邵旭東，莫然，曹君輝，陳玉寶

（1.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙 410082；2.湖南大學(xué)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）

正交異性鋼橋面板具有自重輕、強(qiáng)度高、施工便捷等優(yōu)點(diǎn)，但其應(yīng)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(tuán)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(yàn)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(yīng)用于新建橋梁中，也可應(yīng)用于在役橋梁的橋面修復(fù)工程.對于一些交通任務(wù)繁重的在役公路橋梁，完全封閉橋面進(jìn)行修復(fù)工作將嚴(yán)重阻滯交通的正常運(yùn)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(fù)工作的負(fù)面影響［7］.然而，當(dāng)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(fù)彎拉變形和振動（下文將此作用稱為行車擾動）有可能導(dǎo)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(xué)性能，國內(nèi)外學(xué)者已進(jìn)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(xué)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(yán)重，且混凝土如在不同時間點(diǎn)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(qiáng)度損失最嚴(yán)重.Shraddhakar［10］通過模型試驗(yàn)，研究了混凝土橋梁橋面修復(fù)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(qiáng)度、混凝土與鋼筋間的黏結(jié)性能無不利影響.Furr 等［11］進(jìn)行了實(shí)橋試驗(yàn)，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(dāng)前，學(xué)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(shí)驗(yàn)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(qiáng)度的影響.研究結(jié)論為，車橋耦合振動作用下UHPC 的抗壓強(qiáng)度均有不同程度提高，但在初凝—終凝期間受振時抗壓強(qiáng)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(qiáng)度更有利.

由于試驗(yàn)方法、混凝土材料和針對的結(jié)構(gòu)類型不盡相同，不同學(xué)者對混凝土受擾動后力學(xué)性能的研究結(jié)論存在一定差異甚至矛盾.另外，當(dāng)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(fù)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(yīng)變定義為“擾動幅度”，以重慶魚嘴長江大橋?yàn)楸尘?，開展了理論和試驗(yàn)研究，重點(diǎn)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(shí)際施工中的橋面交通方案制訂提供指導(dǎo).

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?yàn)橹骺?16 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(shè)計，采用正交異性橋面板，標(biāo)準(zhǔn)段頂板厚14 mm，頂板加勁肋為8 mm 厚的U 形閉口肋.設(shè)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(jìn)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(dǎo)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(yīng)按施工階段的應(yīng)力驗(yàn)算進(jìn)行.根據(jù)我國《公路橋涵通用設(shè)計規(guī)范》（JTG D60—2015），汽車作用采用標(biāo)準(zhǔn)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(yīng)變包絡(luò)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(yīng)變包絡(luò)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(yīng)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(shí)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(yīng)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(tuán)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(biāo)準(zhǔn)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(shí)體單元模擬.僅進(jìn)行線彈性計算且不考慮UHPC的剛度.

車輛荷載選用標(biāo)準(zhǔn)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(shè)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(biāo)準(zhǔn)車，車輛間距按規(guī)范取值［14］.在縱向，于模型中段共設(shè)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(diǎn)，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(shí)際設(shè)計位置，約束橫隔板對應(yīng)位置節(jié)點(diǎn)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(yīng)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(yīng)變?yōu)槔?，給出了施工幅UHPC 層頂面在出現(xiàn)最大拉應(yīng)變時的應(yīng)變分布情況.

計算結(jié)果表明，當(dāng)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(qiáng)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(yīng)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(yīng)變時的縱向應(yīng)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(jìn)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(rèn)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(yàn)以縱向擾動作為依據(jù)進(jìn)行設(shè)計.

3 試驗(yàn)方案

3.1 試驗(yàn)內(nèi)容和步驟

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

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

3.2 試件設(shè)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(xué)研究團(tuán)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(yàn)的試驗(yàn)參數(shù)

3.3.1 擾動幅度

根據(jù)上文的計算結(jié)果，設(shè)置第1 組試驗(yàn)的純彎段擾動幅度εu=160 με，與表2 中的εuz-d基本相當(dāng)；第2 組試驗(yàn)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(yīng)變片，因此將應(yīng)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(yàn)中通過調(diào)整翼緣下表面最大拉應(yīng)變εs來控制擾動幅度εu.假設(shè)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(yàn)和第2 組試驗(yàn)的εs分別應(yīng)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(yàn)，鋼梁翼緣下表面最小拉應(yīng)變控制為最大拉應(yīng)變εs的20%左右.

圖7 擾動試驗(yàn)應(yīng)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(diǎn)需要說明：

1）在擾動試驗(yàn)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(yàn)中UHPC 的模量在持續(xù)變化、難以實(shí)時掌握截面的剛度，因此在試驗(yàn)過程中偏保守地適時提高荷載，控制εs基本保持為定值；當(dāng)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(shè)計算得到的（UHPC 彈性模量為43.4 GPa，見表4）；實(shí)際上，UHPC 層在擾動結(jié)束但還未開始蒸汽養(yǎng)護(hù)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(yàn)中裂縫的形成是損傷逐漸累積的結(jié)果，本文偏謹(jǐn)慎地以各組的預(yù)設(shè)擾動幅度（即表3 中εu的下限值）作為擾動幅度的評判標(biāo)準(zhǔn)，εu的上限值僅用于輔助體現(xiàn)試驗(yàn)中擾動幅度有所上升的特點(diǎn)，說明本試驗(yàn)方案是偏安全的.

表3 頂板下表面最大拉應(yīng)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(xiàn)［12］報道的研究方案和實(shí)際試驗(yàn)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(shè)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(jìn)行高溫蒸汽養(yǎng)護(hù).UHPC初凝時間按標(biāo)準(zhǔn)方法測試［17］.

3.4 試驗(yàn)裝置

在擾動試驗(yàn)中，由于UHPC 尚未完全凝結(jié)，因而按圖7（b）所示方式進(jìn)行加載.通過疲勞機(jī)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(fù)彎矩作用，UHPC 層受拉.鋼梁頂板翼緣底面拉應(yīng)變的實(shí)測波形如圖7（c）所示，實(shí)際加載裝置如圖8所示.

圖8 實(shí)際擾動試驗(yàn)加載裝置Fig.8 Actual loading devices in disturbance tests

在靜力試驗(yàn)中，使用MTS（Mechanical Testing and Simulation System）進(jìn)行四點(diǎn)負(fù)彎矩加載，加載裝置和位移表設(shè)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(yīng)變片，共布置20個應(yīng)變片，如圖9（b）所示.

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

4 試驗(yàn)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(yàn)的小試件，包括3 個100 m ×100 m×100 mm的立方體抗壓強(qiáng)度試件，3個100 m×100 m×400 mm的棱柱體抗折強(qiáng)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(jìn)行養(yǎng)護(hù).蒸汽養(yǎng)護(hù)結(jié)束后，按標(biāo)準(zhǔn)方法［18］測試并計算得到UHPC 的基本力學(xué)性能指標(biāo)，如表4所示.

表4 UHPC基本力學(xué)性能試驗(yàn)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(yàn)證試驗(yàn)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(jìn)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(shí)體單元進(jìn)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(diǎn)處理.

在針對擾動試驗(yàn)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(dāng)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(jìn)行諧響應(yīng)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(yàn)的有限元模型中，UHPC材料性能采用表4 所示的實(shí)測值，并根據(jù)文獻(xiàn)［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(qiáng)度分別為389 MPa（廠家提供）和400 MPa（抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值［20］）.本模型僅進(jìn)行靜力分析.

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

4.3 擾動試驗(yàn)結(jié)果及分析

在擾動過程中、擾動完成和蒸汽養(yǎng)護(hù)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(hù)結(jié)束后，還需先對試件表面進(jìn)行適當(dāng)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(biāo)記以便后續(xù)試驗(yàn)的進(jìn)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(xì)長的紋路，但尚不能確定是否為裂縫；在蒸汽養(yǎng)護(hù)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(xì)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(xì)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(dǎo)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?yàn)椋涸谡麴B(yǎng)開始時升溫梯度未控制好、溫度提升較快，導(dǎo)致UHPC 層內(nèi)外溫差過大進(jìn)而開裂.

在第2 組試件的擾動試驗(yàn)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(qiáng)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(yàn)設(shè)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(yīng)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(yīng)變分布Fig.12 Longitudinal strain distribution on the top surface of the UHPC layer

表5 擾動實(shí)驗(yàn)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(dāng)，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(yàn)UHPC 的材料性能存在一定差異有關(guān).

4.4 靜力試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.4.1 荷載-跨中撓度曲線

在進(jìn)行第一個試件RD-160-1的靜力試驗(yàn)時，由于設(shè)計的橫隔板厚度較薄，荷載達(dá)到750 kN 時橫隔板失穩(wěn)，導(dǎo)致試驗(yàn)終止.剩下的5 個試件加強(qiáng)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(jìn)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(fù)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(shí)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(yīng)變曲線

試件純彎段UHPC 頂面平均應(yīng)變與荷載的關(guān)系如圖15所示.

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

由于UHPC 中纖維分布的隨機(jī)性以及養(yǎng)護(hù)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(yīng)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(yīng)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(shí)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(fù)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(yàn)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(yàn)的試驗(yàn)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(fù)雜，受影響因素多，給試驗(yàn)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(yuǎn)低于規(guī)范規(guī)定的正常使用極限狀態(tài)驗(yàn)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(yīng)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(yàn)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(yù)設(shè)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(yàn)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(shí)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(diǎn)如圖18 所示.在靜力試驗(yàn)中，UHPC 層經(jīng)歷了無可見裂縫、產(chǎn)生可見裂縫、主裂縫擴(kuò)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?yàn)閼?yīng)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(dá)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(yàn)中，兩組擾動試件純彎段中部UHPC 的裂縫開展特點(diǎn)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(kuò)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(biāo)記路徑展開，如圖18（b）所示.

圖18 靜力試驗(yàn)中裂縫開展特點(diǎn)Fig.18 Cracking characteristics in static tests

4.4.5 名義開裂應(yīng)力對比

文獻(xiàn)［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(yīng)力定義為名義開裂應(yīng)力，對應(yīng)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(yīng)力顯著高于純彎段中部的應(yīng)力；在靜力試驗(yàn)中，橫隔板上方的UHPC 最先開裂且裂縫寬度最先達(dá)到0.05 mm.因此將每個試驗(yàn)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(diǎn)的縱向拉應(yīng)力值取平均作為本試件的UHPC名義開裂應(yīng)力值.各試件的名義開裂荷載和名義開裂應(yīng)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(yīng)力均高于第1組試件.

表6 名義開裂荷載與名義開裂應(yīng)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(yīng)力僅略低于對照試件，擾動試件名義開裂應(yīng)力的平均降幅為6.3%.第2 組擾動試件的名義開裂應(yīng)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(yīng)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(yàn)設(shè)定的擾動幅度，導(dǎo)致此處結(jié)構(gòu)受到損傷或開裂，因此在靜力試驗(yàn)中該位置的裂縫擴(kuò)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(yīng)力的降幅相差較大，推測其主要原因?yàn)椋涸跐仓? 組試件時，由于試驗(yàn)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(jìn)行高溫蒸汽養(yǎng)護(hù)；由于在擾動試驗(yàn)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(yàn)中的名義開裂應(yīng)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(yīng)力相對本組對照試件的降幅均高于第1 組的相應(yīng)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(yàn)現(xiàn)象及表5和表6的計算結(jié)果，可以偏謹(jǐn)慎地判斷：當(dāng)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(dāng)擾動幅度超過160 με 后，UHPC 層將受損甚至開裂，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的抗裂性能下降.因此，實(shí)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(yīng)變作為衡量擾動幅度的指標(biāo)，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(yàn)算同樣適用.

5 結(jié)論

本文以重慶魚嘴長江大橋?yàn)楣こ瘫尘?，對?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(xué)性能特別是抗裂性能進(jìn)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(yàn)和靜力試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)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(dá)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(yīng)力將下降.

3）基于以上試驗(yàn)結(jié)果，建議實(shí)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(fù)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(jìn)一步研究擾動對UHPC 力學(xué)性能的影響.