PART-1 前言
本文主要文献和数据来源：Journal of Bridge Engineering、Journal of Structural Engineering、Journal of Constructional Steel Research、Construction and Building Materials、Journal of Highway and Transportation Research and Development、Composite Structures、Engineering Structures、Advances in Concrete Construction、Advances in Civil Engineering、Thin-Walled Structures、土木工程学报、中国公路学报、建筑结构学报、工程力学、桥梁建设、复合材料学报、公路、世界桥梁、西南交通大学学报（自然科学版）、东南大学学报（自然科学版）、浙江大学学报（工学版）、长安大学学报（自然科学版）等。
交通系统是现代文明的血脉。在我国国民经济高速发展的这40余年之间，交通事业的飞跃式发展在其中起到了至关重要的作用。如今我们早已不再将眼光局限于一地乃至一国，而是在“一带一路”与交通强国战略之下开始进行人类命运共同体的伟大建设，在这种背景之下，交通土建事业必将迎来新的大发展时期。这个时期的土木建筑结构将与过往的年代有着本质的不同。新材料与信息技术的应用、智能化发展都将成为新的发展趋势。桥梁结构在这一发展潮流中也概莫能外，UHPC等新材料在桥面结构中的应用就是这种趋势的具体体现之一。
传统正交异性钢桥面体系是由纵向加劲肋和横隔板支撑正交异性钢桥面板，然后在正交异性钢桥面板上再铺装沥青混凝土磨耗层。这种体系的强度-自重比相对较高，施工较为简便，因此在现代大跨度桥梁桥面系中十分常见。然而，此类桥面结构中却始终普遍存在正交异性钢桥面的疲劳与桥面铺装易损等问题。这些问题主要来源于桥梁第二、第三体系的刚度不足，局部变形偏大这一现象。UHPC是一种刚度与强度较大，韧性和耐久性较好的材料。若将其用作刚性铺装参与承受桥面交通荷载，则可以较好地解决钢桥面板疲劳破坏以及桥面铺装易损坏等问题[1]。目前较为普遍的做法是在正交异性钢桥面板上铺装一层较薄（相对传统沥青混凝土铺装而言）的UHPC层，然后再在其上铺设沥青混凝土或其他材料制成的磨耗层。由于UHPC层一般较薄，所以此类桥面结构的自重一般将明显低于传统的正交异性钢桥面板 沥青混凝土磨耗层的结构。本文所述主要基于2020和2021年的中文与英文文献，兼及部分2019年文献，对钢-UHPC组合桥面板结构的若干相关研究方向进行了一个简单的总结。然而UHPC的应用属于现代土木工程研究的热点之一，相关研究工作不知凡几，笔者格于能力所限，难免总有遗珠之憾，唯有留待后作再加补遗。
PART-2
钢-UHPC组合桥面板结构与工艺的创新
装配式桥梁结构是现代桥梁工程技术的重要发展方向之一。装配式桥梁的构件在工厂环境下预制，质量易得到保证，养护条件好，收缩徐变变形较小，生产效率高，现场安装工期较短。自南京第五长江大桥大规模采用以燕尾榫形的湿接缝连接的装配式UHPC桥面板以来[2]，装配式UHPC桥面板逐渐得到了重视。桥面板与钢结构之间、桥面板与桥面板之间的可靠连接问题成为该领域内的研究热点。
西南交通大学赵灿晖等[3]在南京长江第五大桥的相关工作基础之上进一步开发了一种新的全预制的桥面板体系。在这种桥面板体系中，他们不再采用湿接缝连接相邻的UHPC桥面板，而是在预制桥面板时预留了特殊的连接结构。该结构由带栓钉的钢板或预应力钢筋组成，如图1所示。
(a)
(b)
图1 赵灿晖等开发的全预制装配式钢-UHPC组合桥面板[3]
西南交通大学高性能桥梁研究团队的张清华教授等[5]提出了一种新型装配式UHPC华夫型上翼缘组合梁。UHPC 华夫型上翼缘由顺桥向预制板单元通过现浇湿接缝连接而成，其纵、横肋均采用上宽下窄的梯形截面，以方便脱模，如图2所示。在工字钢与UHPC华夫型上翼缘相连处，设置了剪力槽。张清华等分别研究了槽内采用组合榫连接件或剪力钉两种情况，如图7所示。研究结果表明：装配式UHPC华夫型上翼缘组合梁在有效解决传统钢-混凝土组合梁负弯矩区的抗裂问题的同时，可实现预制装配式施工，在连续梁桥中具有较好的适用性。
(a) UHPC华夫型上翼缘组合梁横截面
(b) A-A截面
(c) B-B截面
(d) 纵肋单元
(e) 剪力槽
图2 张清华等提出的装配式UHPC华夫型上翼缘组合梁[5]
白午龙等[6]发现UHPC层中的密布剪力键和钢筋网不仅会增加施工和养护维修难度，而且可能造成浇筑不密实的后果，因此提出解决方案：在钢桥面板和UHPC层之间采用局部剪力键与环氧粘结的方式连接，并通过设置变形缝等构造措施消除较大的温度、收缩应力，如图3所示。这种方式不仅降低了施工难度，而且保证了UHPC层的成型质量。为了解决在钢桥面板上现浇UHPC造成的养护困难、施工工期长等问题。白午龙等针对采用这种新型桥面铺装的组合梁进行了疲劳试验研究。试验结果表明：采用新型桥面铺装的组合梁结构的薄弱部位为环氧黏结层，疲劳试验时首先发生脱层，且破坏形式为脆性破坏；不同应力水平下，组合梁在疲劳试验过程中没有明显的刚度退化，且在经历疲劳试验之后仍然具有相当高的抗弯承载力，说明该新型UHPC桥面铺装具有良好的抗弯性能和抗疲劳能力。
图3 白午龙提出的新型UHPC钢桥面铺装[6]
惠清高速公路麻埔停车区跨线桥为国内外首座全预制装配式钢-UHPC组合梁桥，其负弯矩区的UHPC预制板与钢结构的连接采用“T”形接缝方案，如图4所示。李志峰等[7]以该桥为背景建立了全桥有限元模型进行了钢梁和UHPC层应力分析、组合梁稳定性分析、承载能力极限状态和正常使用极限状态分析，各项验算都满足规范要求，可知UHPC可很好的适用于组合结构，形成的装配式钢-UHPC组合梁可满足工程设计要求。
图4 惠清高速公路麻埔停车区跨线桥负弯矩区“T”形接缝构造示意图[7]
冯峥等[8]设计了4种桥面板方案：即矮胖型带肋板方案、瘦高型带肋板方案、矩形平板方案、华夫板方案，利用ABAQUS软件建立有限元模型（见图5及表1），进行桥面板影响线及静承载能力分析，得出了以下结论：带肋桥面板方案板肋下缘纵向应力的影响线峰值最大，各方案桥面板的主拉应力值较大区域均集中在跨中肋（面）板下底缘以及与纵隔板相接处的面板顶缘；截面形式对桥面板的抗弯承载能力影响较大。瘦高型带肋板方案相较于矮胖型带肋板方案抗弯承载能力更优；相较于矩形平板方案，其板肋下缘、面板上下缘应力均得到显著减小；相较于华夫板方案，桥面板最大主拉应力值相差不大，华夫板横肋的存在对减小带肋桥面板板肋下缘的最大主拉应力几乎没有帮助。
图5 冯铮等建议的钢-UHPC组合梁标准横断面（单位：mm）[8]
表1 冯铮等考察的不同方案下钢-UHPC组合梁主要参数（单位：cm）[8]
钢-UHPC组合桥面板不仅对新建桥梁意义重大，它在修复在役正交异性桥面板方面的应用也已成为一种趋势。然而，现场浇筑的UHPC需要长达72小时的高温养护，不仅影响交通，并且养护时的升温降温极易对钢结构的安全使用造成不利影响。为改善这一问题，陈李峰等[9]研发出一种免蒸养UHPC，从抗压强度和干燥收缩对免蒸养UHPC及蒸养UHPC进行对比（如图6所示），发现免蒸养UHPC早期强度发展迅速，满足施工要求，28d收缩为340με略高于蒸养UHPC。此外，对免蒸养UHPC钢桥面铺装试验段的跟踪监测未发现免蒸养UHPC有何不良影响，因此免蒸养UHPC可应用于钢桥面的修复工程中。
(a)抗压强度对比
（b）干燥收缩对比
图6 免蒸养UHPC与蒸养UHPC抗压强度和干燥收缩对比[9]
PART-3
组合桥面体系中剪力连接件的性能研究
UHPC与钢桥面板的有效连接是充分发挥两种材料性能的前提。常规结构中最常用的钢-混凝土剪力连接件是剪力钉。剪力钉的抗剪承载力与剪力钉材料的抗拉强度、混凝土强度及剪力钉的几何参数有关。在一般钢-混凝土组合结构中，为了限定剪力钉的破坏形态，要求剪力钉的长径比不应小于4:1。但在钢-UHPC桥面板中，由于UHPC层一般较薄，所以往往无法保证满足这样的剪力钉长径比要求。正因如此，在钢-UHPC桥面板中一般采用短剪力钉或其他剪力连接件。
张清华等[5]在提出前述装配式UHPC华夫型上翼缘组合梁时，采用了组合榫型连接件来连接UHPC华夫板与钢结构，如图7所示。该类连接件的刚度与承载力均高于剪力钉（如图8所示），且采用组合榫型剪力槽时华夫型上翼缘纵肋底缘拉应力更小，钢混界面纵横向滑移处于弹性阶段。
图7 装配式UHPC华夫型上翼缘组合梁的剪力槽[5]
图8 组合榫连接件与剪力钉的荷载-滑移曲线对比[5]
田壮等[11]针对在建的佛山富龙西江UHPC桥面板组合梁斜拉桥，建立斜拉桥的空间有限元模型，并结合已有的钢-UHPC组合结构的推出试验，确定了该斜拉桥的栓钉抗剪刚度，并对栓钉进行简化，同时考虑滑移效应对斜拉桥成桥阶段的主梁受力影响，分别研究栓钉抗剪刚度折减以及UHPC桥面板收缩徐变对主梁的受力影响。分析表明：成桥阶段的滑移量均符合规范的限值；刚度折减0.5倍时，滑移量满足要求且受力变化不大（如图9），可以减少栓钉布置，提高经济性。
图9 田壮等所研究的钢-UHPC组合桥面板中栓钉不同抗剪刚度折减度的影响比较[11]
Tong等[12]为了研究高强度钢-UHPC组合梁剪力钉连接件的抗剪性能，制作了6个推出试验，分为3组在静载荷下进行推出试验。考察参数包括剪力钉直径（13mm/19mm）和剪力钉布局（单剪力钉/剪力钉群）。由于试验中采用的UHPC板厚达150mm，故剪力钉的长度均取为80mm，长径比超过4.0。试验结果表明：所有高强度钢-UHPC推出试件的破坏模式均为剪力钉杆破坏，如图10所示。剪力钉直径对其抗剪性能有显著影响。直径为19 mm的剪力钉抗剪承载力和抗剪刚度分别比直径为13mm的剪力钉大82.4%和46.0%，剪力钉的布置对其抗剪承载力影响不大，但会降低单个剪力钉的剪切刚度；高强度钢对剪力钉的抗剪性能影响不显著，与普通混凝土相比，UHPC可以提高剪力钉的抗剪承载力和抗剪刚度，但由于其高弹性模量，会降低剪力钉的延性。通过建立理论模型，提出了单剪力钉和组剪力钉布置的高强度钢-UHPC推顶试件剪力钉抗剪刚度的计算公式。计算结果与实验结果吻合较好（如图11）。研究认为，产生群钉效应的主要原因是剪力钉间距过短导致混凝土抗剪能力低下。
单剪力钉
剪力钉群
图10 Tong等所做试验中单剪力钉和剪力钉群试件的破坏形态[12]
图11 Tong等所做推出试验结果与拟合方程的载荷滑移曲线比较[12]
由于剪力连接件的焊接缺陷、意外过载、疲劳等原因导致的剪力钉损伤可能会降低组合梁的使用性能，甚至威胁结构安全，因此Qi等[13]对嵌入在UHPC中的含损伤剪力钉的静力性能进行了有限元模拟，如图12所示，参数包括损伤程度和损伤位置。研究结果表明：当损伤位置为距剪力钉根部2/3d（d为剪力钉直径）时，即使剪力钉的面积显著减小，剪力钉的抗剪强度对损伤程度也不敏感，然而当损伤位置距离剪力钉根部的距离增大时，剪力钉抗剪面积增大，破坏截面发生倾斜，且不垂直于剪力钉高度方向，导致抗剪强度和抗剪刚度的降低幅度减小，如图13所示；继而提出了考虑损伤剪力钉抗剪强度退化的折减系数计算方法。结果表明，该方法较好地预测了具有初始损伤的剪力钉的抗剪强度。
图12 Qi等建立的含损伤剪力钉有限元模型[13]
图13 文献[13]中损伤程度对剪力钉抗剪强度和刚度的影响
（L为剪力钉钉身损伤到根部之间的距离）
石广玉等[14]采用Schwartz-Neuman交替法建立钢-UHPC组合结构中剪力钉焊缝表面裂纹的三维断裂力学模型（如图14），研究焊接剪力钉疲劳寿命的高效评估方法和剪力钉的疲劳寿命预测，并与钢-UHPC组合结构的推出疲劳试验结果进行对比，结果表明：在钢-UHPC组合结构的层间剪力作用下，钢-UHPC组合结构的剪力钉焊缝裂纹属于Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型复合的混合型裂纹，且裂纹呈非平面扩展，如图15所示；剪力钉的疲劳破坏位置主要取决于剪力钉焊缝2个焊趾处初始裂纹相对于裂纹驱动力的方位和裂纹尺寸之比；基于剪力钉焊缝表面裂纹三维扩展得到的剪力钉疲劳寿命预测值与推出试件疲劳试验给出的剪力钉疲劳寿命实测结果吻合良好，证明基于Schwartz-Neuman交替法的表面裂纹三维扩展可高效和可靠地用于钢-UHPC组合桥面板中剪力钉的疲劳寿命评估。
图14 剪力钉焊缝裂纹及其基于Schwartz-Neuman交替法的断裂力学模型[14]
裂纹扩展路径
裂纹扩展三维形貌
图15 剪力钉焊缝表面裂纹三维扩展路径与形貌[14]
PART-4
钢-UHPC组合桥面体系在静载作用下的基本力学性能研究
邵旭东等[15]为研究钢-UHPC轻型组合桥面结构的裂缝特征，并评估现有规范公式对钢-UHPC轻型组合桥面结构裂缝宽度计算的适用性，综合考虑配筋率、保护层厚度、UHPC层厚度和栓钉间距4个因素，对40个钢-UHPC组合板进行正交试验，如图16所示。试验中采用Rafiee的建议，以裂缝宽度达到0.05mm时的荷载作为开裂荷载[16]。试验结果表明：未配筋钢-UHPC组合构件裂缝数量较少，且开裂后裂缝发展较快，密集配筋钢-UHPC组合构件裂缝细而密，如图17所示；减小保护层厚度可以提高构件开裂应力，且配筋率较大时减小保护层厚度开裂应力提高幅度更大，UHPC层厚度对其影响不大。
图16 邵旭东等钢-UHPC组合板加载试验示意图[15]
未配筋试件 配筋试件
图17 邵旭东等钢-UHPC组合板试验试件裂缝分布图[15]
（上图为试件侧面裂缝分布，下图为试件顶面裂缝分布）
彭学理等[17]为提高铁路钢桥面铺装的使用寿命，保护钢桥面免受道砟的磨损和雨水的侵蚀，对铁路钢-UHPC组合桥面铺装体系进行研究。以沪通长江大桥主航道桥为背景工程，制作带UHPC铺装层的正交异性钢桥面板单U肋梁模型，采用机械加压法装置进行抗水渗性能试验，如图18所示。试验结果表明UHPC组合桥面体系在无裂缝时抗渗性能满足使用要求，可有效保护钢板免受雨水侵蚀，带裂缝的组合桥面运营过程中裂缝会逐渐闭合防止雨水进一步渗透，具有较强的抗渗能力储备。
图18 彭学理等所做抗水渗性能试验的机械加压法装置[17]
刘新华等[19,20]在负弯矩区桥面板采用UHPC代替传统普通混凝土，对其抗裂性能展开研究，并设计3根不同负弯矩区连接形式的钢-UHPC组合连续梁，每根连续梁是由两片钢梁通过焊接其上翼缘板及部分腹板的方式连接在一起而形成的，如图19所示。刘新华等采用一种独特的转角加载方式进行全过程静力加载试验，获得转角、临界开裂荷载、应变等关键试验数据；基于ABAQUS的混凝土塑性损伤模型建立试验梁的非线性有限元模型，并对试验过程进行模拟。研究结果表明UHPC能提高负弯矩区组合梁的开裂荷载，且裂缝间距较小，可明显抑制混凝土裂缝的发展，解决负弯矩区的开裂问题；根据3根试验梁的弯矩-位移曲线试验结果与仿真结果对比（如图20所示），可看出试验梁SCB-3承载能力较高，安全储备大，建议采用；桥面板拉应力集中在负弯矩区桥面连续处，从降低造价角度看，可将UHPC仅布置在拉应力超过普通混凝土抗拉强度的区域，建议负弯矩区UHPC纵向铺设长度为0.1倍跨径。
立面图
A-A截面
B-B截面
图19 刘新华等所采用的试验梁（单位：mm）[19]
图20 刘新华等3根试验梁弯矩-转角位移曲线对比[19]
王立国等[21]为了满足对自重敏感的大跨桥梁钢桥面的翻修与加固需求，提出采用超短栓钉作为连接件的钢-超薄UHPC轻型组合桥面结构（简称“新超薄体系”）。通过新超薄体系负弯矩试验，研究关键设计参数对超薄UHPC层抗裂性能的影响。试验结果表明：当UHPC最大裂缝宽度小于0.15mm时，裂缝宽度的增长近似呈线性，在钢筋屈服以后，裂缝宽度迅速增大，可参考图21；配筋率和钢筋直径对名义开裂应力的影响较大。并以某特大跨径悬索桥为工程背景，进行整体和局部有限元分析，论证了方案应用于实际工程的可行性。计算结果表明：新超薄体系的自重与常规60mm厚的钢桥面铺装基本持平，主缆和吊索内力变化小于3.0%；钢桥面（OSD）各典型疲劳细节的应力幅值降低了10.1%~52.0%，且均小于200万次疲劳强度；UHPC层中最大拉应力为8.4MPa，远小于试验得到的名义开裂应力，具有足够的安全储备。
图21 王立国等所得到的组合板试件荷载-最大裂缝宽度曲线[21]
卜一之等[22]基于平截面假定和双折线UHPC拉伸本构模型（如图22所示），提出了能够描述UHPC结构层实际应力分布的截面应力法，用于计算钢-UHPC桥面板在纯弯曲作用下的开裂荷载。通过2组4个模型试验并结合相关文献试验结果对所提出的计算方法进行了验证，荷载和裂缝宽度关系曲线可见图23。研究结果表明：利用截面应力法能够较为准确地描述受纯弯曲作用的钢-UHPC组合板在即将开裂时的截面实际应力分布情况，计算给出的开裂荷载与实测值比值平均为0.95；UHPC的开裂强度仅取决于其自身材料特性，钢-UHPC组合板开裂荷载则与其结构体系有关，后者的提高不会影响前者；UHPC层在可视裂缝出现时的应变硬化高度是组合效应及配筋对其约束的直观体现；减小纵筋保护层厚度或提高配筋率能够提高UHPC应变硬化区域高度，提高钢-UHPC组合板抗弯性能。
图22 卜一之等采用的双折线UHPC本构模型和截面应力分布模式示意图[22]
（注意应力以拉为正，以压为负）
图23 卜一之等得到的荷载-最大裂缝宽度曲线[22]
李传习等[23]为研究钢-UHPC胶结组合桥面系（如图24所示）的横向受弯性能，采用2种方案，对20块钢-UHPC胶接组合板进行了静力正/负弯矩加载试验，破坏形式如图25所示。他们分析了不同参数对其界面与承载性能的影响，研究结果表明：在负弯矩作用下，若能保证胶黏层界面性能，则适当提高配筋率可提高该组合板面系的横向抗弯拉性能；现浇板纯弯段裂纹分布较密集，配筋率越高裂纹越密，而预制板裂纹较稀疏。正弯矩作用下的弹性极限与开裂荷载较负弯矩作用下的更大。因超高性能混凝土和钢板组合板之间的界面黏结强度较大，在2种界面处理方式下，组合板达到屈服时，其界面仍未脱离。组合板的开裂强度为8.9～22.2MPa，整体大于6.41MPa，可满足实际工程要求。
方案1
方案2
图24 李传习等研究的钢-UHPC胶接组合桥面板[23]
图25 李传习等观察到的钢-UHPC胶接组合板破坏形式[23]
Zhu等[24]通过试验研究带节点的钢-UHPC组合梁在负弯矩作用下的抗弯性能，为UHPC组合梁翼缘板的分析和设计提供依据。为了研究在负弯矩作用下组合梁的性能，通过对含/不含节点（即首尾相连的两片梁的梁端结合点）的组合梁的力学性能进行试验研究，如图26所示。对钢筋和钢梁的试验观测结果、裂缝形态、破坏模式、开裂荷载、刚度、延性和应变进行了测量和计算，以了解钢-UHPC组合梁的横向节点的力学性能。试验结果表明（如图27所示）：钢- UHPC组合梁在承载能力和裂缝宽度控制方面具有较好的力学性能，相对普通混凝土桥面体系而言也具有较高的弹性刚度和抗裂能力；对钢-UHPC组合梁而言，若其内部存在节点则会降低其刚度与抗裂能力；T型截面的节点相对矩形截面的节点而言具有更高的刚度与抗裂能力；不同节点构型对屈服载荷的影响不显著，对极限荷载也仅有较轻微的影响。
图26 Zhu等所做的钢-UHPC胶接组合板试验[24]
图27 Zhu等得到的荷载-裂缝宽度关系曲线[24]
朱劲松等[25, 26]为研究钢-UHPC华夫板组合梁在静载作用下的竖向抗剪性能，对组合梁试件进行了静力试验，主要研究了华夫板平板厚度、肋高、翼板宽度、剪跨比等参数的影响。通过分析试件破坏形态（如图28）、荷载－跨中挠度曲线（如图29）、应变分布规律，研究不同参数下试件的破坏模式和承载能力。结果显示：由于掺入了钢纤维，在剪跨区UHPC翼板出现多条细而密的斜裂缝同时开展的现象，并在板肋交界处裂缝角度发生改变，可见钢纤维“桥接作用”提高了组合梁抗剪承载力与延性；增加华夫板等效高度和翼板宽度都有助于提高组合梁极限承载力，但增加等效高度降低了其变形能力；考虑UHPC抗剪作用时所得剪应变分布、各点剪应变数值及最大剪应变位置等方面均与试验曲线吻合更好，表明组合梁抗剪计算时UHPC的作用不可忽略；试验结果表明，钢梁腹板仅占抗剪能力的50%左右，UHPC翼板对组合梁的竖向抗剪承载力有较大的贡献；剪跨比对钢-UHPC华夫板组合梁的破坏形态（受弯破坏或受剪破坏）具有重要影响。此外，他们还建立了钢- UHPC组合梁的极限抗弯和抗剪理论模型。
图28 朱劲松等组合梁试验中部分试件的破坏形态[25]
图29 朱劲松等组合梁试验中的荷载-跨中挠度曲线[25]
PART-5
组合桥面体系疲劳性能研究
周尚猛和王伟[27]采用低收缩免蒸养UHPC设计制作单U肋和多U肋组合桥面试验梁进行静力试验，研究低收缩免蒸养UHPC层的抗裂性能和疲劳性能，如图30所示。结果表明该组合桥面UHPC的开裂应力达10.79MPa，极限荷载约为设计荷载的14倍，并且降低了活载作用下的钢桥面板的疲劳应力幅，提高了结构的疲劳性能，如图31所示。
图30 周尚猛等模型试验加载测试现场[27]
疲劳应力计算点
各疲劳应力计算点最大应力幅
图31 周尚猛等计算的组合桥面疲劳应力与沥青混凝土铺装方案的对比[27]
詹健等[28]采用有限元法研究了钢-UHPC组合桥面系统的疲劳性能。他们所采用的有限元模型及他们关注的疲劳细节如图32所示。他们主要计算了在疲劳荷载作用下的各疲劳细节应力幅。詹健等采用多参数分析的方法研究了UHPC板厚度、横隔板厚度和剪力钉间距对各疲劳细节的影响。计算结果表明：细节4是组合桥面板系统的控制细节；UHPC板厚度增大时各疲劳细节应力幅均降低；横隔板厚度加大时，细节4、5的应力幅大幅度下降，但细节3的应力幅则略有上升；减小剪力钉间距可以明显降低细节3~5的应力幅。
有限元模型
典型疲劳细节
图32 詹健等所采用的有限元模型以及他们关注的典型疲劳细节[28]
秦世强等[29]以军山长江大桥为背景，对比了冷拌环氧沥青（ERE）钢桥面铺装和钢-UHPC组合桥面铺装的疲劳性能。军山长江大桥加固改造方案中，上游侧采用ERE铺装，下游侧采用钢-UHPC组合桥面，如图33所示。秦世强等选取对称位置，同时采集上游侧和下游侧各疲劳易损细节的应变时程数据，疲劳易损细节如图34所示。其中字母“D”表示测点布置在钢顶板表面，“U”表示测点布置在U肋表面，“H”表示测点布置在横隔板表面。图35中列出了代表性疲劳细节两类加固方案下的总应力时程，通过比较发现钢-UHPC侧正交异性桥面板各疲劳易损细节的等效应力幅值均小于ERE侧，且峰值应力明显降低，表明钢-UHPC组合桥面刚度更大，抗疲劳性能更好。
ERE铺装 钢-UHPC桥面
图33 军山长江大桥桥面加固方案[29]
图34 军山长江大桥正交异性钢桥面板疲劳易损细节[29]
ERE侧U21~ U24
钢-UHPC侧U21~ U24
图35 军山长江大桥代表性疲劳易损细节总应力时程图[29]
Chen等[30]以江苏宜兴范蠡大桥为工程背景，对两片承受负弯矩的多跨钢-UHPC组合桥面板进行了试验研究，如图所示。试验时以作动器在边跨加载，如图37所示。疲劳试验过程中，纵向裂缝首先在U肋与横隔板间焊缝下方焊趾附近的U肋上出现，然后向U肋两端方向延伸，如图38所示。此后将在UHPC层与正交异性钢桥面板之间的界面上出现开裂现象，造成两种材料的分离。发生界面开裂时，界面上的剪力钉在靠近其根部处被剪断。而剪力钉剪断处的UHPC也会发生局部破坏。
试件立面图
试件横截面
U肋构造
图36 Chen等所做多跨钢-UHPC组合桥面板试件[30]（单位：mm）
图37 Chen等所做多跨钢-UHPC组合桥面板疲劳试验概貌[30]
图38 Chen等所做多跨钢-UHPC组合桥面板疲劳试验中出现的纵向疲劳裂缝[30]
Yuan等[31]结合有限元分析对某钢-UHPC组合桥面板足尺试件进行了疲劳试验研究（试件如图所示）。试验中的第一阶段，采用无铺装的正交异性钢桥面板进行疲劳加载。当加载到大约383万周循环时，在U肋与顶板相连的焊趾处开始出现裂缝。此后停止加载，裂缝被焊接修复，然后在正交异性钢桥面板上浇筑UHPC层。试验的第二阶段疲劳加载就将在新得到的钢-UHPC组合桥面板上进行。在第二阶段疲劳加载过程中，结构中的应力幅逐渐加大，但应力始终没有超出材料的疲劳极限。直到循环500万周时，仍然没有疲劳裂缝出现。
图39 Yuan等所做钢-UHPC组合桥面板疲劳试件[31]
Deng等[32]认为现有关于钢-UHPC组合桥面板疲劳问题的研究中，总是将各种参数的取值（例如车辆荷载）当作确定的参数，其实这有可能造成对结构抗疲劳能力的高估。他们参照虎门大桥的实例建立了钢-UHPC组合桥面板与传统正交异性钢桥面板的有限元模型（如图40所示），选取路面状况、桥面板长度、车辆速度和车辆超载程度这4个参数，从疲劳可靠度的角度出发进行了分析。他们在分析中考察了车辆与桥面板之间的动力耦合效应，同时还将路面平整度状况纳入了分析条件（如图41所示）。分析结果表明：
（1）确定性分析得到的桥面板疲劳寿命是远远高估的。当路面状况很差时，采用确定性分析得到的钢-UHPC组合桥面板与传统正交异性钢桥面板的疲劳寿命较采用可靠度方法计算出的疲劳寿命高约65% ~ 110%。
（2）传统正交异性钢桥面板的疲劳寿命明显受到超载程度的影响。车辆重量增长50%则可能造成正交异性钢桥面板疲劳寿命降低约60%。而钢-UHPC组合桥面板则显示出明显优于传统正交异性钢桥面板的抗疲劳性能，尽管其疲劳寿命仍然会受到超载的影响而降低。
（3）钢-UHPC组合桥面板与传统正交异性钢桥面板相比，其疲劳寿命至少可以提高60%，而且大部分疲劳易损细节的开裂风险均可基本消除。
（4）路面状况（平整度）对两种桥面板体系的疲劳寿命都有较大影响。如果桥面铺装的管养能够得到较好的保证，使之避免劣化过甚，则桥面板体系的疲劳寿命可以提高约40% ~ 75%。
图40 Deng等所采用的钢-UHPC组合桥面板有限元模型[32]
图41 Deng等所采用的车辆与路面状况模型[32]
顾萍等[33]为了研究钢-UHPC组合桥面的疲劳裂纹类型和发展规律，分析疲劳裂纹对组合桥面板结构受力特性的影响，依据实桥主桥钢桥面的构造参数设计制作了两个足尺试验模型，进行静载、疲劳试验，并与有限元计算结果进行对比分析得知：有限元模型计算的各测点应力和位移与实测值基本吻合；纵肋与横隔板连接焊缝处容易发生疲劳裂纹，所有试件均在此处发现了裂纹，可参考图42；纵肋腹板裂纹较小时，对钢桥面受力性能影响较小；随着纵肋腹板裂纹、UHPC与钢桥面板脱层扩展，试件刚度显著下降，最大挠度增量达33%；纵向配筋不同的两个构件其受力特性和疲劳性能差异不大，建议UHPC层中纵向钢筋可按直径10mm密配筋布置。
图42顾萍等所得疲劳试验纵肋与横隔板连接处裂纹扩展曲线[33]
凌立鹏等[34]以武汉军山大桥改造工程为背景，开展了钢-UHPC组合桥面移动车辆加载试验研究。试验加载过程如图43所示，分为改造前、后两个阶段，车辆移动加载过程中，采用单向应变片对钢桥面板典型疲劳裂纹细节（如图44）的控制应变进行观测。合桥面移动车辆加载试验研究。试验结果表明:顶板与U肋连接处疲劳细节控制测点应力幅约为改造前的1/4~1/10,U肋与横隔板连接处疲劳细节DPS01.1控制测点应力幅约为改造前的1/10;疲劳细节C.6多轴疲劳效应显著，疲劳细节C.6.1控制测点应力幅约改造前的26%-29%;其余疲劳细节控制测点应力幅普遍约为改造前的1/2,U肋嵌补段疲劳细节UU01控制测点应力幅约为改造前的1/2。若大桥原钢桥面板抗疲劳设计寿命按5年计，则改造后有望解决其顶板疲劳开裂问题。
图43凌立鹏等的试验加载过程示意[34]
图44凌立鹏等关注的典型疲劳细节[34]
霍宁飞等[35]考虑铺装体系焊接造成的残余应力和各种缺陷以及运营车辆的快速增长、车型变化和超载车辆等因素的综合影响造成的焊缝疲劳裂纹问题，以华北地区某桥为基础，选取五轴标准疲劳荷载车和三联轴轮载及超载工况，研究钢-UHPC桥面铺装体系的肋-面板焊缝疲劳影响。得出最不利加载位置下UHPC铺装层肋-面板焊缝裂纹处应力峰值计算结果如表2所示。图45以超载车双轴加载为例给出UHPC铺装层和无铺装层肋-面板焊缝处横桥向应力影响线对比。通过分析得出结论：超载对纵肋-面板焊缝细节处应力影响较大，以标准荷载车双轴加载时作为参照，超载车双轴加载时最大拉应力增大2.2倍，超载车三轴加载时最大拉应力增大1.8倍，这对钢桥疲劳寿命有较大影响，会明显加速钢桥面板的疲劳损伤，很大程度上减少肋-面板焊缝裂纹处的疲劳寿命；采用新型钢-UHPC轻型组合桥面板后，肋-面板焊缝细节处应力峰值及应力幅大幅降低，拉应力平均降幅达70%，对应肋-面板焊缝细节处的疲劳寿命将大幅增加，基本可消除纵肋-面板焊缝开裂的风险。
表2 霍宁飞等计算的UHPC铺装层肋-面板焊缝裂纹处应力峰值[35]
图45 霍宁飞等得到的UHPC铺装层双轴超载车肋-面板焊缝处的横桥向应力影响线[35]
裴必达[36]通过条带模型静力加载实验数据与三种有限元模型（完全滑移模型、部分滑移模型和无滑移模型）分析结果的对比，确定了适用于疲劳分析的模型，在此基础上建立了枫溪大桥有限元分析模型（如图46所示）。通过与实测结果的对比，证实有限元模型的正确性，同时还分析了不同车速和多车辆等因素对轻型组合桥面板的动力响应的影响，确定了车速和多车辆等因素对疲劳评估的影响很小。基于实桥测试数据和子模型分析技术采用了名义应力法、热点应力法以及等效结构应力法对钢-UHPC轻型组合桥面板结构常见疲劳细节进行了疲劳评估，并给出了三种方法详细的评估流程以及相应的细节评估结果，如图47所示。对比分析了三种疲劳评估方法的适用性，并针对不同的细节推荐了不同的疲劳评估方法。同时还推荐了一种用于弧形切口自由边疲劳评估的方法。
图46 枫溪大桥节段有限元模型[36]
图47 采用不同方法对枫溪大桥进行疲劳评估时的细节评估雷达图[36]
Abdelbaset等[37]通过试验研究了钢-UHPC组合桥面易疲劳破坏细节部位热点应力的影响，制作并测试了三个全尺寸肋-面板焊接连接试件（如图48所示），采用车轮荷载加载，可考虑到腹板面内和面外变形的影响，同时还进行了有限元分析，在对有限元模型与实验结果进行验证的基础上，进行了参数化研究，以研究主要影响热点应力的关键结构参数的影响。试验结果表明：车轮荷载作用下，由于横隔板的面内和面外变形，横隔板切口周围的应力略高于U形肋上考虑位置的热点应力；应用60mm厚UHPC层有效地降低了试件考虑位置26%-83%的热点应力。参数化研究结果表明，增加UHPC层厚度可以显著提高桥面刚度，从而有效降低考虑点的热点应力。另一方面，增加UHPC弹性模量对考虑位置热点应力的影响较小，其影响可以忽略不计。
图48 Abdelbaset等采用的试验系统[37]
PART-6
UHPC材料及构件基本性能研究
6.1 UHPC基本力学性能
邵旭东、李芳园等[38,39]对同一纤维体积掺量（2%）下不同纤维长径比（59~100）、不同纤维类型（端钩型与平直型）及无钢纤维的UHPC试件分别开展了轴拉试验与四点弯拉试验。根据拉伸全曲线上的初裂点、峰值点及其他几个特征点，如图48、图49所示，定量地分析了UHPC拉伸过程中的轴拉性能与弯拉性能，并对2种拉伸试验下的初裂强度与峰值强度进行了对比与分析。最终得到一些比较有意义的结论：①随着一定范围内的纤维长径比的增加，与轴拉试验相比，UHPC试件的拉伸强度和拉伸韧性在弯拉试验中提升得更明显；②两种类型纤维试件在轴拉应变达到3000με时的应力均高于7 MPa；③有无钢纤维对UHPC的拉伸力学性能具有不同程度的裂后增强效果，弯拉受力模式优于轴拉受力模式；④在UHPC结构设计中可用考虑尺寸效应修正后的弯拉初裂强度来估算轴拉初裂强度。
(a) 端钩型纤维：高应变硬化型
(b) 平直型纤维：低应变硬化型
图49 邵旭东、李芳园等获得的UHPC轴拉应力—应变曲线[38]
（A1为初裂点，G1为峰值点）
图50 邵旭东、李芳园等获得的UHPC四点弯拉荷载—跨中挠度曲线[38]
（A2为初裂点，C2为峰值点）
杲晓龙等[40]对应变强化型UHPC（具有塑性力学定义中的硬化段，钢纤维体积掺量较高）和应变软化型UHPC（无硬化段）进行了单调和循环荷载作用下的直接拉伸试验。由试验现象发现：应变强化型UHPC基体开裂后进入多点微裂纹分布的应变强化段，达到极限抗拉强度后进入单缝开裂的应变软化段，裂缝分布情况如图50所示；同时，应变强化UHPC的极限抗拉应变平均值高于HRB400钢筋的屈服应变，能够有效保证钢筋屈前UHPC与钢筋的协同工作性能，对提升配筋UHPC结构构件的承载力和变形能力具有重要的意义。对于应变软化型UHPC，基体开裂后直接进入单缝开裂的应变软化段，裂缝分布情况如图51所示。另外，循环荷载下两种类型UHPC的轴拉应力—应变曲线包络线与单调荷载下的应力-应变曲线基本一致。
图51 杲晓龙等获得的不同阶段拉伸荷载阶段应变强化UHPC试件表面裂缝分布情况[40]
图52 杲晓龙等获得的不同阶段拉伸荷载阶段应变软化UHPC试件表面裂缝分布情况[40]
王俊颜等[41]在UHPC基础上，降低水胶比、添加轻质细骨料制成超高性能轻质混凝土（Ultra-high Performance Lightweight Concrete，UHPLC）并分4种加载条件（循环应变分别是200με、500με、1000με、1500με）研究其循环拉伸力学性能。试验结果表明：不同加载条件的UHPLC的循环拉伸应力应变曲线的包络线与单调拉伸应力应变全曲线具有较高的重合度；循环加载曲线的残余应变、加载刚度、卸载刚度均反映了桥接微裂纹的纤维脱黏状态，残余应变越大，说明纤维的脱黏长度越长，将导致UHPLC的加载、卸载刚度降低，循环拉伸加载下UHPLC的残余应变示意如图52所示。UHPLC的循环加载刚度退化率与累积残余应变的关系符合幂函数关系，如图53所示，退化率越低材料刚度退化现象越严重。
图53 王俊颜等获得的循环拉伸加载下UHPLC的力学性能[41]
图54 王俊颜等获得的累积残余应变与加载刚度退化率的关系[41]
Qiu等[42]以配筋率、纤维取向、纤维化学处理方式为试验变量设计了UHPC直接拉伸对照试验，配合比如表3所示。测试得到无筋UHPC、配筋UHPC的轴向拉伸应力—应变曲线和荷载—挠度曲线，如图55所示。试验结果表明：配筋UHPC在钢筋断裂后出现拉伸失效现象，试件从宏观裂缝处断开，周围紧密分布细微裂纹，如图54所示；纵向钢筋加入后可提高试件开裂刚度，抑制裂缝增长，同时增加配筋率可显著提高屈服荷载和承载力，但对开裂荷载和预开裂刚度影响较小。另外，对比钢纤维随机分布的UHPC，钢纤维平行加载方向分布的UHPC可显著提高试件开裂刚度、屈服荷载并抑制裂缝宽度的增长。
表3 Qiu等的UHPC拉伸试验试件参数[42]
图55 Qiu等试验中部分试件的破坏形态[42]
(a) 第一组试件
(b) 第二组试件
图56 Qiu等试验中的荷载/应力-位移曲线[42]
方志等[43]为明确常温和低温环境下UHPC材料弯拉性能的不同特征，对-20 ℃和20 ℃两种温度下UHPC的弯曲性能进行了研究。结果表明：随着温度的降低，UHPC的强度和弹性模量均有所提高，且强度的提高幅度更为显著。与20℃时的相应值相比，-20 ℃时UHPC的立方体抗压强度、棱柱体抗压强度、劈裂抗拉强度、弯拉开裂强度、弯拉极限强度和轴压弹性模量分别提高了7.3%，8.0%、10.8%、13.7%、9.0%和4.1%；随着温度的降低，UHPC材料的变形性能和延性性能总体上有所降低。弯拉荷载—跨中挠度曲线、弯拉试件底缘应力—应变曲线分别如图56(a)、(b)所示。
(a) 荷载挠度曲线
(b) 应力—应变曲线
图57 -20℃和20℃两种温度下弯拉试件的荷载—挠度曲线和应力—应变曲线[43]
聂洁等[44]研究钢纤维体积掺量、长径比、形状、同形及异形纤维混掺对UHPC力学性能的影响。通过相关实验得到了UHPC抗压强度、能量吸收、及弯曲应力挠度曲线（图57），并开展了最佳纤维混掺比例的研究。结果表明：纤维掺量每增加0.5%，抗压强度平均增幅为5.79%，弯曲韧性指数和能量吸收则先增后减（临界掺量为3.5%）。随着纤维长径比的增大，UHPC抗压强度、弯曲韧性指数、能量吸收值基本呈递增趋势；相同长径比时，端钩形纤维UHPC弯曲韧性指数优于平直形纤维，抗压强度、能量吸收低于平直形纤维。同形纤维混掺UHPC抗压强度稍低于对应的单掺纤维，弯曲韧性、能量吸收总体上优于单掺试件；异形纤维混掺UHPC抗压强度稍低于单掺试件，弯曲韧性、能量吸收绝大多数优于单掺纤维。纤维混掺最佳组合为18mm平直形16mm端钩形，且两者混掺比例为1:1时，UHPC的综合力学性能较优。
(a) 钢纤维体积掺量0%-2%
(b) 钢纤维体积掺量2.5%-4%
图58 聂洁等所做不同纤维掺量时UHPC弯曲应力挠度曲线[44]
赵人达等[45]从钢纤维的取向与分布、形状特征、掺量、改性及与其他纤维的混杂等方面出发，对UHPC中钢纤维研究的一些重要成果进行介绍和评述。他们认为：关于钢纤维顺向及乱向分布下的力学模型、纤维取向的无损检测技术及其流变控制技术有待进一步研究；发展有效、合理的数值方法来预测钢纤维UHPC的断裂行为等仍处于探索阶段，具有较高的研究价值；一定纤维掺量和性能前提下，纤维长径比对该性能提升的临界点等方面还有待进一步研究；基于多种不同尺度和不同性能耦合的混杂纤维组合的研究具有良好的研究价值。
李传习等[46]探究了UHPC配合比中的水胶比因素对其力学性能的影响规律。通过相关试验得到UHPC的抗压、四点弯曲应力一挠度曲线、四点弯曲出现可视裂纹时下缘等效拉应力。结果表明：UHPC抗压强度、抗折强度及弯曲韧性指标随水胶比的增大皆呈先增后减趋势，当水胶比分别为0.18、0.16和0.16时达到最优；应力峰值前的应力-挠度曲线并不是典型全凸形曲线；为保证UHPC兼顾良好施工与力学性能，建议湿拌时间、水胶比分别为6min、0.18或0.185（质量比）。
苏捷等[47]通过不同强度等级、不同钢纤维体积掺量的UHPC立方体试件的抗压试验，研究了强度等级和钢纤维体积掺量等对UHPC立方体抗压强度及尺寸效应的影响，尺寸效应度如图58所示。结果表明：UHPC立方体试件抗压强度的尺寸效应随强度等级的增加而趋于明显；钢纤维掺量对UHPC抗压强度尺寸效应有较大影响；提出了UHPC立方体抗压强度尺寸换算系数建议值，建立了UHPC抗压强度尺寸效应律中参数的计算公式。
图59 苏捷等所得不同钢纤维体积掺量UHPC立方体抗压强度尺寸效应度[47]
注：尺寸效应度η定义为：试件抗压强度值与基准试件抗压强度值之差占基准试件抗压强度值的百分比；φf为钢纤维体积掺量。
雒敏等[48]探究了不同PVA纤维、钢纤维、混杂纤维体积掺量及不同水胶比的UHPC试件单轴受压力学性能规律，具体根据试验结果分析了各试件单轴受压破坏形态、韧性等力学特性。结果表明：随着纤维掺量的增加，试件的破坏形态由脆性向塑性转变，UHPC试件开裂后韧性增加；相同纤维掺量下，钢纤维对UHPC的阻裂效果优于PVA纤维；经无量纲化处理的UHPC受压应力~应变曲线具有明显的非弹性段，纤维掺量较高时部分试件的曲线会出现应力台阶，如图59所示。
图60 雒敏等所得UHPC单轴受压应力—应变曲线及拟合效果[48]
赵金侠等[49]采用宏观力学试验与微观电镜技术相结合的方法，开展了UHPC流动度试验、轴压试验和扫描电镜试验，分析水胶比、砂胶率、钢纤维掺量、消泡剂掺量、养护方法、龄期等因素对UHPC工作性能、抗压性能及其微观结构的影响规律以揭示UHPC的增强机制。研究结果表明：凝胶与骨料界面过渡区（ITZ）是UHPC内部的薄弱环节，提高ITZ的密实度和强度是增强UHPC的关键；UHPC的流动度随着水胶比的提高显著增大，但其抗压强度随着水胶比的提高先增大后降低；过高的砂胶率不利于UHPC工作性能，同时会造成其抗压强度下降；掺入消泡剂可以有效提高UHPC的表观质量，但可能会降低UHPC的流动性和抗压强度；掺入2.5%的钢纤维能大幅提高UHPC的抗压强度，并明显改善其脆性特征，但会降低工作性能，如所示；高温养护能显著激发微硅粉和矿渣的火山灰效应，使UHPC早强，但存在后期强度下降的可能。
(a) 水胶比
(b) 胶砂率
(c) 钢纤维体积掺量
(d) 消泡剂掺量
图61 水胶比、胶砂率、钢纤维体积掺量、消泡剂掺量对UHPC抗压强度和流动性的影响[49]
田会文等[50]以FRP管厚和钢纤维掺量为变量，制作了有FRP管约束UHPC（UHPCFFT）圆柱和无约束UHPC圆柱试件，通过单调轴压试验研究钢纤维掺量对不同约束刚度UHPC-FFT试件极限应变、抗压强度的影响，影响规律如图61所示。结果表明：FRP管厚是影响UHPC-FFT轴压性能的关键因素，增大管厚能大幅提高UHPC-FFT的抗压性能，管厚较小的UHPCFFT试件变形经历线弹性、软化和线性强化3个阶段，而当管厚增大到能提供足够约束时，试件变形将从线弹性阶段直接过渡到线性强化阶段；加入钢纤维能减缓初始峰值荷载后的荷载突降，且试件破坏后仍保持为整体；钢纤维掺量的影响在管壁较薄的试件中表现得较为明显，当管壁足够厚时，钢纤维影响较小。
(a) 无约束UHPC试件
(b) 管厚2mm试件
(c) 管厚5mm试件
(d) 管厚8mm试件
图62 田会文等所得UHPC轴向荷载/应力—应变关系曲线[50]
6.2 UHPC构件力学性能
由于钢纤维能有效控制裂缝开展并提高UHPC的抗拉强度，因此，在进行UHPC构件抗弯承载力分析时，一般计入截面受拉区UHPC的抗拉作用，但对于如何考虑受拉区UHPC的抗弯承载力贡献，国内外相关研究结果间存在较大分歧。
彭飞和方志[51]首先编制了配筋UHPC梁正截面抗弯承载力数值分析程序，计算分析后认为配筋率、梁高、钢纤维长度、截面形状和预应力水平是影响受拉区UHPC抗弯贡献的主要参数。提出截面受拉区UHPC的均匀分布应力折减系数k的计算公式，通过引入受拉翼缘面积折减系数kf以考虑不同截面形状的影响；在此基础上，提出了不同弯曲破坏模式下钢筋UHPC梁抗弯承载力的简化计算方法。受拉和受压破坏模式控制截面的应变和应力分布图如图62所示。
(a) 受拉破坏模式（受拉钢筋被拉断）
(b) 受压破坏模式（受压区UHPC边缘UHPC被压坏）
图63 彭飞和方志得到的两种破坏模式下控制截面的应变和应力分布图[51]
梁雪娇等[52]以有无拼接缝、键齿类型及预压应力为主要参数研究了预应力UHPC拼装梁的受弯性能，获取了试验梁的破坏模式、受拉区钢绞线增量、荷载-挠度曲线及应变分布规律。试验发现：试验梁均呈现典型的弯曲破坏，受压区UHPC均压碎，破坏时受压边缘的最大压应变可达7200με以上，无论是否设置拼接缝应变沿截面高度的分布规律基本满足平截面假定。与整浇梁裂缝不同，拼接梁的弯曲裂缝主要集中拼接缝位置，如图63所示；UHPC试验梁均具有较好的延性，而且拼接梁的延性优于整浇梁，预压应力会影响试验梁的开裂荷载，但对极限荷载影响较小，如图64所示；UHPC拼装梁比同条件下整浇梁的抗弯承载能力低9%-15%，接缝构造对抗弯承载能力也有一定的影响。
图64 梁雪娇等获得的拼接梁破坏形态[52]
（字母K后面数字表示健齿数量，P后的数字代表预压应力）
图65 梁雪娇等获得的试验梁最大压应变—荷载曲线[52]
姜海波等[53]以预应力的大小、剪跨比、纵向配筋率和钢纤维掺量为试验参数研究了UHPC无腹筋梁的抗剪性能，通过四点加载方法分析了试验构件的破坏形态、开裂强度和极限强度。试验结果表明：施加预应力可以使试验梁破坏形态从弯曲破坏转变为剪切破坏，也可提高UHPC梁的开裂荷载并有效抑制了裂缝的形成。体外预应力张拉40%控制应力，剪跨比为1.0和1.5时UHPC梁均发生剪切破坏，但是剪跨比增大至2.0时，UHPC梁发生弯曲破坏，受压区混凝土压溃，如图65所示。增大纵向受拉钢筋配筋率能够显著提高无腹筋UHPC梁的抗弯性能，可抑制弯曲裂缝的数量、长度和宽度，但对开裂荷载无明显影响，且对斜截面抗剪的贡献作用不大，如图66所示。钢纤维掺量对无腹筋梁的抗剪和抗弯性能均有明显的影响，提高钢纤维掺量能够有效延缓腹剪斜裂缝和弯曲裂缝的发展。
图66 姜海波等得到的剪跨比对无腹筋梁荷载—挠度曲线的影响[53]
图67 姜海波等得到的纵向钢筋配筋率对无腹筋梁荷载—挠度曲线的影响[53]
注：P后数字表示张拉控制应力比例，L后第一个数字表示纵向钢筋配筋率，R后数字表示剪跨比。
戚家南等[54]设计制作了试验参数包括纤维率、纤维种类、配箍率、剪跨比和混凝土强度的多片模型梁并开展荷载试验，旨在探究UHPC薄腹梁受剪性能和抗剪承载力计算方法。分析了试验梁破坏形态、裂缝开展过程和主要因素对梁体受力响应影响规律，试验结果表明：UHPC梁的受力过程分为弯曲开裂前弹性阶段（对应弯曲开裂荷载）、“桥联作用”失效前（对应纵筋屈服）和“桥联作用失效后（对应于梁体破坏）3个阶段。由于纤维“桥联作用'，UHPC梁剪切破坏具备一定延性且有明显征兆，梁剪切开裂后呈多条剪切裂缝同时开展现象，配置适量箍筋可使梁体破坏模式从脆性剪切破坏向更具延性的弯曲破坏转变，如图67、图68所示。基于分项叠加思想，建立考虑混凝土、箍筋和纤维抗剪贡献的UHPC梁抗剪承载力理论计算式。
(a) 试验梁S1
(b) 试验梁S6
图68 戚家南等得到的试验梁裂缝分布图[54]
（S1为无箍筋梁，S6为含箍筋梁，其余参数相同）
图69 戚家南等得到的不同影响因素下的试验梁荷载–挠度曲线[54]
李传习等[55]进行了以钢纤维掺量、纵筋配筋率和箍筋配筋率为主要参数的UHPC矩形梁的纯扭试验。获得了裂缝开展及分布情况、失效模式、扭矩-扭率曲线、扭矩-UHPC应变曲线、扭矩-钢筋应变曲线、开裂扭矩及极限扭矩等数据，分析了不同参数对其扭转性能的影响规律及其主要机理。一些主要的结论如下：配筋及无筋试件的纯扭破坏均表现为多条主裂缝贯通，且裂缝呈空间螺旋状分布，无筋试件破坏过程迅速，配筋试件延性更好（扭矩—最大裂纹宽度曲线如图69所示）；在扭矩不大于无筋UHPC试件极限扭矩时，配筋构件抗扭刚度小于无筋构件；钢纤维改善了UHPC抗拉特征，使得主裂缝开裂角度（裂缝与试件轴线的夹角）增加；钢纤维掺量提高的同时，试件开裂扭矩和极限扭矩也相应提高。在试验的基础上，得到UHPC构件开裂扭矩系数值、极限扭矩计算公式的截面抗扭系数值。
(a) 全过程曲线
(b) 开裂初始段大样
图70 李传习等得到的UHPC试件扭矩–最大裂纹宽度曲线[55]
大量UHPC轴拉试验的应力—应变曲线结果[38,39,56]表明，在UHPC基体开裂后由于钢纤维的桥接作用可使材料应力软化速率（即受拉应力—应变曲线软化段应力随应变的下降速率）大大减慢，以致于UHPC表现出较大的残余抗拉强度和抗拉断裂能，自然受拉破坏时的延性也大大增加，这也是目前众多学者在探究截面受拉区UHPC对梁或板等构件正截面抗弯承载力贡献的主要原因。
王景全等[57]为预测UHPC残余抗拉强度，通过细观力学分析，研究了纤维对UHPC残余抗拉强度贡献机理，提出了考虑纤维埋深、分布和取向的UHPC细观本构模型，本构模型如图70所示，该文献比较有特色的地方在于受拉本构应变峰值点之后的方程，该段本构方程的建立详细考虑了纤维与基体的相互作用，将纤维埋深、分布和取向等因素融入了进去。同时，基于UHPC细观本构、受力平衡方程和变形协调条件，建立了UHPC梁受弯分析模型和受弯承载力理论计算方法。理论计算结果表明：纵筋配筋率从0增至2.5%时，受拉区混凝土对受弯承载力贡献从89.6%降至2.4%；增加纤维率和纤维长径比可显著提高受拉区混凝土对受弯承载力的贡献比例；纵筋屈服强度和混凝土抗压强度对受拉区混凝土对受弯承载力贡献影响不显著。受拉区、受压区混凝土和纵向钢筋对受弯承载力的贡献如图71所示。
图71 UHPC抗弯承载力计算用本构
(a) 纵筋率
(b) 纵筋屈服强度
(c) 纤维体积率
(d) 纤维长径比
图72受弯承载力不同作用机理所占比例
大量UHPC扫描电镜结构试验[49,58]发现，在制作UHPC试件或构件过程中产生大量气泡导致材料细观结构层面存在诸多孔洞结构，如图72所示。这些初始缺陷在材料受力过程中会长大、汇合甚至连通，从而导致材料与结构宏观力学性能退化直至破坏。
杨永郑[58]、章新雨[60]基于细观损伤力学基本方法，建立了适用于UHPC细观结构特征的孔洞本构模型，该模型最大的特点在于可通过细观结构模型独有的力学理论框架再结合UHPC材料试验标定出任意应变发张对应的损伤变量值，从而具体得到损伤演化规律，避免了各种材料损伤间接测试手段如声发射试验、循环加载试验等带来的不精确性，模型计算结果能较好预测UHPC材料应力增长阶段的非线性效应。在该本构模型基础上（模型曲线如图73所示），继续探究了UHPC无筋板和加筋板的正截面抗弯承载力，得到以下主要结论：影响试件开裂荷载的关键因素在于钢纤维，跟板内是否配筋关系不大；UHPC板的裂缝发展可分为：开裂期，裂缝稳定发展期和裂缝快速发展期三个阶段，素板的裂缝发展趋势较为离散，各试件之间有较大差异，加筋板的裂缝发展较为稳定；应变在截面的高度方向呈线性变化，基本满足平截面假定；提出了UHPC板正截面受弯承载力的计算公式，并引入强度有效系数以考虑受拉区的塑性发展，并建议素板强度有效系数取0.2；加筋板的强度有效系数取0.5；结合本构模型中的损伤演化方程可计算得到截面任意梁高处的损伤发展情况。
(a) 水化龄期28天UHPC净浆基体扫描电镜图
(b) UHPC内部气孔扫描电镜结构图
图73 UHPC扫描电镜结构图
(a) UHPC受压应力—应变关系
(b) UHPC受拉应力—应变关系
图74 UHPC加筋板正截面受弯承载力计算用本构曲线
注：本构模型曲线具体计算公式请参阅文献；另外，该团队在此本构模型基础之上继续修正并深化了本构模型框架和损伤演化方程，建立出了能完整预测UHPC应力—应变关系发展的本构模型，具体包括应力增长阶段的非线性效应（如硬化型UHPC的硬化特征）以及应力软化阶段的应力—应变曲线形状特征。同时可结合模型损伤演化方程进行材料损伤状态评估以及结合ABAQUS塑性损伤模型进行结构复杂或简单应力状态的力学性能分析，具体请参看本年度该团队硕士学位论文。
结论和展望
新材料的发明与发展往往可以为土木工程的科技进步产生革命性的推动作用。新材料可以带来新工艺、新概念，乃至新的结构体系。以UHPC为代表的新材料在桥面结构中的应用是新材料驱动结构发展的典型案例。仅就UHPC在桥面结构中的应用这一研究领域而言，就存在下列待解决的问题或是可能的发展方向：
（1）装配式桥梁是未来桥梁工程发展的重要方向，钢-UHPC组合桥面板的研究也必须向这一方向努力。UHPC预制板与正交异性钢桥面板之间的连接问题，以及相邻UHPC预制板相互之间的连接问题是这一研究方向的重点课题。若采用湿接缝的方式来加以连接，那就必须对湿接缝进行特殊的处理，防止它变成整个体系中的薄弱环节；若摈弃湿接缝而采用纯机械方式加以连接，那么这类连接装置的疲劳问题与耐久性问题则必然需要进一步的深入研究；若UHPC桥面板与正交异性钢桥面板之间采用粘结剂来加以连接，则必须对这类粘结剂的黏结强度、韧性及耐久性等方面作进一步的研究。
（2）UHPC层并非独立承担荷载，它是整个桥面体系中的一部分，因此钢-UHPC组合桥面板体系的研究工作中也不应忽视对正交异性钢桥面板等其他部件的考察。从目前的研究来看，传统桥面结构中的某些合理参数取值（例如U肋宽度），在钢-UHPC组合桥面板体系中却未必是最优解，反而是原来被认为存在某些问题的参数取值更加合理。因此，在针对不同需求情况的钢-UHPC组合桥面板体系开展最优化参数分析与研究方面仍有大量工作需要完成。
（3）当前已经开展的研究中，UHPC层中的短剪力钉在承载力极限状态下的破坏形态仍然是以剪力钉的剪断为主。然而当剪力钉长径比或其他参数发生进一步变化时，剪力连接件或组合桥面板中其他构造的破坏形态如何仍然有待于进一步的深入研究。
（4）在现有研究工作中，钢-UHPC组合桥面板中的UHPC层在使用荷载作用下均未发现开裂现象。但相关试验往往仅能体现第二、第三体系下的拉应力作用。若是桥梁第一体系中UHPC层本来就受到拉应力作用，则第一体系应力与第二、第三体系应力叠加作用下的UHPC开裂问题仍然值得关注。
（5）钢-UHPC组合桥面板体系体现出了良好的抗疲劳性能，在一般使用荷载作用下，所有已知的疲劳易损细节的应力状态都得到了明显的改善，然而确定性分析下得出的抗疲劳性能有可能是过于高估的结果。最终仍须针对各种可能的影响因素，考虑实际情况下可能出现的随机性问题，采用可靠度理论来确定相关参数的取值。此外，在新型结构体系中是否会出现与传统桥面体系不同的新疲劳易损细节，这一点也须留待工程实践检验与进一步的研究。
（6）UHPC构件的各类力学行为计算一般总须基于其本构行为模型而进行，但目前所开展的研究工作中，无论是UHPC构件的力学性能研究，亦或是关于UHPC材料本身力学行为的研究，仍然主要集中于针对其各种组分或参数的试验研究，本构模型高度依赖于某些特定的试验，其普适性仍然有待拓展。从UHPC材料细观结构与损伤机理出发而建立的力学模型为建立适用性更加广泛、考虑多参数影响的本构关系理论提供了新的途径。而从理性出发深刻认识新材料与新结构性能，对自材料到构件乃至直到结构的力学行为开展定量分析，这也是我们开展相关研究的目标之一。
作者简介
夏嵩，理学博士，副教授，硕士生导师。参与多项国家及省级研究项目，深度参与江苏苏通长江公路大桥、湖北鄂东长江公路大桥、广东新光大桥、刚果布拉柴维尔滨河大道高架桥等多项特大型桥梁工程的科研工作。获中国公路学会科学技术奖特等奖及一等奖各1项。
研究方向：组合结构桥梁、钢桥面板铺装、钢结构桥梁疲劳。
电子邮箱：cinosanap@126.com
陈柳，硕士研究生，研究方向：组合结构桥梁、钢桥面板铺装、钢结构桥梁疲劳
电子邮箱：13323227118@163.com
杨旭，硕士研究生，研究方向：组合结构桥梁、钢桥面板铺装、钢结构桥梁疲劳
电子邮箱：yx18@my.swjtu.edu.cn
西南交通大学
高性能桥梁研究团队
张清华，工学博士，教授，博士生导师，桥梁工程系副系主任/党支部书记。四川省学术及技术带头人后备人选，西南交通大学“竢实之星”，“唐立新优秀学者”，中国钢结构协会桥梁钢结构分会理事，国际桥梁及结构工程协会（IABSE）会员，世界交通运输大会（WTC）结构工程学部桥梁加固与维护学科技术委员会联合主席。主持完成国家自然科学基金和重大工程科技攻关项目多项，发表论文100余篇，出版专著2部。获中国公路协会科学技术奖特等奖2项、一等奖1项，四川省科技进步奖二等奖1项；获第三届中国科协优秀科技论文奖和和全国桥梁学术会议优秀论文，2篇论文入选领跑者5000中国精品科技期刊顶尖学术论文（F5000），获《中国公路学报》优秀论文一等奖1项、二等奖2项。
研究方向：大跨度高性能桥梁结构、钢结构桥梁疲劳。
电子邮箱：swjtuzqh@126.com
卜一之，工学博士，教授，博士生导师。主持5项国家级纵向课题，主持主研完成国家级和省部级重大项目20余项。获中国公路协会科学技术奖特等奖1项江苏省科技进步奖一等奖1项、四川省及湖北省科技进步奖二等奖各1项。
研究方向：大跨度高性能桥梁结构、钢结构桥梁疲劳。
电子邮箱：yizhibu@163.com
夏嵩，理学博士，副教授，硕士生导师。参与多项国家及省级研究项目，深度参与江苏苏通长江公路大桥、湖北鄂东长江公路大桥、广东新光大桥、刚果布拉柴维尔滨河大道高架桥等多项特大型桥梁工程的科研工作。获中国公路学会科学技术奖特等奖及一等奖各1项。
研究方向：组合结构桥梁、钢桥面板铺装、钢结构桥梁疲劳。
电子邮箱：cinosanap@126.com
崔闯，工学博士，副教授，硕士生导师。主持四川省科技计划项目等科研项目多项，主研包含4项纵向课题在内的科研项目10余项；主持获得钢结构协会技术创新奖1项（排名第1）；发表论文37篇，其中以第一/通讯作者发表高水平论文19篇；专利授权6项，研发具有自主知识产权软件2部；担任《中国公路学报》青年编委。
研究方向：钢结构桥梁疲劳、桥梁抗火与抗爆。
电子邮箱: ccui@swjtu.edu.cn
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