卜一之，劉欣益，張清華

(西南交通大學(xué)橋梁工程系，四川，成都 610031)

鋼橋面板疲勞開裂和橋面鋪裝易損是制約正交異性鋼橋面板可持續(xù)發(fā)展應(yīng)用的困難所在。國內(nèi)外學(xué)者通過引入超高性能混凝土(Ultra-highperformance concrete，UHPC)結(jié)構(gòu)層，通過栓釘剪力連接件與正交異性鋼橋面板組成組合受力體系，提出了鋼-UHPC 組合橋面板結(jié)構(gòu)體系[1?3]，并從多個方面對該類新型組合橋面板結(jié)構(gòu)體系進行了試驗和理論研究[4?6]，目前鋼-UHPC 組合橋面板結(jié)構(gòu)體系已在國內(nèi)多座大跨度橋梁中得到了成功應(yīng)用[7]。研究結(jié)果表明：UHPC 具有優(yōu)異的力學(xué)性能和良好的承載力及耐久性[8?9]；超薄UHPC層強度能夠滿足組合橋的設(shè)計要求[7]；鋼-UHPC組合橋面板結(jié)構(gòu)是從結(jié)構(gòu)體系層面解決鋼橋面板疲勞問題的有效途徑之一[10?15]。該新型結(jié)構(gòu)形式在承受負彎矩時，存在局部開裂風(fēng)險[16]，從而影響其耐久性。

針對第三體系負彎矩作用下鋼-UHPC 組合板存在的局部開裂風(fēng)險問題，試驗和工程實踐中多以出現(xiàn)肉眼可觀測裂縫作為開裂標(biāo)準(zhǔn)，并認為當(dāng)UHPC 表面最大裂縫寬度不超過0.05 mm 時對其耐久性的影響可以忽略[17]。國內(nèi)外學(xué)者通過模型試驗研究了配筋鋼-UHPC 板的受彎性能，總結(jié)了配筋率及UHPC 保護層厚度對鋼-UHPC 組合板受彎性能的影響[16,18]。相關(guān)研究為深刻認識鋼-UHPC 組合橋面板結(jié)構(gòu)體系的受力特性奠定了重要基礎(chǔ)，并推動了其應(yīng)用和發(fā)展。相關(guān)研究對于鋼-UHPC 組合板的開裂荷載及開裂強度的計算多基于線彈性的換算截面法[7]，這種方法難以體現(xiàn)UHPC 自身應(yīng)變硬化特性[19]，所得結(jié)果不能準(zhǔn)確描述截面開裂狀態(tài)的應(yīng)力分布。目前國內(nèi)外對于鋼-UHPC 組合板在正負彎矩作用下裂縫的發(fā)展已有較為完善的試驗研究及理論分析[20?22]，但對負彎矩作用下UHPC 受拉區(qū)的應(yīng)力重分布現(xiàn)象以及組合板開裂荷載作用下的截面應(yīng)力分布研究鮮見報道，尚沒有結(jié)合UHPC 材料自身本構(gòu)關(guān)系特性及截面組合形式直接推算開裂荷載的計算方法。

本文通過引入UHPC 雙線性受拉本構(gòu)模型，結(jié)合組合截面相關(guān)參數(shù)，提出了描述鋼-UHPC 組合板實際應(yīng)力分布的截面應(yīng)力法，通過設(shè)計2 組4 個試驗試件并結(jié)合文獻[7]與文獻[18]試驗結(jié)果對算法進行驗證。結(jié)果顯示，理論計算結(jié)果與試驗值吻合良好；結(jié)合相關(guān)計算公式，討論了影響鋼-UHPC 組合板負彎矩受力性能的影響因素。所提出的鋼-UHPC 組合板開裂彎矩計算公式，概念明確，計算簡潔，所得應(yīng)力分布能夠反映UHPC雙折線本構(gòu)模型，可為鋼-UHPC 組合板抗裂性設(shè)計提供借鑒。

1 方法的提出

1.1 換算截面法

當(dāng)前通常以第三體系(蓋板體系)進行鋼-UPHC組合橋面受力特性試驗和理論研究，并據(jù)此確定UHPC 層的開裂強度[7]，據(jù)此分析鋼-UHPC 組合板截面在純彎曲作用下的開裂荷載。基于平截面假定，對開裂前截面工作狀態(tài)進行分析，鋼材與UHPC 在開裂前均為理想材料，忽略鋼底板與UHPC 的層間滑移[16]，由平截面假定可知，鋼-UHPC 組合板截面應(yīng)變分布見圖1(a)。

圖 1 組合板應(yīng)變分布示意圖(拉為+，壓為?)Fig. 1 Schematic drawing for theoretical analysis of strain(‘+’ tension, ‘?’ compression)

圖1 中：H為截面總高度；b為板寬；φ0為中性軸距底邊距離；c為縱筋(受拉鋼筋)保護層厚度。平截面假定成立，在完全彈性階段截面滿足軸力平衡及彎矩平衡方程，將其工作狀態(tài)定義為I 型應(yīng)力分布見圖1(b)，即為一般的換算截面法[7]：

式中：f′表示各區(qū)域應(yīng)力分布函數(shù)；f表示應(yīng)力值，帶下標(biāo)的h表示各受力部分高度；l表示各受力部分力臂；下標(biāo)b、uc、ut 及s 分別表示鋼板、UHPC 受壓區(qū)域、UHPC 受拉區(qū)域及鋼筋；As表示鋼筋截面面積；n為鋼筋數(shù)量。

根據(jù)幾何關(guān)系，用h表示l：

式中，上標(biāo)max 與min 分別表示最大值與最小值。

由于鋼底板應(yīng)力遠遠低于其容許應(yīng)力，為便于計算將各部分應(yīng)力表示為鋼底板應(yīng)力最大值：

式中，ne為UHPC 與鋼材彈性模量比。

將相關(guān)參數(shù)代入式(7)及式(8)即可得到換算截面法計算結(jié)果。文獻試驗結(jié)果表明[7]，不同配筋率、保護層厚度的鋼-UHPC 組合板在純彎曲作用下開裂荷載差異較大，由于UHPC 本構(gòu)拉伸模型包含應(yīng)變硬化應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及應(yīng)力軟化應(yīng)力-裂縫寬度關(guān)系[16]，始終采用線彈性本構(gòu)模型的換算截面法無法反映截面真實應(yīng)力分布，計算結(jié)果不能反映UHPC 的真實開裂強度。綜上所述，換算截面法無法描述截面開裂前真實的應(yīng)力歷程，難以準(zhǔn)確界定鋼-UHPC 組合板受彎開裂狀態(tài)，不能總結(jié)出統(tǒng)一的開裂量化標(biāo)準(zhǔn)，需要進行修正。

1.2 截面應(yīng)力法

在換算截面法的基礎(chǔ)上引入雙折線UHPC 抗拉本構(gòu)模型[16]，UHPC 受拉進入應(yīng)變硬化階段后截面的應(yīng)力分布模型如圖2(b)所示。

圖2(a)中εp為峰值應(yīng)變，εe為極限應(yīng)變，圖2(b)中he表示應(yīng)變硬化區(qū)域高度，φc為II 型應(yīng)力分布的中性軸距底邊距離。UHPC 層部分受拉區(qū)域進入應(yīng)變硬化階段時，截面應(yīng)力分布轉(zhuǎn)為II 型，UHPC 受拉應(yīng)力分為彈性區(qū)域及高度為he的應(yīng)變硬化區(qū)域。為保證式(7)成立，中性軸φc隨he的增加而降低，該分布模型描述了一個動態(tài)平衡過程。

圖 2 截面應(yīng)力分布模式示意圖(拉為+，壓為?)Fig. 2 Schematic drawing for theoretical analysis of stress(‘+’ tension, ‘?’ compression)

使用ns進行分析時，相關(guān)公式中除鋼筋應(yīng)力分量外，其余應(yīng)力分量不再包含參數(shù)b。聯(lián)立方程組式(3)～式(18)并代入相關(guān)參數(shù)進行迭代計算，即可得到開裂狀態(tài)下鋼-UHPC 截面實際應(yīng)力分布。設(shè)計試驗?zāi)Ｐ蛯碚撨M行驗證，并綜合文獻[7]及文獻[18]試驗數(shù)據(jù)進行參數(shù)分析，驗證理論分析方法的正確性。

2 方法的試驗驗證

2.1 試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計

試驗采用免蒸汽養(yǎng)護的UHPC 材料，鋼纖維體積含量為2.5%，其基本力學(xué)性能如表1 所示。試驗?zāi)Ｐ凸苍O(shè)計2 組4 個試件：第一組為1 個UHPC 無配筋板，簡稱S-1 試件和1 個UHPC 配筋板，簡稱S-2 試件，用于探索配筋對UHPC 板承載能力和延性的影響；第二組模型針對鋼-UHPC 組合板開裂荷載等相關(guān)問題進行研究，即2 個縱筋保護層厚度不同的鋼-UHPC 配筋組合板S-3 試件與S-4 試件，對比分析縱筋保護層厚度對組合結(jié)構(gòu)在純彎曲荷載下力學(xué)性能的影響，進而對理論分析所提出的截面應(yīng)力法進行驗證。試件的基本尺寸如表2 所示。

表1 UHPC 基本力學(xué)性能Table 1 Basic mechanical properties of UHPC

表2 試驗匯總表Table 2 Parameters of specimens

在S-2 試件中布置等級為HRB400 的鋼筋網(wǎng)，鋼筋直徑為10 mm，如圖3(a)所示。鋼-UHPC配筋組合鋼板底板厚12 mm，材質(zhì)為Q345，鋼底板上布置直徑16 mm、高度40 mm 的剪力釘，間距為200 mm，如圖3(b)所示。鋼-UHPC 配筋組合板試件配筋如圖3(c)所示，布置等級為HRB400，鋼筋直徑為10mm 的鋼筋網(wǎng)，縱筋保護層厚度為35 mm 的S-3 試件縱筋置于橫筋下方，縱筋保護層厚度為25 mm 的S-4 試件縱筋置于橫筋上方。

圖 3 試件構(gòu)造 /mm Fig. 3 Configurations of specimens

圖 4 試件加載示意圖 /mm Fig. 4 Loading sketch for specimens

圖 5 試驗裝置示意圖Fig. 5 Setup of specimens

試驗加載裝置示意圖如圖4 所示，實物照片如圖5 所示，試驗加載方式為四點彎曲加載。試驗過程中實測了純彎區(qū)域的頂點位移、UHPC 受拉表面裂縫寬度及鋼-UHPC 組合板UHPC 層與鋼底板的層間滑移。采集器布置如圖4 所示，使用LVDT(Linear Variable Differential Transformer)直線位移傳感器測量跨中位移Dis-M、兩側(cè)鋼-UHPC層滑移量Dis-L 與Dis-R，在UPHC 受拉表面連續(xù)布置Pi 位移傳感器測量裂縫寬度，其精度為0.01 mm。試驗荷載由MTS 內(nèi)置傳感器通過位移控制加載方法給定，便于采集試件屈服強化階段的跨中位移、裂縫寬度及滑移量。

2.2 主要試驗結(jié)果

各試件的荷載-跨中位移曲線如圖6 所示，以下簡稱P-δ 曲線。由圖6 可知，各試件的P-δ 曲線表現(xiàn)出3 個階段：I 彈性階段、II 裂縫發(fā)展階段和III 屈服階段。圖6(a)為S-1 試件和S-2 試件的P-δ歷程，兩組曲線具有相似的彈性階段及裂縫發(fā)展階段：S-1 試件表現(xiàn)出線性的彈性階段I，P-δ 曲線首次出現(xiàn)轉(zhuǎn)折后進入非線性的裂縫發(fā)展階段II，出現(xiàn)第二次明顯轉(zhuǎn)折后進入短暫的屈服階段III；而S-2 試件表現(xiàn)出略微優(yōu)異于S-1 試件的線性彈性階段I 及非線性裂縫發(fā)展階段II，在出現(xiàn)第二次轉(zhuǎn)折后的屈服階段III 表現(xiàn)出近似線性的位移增長階段。由圖6(b)可知S-3 試件和S-4 試件的P-δ 曲線同樣歷經(jīng)了兩次明顯轉(zhuǎn)折，表現(xiàn)為線性的彈性階段I，非線性的裂縫發(fā)展階段II 和非線性波動的屈服階段III。由于配筋UHPC 具有良好的延性[7]，試件在達到極限承載力后仍具有持久的下降破壞階段，圖6 僅列出P-δ 到達極限承載力前的變化曲線。

圖 6 負彎矩作用下荷載-跨中位移曲線Fig. 6 Load-deflection curves at mid-span of specimens under negative bending test

結(jié)合試驗過程中的觀察可以得出：S-1 試件與S-2 試件在彈性階段時未出現(xiàn)可視裂縫；在裂縫發(fā)展階段，純彎段UHPC 層頂面出現(xiàn)可視裂縫，UHPC 水泥基逐漸退出工作，拉力由內(nèi)部鋼纖維承擔(dān)，截面發(fā)生應(yīng)力重分布后P-δ 曲線仍然上升。對于UHPC 板件，是否配筋導(dǎo)致P-δ 的曲線在屈服階段III 表現(xiàn)出截然不同的歷程。S-1 試件在開裂后隨著裂縫發(fā)展，鋼纖維拉力超過其水泥基的握裹力后拔出，截面迅速破壞，P-δ 曲線經(jīng)歷短暫的上升后即喪失承載能力，其延性較差。而對于S-2 試件，裂縫發(fā)展階段初期UHPC 受拉區(qū)進入應(yīng)變硬化階段后不會立即退出工作，截面應(yīng)力重分布使P-δ 曲線呈現(xiàn)非線性增長，荷載進一步提高后UHPC 拉斷退出工作使鋼筋單獨承受拉力，在鋼筋尚未達到屈服強度前，P-δ 曲線在第三階段呈現(xiàn)近似線性增長。

S-3 試件與S-4 試件的P-δ 曲線初期表現(xiàn)出線性增長的彈性階段I，與UHPC 板類似；進入裂縫發(fā)展階段后II，UHPC 受拉區(qū)受到配筋約束，帶裂縫工作能力較強，進入強化階段的UHPC 導(dǎo)致截面不斷地發(fā)生應(yīng)力重分配，呈現(xiàn)出較為穩(wěn)定的非線性增長階段；與配筋UHPC 板不同，圖6(b)表明鋼-UHPC 組合板在屈服后，縱筋的約束能夠限制UHPC 受拉層裂縫的進一步發(fā)展，UHPC 受拉區(qū)不會立即退出工作，而不斷出現(xiàn)局部UHPC 拉斷退出工作導(dǎo)致整個受拉區(qū)域持續(xù)發(fā)生應(yīng)力重分布的動態(tài)平衡狀態(tài)，這就是圖6(b)表現(xiàn)出P-δ 曲線的屈服階段III 為波動的非線性增長的原因。對比圖6(a)和圖6(b)可知，配筋鋼-UHPC 組合板具有更好的延性，極限承載力遠高于UHPC 板，S-1試件與S-2 試件極限荷載為6.6 kN 與14.3 kN，而S-3 試件與S-4 試件的極限荷載為58.6 kN 與70.7 kN。

通過對試驗過程的觀察還可以得出，S-1 試件及S-2 試件在達到彈性極限后即能觀察到肉眼可視裂縫，而S-3 試件與S-4 試件在達到線彈性極限后不會立即觀測到肉眼可視裂縫，圖7 為各試件喪失承載力時的裂縫分布，圖8 給出了各試件的荷載-最大裂縫寬度P-λ 曲線。

圖 7 純彎區(qū)裂縫分布示意圖Fig. 7 Crack distribution in pure bending area

圖 8 荷載-最大裂縫寬度曲線Fig. 8 Load-maximum crack width curves

試驗過程中UHPC 板與組合板試件的裂縫萌生規(guī)律類似：加載過程中在彈性階段結(jié)束后UHPC 層受拉頂面最先觀察到短小橫向分布的可見裂縫，其寬度發(fā)展穩(wěn)定且緩慢，P-λ 曲線呈近似線性關(guān)系。S-1 試件表面短小裂縫在裂縫發(fā)展階段快速貫通形成1 條主裂縫，其余短小裂縫自動愈合，屈服階段主裂縫快速發(fā)展導(dǎo)致截面突然喪失承載能力，如圖7(a)；S-2 試件的P-λ 曲線在裂縫發(fā)展階段及屈服階段均呈現(xiàn)出較為穩(wěn)定的非線性增長關(guān)系，其表面短小裂縫在裂縫發(fā)展階段隨荷載增加逐漸發(fā)展，形成多條貫通裂縫，其中一條貫通裂縫進一步發(fā)展，在進入屈服時貫穿UHPC，如圖7(b)，其余伴生貫通裂縫寬度基本保持不變。S-3 試件及S-4 試件的表面短小裂縫在發(fā)展階段隨著荷載的增加持續(xù)出現(xiàn)，其裂縫寬度在裂縫發(fā)展階段中期仍能保持較低的發(fā)展速度，但在寬度約0.1 mm 后增長加快，橫向延伸貫通截面豎直向梁底發(fā)展，在純彎區(qū)域形成6 條～8 條貫通裂縫，在屈服后出現(xiàn)一定的波動，裂縫發(fā)展貫穿截面形成若干條貫穿裂縫如圖7(c)與圖7(d)。

通過以上現(xiàn)象分析可以得出，配筋及組合效應(yīng)能夠有效限制UHPC 層受拉裂縫的發(fā)展，提高試件承載能力，特別是配筋鋼-UHPC 組合板延性良好；縱筋保護層厚度對UHPC 的開裂約束影響顯著，由圖8 可知S-4 試件的承載能力明顯優(yōu)于S-3試件，縱筋保護層厚度對試件力學(xué)性能影響明顯，最大裂縫寬度達到約0.1 mm、0.15 mm 及0.2 mm時S-4 試件承載力較S-3 試件分別提高了約49%，60%和63%。由此可見，充分發(fā)揮鋼-UHPC 組合構(gòu)件受拉鋼筋的工作效率，是提高其承載能力，延遲裂縫發(fā)展的有效途徑，這對工程應(yīng)用具有重要的理論指導(dǎo)意義。

2 組試件的試驗關(guān)鍵點數(shù)值匯總見表3，彈性極限指荷載-跨中位移關(guān)系偏離線性階段的極值點；以出現(xiàn)肉眼可見裂縫作為開裂判別標(biāo)準(zhǔn)，對應(yīng)荷載定義為試件的開裂荷載。

表3 主要試驗結(jié)果Table 3 Main test results

試驗同時得到了鋼板與UHPC 層之間的滑移量，表3 分別列出彈性極限與屈服破壞時的實測滑移量。實時采集結(jié)果表明，組合試件至彈性極限前未發(fā)生滑移，為本文以開裂前狀態(tài)建立的相關(guān)公式忽略鋼-UPHC 之間滑移提供了試驗依據(jù)。

2.3 理論計算結(jié)果與試驗的對比

文獻[7]、文獻[18]中采用將鋼和UHPC 兩種材料組成的實際截面換算成拉壓性能相同的假想材料組成的均質(zhì)截面的換算截面法，進而采用材料力學(xué)公式進行中性軸位置及開裂強度的計算。使用換算截面法對本文試驗及文獻試驗所得數(shù)據(jù)進行計算，其中文獻[7]截面鋼底板厚度為14 mm，UHPC 層高度為39 mm，彈性模量為43.3 GPa，鋼筋直徑為10 mm，截面寬度為200 mm；文獻[18]截面鋼底板厚度為12 mm，UHPC 層高度為50 mm，彈性模量為43.3 GPa，鋼筋直徑為10 mm，截面寬度為200 mm。換算截面法的開裂強度計算如表4。結(jié)果顯示，截面配筋率、保護層厚度對計算開裂強度的影響規(guī)律與其對開裂荷載的影響規(guī)律一致[18]，文獻[18]同時表明負彎矩計算開裂強度可提高至42.7 MPa。

表4 換算截面法開裂強度計算Table 4 Calculation of cracking load based ontransformed section method

由表4 可以得出，換算截面法將相關(guān)參數(shù)對截面工作性能的影響直接反映為計算開裂強度，其計算結(jié)果能夠直觀反映組合截面的工作性能。換算截面法將配筋率、保護層厚度等關(guān)鍵參數(shù)直觀的反映為換算截面特性，這種計算方法的局限性表現(xiàn)為：1)鋼底板及UHPC 均采用線性本構(gòu)關(guān)系，計算模型不能體現(xiàn)真實的開裂狀態(tài)截面應(yīng)力分布；2)難以反映UHPC 受拉時的力學(xué)特性，不能體現(xiàn)其雙折線抗拉本構(gòu)關(guān)系；3)這種計算方法必然導(dǎo)致UHPC 計算開裂強度隨結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變而大幅度變化。顯然，任何工程材料在相同受力模式下其開裂強度與其結(jié)構(gòu)形式無關(guān)是學(xué)者們的普遍共識，而文獻[7]結(jié)果顯示采用換算截面法計算不同參數(shù)組合下的開裂強度差距可達1.77 倍。

由表4 可知，換算截面法計算所得S-4 開裂強度較S-3 相差3.61 MPa，而文獻[18]試驗樣本計算結(jié)果開裂強度差距可達13.08 MPa。UHPC 作為一種水泥基工程材料，在相同工作條件下不可能出現(xiàn)開裂強度差距如此之大的情況，這種計算結(jié)果與對UHPC 材料的認知相悖，換算截面法僅能用于截面工作性能的初步判斷。使用截面應(yīng)力法進行計算，所得結(jié)果見表5。

由表5 可知，試件開裂荷載計算值與實測值的比值在0.92～0.98，均值為0.95，采用截面應(yīng)力法進行計算的開裂荷載與實測值吻合良好。截面應(yīng)力法通過引入UHPC 雙折線本構(gòu)模型，能夠更為合理的描述截面應(yīng)力分布，具有廣泛的適用性。迭代計算結(jié)果顯示鋼-UHPC 組合板抗彎開裂荷載與其截面參數(shù)聯(lián)系緊密，截面的中性軸位置及UHPC 的應(yīng)變硬化區(qū)域變化能夠顯著影響截面的開裂荷載。

表5 截面應(yīng)力法開裂荷載分析Table 5 Calculation of cracking load based on section stress method

3 開裂荷載關(guān)鍵影響因素

鋼-UHPC 組合板在純彎曲荷載作用下的開裂荷載是其截面應(yīng)力分布的宏觀表現(xiàn)，其主要影響的相關(guān)參數(shù)為UHPC 抗折強度、彈性模量、鋼底板厚度、UHPC 層厚度、組合板寬度、配筋率及受拉鋼筋保護層厚度。試驗結(jié)果與理論分析表明：UHPC 受拉開裂強度僅取決于其自身的材料性能，不會因試件開裂荷載的提高而增大，配筋率與保護層厚度對UHPC 受拉層的約束表現(xiàn)為肉眼可見裂縫出現(xiàn)時其應(yīng)變硬化區(qū)域的高度變化。

利用截面應(yīng)力法進行計算時，首先需要計算UHPC 受拉層處于線彈性工作時的中性軸高度，將式(9)～式(12)代入式(7)，初始中性軸高度φ0表達式為：

相關(guān)計算結(jié)果匯總?cè)绫?，降低保護層厚度或提高配筋作用系數(shù)均能調(diào)整中性軸高度。

將式(13)代入式(1)，即可得到截面應(yīng)力法應(yīng)力分布的平衡條件，將式(14)代入式(7)并展開，可以將應(yīng)變硬化高度he表示為截面相關(guān)參數(shù)的函數(shù)表達式：

將相關(guān)數(shù)據(jù)代入，通過迭代計算可以得到開裂狀態(tài)的實際中性軸高度φc及硬化高度，計算結(jié)果如表7。塑性化系數(shù)定義為UHPC 受拉層進入應(yīng)變硬化區(qū)域占整個受拉區(qū)域的比值，該項系數(shù)直接反應(yīng)了UHPC 受拉時進入塑性工作的能力，能夠直觀反映結(jié)構(gòu)自身對UHPC 受拉層的約束。迭代計算過程表明，組合板結(jié)構(gòu)相關(guān)參數(shù)均會影響塑性化系數(shù)，而對于實際工程，如UHPC 材料的選型、鋼底板厚度與UHPC 層厚度等參數(shù)的取值需與實際工程相結(jié)合，由表7 可知，降低縱筋保護層厚度及提高配筋作用系數(shù)均能提高UHPC受拉硬化高度。

表6 中性軸初始高度匯總Table 6 Initial neutral heights

表7 截面應(yīng)力法參數(shù)匯總Table 7 Parameters of section-stress method

配筋作用系數(shù)的主要影響因素為配筋率，而過高的配筋率會提高工程成本，且不利于施工。在相關(guān)規(guī)范容許范圍內(nèi)盡可能的降低縱筋保護層厚度，是增強塑性化系數(shù)，提高試件開裂荷載的有效手段。

4 結(jié)論

在換算截面法的基礎(chǔ)上，引入UHPC 雙折線拉伸本構(gòu)模型建立能夠描述截面真實應(yīng)力分布的截面應(yīng)力法，通過2 組4 個試件進行負彎矩試驗，并結(jié)合文獻試驗結(jié)果對截面應(yīng)力法進行驗證及參數(shù)分析，主要研究結(jié)論如下：

(1)通過引入UHPC 雙折線本構(gòu)關(guān)系推導(dǎo)出了截面應(yīng)力計算方法，其對試件開裂荷載的計算值與實測值的比值在0.92～0.98，均值為0.95，計算結(jié)果與試驗值吻合良好，驗證了方法的正確性；

(2)截面應(yīng)力法能夠較為準(zhǔn)確的反映純彎曲作用下鋼-UHPC 組合板截面開裂狀態(tài)時的實際應(yīng)力分布，UHPC 開裂強度僅與其自身材料性能相關(guān)，而組合板的開裂荷載與其結(jié)構(gòu)體系有關(guān)，UHPC 開裂強度不會因組合板開裂荷載的提高而增大。

(3)組合效應(yīng)及配筋對UHPC 受拉區(qū)的約束表現(xiàn)為肉眼可視裂縫出現(xiàn)時UHPC 層的應(yīng)變硬化高度的變化，提高配筋率或降低保護層厚度均能提高該項指標(biāo)；

(4)本文僅分析了鋼-UHPC 組合板在純彎曲荷載作用下的力學(xué)行為，如何將其推廣至復(fù)雜受力狀態(tài)下的鋼-UHPC 組合橋面板體系是下一步工作的重點。