0 引言

正交异性钢桥面板因自重轻、承载力高、适用范围广等特征，在大跨钢桥中得到了广泛的应用^[1]，但由于局部刚度不足、超载车辆行驶等原因，常易发生疲劳开裂现象^[2-4]。而超高性能混凝土(UHPC)是一种新型纤维增强水泥基复合材料，具有高强度、高韧性和优异耐久性^[5-7]，在正交异性钢桥面板上铺设UHPC层，形成组合桥面结构体系，能显著增加面板刚度，显著降低活载应力幅，从而有效解决钢桥面板的疲劳开裂问题^[8-9]。

在钢混组合结构中剪力连接件是确保钢和混凝土能有效协同工作的关键部件，PBL剪力键具有优异的抗剪综合性能^[10-11]。Oguejiofor等^[12]分析了PBL剪力键对钢混组合梁受力性能的影响，发现增加横向贯穿钢筋能有效改善组合梁的极限抗弯承载能力；贺绍华等^[13]完成28个试件的推出试验，发现PBL剪力键的抗剪承载力和延性比栓钉更好; 胡建华等^[14]通过59个PBL剪力键推出试件，发现开孔钢板孔径、贯通钢筋直径及强度、混凝土强度和配箍率等对PBL剪力键的极限抗剪承载力有较大影响；赵晨等^[15]基于66个PBL键试件的推出试验结果，提出了PBL剪力键抗剪承载力的计算方法；He等^[16]通过24个PBL剪力键模型试件的推出试验，研究了UHPC的等因素对PBL键抗剪性能的影响，结果显示钢纤维掺量对PBL剪力键的力学性能有较大影响；郑双杰等^[17]设计了PBL剪力键结合面垂直方向的抗拉拔对比试验，结果表明开孔钢板槽口对其结合面垂直方向的承载能力影响较小；赵秋等^[18]通过6个推出试件对PBL剪力键的横向抗剪性能进行了研究，发现提高开孔钢板厚度能够提高PBL剪力键的横向抗剪承载力及抗剪刚度，并给出了PBL剪力键的横向抗剪承载力计算公式。

组合桥面施工时，为加快工期、保证施工质量，宜采用工厂预制组合节段、现场浇注湿接缝的施工工艺^[19]。湿接缝处钢筋构造形式、配筋率和对新旧混凝土界面的处理方式均会影响湿接缝的轴向抗裂性能^[20-21]。

Pan等^[22]通过受拉和弯曲试验研究了接缝类型对钢-UHPC组合桥面板的抗裂性能，结果显示齿接缝和异形钢板接缝的抗裂性能明显优于平缝；邵旭东等^[23]研究了不同配筋率、异形钢板企口角度、设置焊接钢筋网对湿接缝受力性能的影响，发现湿接缝设置异形钢板或焊接钢筋网时抗裂性能明显提高；Zhao等^[24]提出了一种燕尾榫形湿接缝，并利用弯拉试验和有限元数值模拟方法研究了燕尾榫形湿接缝倾角和不同配筋率对接缝抗裂性能的影响，结果表明燕尾榫形湿接缝的倾角对接缝抗裂性能影响不大，配筋率是影响组合板抗裂性能的主要因素。

由于目前国内外研究和应用于钢-UHPC组合桥面板中的连接件主要是栓钉等，未发现钢-UHPC组合桥面板中采用PBL剪力键的构造体系，PBL剪力键在钢-UHPC组合桥面板中能否同样适用值得明确，但目前相关的研究却未见报道，值得进一步研究。

正在建设中的湖北省丹江口水库特大桥是一座主跨为760 m的双塔双索面地锚式Π形混合梁斜拉桥，主跨主梁采用钢-UHPC组合桥面板结构，标准横截面如图 1所示。为充分利用UHPC的高强性能，设计考虑将UHPC面层与钢箱梁一道全程参与结构第1体系受力，为此将钢梁顶面的UHPC层与钢梁一道在厂内完成预制，形成钢-UHPC组合结构体系后再在现场进行节段拼装，现场采用现浇湿接缝完成节段间UHPC部分的连接。本研究以此桥的钢-UHPC组合桥面结构为背景，提出了一种用于钢-UHPC组合桥面结构中带主、副槽口的PBL剪力键，如图 2所示。其中主槽口便于横向贯穿钢筋的施工和孔中UHPC流动，副槽口则方便施工时顶层横向钢筋的定位和增加PBL剪力键的抗剪承载力。

组合桥面中的钢筋网由3层钢筋组成，底层横向钢筋是PBL剪力键构造中的横向贯穿钢筋，PBL剪力键顶部以上UHPC层内实际上仅布置一层必需的双向钢筋网。由于组合桥面板在车轮荷载作用下，其横向受力局部效应明显^[25]。两层横向钢筋与UHPC协同横向抗弯，中间层纵向钢筋与PBL剪力键开孔钢板共同纵向抗拉。桥面板受力特性正好与UHPC层中横桥向双层钢筋、纵桥向一层钢筋的布置相协调。

本研究以剪力键、湿接缝类型为试验参数，设计了5个钢-UHPC组合桥面板局部足尺模型试件，并对其进行了抗拉试验，来确定采用PBL剪力键钢-UHPC组合桥面板负弯矩区的纵桥向受力性能，为其设计和应用提供依据。

1 试验概况

通过钢-UHPC组合桥面板局部足尺模型的纵向受拉试验，明确不同类型剪力键和接缝类型对前述主梁负弯矩区钢-UHPC组合桥面板纵桥向受力性能的影响，以及钢-UHPC组合桥面板中采用PBL剪力键的适用性。

1.1 试件设计

在纵桥向负弯矩作用下，钢混组合梁顶部混凝土处于拉弯状态，由于顶部薄层混凝土距组合梁中性轴较远，弯曲作用较小，与轴心受拉状态相当^[26]。考虑到主梁高度较大(3 000 mm)，U肋高度较小(280 mm)、间距较大(600 mm)且位于更靠近截面中性轴的顶板下，U肋截面面积仅占整个桥面系面积的约11%左右，因此U肋对纵向负弯矩区靠近截面顶缘UHPC层内的拉应力影响较小，偏于安全未考虑U肋的作用，将试件设计成钢板-UHPC层组合板式构件。局部足尺模型试件如图 3所示，试验参数选取为剪力键类型(分别为栓钉和PBL剪力键)和湿接缝类型(分别为无缝整浇、平缝和齿缝)。这里湿接缝类型中的无缝、平缝和齿缝，分别对应: UHPC层一次性连续整体浇注, 见图 4(a)~(b); UHPC层先期预制部分与后浇部分结合面为直线型平面, 见图 4(c)~(d); UHPC层先期预制部分与后浇部分结合面为折线型平面, 见图 4(e)。

5个试件的编号及各具体参数见表 1，试件采用的UHPC设计强度为150 MPa，钢材为Q345，试件

UHPC层内的中层纵向钢筋和顶层横向钢筋采用直径12 mm的HRB400级钢筋，间距为50 mm。其中无缝和平缝试件全长为2.6 m，测试段标距为0.9 m，矩形齿缝试件全长为2.8 m，测试段标距为1.1 m；组合板中间测试段横向宽度为600 mm(U肋间距)；试件哑铃型端底部一侧布置有3道钢板加劲肋，加劲肋的尺寸为600 mm×108 mm×8 mm；组合板试件试验段板厚92 mm，其中钢板厚12 mm，UHPC面层厚80 mm。UHPC层通过剪力键与钢板连接，栓钉试件的栓钉规格为Φ13×65 mm，横、纵向间距为300 mm；PBL剪力键试件的开孔钢板厚度为8 mm、高度为55 mm，开孔钢板上有圆孔直径为35 mm、宽16 mm的主槽口，纵向布置间距为100 mm；PBL剪力键试件主槽口中的横向贯穿钢筋采用HRB400级钢筋，直径为12 mm；开孔钢板上副槽口的形状采用半椭圆，尺寸如图 3(e)所示，纵向布置间距为50 mm。

湿接缝UHPC层内钢筋与预制部分UHPC层伸出钢筋之间的连接采用附加短钢筋绑扎搭接，其两端与预制板内预留钢筋的搭接长度均为15 d，试件测试段具体配筋情况和接缝构造如图 4所示。

无缝试件采用UHPC一次浇注成型；接缝试件UHPC层分两次浇注完成，先浇注预制部分UHPC层，然后对接缝界面采用高压水枪凿毛方式处理后，再浇注湿接缝部分的UHPC层。试件在UHPC层浇注完成后常温保湿养护24 h，然后拆除模板，养护至龄期。

1.2 加载测试

5个试件均采用2台同步液压千斤顶对顶试件两哑铃型端部的加载方式。2台千斤顶相对于试件的纵轴线横向对称布置在试件测试段两侧，由同一液压阀同步控制，以此实现在试件测试段横向对称加载，千斤顶施加每一级荷载由压力传感器测量，如图 5所示。

试验目的是测试配置PBL剪力键钢-UHPC组合桥面板的负弯矩区纵向抗拉性能，因而荷载施加时尽可能让哑铃型试件中间的测试段处于轴心受拉状态。但UHPC层开裂试件受力进入非线性阶段后，随着荷载的增加，组合截面中UHPC、钢筋和钢板上的应力分布会不断改变，难以保证构件测试段一直处于轴拉状态。因此，仅在初始荷载施加时，通过图 5所示千斤顶端部钢垫块和试件牛腿侧面间的钢垫条施加局部线性荷载，并调整钢垫条位置高度，使测试段板顶和板底表面的拉应变基本相等，实现试件测试段在弹性阶段的受力接近轴心受拉状态。之后钢垫条位置不再改变，单调加载直至构件达到极限状态而破坏。

试件测点布置如图 6所示，试验过程中测量每一级荷载下测试段UHPC层顶面和两侧和钢板底面和两侧不同位置处的应变，同时记录了每一级荷载下各裂缝宽度以及试件伸长量。电阻应变片和位移计的数据利用应变采集箱连接至电脑上动态信号采集系统，通过采集系统保存每一级荷载下的试验数据。UHPC层的裂缝宽度采用裂缝宽度测量仪测量，同时为测量接缝界面开裂后的裂缝宽度，跨每一道接缝界面横向对称布置2个基距为100 mm的电阻式位移计；在无缝和平缝试件、矩形齿缝试件的测试标距范围内分别设置基距为600 mm，1 000 mm的引伸仪测量试件伸长量。

试件屈服前，采用力控制加载。UHPC层开裂前，每级荷载增量控制在20 kN左右；UHPC层开裂后至试件屈服前，每级荷载增量控制在50 kN左右；试件屈服后分级加载直至试件钢筋、钢板全部屈服，试件破坏。

1.3 材料性能

试验采用的UHPC配合比见表 2，其中UHPC掺入的平直型钢纤维(长径比为13 mm/0.2 mm=65)体积分数为3.0%，钢纤维极限抗拉强度为2 600 MPa。

在进行试件浇注时，现场用同批混凝土制作材性试块，并和试件在相同条件下养护。其中立方体抗压强度由100 mm立方体试块测得，轴心抗压强度和受压弹性模量、抗折强度分别由100 mm×100 mm×300 mm, 100 mm×100 mm×400 mm的棱柱体试块测得，轴拉强度由狗骨型轴拉材性试块测得，测得的UHPC力学性能如表 3所示。试验中使用的钢筋为HRB400级，其屈服强度为492 MPa，极限强度为687 MPa。

2 试验结果及分析 2.1 裂缝发展及破坏形态

无缝试件T-S-NJ和试件T-P-NJ在UHPC层截面最薄弱处产生初始裂缝，而接缝试件T-S-FJ，T-P-FJ和T-P-RJ均在接缝界面产生初始裂缝。继续增加荷载，试件的UHPC层相继出现新的裂缝，裂缝间距减小。但在钢纤维的桥接作用下，UHPC层仍在继续发挥作用，试件未产生贯通裂缝。随着荷载不断增加，试件逐渐出现细小裂缝，一些裂缝相互连接起来，并形成一条贯通裂缝，然后这条贯通裂缝的宽度会逐渐增大，最终成为主裂缝。试件最终破坏形态为纵向钢筋、钢板屈服。

图 7展示了试件卸载后的裂缝分布情况。平缝试件T-S-FJ，T-P-FJ的主裂缝均出现在平接缝界面，矩形齿缝试件T-P-RJ的主裂缝则出现在湿接缝的外侧接缝界面。与带接缝试件不同的是，无缝试件T-S-NJ，T-P-NJ由于UHPC层薄弱处的随机分布使得主裂缝位置存在不确定性。

需要指出的是，在同样的荷载作用下，无缝和平缝栓钉试件的主裂缝宽度略宽于PBL试件。这是因为采用PBL剪力键使得钢-UHPC层之间具有更强的组合作用，并且PBL剪力键构造中的开孔钢板可以等效于纵向钢筋参与受拉。对于试件T-P-RJ，其测试段中间有一条主要裂缝产生且矩形齿侧边未出现纵向裂缝，其平均裂缝间距为45 mm，小于平缝试件T-P-FJ的50 mm，表明矩形齿缝具有更好的抗裂性能。

2.2 开裂荷载和极限荷载

在此定义初裂荷载为UHPC基体开裂时的荷载, 极限荷载为试件受拉过程中达到的最大荷载，而极限位移为在极限荷载作用下引伸仪基距内试件的伸长量；文献[27]指出UHPC的裂缝宽度小于0.05 mm时，UHPC仍然能保持良好的耐久性。因此，定义名义开裂荷载为试件最大裂缝宽度为0.05 mm时对应的荷载。汇总各试件的初裂荷载、名义开裂荷载和极限荷载如表 4所示。

分析表 4可知：

(1) 初裂荷载

PBL无缝试件比栓钉无缝试件的初裂荷载提高了3.6%，PBL平缝试件比栓钉平缝试件的初裂荷载提高了7.1%，源于UHPC层内纵向连续PBL的参与作用，且PBL剪力键相当于纵向钢筋参与受拉，使得换算截面面积增大、组合作用加强。

栓钉平缝试件与栓钉无缝试件相比，其初裂荷载降低了48.0%；PBL平缝、齿缝试件分别比PBL无缝试件的初裂荷载降低了46.3%，16.6%。可见接缝界面是钢-UHPC组合桥面板抗裂性能的薄弱部位，但PBL齿缝试件可显著提高界面的初裂强度，仅比无缝试件低16.6%。

(2) 名义开裂荷载

当PBL无缝和平缝试件的裂缝宽度为0.05 mm时，相对于栓钉无缝和平缝试件，其名义开裂荷载分别增加了3.3%和10%，这是因为UHPC层内纵向连续的PBL剪力键参与作用所致。PBL齿缝试件比PBL无缝试件的名义开裂荷载低40%，但比PBL平缝试件的名义开裂荷载高了66.2%。这表明PBL齿缝试件相比平缝试件具有更好的抗裂性能。

(3) 极限荷载

PBL试件的极限荷载比栓钉试件高2.6%，这是由于试件的极限抗拉承载力取决于纵向钢筋、钢板的数量与强度。而PBL试件中由于纵向连续PBL剪力键中的开孔钢板共同参与受拉，这使得其极限荷载比栓钉试件略高。

2.3 名义拉应力-应变曲线

图 8展示了荷载为330 kN时栓钉平缝试件T-S-FJ的应变分布，试件基本上处于轴拉状态，其他4个试件的应变也呈现类似情况。因此，我们近似地按试件测试段处于轴心受拉状态来计算混凝土的名义拉应力。

由图 8可知，由于试件制作的初始误差，特别是UHPC开裂的随机性，致使截面特性沿横向不可能保持均匀，进而造成左、右侧混凝土应变有一定的差异。故之后的结果分析时，采用同一截面应变的均值作为结果的代表值，以尽可能降低横向不均匀的影响。

UHPC的名义拉应力按照平截面假定，将钢筋、钢板面积换算为等效的UHPC面积，按材料力学方法计算，如式(1)~ (2)所示：

(1)

(2)

式中，σ_c为UHPC的名义拉应力；P为试件的轴心拉力；b为试件测试段的宽度；A₀，A_s分别为UHPC层的换算截面面积、纵向受拉钢筋的截面面积；h_s, h_c分别为钢板厚度、UHPC层厚度；n为钢和UHPC的弹模比，n=E_s/E_c；E_s，E_c分别为钢材、UHPC的弹性模量，分别取为200 GPa，55.7 GPa。

图 9展示了各试件UHPC的名义拉应力-应变曲线，其中应变为试件测试段内的平均应变。从图 9中可知：(1)试件在加载到UHPC层初裂之前，UHPC应力与应变大致成正比，呈线性关系，处于弹性阶段；(2)当UHPC开裂以后，组合截面的刚度降低，且无缝试件的开裂后刚度明显高于接缝试件，这个阶段定义为开裂后阶段。值得注意的是在开裂后阶段，随着荷载的进一步增加，所有试件的开裂后刚度并没有快速地继续降低，这是因为跨裂缝处的钢纤维具有桥接作用，仍然能够承受拉力；随着主裂缝处UHPC层内的钢纤维不断拔出，UHPC逐渐退出工作，荷载由钢筋、钢板承担，试件的开裂后刚度快速下降；(3)当试件的钢筋、钢板相继屈服后，荷载稍有增加，裂缝迅速扩展，应力-应变曲线中对应出现明显的屈服平台，此阶段为屈服阶段。当试件的钢筋、钢板全部屈服后，裂缝开展很大，试件破坏。

各试件UHPC的初裂强度和名义抗拉强度如表 5所示。

由表 5可见：

(1) 相对于无缝栓钉试件，无缝PBL试件的初裂强度提高了3.6%，名义抗拉强度提高了3.3%；相对于平缝栓钉试件，平缝PBL试件的初裂强度提高了5.1%，名义抗拉强度提高了10%。

(2) 无缝栓钉和PBL试件的名义抗拉强度均比初裂强度提高了约71%，而平缝栓钉、PBL试件的名义抗拉强度比初裂强度仅分别提高12.7%, 15.8%。原因是接缝试件都是在两侧新旧混凝土接缝界面上出现初始裂缝，接缝界面处钢纤维的不连续和桥接作用弱使得其抗裂性较差，裂缝宽度能更快发展到0.05 mm。

(3) 齿缝PBL试件的初裂强度和名义抗拉强度分别较平缝PBL试件高55.1%和66.2%，这是因为矩形齿缝试件接缝处横截面有一半面积UHPC为接缝界面，另一半面积UHPC为整体浇注，且矩形齿缝的纵向侧缝抗剪作用远强于其横向平缝的正拉作用。

此外，如图 4(e)所示矩形齿缝PBL试件齿缝外侧截面的初裂强度、名义抗拉强度分别为11.85 MPa，12.63 MPa，而内侧截面UHPC的初裂强度、名义抗拉强度分别为12.98 MPa，20.92 MPa。矩形齿缝内侧截面UHPC层的初裂强度、名义抗拉强度比齿缝外侧截面分别提高了6.6%，61.2%。这是因为矩形齿缝内侧截面有纵向钢筋搭接区跨过，导致其配筋率比外侧截面的配筋率提高了50%，由此说明提高接缝截面的配筋率，可改善接缝的抗裂性能，特别是能大幅提高接缝的名义抗拉强度。

图 10展示了各试件UHPC的名义拉应力-最大裂缝宽度曲线。在相同应力增量下，无缝试件最大裂缝宽度扩展速度比接缝试件慢，因为是接缝试件的主裂缝都出现在接缝界面处，接缝界面的抗裂性能远低于无缝整体截面的抗裂性能。同时相对于平缝试件，矩形齿缝试件的最大裂缝宽度发展速度更慢，说明矩形齿缝试件具有更好的裂缝控制性能。

2.4 开裂后刚度

将应力-应变曲线中初裂点与名义抗拉强度对应点之间的割线刚度定义为试件的开裂后刚度K_s，如式(3)所示：

(3)

式中，σ_cr，ε_cr分别为试件初裂点处的应力及应变；σ_n，ε_n分别为试件名义抗拉强度对应点处的应力及应变。

各试件开裂后的刚度计算结果如图 11所示。结果表明：无缝和平缝PBL试件开裂后的刚度分别比无缝和平缝栓钉试件提高了52.7%和63.2%，亦即采用PBL剪力键可大幅提高试件开裂后的刚度，原因是PBL剪力键能提供更强的钢-UHPC组合作用。相较于无缝试件，栓钉平缝试件开裂后的刚度降低了58.4%；PBL平缝和齿缝试件开裂后的刚度则分别降低了56.2%和33.2%，齿缝试件开裂后的刚度比平缝试件提高了34.5%。

3 结论

(1) PBL试件的初裂强度、名义抗拉强度比栓钉试件略有增加，PBL无缝试件的初裂强度、名义抗拉强度比无缝栓钉试件仅分别提高3.6%，3.3%，PBL平缝试件的初裂强度、名义抗拉强度比平缝栓钉试件分别提高5.1%，10.0%；但PBL试件开裂后的刚度比栓钉试件显著提高，其开裂后的刚度比对应无缝、平缝栓钉试件分别可提高52.7%，63.2%。

(2) PBL矩形齿缝试件的抗裂性能比平缝试件有明显改善。矩形齿缝试件比平缝试件的初裂强度、名义抗拉强度和开裂后刚度分别提高了55.3%，66.2%和53.3%。

(3) 接缝界面是组合桥面板的薄弱部位，采用矩形齿缝并同时增加接缝界面的配筋率可以显著改善接缝界面的抗裂性能。PBL齿缝试件内侧接缝截面配筋率比外侧齿缝截面提高50%，其名义抗拉强度可提高61.2%。

(4) 配置PBL剪力键的钢-UHPC组合桥面板相比栓钉可以更显著地提高桥面板负弯矩区的综合纵向受拉性能。

本研究专注于配置PBL剪力键的钢-UHPC组合桥面板在负弯矩作用下的纵向受拉静力性能，其疲劳性能还有待进一步研究。