3D8R進(jìn)行模擬。鋼筋采用可變形T3D2兩節(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元進(jìn)行模擬。其中，正交異性鋼橋面板與分配梁、STC?鋼頂板、栓釘?鋼頂板、栓釘?STC界面及STC層與支座之間的約束方式為“Tie”固結(jié)。STC層與鋼筋網(wǎng)選取約束方式為“Embedded”約束。為保證計(jì)算精度和運(yùn)算速度，將STC?鋼組合橋面系的網(wǎng)格尺寸調(diào)小，分配梁和支座的網(wǎng)格尺寸適當(dāng)增大，共劃分單元422 883個(gè)，節(jié)點(diǎn)602 727個(gè)。

圖11 有限元模型

經(jīng)有限元計(jì)算可知，當(dāng)荷載為542 kN時(shí)，疏筋段STC層的名義拉應(yīng)力值(名義開(kāi)裂強(qiáng)度)為24.66 MPa；當(dāng)荷載增大到810 kN時(shí)，密筋段STC層的名義拉應(yīng)力值為37.14 MPa，當(dāng)截面配筋率增大1倍時(shí)，STC層開(kāi)裂強(qiáng)度提高50.61%。

2.5 基于線彈性和平截面假定的名義開(kāi)裂強(qiáng)度

STC?鋼組合橋面系設(shè)計(jì)過(guò)程中，在負(fù)彎矩作用下，必須保持STC層的最大拉應(yīng)力小于名義開(kāi)裂強(qiáng)度。為便于實(shí)際工程的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，通過(guò)組合橋面板的換算截面法，計(jì)算STC層的開(kāi)裂強(qiáng)度，與有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。假設(shè)鋼材與STC均為理想線彈性材料，組合橋面板截面應(yīng)變分布滿足平截面假定，忽略鋼頂板與STC層之間的滑移效應(yīng)。組合橋面板換算截面如圖12所示。

組合橋面板STC層換算寬度為：

式中：e為組合橋面板的實(shí)際寬度；e為鋼混凝土的彈性模量之比；s為鋼板與鋼筋的彈性模量，取206 GPa；c為STC層的彈性模量，取值為45.04 GPa；bs為鋼筋截面應(yīng)變；c為STC層的應(yīng)變；eq為組合橋面換算成STC層后的有效寬度；c為STC層厚度，取50 mm；p為鋼頂板厚度，取16 mm。

圖12 組合橋面板開(kāi)裂強(qiáng)度按彈模換算計(jì)算

經(jīng)換算截面后，參照材料力學(xué)方法計(jì)算可得，疏筋段換算截面慣性矩1=1.965×10?4m4，截面形心矩STC層外表面的距離為1=0.090 674 m；密筋段換算截面慣性矩2=1.963×10?4m4，截面形心矩STC層外表面的距離為2=0.089 155 m。進(jìn)一步可得，開(kāi)裂荷載作用下疏筋段STC層的名義開(kāi)裂強(qiáng)度為24.26 MPa(即荷載為543 kN時(shí)的STC表面名義拉應(yīng)力)，密筋段STC層的名義開(kāi)裂強(qiáng)度為35.69 MPa(即荷載為810 kN的STC表面名義拉應(yīng)力)，當(dāng)截面配筋率增大1倍時(shí)，STC層開(kāi)裂強(qiáng)度提高47.11%。

疏筋段STC層的名義彎拉開(kāi)裂應(yīng)力遠(yuǎn)大于背景工程設(shè)計(jì)方要求的最大拉應(yīng)力12.2 MPa，其彎拉強(qiáng)度還有較大富余，故適當(dāng)增大STC層鋼筋間距亦可滿足實(shí)際工程需求。若將STC層鋼筋間距從40 mm擴(kuò)大到80 mm，鋼筋用量可減少一半，極大地降低工程造價(jià)成本。

3 結(jié)論

為探究不同配筋率對(duì)STC?鋼橋面鋪裝層的彎拉靜力性能的影響，采用一片含2種不同配筋率的STC?鋼正交異性組合橋面板足尺模型，開(kāi)展了靜力試驗(yàn)，并對(duì)不同配筋率的STC鋪裝層開(kāi)裂強(qiáng)度和組合橋面板的極限承載力進(jìn)行分析，得到結(jié)論為：

1) 組合橋面板受彎靜力破壞試驗(yàn)過(guò)程可分為4個(gè)階段：線彈性階段、裂紋發(fā)展階段、屈服階段和破壞階段。在這4個(gè)階段中，裂紋發(fā)展階段較為漫長(zhǎng)。表明：組合橋面板在負(fù)彎矩作用下，具有良好的延性，并揭示了輕量化STC鋪裝層材料優(yōu)良的抗彎拉性能。

2) 采用2種不同配筋率的STC層對(duì)正交異性鋼橋面板剛度補(bǔ)強(qiáng)效果一致。在達(dá)到極限承載力之前，組合橋面板疏筋段和密筋段的剛度相差不大，直至達(dá)到極限承載力，密筋段的STC層對(duì)組合橋面剛度補(bǔ)強(qiáng)優(yōu)勢(shì)才得以體現(xiàn)。

3) 在STC?鋼組合橋面結(jié)構(gòu)中，STC層的彎拉開(kāi)裂強(qiáng)度隨截面配筋率增大而提高。當(dāng)截面配筋率增大一倍時(shí)，STC層開(kāi)裂強(qiáng)度提高47.11%～50.61%。

4) 采用鋼筋直徑為10 mm，間距為80 mm的低配筋STC層名義開(kāi)裂強(qiáng)度為24.66 MPa，有限元結(jié)果與平截面假定計(jì)算結(jié)果相差不大，均大于背景工程設(shè)計(jì)方要求的拉應(yīng)力12.2 MPa，滿足其受力需求。同時(shí)方便施工，降低工程造價(jià)成本。

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Research on static performance of lightweight STC-steel composite deck

LI Chuan-xi1, 2, LEI Zhi-jie1, 2, FENG Zheng1, 2, HE Wei-wei1, TAN Li2

(1. Key Laboratory of Bridge Engineering Safety Control by Ministry of Education in China, Changsha University of Science & Technology, Changsha 410114, China; 2. Hunan Key Laboratory of Bridge and Building Green Construction and Maintenance, Changsha University of Science & Technology, Changsha 410114, China)

To improve the economics and construction convenience of the densely-reinforced STC-steel composite bridge deck, the effect of the STC layer steel bar spacing on the bending and tensile static performance of the STC-steel composite bridge deck was studied, and the lightweight STC-Steel composite bridge deck was presented. Taking a bridge in Foshan as the engineering background, a STC-steel composite deck strip model with two different reinforcement ratios was designed and produced. Through static failure test, the STC paving of the composite bridge deck structure under the action of negative bending moment was investigated. The result show that the nominal bending tensile cracking strength of the STC layer of the lightweight STC-steel composite bridge deck with a steel bar diameter of 10 mm and a spacing of 80mm reaches 24.66 MPa, which satisfies the actual engineering design load strength requirements. The nominal bending strength of the STC layer of the combined bridge deck increases with the increase of the section reinforcement ratio. When the section reinforcement ratio is doubled, the bending tensile strength can be increased by 41.11%～50.61%. According to the load-deflection curve, the stress process of lightweight STC-steel composite bridge deck can be divided into linear elastic stage, crack development stage, yield stage and failure stage. STC layers with different reinforcement ratios have the same effect on stiffness reinforcement of orthotropic steel bridge deck. Before the ultimate bearing capacity is reached, the rigidity of the two sides of the combined bridge deck is not much different. While meeting the actual engineering needs, the distance between the steel bars of the STC layer is appropriately increased to facilitate construction and reduce the cost.

orthotropic steel bridge deck structure; reinforcement ratio; super toughness concrete; bending tensile strength; static failure test

U448.36

A

1674 ? 599X(2021)01 ? 0026 ? 08

2020?07?11

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51778069，51808055)；長(zhǎng)沙理工大學(xué)學(xué)術(shù)學(xué)位研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目(CX2020SS23)

李傳習(xí)(1963?)，男，長(zhǎng)沙理工大學(xué)教授，博士生導(dǎo)師。