黃海林 李遨 祝明橋 郭原草 曾垂軍

摘 要：剪力連接件是保證GFRP混凝土組合梁/板中兩種不同材料共同工作的重要構(gòu)造，設(shè)計(jì)了矩形肋和T形肋兩類GFRP肋式剪力連接件，進(jìn)行了3組共8個(gè)GFRP肋式剪力連接件的推出試驗(yàn)，包括：矩形肋開孔、T形肋開孔、T形肋不開孔3組GFRP肋式剪力連接件，得到了其破壞形態(tài)、極限承載力、荷載滑移曲線及荷載應(yīng)變變化規(guī)律，重點(diǎn)研究肋內(nèi)開孔及肋的截面形式對(duì)GFRP肋式剪力連接件受力性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明：GFRP肋式剪力連接件的破壞形態(tài)均為混凝土劈裂破壞；對(duì)比矩形肋開孔試件，T形肋開孔試件強(qiáng)度高、延性好；對(duì)比T形肋不開孔試件，T形肋開孔試件強(qiáng)度與延性均能提高?；谠囼?yàn)結(jié)果，建立了考慮肋內(nèi)開孔及肋截面形式影響的GFRP肋式剪力連接件極限承載力計(jì)算公式，擬合得到了GFRP肋式剪力連接件的荷載滑移曲線上升段的理論模型，建立了其抗剪剛度計(jì)算公式。

關(guān)鍵詞：組合結(jié)構(gòu)；肋式剪力連接件；推出試驗(yàn)；破壞機(jī)理；粘結(jié)滑移

中圖分類號(hào)：U443； TU398

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號(hào)：1674-4764（2016）05-0034-09

Abstract：Shear connectors are the important detailings affecting the mechanical properties of GFRP-concrete composite beams/decks. Rectangular rib and T-type rib GFRP shear connectors are put forward to improve the interfacial bond properties between GFRP and concrete. Eight push-out tests are conducted to evaluate the mechanical behaviors of two rectangular perforated rib GFRP shear connectors and three T-type perforated rib GFRP shear connectors， as well as three T-type rib GFRP shear connectors. The failure patterns， ultimate bearing capacities， load-slip behaviors and load-strain regularities are obtained by contrast tests. Results show that T-type perforated rib GFRP shear connectors show higher strength and better ductility than rectangular perforated rib GFRP shear connectors， and T-type perforated rib GFRP shear connectors show higher strength and better ductility than T-type rib GFRP shear connectors. An empirical equation to predict the ultimate shear resistance is proposed and validated by the experimental data. Idealized load-lip models and equations to predict the load versus slip relationship for all specimens are proposed. Curve fittings are performed to find fitting parameters for all tested specimens and the results show a very good correlation with those of the experiments. An empirical equation to predict the shear rigidity is proposed.

Keywords：composite structure； shear connector； push-out test； failure mechanism； bond-slip behavior

鋼混凝土組合梁/板在橋梁工程中得到了廣泛的應(yīng)用，但也存在諸多問題，其中，鋼材銹蝕引發(fā)的結(jié)構(gòu)承載力下降，嚴(yán)重影響了結(jié)構(gòu)的使用性能，降低了結(jié)構(gòu)的耐久性，為此世界各國(guó)每年都需花費(fèi)巨資對(duì)已銹蝕結(jié)構(gòu)或部件進(jìn)行維修加固[1-2]。因此，新材料的開發(fā)也就成了必然。玻璃纖維增強(qiáng)塑料（Glass Fiber Reinforced Plastic，簡(jiǎn)稱GFRP）是由玻璃纖維材料與基體材料按一定比例混合并經(jīng)過拉擠、手糊等工藝復(fù)合形成的新型高性能材料，GFRP優(yōu)良的耐腐蝕性能與輕質(zhì)高強(qiáng)特性使其成為代替鋼材應(yīng)用在惡劣環(huán)境的理想材料之一[3]。與鋼結(jié)構(gòu)相比，GFRP結(jié)構(gòu)具有以下優(yōu)勢(shì)：輕質(zhì)高強(qiáng)、抗腐蝕能力強(qiáng)、抗氧化、耐候性佳；外表美觀，色澤持久；具有透波、無磁、絕熱絕緣等功能特性[4]。

實(shí)際工程中，若參考鋼混凝土組合梁/板的設(shè)計(jì)思想，將GFRP與混凝土組合成梁/板結(jié)構(gòu)，混凝土置于受壓區(qū)，GFRP置于受拉區(qū)，二者可通過界面剪力連接件協(xié)同工作，能充分發(fā)揮二者的材料性能，且可將底部的GFRP拉擠型材作為永久性模板，方便施工[5]。為此，近年來各國(guó)致力于推動(dòng)GFRP混凝土組合結(jié)構(gòu)在橋梁工程、海洋工程、市政工程以及電力工程結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用[3， 6-7]。

界面滑移是影響GFRP混凝土組合梁/板受力性能的重要因素。實(shí)際工程中，可在GFRP混凝土組合梁/板的界面增設(shè)剪力連接件保證GFRP與混凝土的協(xié)同工作，目前常用的方法有界面噴砂、粘貼GFRP剪力連接件[8]、預(yù)埋栓釘[9]以及采用膨脹劑連接等。其中，以粘貼GFRP剪力連接件和預(yù)埋栓釘?shù)姆椒ㄗ顬榭煽?，為此，GB 50608—2010《纖維增強(qiáng)復(fù)合材料建設(shè)工程應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》規(guī)定：GFRP混凝土組合梁的界面應(yīng)粘貼樹脂混凝土條、GFRP波形板、GFRP小工字梁等有效的剪力連接件保證界面可靠連接。為改善下部GFRP構(gòu)件與上部混凝土的界面粘結(jié)性能，Kubo等[10]、Cho等[11]、Bank等[8， 12]、Fam等[5]、Keller等[13]、楊勇等[14]、黃輝等[15]、薛偉辰等[16]，分別借助不同構(gòu)造做法各自開發(fā)了GFRP混凝土組合橋面板，其共同點(diǎn)在于：在GFRP底模上增設(shè)GFRP板肋，伸出的板肋兼作為剪力連接件。

圍繞GRRP混凝土組合梁/板中剪力連接件的力學(xué)性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了初步探索，主要有：Nguyen等[17]通過在GFRP工字形構(gòu)件上預(yù)埋抗剪栓釘，進(jìn)行了采用栓釘?shù)腉FRP超高性能纖維改性混凝土界面推出試驗(yàn)研究；薛偉辰等[16]、Nam等[18]也分別對(duì)開孔板GFRP剪力連接件進(jìn)行了推出試驗(yàn)研究。以上推出試驗(yàn)研究為GFRP剪力連接件的工程應(yīng)用提供了理論依據(jù)，但主要集中在栓釘和矩形開孔板兩種形式。為此，筆者提出一種增設(shè)有T形肋或矩形肋剪力連接件的GFRP空心箱

形構(gòu)件，如圖1所示。整個(gè)GFRP空心箱形構(gòu)件通過拉擠工藝一次成型，能很好的保證伸出的剪力連接件與下部空心箱形構(gòu)件形成整體共同受力，并通過對(duì)比試驗(yàn)重點(diǎn)研究了肋內(nèi)開孔及肋的截面形式對(duì)GFRP肋式剪力連接件受力性能的影響。

1 推出試件設(shè)計(jì)與制作

1.1 推出試件設(shè)計(jì)

參考?xì)W洲規(guī)范4設(shè)計(jì)了3組共8個(gè)GFRP肋式剪力連接件，包括矩形肋開孔、T形肋開孔以及T形肋不開孔3組GFRP肋式剪力連接件，編號(hào)分別為JK1～JK2、TK1～TK3及T1～T3。每個(gè)推出試件由中間GFRP空心箱形構(gòu)件與左右兩邊混凝土塊組成。推出試件設(shè)計(jì)見圖2。推出試件GFRP材性參數(shù)見表1，混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)平均值為31.2 MPa。

1.2 推出試件制作

推出試件的中間GFRP空心箱形構(gòu)件由兩個(gè)增設(shè)有剪力連接件的GFRP箱型構(gòu)件，通過粘接組合成型。粘貼步驟：首先，用砂紙打磨GFRP表面，打磨方向呈45°；隨后，清理表面的灰塵并用酒精洗凈；在GFRP粘貼面上抹結(jié)構(gòu)膠并對(duì)中按壓；最后，養(yǎng)護(hù)7 d，成型后的中間GFRP構(gòu)件見圖3。為避免加載時(shí)頂端GFRP上的局壓應(yīng)力過大而導(dǎo)致局壓破壞，在頂端空心箱中用混凝土灌實(shí)，灌實(shí)長(zhǎng)度為150 mm。

2 試驗(yàn)裝置、加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)用主要設(shè)備有：大剛度反力門架、250 t千斤頂、JMZX智能振弦實(shí)心荷載傳感器、DH3816靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試分析系統(tǒng)以及百分表。試驗(yàn)裝置見圖4。

加載分預(yù)加載和正式加載兩階段。預(yù)加載時(shí)每級(jí)荷載取10 kN，荷載上限取0.1倍計(jì)算極限荷載；正式加載分2個(gè)控制階段，開裂前采用力控制加載，每級(jí)荷載取計(jì)算極限荷載的1/20，開裂后改由位移控制加載，每級(jí)位移加載取0.2 mm。

為測(cè)量GFRP肋式剪力連接件的應(yīng)變變化規(guī)律，在矩形肋、T形肋以及GFRP空心箱的側(cè)壁上布置應(yīng)變片，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置見圖5。

為測(cè)量GFRP與混凝土粘貼界面的豎向滑移和混凝土塊的水平側(cè)移，分別布置了2個(gè)百分表，布置示意如圖6所示。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3組試件的主要試驗(yàn)結(jié)果見表2。其中，pu為極限承載力、su為極限承載力對(duì)應(yīng)的滑移量。

3.1 試驗(yàn)過程及破壞形態(tài)

1）兩類GFRP肋式剪力連接件受力全過程

矩形肋開孔試件JK1～JK2：兩個(gè)試件表現(xiàn)出基本相同的受力性能，下面，僅以試件JK1為代表來說明本組試件從開始加載到最終破壞的受力全過程。開裂前荷載穩(wěn)定上升，滑移變化較小。354 kN時(shí)，左右兩邊混凝土塊頂面沿矩形肋端部邊緣突然出現(xiàn)45°角斜主裂縫；繼續(xù)加載，左右兩邊混凝土塊內(nèi)表面底部同時(shí)出現(xiàn)人字形劈裂縫，該裂縫始于底部矩形肋最外邊緣并同時(shí)向兩側(cè)呈人字形延伸，左右兩邊混凝土塊外表面頂部出現(xiàn)一些細(xì)小的豎向劈裂縫、且不斷向下延伸；389 kN時(shí)，兩邊混凝土塊出現(xiàn)劈裂破壞，破壞始于兩邊混凝土塊頂面的斜主裂縫迅速擴(kuò)展，破壞時(shí)GFRP肋式剪力連接件基本完整。典型破壞形態(tài)及裂縫分布見圖7。

T形肋開孔試件TK1～TK3：3個(gè)試件表現(xiàn)出基本相同的受力性能，下面僅以試件TK1為代表，來說明本組試件從開始加載到最終破壞的受力全過程。開裂前荷載穩(wěn)定上升，滑移變化較小。373 kN時(shí)，左邊混凝土塊內(nèi)表面底部出現(xiàn)八字形劈裂主裂縫，該裂縫始于底部T形肋翼緣兩端并同時(shí)向外側(cè)呈八字形延伸，繼續(xù)加載，裂縫不斷延伸，左邊混凝土塊外表面底部出現(xiàn)一些細(xì)小的裂縫，靠近中間位置有一條向上延伸的豎向劈裂縫；480 kN時(shí)，左右兩邊混凝土塊頂面沿T形肋翼緣端部出現(xiàn)45°角斜裂縫；551 kN時(shí)，右邊混凝土塊內(nèi)表面底部出現(xiàn)八字形劈裂縫，且裂縫一直延伸擴(kuò)展，此時(shí)左邊混凝土塊內(nèi)表面底部八字形劈裂主裂縫寬度約2 mm，荷載滑移曲線進(jìn)入下降段，繼續(xù)加載最后兩邊混凝土塊出現(xiàn)劈裂破壞，GFRP肋式剪力連接件基本完整。典型破壞形態(tài)及裂縫分布見圖8。

2）肋內(nèi)開孔對(duì)試件受力性能的影響

T形肋不開孔試件T1～T3呈現(xiàn)出與T形肋開孔試件TK1～TK3基本相同的受力性能，其最終破壞形態(tài)與裂縫分布機(jī)理相同，最終左右兩邊混凝土塊出現(xiàn)劈裂破壞，破壞始于混凝土塊內(nèi)表面底部的八字形劈裂主裂縫，破壞時(shí)GFRP肋式剪力連接件基本完整；區(qū)別在于T形肋開孔后，孔內(nèi)混凝土榫產(chǎn)生的銷栓效應(yīng)明顯提高了試件的極限承載力，改善了試件的抗剪延性，對(duì)比表2可知，T形肋開孔后，平均強(qiáng)度提高48.8%，極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的平均滑移增大53.3%?？梢?，T形肋開孔后，能顯著改善GFRP肋式剪力連接件的受力性能，但不能改變其最終破壞形態(tài)。

3）肋的截面形式對(duì)試件受力性能的影響

對(duì)比矩形肋開孔試件JK1～JK2與T形肋開孔試件TK1～TK3，可以發(fā)現(xiàn)：兩者開孔形式相同，肋的截面形式不同，T形肋明顯增大了GFRP與混凝土的接觸面積；盡管最終破壞時(shí)兩類試件均為混凝土劈裂破壞，但破壞時(shí)起控制的主裂縫不同，矩形肋開孔試件破壞始于左右兩邊混凝土塊頂面的斜主裂縫迅速擴(kuò)展，而T形肋開孔試件破壞始于混凝土塊內(nèi)表面底部八字形劈裂主裂縫迅速擴(kuò)展。根據(jù)表2，對(duì)比矩形肋開孔試件的平均強(qiáng)度，T形肋不開孔試件、T形肋開孔試件分別高出6.0%、57.7%，可見肋的截面形式對(duì)試件承載力的影響要遠(yuǎn)大于孔內(nèi)混凝土榫對(duì)試件承載力的影響，因此，實(shí)際工程中若需要較高的抗剪強(qiáng)度，建議首先采用T形肋，其次可在肋內(nèi)開孔；對(duì)比T形肋開孔試件極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的平均滑移，矩形肋開孔試件小13.3%，可見T形肋比矩形肋試件的延性要好。

3.2 荷載滑移曲線

矩形肋開孔試件的荷載滑移曲線如圖9（a）所示，可分為2個(gè)階段：直線階段，在加載初期，荷載與滑移基本呈直線關(guān)系；非線性階段，當(dāng)荷載增大到一定程度時(shí)，混凝土與GFRP的滑移量增長(zhǎng)速度較快，荷載滑移曲線基本呈非線性增長(zhǎng)。對(duì)于矩形肋開孔試件，由于左右兩邊混凝土塊頂面的斜主裂縫一旦出現(xiàn)，立即導(dǎo)致試件混凝土出現(xiàn)劈裂破壞，故其荷載滑移曲線不存在下降段。

對(duì)比矩形肋開孔試件，T形肋開孔試件的荷載滑移曲線可分3個(gè)階段：直線階段、非線性階段以及下降階段，直線階段、非線性階段基本呈現(xiàn)出與矩形肋開孔試件相同的規(guī)律，區(qū)別在于T形肋開孔試件存在下降階段，其荷載滑移曲線見圖9（b）。由于GFRP與混凝土的接觸面已做噴砂處理，在加載初期，剪力連接件和混凝土之間無明顯滑移，GFRP與混凝土共同受力、協(xié)同變形，故兩類試件基本表現(xiàn)出相同的受力性能。當(dāng)界面出現(xiàn)滑移后，抗滑移能力取決于GFRP肋式剪力連接件與混凝土的強(qiáng)度。對(duì)比矩形肋開孔試件，T形肋增大了GFRP與混凝土的接觸面積，提高了界面摩擦力，改善了抗剪延性。當(dāng)T形肋開孔試件達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)，混凝土塊內(nèi)表面底部的八字形劈裂主裂縫寬度過大導(dǎo)致試件無法繼續(xù)承載，荷載急速下降，滑移繼續(xù)增大，荷載滑移曲線呈下降趨勢(shì)。

對(duì)比T形肋開孔試件，T形肋不開孔試件的荷載滑移曲線也可分為3個(gè)階段，如圖9（c）所示，區(qū)別在于：T形肋開孔后，流進(jìn)孔內(nèi)的混凝土榫阻止了GFRP與混凝土界面之間的相對(duì)錯(cuò)動(dòng)，故在非線性階段，T形肋開孔試件能提供更高的抗剪剛度與抗剪強(qiáng)度。

3.3 GFRP肋式剪力連接件軸向壓應(yīng)變變化規(guī)律

3組試件GFRP肋式剪力連接件肋上荷載軸向壓應(yīng)變基本呈相同的變化規(guī)律，典型的GFRP肋式剪力連接件肋上荷載軸向壓應(yīng)變曲線見圖10。試件最終破壞時(shí)，GFRP肋式剪力連接件肋上的平均壓應(yīng)變?cè)? 560×10-6，遠(yuǎn)未達(dá)到材料本身的極限壓應(yīng)變，這與前文所述破壞時(shí)GFRP肋式剪力連接件基本完整的試驗(yàn)現(xiàn)象吻合。

3.4 GFRP空心箱體側(cè)壁軸向壓應(yīng)變變化規(guī)律

3組試件GFRP空心箱體側(cè)壁的荷載軸向壓應(yīng)變基本呈相同的變化規(guī)律，典型的GFRP空心箱體側(cè)壁荷載軸向壓應(yīng)變曲線見圖11。由圖11可知，GFRP空心箱體側(cè)壁的軸向應(yīng)變比GFRP肋式剪力連接件肋上的軸向應(yīng)變小，且基本呈線性變化，試件最終破壞時(shí)，GFRP空心箱體側(cè)壁的平均壓應(yīng)變?cè)?00×10-6，遠(yuǎn)小于GFRP肋式剪力連接件肋上的平均壓應(yīng)變，表明頂部施加的集中荷載能很好的通過GFRP空心箱體均勻傳遞給左右兩邊的剪力連接件。由于試驗(yàn)當(dāng)中混凝土的應(yīng)變數(shù)據(jù)離散較大，故本文未對(duì)其進(jìn)行說明，但試驗(yàn)當(dāng)中可以通過肉眼觀察，非常容易捕捉到左右兩邊混凝土塊的開裂情況以及最終破壞形態(tài)，見圖7、圖8。

4 GFRP肋式剪力連接件受力性能計(jì)算

4.1 GFRP肋式剪力連接件極限承載力計(jì)算公式

基于以上試驗(yàn)研究結(jié)果可知，兩類GFRP肋式剪力連接件最終破壞均由混凝土劈裂破壞控制，GFRP肋式剪力連接件基本完整，影響GFRP肋式剪力連接件極限承載力的主要因素有：1）左右兩邊混凝土塊的強(qiáng)度；2）GFRP肋式剪力連接件中肋的截面形式，主要包括矩形肋和T形肋兩種情況；3）肋內(nèi)孔洞內(nèi)混凝土榫提供的銷栓力。GFRP肋式剪力連接件極限承載力Vu計(jì)算公式為

式（1）中：Vc1為混凝土榫所提供的抗剪銷栓力，按式（2）進(jìn)行計(jì)算；Vc2為左右兩邊混凝土塊所提供的強(qiáng)度，按式（3）進(jìn)行計(jì)算。需要說明的是，對(duì)于T形不開孔試件，其極限承載力僅取決于左右兩邊混凝土塊的強(qiáng)度，故式（1）應(yīng)改為Vu=Vc2。

式（2）中：n1為混凝土榫的數(shù)目；α1為孔洞截面系數(shù)，對(duì)于圓孔可取1.0；α2為剪力連接件截面形狀系數(shù)，T形肋剪力連接件建議取1.2，矩形剪力連接件建議取1.0；Ac為單個(gè)孔洞截面面積；ft混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

式（3）中：n2為混凝土塊的數(shù)目，取2.0；η為兩邊混凝土塊共同受力均勻系數(shù)，取值不超過1.0，主要表明兩邊混凝土塊共同受力的均勻度，本文中取1.0；b為混凝土塊厚度；h為混凝土塊高度；αb、αh分別為與混凝土塊厚度b、高度h有關(guān)的承載力折減系數(shù)，取值不超過1.0，主要反映混凝土塊參與受力面的面積大小，本文中T形肋試件αb與αh均取1.0，矩形肋試件αb與αh分別取0.88和1.0。

根據(jù)式（1）～（3）計(jì)算的GFRP肋式剪力連接件承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果見表3。由表3可知，對(duì)于矩形肋開孔試件與T形肋不開孔試件，按本文公式計(jì)算的極限承載力與試驗(yàn)值吻合很好；對(duì)于T形肋開孔試件，按本文公式計(jì)算的極限承載力具備較高的安全儲(chǔ)備。

4.2 抗剪剛度計(jì)算公式

荷載滑移曲線綜合反映了試件的抗剪性能，是分析滑移規(guī)律的重要依據(jù)。本文通過軟件擬合建立了兩類GFRP肋式剪力連接件的荷載滑移曲線上升段的理論模型，如圖12所示，計(jì)算公式為

式中：s表示界面滑移，p為承載力；pu為GFRP肋式剪力連接件的極限承載力；α、β的取值與肋內(nèi)開孔情況、肋的截面形式相關(guān)，其取值為

矩形肋開孔試件：α=0.468，β=0.830

T形肋開孔試件：α=0.668，β=0.770

T形肋不開孔試件：α=0.509，β=0.661

根據(jù)以上試驗(yàn)研究結(jié)果可知，3組試件在荷載不超過0.4pu時(shí)，荷載滑移曲線基本近似成直線。為此，本文中假定當(dāng)荷載不超過0.4pu時(shí)，抗剪剛度基本保持不變，可得抗剪剛度K

5 結(jié) 論

通過3組共8個(gè)GFRP肋式剪力連接件的推出試驗(yàn)，重點(diǎn)研究肋內(nèi)開孔及肋的截面形式對(duì)GFRP肋式剪力連接件受力性能的影響，其結(jié)論如下：

1）所有試件均呈相同的破壞機(jī)理，最終破壞時(shí)混凝土出現(xiàn)劈裂破壞，GFRP肋式剪力連接件基本完整。

2）對(duì)比矩形肋開孔GFRP肋式剪力連接件，T形肋開孔GFRP肋式剪力連接件能提供更高的抗剪強(qiáng)度以及更好的抗剪延性；對(duì)比T形肋不開孔剪力連接件，肋內(nèi)開孔后，T形肋開孔GFRP肋式剪力連接件能提供更高的抗剪強(qiáng)度以及更好的抗剪延性。

3）基于試驗(yàn)得到的破壞機(jī)理，建立了考慮肋內(nèi)開孔情況及肋截面形式影響的GFRP肋式剪力連接件極限承載力計(jì)算公式。

4）基于試驗(yàn)結(jié)果，擬合得到了GFRP肋式剪力連接件的荷載滑移曲線上升段的理論模型，建立了其抗剪剛度計(jì)算公式。

參考文獻(xiàn)：

[1] TENG J G，YU T，F(xiàn)ERNANDO D. Strengthening of steel structures with fiber-reinforced polymer composites [J]. Journal of Constructional Steel Research，2012，78（6）： 131-143.

[2] ZHAO X L，ZHAO L. State-of-the-art review on FRP strengthened steel structures[J]. Engineering Structures，2007，29（8）： 1808-1823.

[3] HOLLAWAY L C. A review of the present and future utilisation of FRP composites in the civil infrastructure with reference to their important in-service properties[J]. Construction and Building Materials，2010，24（12）： 2419-2445.

[4] BAKIS C E，BANK L C，BROWN V L，et al. Fiber-reinforced polymer composites for construction-state-of-the-art review[J]. Journal of Composites for Construction，2002，6（2）：73-87.

[5] NELSON M，F(xiàn)AM A. Full bridge testing at scale constructed with novel FRP stay-in-place structural forms for concrete deck [J]. Construction and Building Materials，2014，50（2）： 368-376.

[6] 馮鵬. 復(fù)合材料在土木工程中的發(fā)展與應(yīng)用[J]. 玻璃鋼/復(fù)合材料，2014（9）： 99-104.

FENG P. Development and application of composite in civil engineering[J]. Fiber Reinforced Plastics/Composites，2014（9）： 99-104. （in Chinese）

[7] NAM J H，YOON S J，MOON H D，et al. Development of FRP-concrete composite bridge deck in Korea state-of-the-art review [J]. Key Engineering Materials，2006，236-328： 1715-1718.

[8] HANUS J P，BANK L C，OLIVA M G. Combined loading of a bridge deck reinforced with a structural FRP stay-in-place form[J]. Construction and Building Materials，2009，23（4）： 1605-1619.

[9] CORREIA J R，BRANCO F A，F(xiàn)ERREIRA J. GFRP-concrete hybrid cross-sections for floors of buildings[J]. Engineering Structures，2009，31（6）： 1331-1343.

[10] MATSUI S，ISHIZAKI S，KUBO K. An experimental study on durability of FRP-RC composite deck slabs of highway bridges[C]// 3rd Int. Conf. on Concrete Under Severe Conditions： Environment & Loading. Vancouver，Canada： CONSEC'01，2001：933-940.

[11] CHO K，PARK S，KIM S，et al. Shear connection system and performance evaluation of FRP-concrete composite deck [J]. KSCE Journal of Civil Engineering，2010，14（6）： 855-865.

[12] BANK L C，OLIVA M G，BAE H，et al. Pultruded FRP plank as formwork and reinforcement for concrete members[J]. Advances in Structural Engineering，2007，10（5）： 525-535.

[13] KELLER T，SCHAUMANN E，VALLEE T. Flexural behavior of a hybrid FRP and lightweight concrete sandwich bridge deck [J]. Composites Part A： Applied Science and Manufacturing，2007，38（3）： 879-889.

[14] 楊勇，劉玉擎，范海豐. FRP-混凝土組合橋面板疲勞性能試驗(yàn)研究[J]. 工程力學(xué)，2011，28（6）： 66-73.

YANG Y，LIU Y Q，F(xiàn)AN H F. Experimental study on the fatigue behavior of FRP-concrete composite decks[J].Engineering Mechanics，2011，28（6）： 66-73. （in Chinese）

[15] 黃輝，王文煒，戴建國(guó). 兩跨連續(xù)GFRP-混凝土空心組合板受力性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2015，36（10）： 59-65.

HUANG H，WANG W W，DAI J G. Experimental study on structural performance of two-span continuous GFRP-concrete composite hollow slabs[J].Journal of Building Structures，2015，36（10）： 59-65. （in Chinese）

[16] 薛偉辰，張賽，葛暢. FRP混凝土組合梁抗剪連接件試驗(yàn)研究[J]. 公路交通科技（應(yīng)用技術(shù)版），2014，109（1）： 207-210.

XUE W C，ZHANG S，GE C. Experimental study of shear connector in FRP-concrete composite beam[J]. Highway Traffic Technology （Application Technology），2014，109（1）： 207-210. （in Chinese）

[17] NGUYEN H，MUTSUYOSHI H，ZATAR W. Push-out tests for shear connections between UHPFRC slabs and FRP girder[J]. Composite Structures，2014，118： 528-547.

[18] NAM J，YOON S，OK D，et al. Perforated FRP shear connector for the FRP-concrete composite bridge deck[J]. Key Engineering Materials，2007，334/335： 381-384.

（編輯 王秀玲）