邵旭東，方　恒，李文光

(湖南大學 土木工程學院,湖南 長沙　410082)

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鋼-超薄UHPC組合橋面板界面抗剪性能研究*1

邵旭東?，方恒，李文光

(湖南大學 土木工程學院,湖南 長沙410082)

針對正交異性鋼板-超薄超高性能混凝土(UltraHighPerformanceConcrete,UHPC)(厚度為35mmUHPC板+20mm磨耗層)組合橋面板中，UHPC層過薄而無法采用常規(guī)抗剪連接件形式的問題，提出一種新型鋼筋網局部焊接抗剪連接件.通過推出試驗測得了焊接抗剪件的荷載-滑移關系曲線和抗剪承載力，以某長江大橋為背景，對焊接抗剪件的布置方式進行了研究.試驗結果表明：焊接抗剪件的推出試驗破壞過程屬于脆性破壞，破壞前界面相對滑移較小，焊縫長度為50mm的焊接抗剪件極限抗剪承載力為119kN.與栓釘相比，相同荷載比值下采用焊接抗剪件的界面相對滑移小，焊接抗剪件的抗剪剛度大于栓釘.計算結果表明：鋼-超薄UHPC組合橋面板在布置抗剪件時，需關注UHPC層底部受力.加大抗剪連接件布置密度可減小UHPC層底部橫、縱橋向拉應力，降幅可達36.3%.

橋梁工程;抗剪連接件;推出試驗;正交異性鋼橋面板;荷載-滑移曲線;超高性能混凝土

正交異性鋼橋面由于具有良好的受力性能、較輕的自重，而在國內外廣泛應用，但其在輪載的反復作用下易產生兩類病害，即鋼結構的疲勞開裂和鋪裝層開裂、脫空[1-5],若將超高性能混凝土(UltraHighPerformanceConcrete，UHPC)與正交異性鋼板組合形成組合橋面板，則有望解決這兩類病害[6-7].由于目前大跨徑鋼橋橋面鋪裝層厚度普遍在35～80mm之間[8]，因此組合橋面板中UHPC層厚度亦處于此范圍中.本文針對UHPC層厚度僅為35mm的鋼-超薄UHPC組合橋面板，做抗剪連接件的研究.在常規(guī)的鋼-混凝土組合結構中，常用的抗剪連接件為栓釘、PBL剪力連接件等[9-11].對于鋼-超薄UHPC組合橋面板，其UHPC層的厚度僅為35mm，而現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定栓釘最小長度為40mm[12]，同時因其他常用的抗剪連接件形式會對鋼纖維分布造成影響亦無法采用.得益于鋼纖維的摻入，鋼筋與UHPC的粘結力較普通混凝土有很大的提高[13]，鋼筋難以從混凝土中脫出，故鋼筋可作為傳遞剪力的媒介.基于以上思路，本文提出將縱向鋼筋局部焊接在正交異性鋼橋面板上，以期發(fā)揮抗剪連接件的作用.

為了探究鋼筋網局部焊接抗剪件(以下簡稱“焊接抗剪件”)的受力性能與設計布置方式，本文開展了推出試驗，測得了焊接抗剪件荷載-滑移曲線和極限承載力，并將其與栓釘抗剪件進行對比.然后在此基礎上以某長江大橋為工程背景，通過有限元模型計算分析，研究了鋼-超薄UHPC組合橋面板中焊接抗剪連接件的布置方式.

1　焊接抗剪件推出試驗與有限元分析

1.1試驗模型

試件尺寸設計參考Eurocode4規(guī)范[14]中標準推出試件尺寸，整體尺寸如圖1(a)所示.中間部分為焊接工字鋼，鋼板厚度均為14mm，鋼材等級為Q345級.兩側為密配筋UHPC板，鋼筋采用HRB400級帶肋鋼筋，橫向鋼筋直徑10mm，豎向鋼筋直徑12mm，橫豎間距均為50mm.UHPC基體組成成分包括水泥、硅灰、石英砂、高效減水劑和水，鋼纖維體積分數(shù)為3.5%.模型每側設置4條焊接抗剪件，焊縫采用手工電弧焊，雙面焊接熔透角焊縫，焊接長度為50mm，坡口角度約為45°，厚度約為6mm，布置間距橫向為150mm，縱向為200mm，焊條型號根據(jù)規(guī)范依鋼材等級選用E5015以保證焊縫強度不低于母材.焊接完成后，待焊縫冷卻至室溫進行外觀檢查，確認其幾何尺寸及防止裂紋等缺陷.焊接抗剪件的具體構造如圖1(b)所示，試件共澆筑一組，編號分別為RSC-1，RSC-2和RSC-3.

(a)試驗模型尺寸(mm)

(b)焊接抗剪件實物照片圖1　試驗試件尺寸與焊接抗剪件實物照片F(xiàn)ig.1　Test layout and the photo of weldedrebar shear connector

為了與試驗結果進行對比驗證，采用ANSYS建立推出試件有限元模型，考慮到對稱性且減小計算規(guī)模，有限元模型僅取為實際模型的1/4.計算中考慮材料非線性，各材料本構關系如圖2所示.其中，鋼材、鋼筋與焊縫的本構關系采用二折線形式的雙線性模型，材料參數(shù)依規(guī)范取值；UHPC的本構關系亦采用雙線性折線，彈性模量為40.7GPa，軸心抗壓強度為90.3MPa,泊松比為0.2.

圖2　材料本構關系Fig.2　Constitutive relations of materials

模型各組成部分均使用20節(jié)點高階實體單元SOLID95單元模擬，建立分離式鋼筋及焊接抗剪件實體，試件有限元模型如圖3(a)所示.焊接抗剪件的幾何形狀由實際情況出發(fā)，簡化為縱、橫向鋼筋外包部分，長度與實際尺寸一致為50mm，焊接抗剪件模擬方案見圖3(b).計算分析中不考慮UHPC板與鋼筋之間的粘結滑移，在UHPC板與鋼板之間使用面-面接觸單元CONTA174和TARGE170模擬兩者的接觸非線性，根據(jù)規(guī)范[15]假定工字鋼表面為未經處理的干凈軋制表面，取摩擦系數(shù)為0.35.邊界條件與試驗保持一致，即約束試件底部節(jié)點所有自由度，并在對稱面施加對稱約束.

圖3　試驗試件有限元模型Fig.3　FEA model of test specimen

1.2加載方案

試驗裝置如圖4(a)所示，加載儀器采用200t電液伺服壓力試驗機，界面相對滑移使用千分表采集，千分表布置在試件頂部與底部如圖4(b)所示，同時在UHPC板外側對應焊接抗剪件位置處以及工字鋼隔板處布置電阻應變片，應變采集儀器為TDS-602靜態(tài)應變測試儀.試件底部與加載裝置間鋪墊細石英沙以找平，試件頂部設置壓力傳感器以校核壓力機讀數(shù)，同時還設置了球鉸并嚴格對中試件以免產生偏心壓力.

(a)試驗裝置

(b)測點布置圖4　試驗裝置與測點布置Fig.4　Test setup and sensor arrangement

1.3結果與討論

表1為試驗結果匯總表，圖5為兩種破壞模式實物照片.

表1　試驗結果Tab.1　The results of tests

圖5　破壞形態(tài)實物照片F(xiàn)ig.5　The photo of failure mode

由3個試件的不同破壞形態(tài)可知，試件的破壞形態(tài)與UHPC和鋼筋間的粘結效果有關，400mm長的鋼筋焊接2×50mm=100mm長為上限，在此基礎上再增加焊接長度，剪切破壞是鋼筋與UHPC之間的粘結破壞，焊接長度的增加將不起作用.

圖6為焊接抗剪件荷載-滑移曲線的實測值與計算值對比，由于加載過程中試件底座出現(xiàn)開裂，因此試驗值選用試件頂部4個千分表采集數(shù)據(jù)的平均值，計算值為有限元模型中相應于千分表布置位置的鋼板和UHPC板間界面相對滑移，計算值與試驗值總體較為吻合.以RSC-1為例說明其試驗過程：當加載至400kN時，工字鋼底部與混凝土板之間首先出現(xiàn)了肉眼可見的細小滑移裂縫，裂縫寬度約0.02mm；當荷載增加至600kN時，試件一側底座開裂.當荷載加至630kN時，試件兩側均出現(xiàn)大量斜向裂縫，從交界面處由30°～45°角斜向下發(fā)展;當荷載加至950kN時，一側界面裂縫貫通，試件界面相對滑移發(fā)展迅速直至該側焊縫全部剪斷而最終破壞.

圖7對比了焊接抗剪件和栓釘?shù)暮奢d-滑移曲線，其縱坐標采用P/PU即荷載與極限荷載的比值，焊接抗剪件荷載-滑移曲線取自圖6中全部試驗數(shù)據(jù)的平均值，栓釘抗剪件的荷載-滑移曲線來自文獻[16].文獻[16]同時指出栓釘抗剪件因直徑、長度、試件形狀和混凝土等級的不同，而導致其極限承載力隨之變化，但不同情況下的荷載-滑移曲線形狀是相同的，因此可以使用同一個函數(shù)來描述其曲線形狀，根據(jù)文獻[16]簡化計算公式如下：

P/PU=S/(0.5+0.97S)．

(1)

式中: P和PU分別為荷載與極限荷載；S為界面相對滑移值.

滑移/mm圖6　試驗與有限元計算對比Fig.6　Compare of test results and FEA results

滑移/mm圖7　荷載-滑移曲線對比Fig.7　Comparison of load-slip curves

由圖7可知，在承受相同荷載比值時，栓釘抗剪件的滑移量要高于焊接抗剪件.隨著荷載比值的增加，二者之間的差值甚至可以達到十倍以上，表明焊接抗剪件的抗剪剛度更高.

2　焊接抗剪件布置方式的研究

常規(guī)鋼-混凝土組合結構在設計布置抗剪連接件時，僅考慮整體界面縱向剪力作用，以單位長度界面縱向抗剪承載力作為控制因素，在滿足界面抗剪承載力的條件下均勻布置抗剪件[17].由于鋼-超薄UHPC組合橋面板的局部效應明顯，當采用焊接抗剪件時，可通過同時調整焊接抗剪件焊縫長度與數(shù)量的方法以滿足界面縱向抗剪承載力需求，為對比不同焊接抗剪件布置方案，本節(jié)以某長江大橋為工程背景，通過有限元計算探究不同布置方式對組合橋面板受力的影響.

2.1某長江大橋的節(jié)段有限元模型

某長江大橋鋼箱梁梁高3.0m，梁寬36.3m，橋面板厚14mm，底板與斜腹板厚度為10mm，每3.22m設一道橫隔板，非吊點處隔板厚8mm，吊點處隔板厚10mm.U形肋肋厚6mm，上口寬300mm，下口寬169mm，高280mm，間距600mm.焊接抗剪件的布置考慮了兩種不同方案，其橫橋向與縱橋向間距分別為：1)300mm和400mm；2)150mm和200mm.其中方案1)的布置方式如圖8所示.

圖8　焊接抗剪件布置示意圖(mm)Fig.8　Shear connectors arrangement(mm)

基于ANSYS建立了某長江大橋加勁梁節(jié)段模型，縱橋向取兩吊點間距即16.1m，其間計6榀橫隔板，橫橋向以梁中線為界限取半幅箱梁結構.計算模型中未考慮檢修道等附屬設施，節(jié)段模型如圖9所示.為了更精確地獲得加載局部范圍內橋面板應力分布，采用子模型技術，在局部節(jié)段模型中部取一橫向8條U肋寬、縱向3跨橫隔板間距、高1 000mm的局部模型作為子模型，如圖10所示.子模型所使用的材料參數(shù)、單元類型及實常數(shù)與節(jié)段模型保持一致，單元邊長取為20mm左右.

圖9　某長江大橋節(jié)段模型Fig.9　Segmental model of a Yangtze River Bridge

計算基于線彈性假設，鋼板采用4節(jié)點殼單元SHELL63單元模擬，彈性模量為206GPa，泊松比為0.3；UHPC層采用8節(jié)點實體單元SOLID45單元模擬，彈性模量為40.7GPa，泊松比為0.2.

圖10　子模型示意圖Fig.10　Submodel

對整體模型，其邊界條件為在中心線截面施加對稱約束；在模型兩端約束沿縱橋向(Y軸)的平動自由度，以及繞橫軸(X軸)和豎軸(Z軸)的轉動自由度；在吊點位置，約束相應節(jié)點豎向(Z軸)自由度.根據(jù)圣維南原理及試算結果，邊界對計算結果的影響很小.使用整體模型進行計算之后，將子模型邊界上的節(jié)點號導入，進行位移插值后再將邊界條件重新導入子模型，并施加與整體模型相同位置相同大小的荷載，計算并整理得到最終結果.

計算中，假定UHPC層與鋼板無拉拔脫層效應，即將UHPC層與鋼板交界面處節(jié)點的豎向位移進行耦合.而界面抗剪僅考慮了抗剪件的作用，不考慮UHPC層與鋼板之間的自然粘結力抗剪，焊接抗剪件使用2節(jié)點彈簧單元COMBIN14模擬，抗剪剛度取值根據(jù)1.3節(jié)中試驗值結果，取平均值即1 838kN/mm，在同一抗剪件位置處設置兩個彈簧單元用以分別承擔橫、縱橋向剪力.界面剪力連接模擬方式如表2所示，除考慮正常布置焊接抗剪件以外，還假定了抗剪件密度為零(即完全滑移)和無窮大(即完全固結)的兩種極限情況用以對比.

由于正交異性橋面板應力分布呈現(xiàn)明顯的局部性，故可僅考慮單輪作用，根據(jù)規(guī)范JTGD60-2004《公路橋涵設計通用規(guī)范》[18]取計算荷載為標準重車后輪輪載，輪重為70kN，車輪著地面積為200mm×600mm(縱橋向×橫橋向).參考規(guī)范中對汽車沖擊力的相關規(guī)定，依照文獻[18]偏保守地取為汽車荷載局部加載時的沖擊系數(shù)為1.3.

表2　剪力連接模擬方式Tab．2　Simulation method of shear connection

根據(jù)正交異性橋面板的幾何構造，橫橋向選取正U肋、騎U肋、U肋間3種加載方式，如圖11(a)所示.縱橋向從橫隔板位置至跨中選取0,1/8,1/4,3/8和1/2跨徑處的5處典型截面作為加載位置，如圖11(b)所示.

圖11　輪載位置(mm)Fig.11　Location position of wheel load(mm)

2.2焊接抗剪件布置方式對UHPC層應力的影響

縱向比較了5處加載位置的應力，結果表明除橫隔板截面以外，其余截面在相同加載方式下的應力分布近似相同.橫向比較了3種加載方式下的應力，結果表明各加載方式下應力峰值較為接近，其中正U肋加載時峰值略高于U肋間加載和騎U肋加載，因此將跨中正U肋工況作為最不利加載工況，將橫隔板正U肋工況作為對比加載工況.

圖12為跨中截面正U肋加載時，UHPC層底部與頂部的橫、縱橋向應力沿子模型橫向分布對比，圖13為橫隔板截面正U肋加載時，UHPC層底部與頂部的橫、縱橋向應力沿子模型橫向分布對比，焊接抗剪件布置方案詳情及UHPC層應力計算結果見表3，焊接抗剪件剪力計算結果見表4.

(a)UHPC層底部橫向應力

(b)UHPC層底部縱向應力

(c)UHPC層頂部橫向應力

(d)UHPC層頂部縱向應力圖12　跨中截面計算結果(+為拉應力，-為壓應力)Fig.12　Calculation results of cross section

(a)UHPC層底部橫向應力

(b)UHPC層底部縱向應力

(c)UHPC層頂部橫向應力

(d)UHPC層頂部縱向應力圖13　橫隔板截面計算結果(+為拉應力，-為壓應力)Fig.13　Calculation results of diaphragm section表3　抗剪連接件布置及UHPC層應力計算結果(+為拉應力，-為壓應力)Tab．3　Shear connectors arrangement and the stress calculation results of UHPC layer

方案編號抗剪件間距/mm橫向縱向跨中截面應力峰值/MPa橫隔板截面應力峰值/MPa底部頂部底部頂部橫向縱向橫向縱向橫向縱向橫向縱向TS--12.678.14-12.87-8.139.765.94-9.97-5.92PS-130040012.657.73-12.67-8.839.645.37-9.89-6.07PS-21502008.065.95-11.45-8.857.905.10-9.52-5.93TG--2.130.11-10.83-9.010.880.70-8.19-4.97

表4　焊接抗剪件剪力計算結果Tab．4　The shear calculation results of shear connectors

通過以上計算結果的對比可知：

1)局部輪載作用下，UHPC層底部橫橋向應力大于縱橋向應力，原因是橋面板的縱橋向剛度由于加勁肋的加勁作用而提高，但橫橋向由于無加勁構件，剛度較低使得橋面板的橫向局部彎曲大于縱向局部彎曲.此外，由于橫隔板斷面處的U肋中空，故橫隔板位置此現(xiàn)象仍然存在.

2)焊接抗剪件的布置方案對抗剪件自身內力峰值有一定影響，當抗剪件布置密度更大，即抗剪件數(shù)量更多時，則單個抗剪件分擔的剪力較小.與PS-1相比，PS-2中焊接抗剪件的橫、縱橋向剪力峰值上更小，對比計算結果與試驗結果可知兩種方案下，焊接抗剪件自身內力峰值均小于其抗剪承載力.在PS-2中，若擬定焊接抗剪件焊縫長為25mm，焊縫寬為15mm，則計算焊縫截面積為25×15=375mm2.將橫橋向剪力峰值4.01kN與縱橋向剪力峰值3.17kN相疊加，則單個抗剪件所承受的最大剪力為5.11kN，最大剪應力為13.63MPa.由1.3節(jié)中試驗結果可知，50mm長焊接抗剪件的抗剪承載力取下限即119kN.線性內插后得到焊縫長為25mm的焊接抗剪件的極限抗剪承載力為59.5kN，極限剪應力為158.67MPa.局部輪載作用下，焊接抗剪件實際承受的最大剪應力13.63MPa僅為實際極限強度的8.59%.

3)焊接抗剪件的布置方案對UHPC層底部應力影響較大，而對UHPC層頂部應力影響甚微.與PS-1相比，PS-2中焊接抗剪件沿縱橋向單位長度內的總焊接面積相同，但PS-2中單個焊接抗剪件的規(guī)格更小，導致焊接抗剪件橫、縱橋向布置間距更小，即布置密度更大.PS-1中UHPC層底部的拉應力峰值為12.65MPa超過了素UHPC的軸拉強度約為9MPa，而PS-2中拉應力峰值為8.06MPa滿足要求.以上結果表明，PS-2中焊接抗剪件的布置密度能夠確保UHPC層與鋼面板之間牢固的組合作用，對UHPC層受力更為有利.

3　結　語

通過本文的研究可以得到以下結論：

1)鋼筋網局部焊接抗剪連接件解決了鋼-超薄UHPC組合橋面板由于UHPC層過薄而難以采用常規(guī)抗剪件形式的問題，該抗剪件構造形式簡單、施工方便.

2)焊接抗剪件的推出試驗破壞過程屬于脆性破壞，破壞前試件變形較小.根據(jù)實驗結果取其下限，則50mm長焊接抗剪件的抗剪承載力為119kN.相同荷載比值下采用焊接抗剪件的界面相對滑移比栓釘小，即焊接抗剪件的抗剪剛度大于栓釘連接件.

3)鋼-超薄UHPC組合橋面板抗剪件設計中需要考慮整體和局部荷載效應的疊加，即除考慮整體縱向剪力包絡圖之外，還需考慮局部荷載下UHPC層的橫向受力.理論計算表明，增加抗剪連接件布置密度能夠減小UHPC層底部應力集中，并提高組合結構整體受力效率，在設計中應予以考慮.

4)鋼筋網局部焊接抗剪連接件作為一種新型的抗剪連接件形式，其抗剪承載力計算公式、抗剪剛度計算公式等研究內容還有待進一步探索.

[1]陳斌,邵旭東,曹君輝.正交異性鋼橋面疲勞開裂研究[J].工程力學, 2012, 29(12):170-174.

CHENBin,SHAOXu-dong,CAOJun-hui.Studyoffatiguecrackingfororthotropicsteelbridgedeck[J].EngineeringMechanics, 2012, 29(12):170-174.(InChinese)

[2]王春生,馮亞成.正交異性鋼橋面板的疲勞研究綜述[J].鋼結構,2009(24):10-14.

WANGChun-sheng,FENGYa-cheng.Reviewoffatigueresearchfororthotropicsteelbridgedecks[J].SteelStructure, 2009(24):10-14. (InChinese)

[3]祝志文,錢六五.基于有效缺口應力法的正交異性鋼橋面板疲勞評價[J].湖南大學學報：自然科學版, 2015,42(9):59-67.

ZHUZhi-wen,QIANLiu-wu．Fatigueassessmentoforthotropicsteelbridgedeckbasedontheeffectivenotchstressmethod[J].JournalofHunanUniversity:NaturalSciences, 2015, 42(9):59-67.(InChinese)

[4]PFEILMS,BATTISTARC.Stressconcentrationinsteelbridgeorthotropicdecks[J].JournalofConstructionalSteelResearch, 2005, 61(8):1172-1184.

[5]FBPDJ．Overviewfatiguephenomenoninorthotropic-bridgedecksintheNetherlands[R].Sacramento: 2004OrthotropicBridgeConference, 2004:489-493.

[6]SHAOXu-dong,YIDut-ao,HUANGZheng-yu, et al.BasicperformanceofthecompositedecksystemcomposedoforthotropicsteeldeckandultrathinRPClayer[J].JournalofBridgeEngineering,ASCE，2013, 5(18):417-428.

[7]邵旭東,張哲,劉夢麟,等.正交異性鋼-RPC組合橋面板彎拉強度的實驗研究[J].湖南大學學報：自然科學版, 2012, 39(10):7-13.

SHAOXu-dong,ZHANGZhe,LIUMeng-lin, et al.ResearchonbendingtensilestrengthforcompositebridgedecksystemcomposedoforthotropicsteeldeckandthinRPCtopping[J].JournalofHunanUniversity:NaturalSciences, 2012, 39(10):7-13.(InChinese)

[8]黃衛(wèi).大跨徑橋梁鋼橋面鋪裝設計[J].土木工程學報,2007,40(9):65-77.

HUANGWei.Designofdeckpavementforlong-spansteelbridges[J].ChinaCivilEngineeringJournal, 2007, 40(9):65-77．(InChinese)

[9]LINZhao-fei,LIUYu-qing,HEJun.Behaviorofstudconnectorsundercombinedshearandtensionloads[J].EngineeringStructures, 2014, 81(81):362-376.

[10]HIGASHIYAMAH,YOSHIDAK,INAMOTOK,et al.Fatigueofheadedstudsweldedwithimprovedferrulesunderrotatingshearforce[J].JournalofConstructionalSteelResearch, 2014, 92(1):211-218.

[11]GATTESCON,GIURIANE,GUBANAA.Lowcyclefatiguetestonstudshearconnectors[J].JournalofStructuralEngineering, 1997, 123(2):145-150.

[12]GB/T10433-2002電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘[S].北京:人民交通出版社,2002:2-3.

GB/T10433-2002Cheeseheadstudsforarcstudwelding[S].Beijing:ChinaCommunicationsPress, 2002:2-3.(InChinese)

[13]安明喆,張盟.變形鋼筋與活性粉末混凝土的粘結性能試驗研究[J].中國鐵道科學,2007,28(2):50-53．

ANMing-zhe,ZHANGMeng.Experimentalresearchofbondcapabilitybetweendeformedbarsandreactivepowderconcrete[J].ChinaRailwayScience, 2007, 28(2):50-53. (InChinese)

[14]Eurocode4:Designofcompositesteelandconcretestructures,part1-1generalrulesandrulesforbuildings[S].Brussels:CEN-EuropeanCommitteeforStandardization, 1994.

[15]GB50017-2003鋼結構設計規(guī)范[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社, 2003:77.

GB50017-2003Codefordesignofsteelstructures[S].Beijing:ChinaArchitecture&BuildingPress, 2003:77. (InChinese)

[16]XUEWei-chen,DINGMin,WANGHua, et al.Staticbehaviorandtheoreticalmodelofstudshearconnectors[J].JournalofBridgeEngineering, 2007, 13(6):623-624.

[17]聶建國.鋼-混凝土組合結構橋梁[M].北京:人民交通出版社, 2011:68-70.

NIEJian-guo.Steel-concretecompositebridges[M].Beijing:ChinaCommunicationsPress, 2011:68-70.(InChinese)

[18]JTGD60-2004公路橋涵設計通用規(guī)范[S].北京:人民交通出版社, 2004:25-26.

JTGD60-2004Generalcodefordesignofhighwaybridgesandculverts[S].Beijing:ChinaCommunicationsPress, 2004:25-26. (InChinese)

Research on the Interfacial Shear Resistant Performance of the Composite Deck System Composed of Orthotropic Deck and Ultra-thin UHPC Layer

SHAO Xu-dong?, FANG Heng, LI Wen-guang

(College of Civil Engineering, Hunan Univ,Changsha, Hunan410082, China)

Forthecompositebridgedecksystemcomposedoforthotropicsteeldeckandultra-high-performanceconcrete(UHPC)layerwith35mmUHPCplateand20mmwearinglayer,theUHPClayeristoothintouseconventionalshearconnectors.Therefore,aninnovativeshearconnectorsusingtheweldedrebarmeshwasproposed.Load-slipcurveandultimatebearingcapacitywereevaluatedbypush-outtest.InthebackgroundofaYangtzeRiverBridge,theoptimallayoutofshearconnectorswasinvestigatedbysegmentalmodelofabridgedeck.Thetestresultsshowedthatthebrittlefailureoftheshearconnectorsoccurred,andtheultimatebearingcapacityoftheshearconnectorwiththe50mmweldedrebarmeshwas119kN.Theslippageoftheshearconnectorwiththeweldedrebarmeshwaslessthanthatofthestudunderthesameloadratio.Furthermore,thestressatthebottomofUHPClayershouldbeconsideredinthearrangementoftheshearconnectors.IncreasedlayoutdensityoftheshearconnectorsreducedthetransversalandlongitudinaltensilestressatthebottomofUHPClayerupto36.3 %.

bridgeenginnering;shearconnectors;push-outtest;orthotropicsteeldeck;load-slipcurve;UHPC

1674-2974(2016)05-0044-08

2015-05-28

國家自然科學基金資助項目(51178177), National Natural Science Foundation of China(51178177)

邵旭東(1961-)，男，浙江富陽人，湖南大學教授，博士生導師

?通訊聯(lián)系人，E-mail:shaoxd@hnu.edu.cn

U443.3

A