用于钢筋膈板结构纵向带肋超高强混凝土（UHPC）桥面的创新连接方案

《Case Studies in Construction Materials》：Innovative connection schemes for longitudinal ribbed UHPC bridge deck at steel diaphragm

　　邵宗轩|任伟|曹俊辉|邱明红|邵旭东
湖南大学土木工程学院，长沙，410082，中国

摘要
在长跨度钢-UHPC复合桥面板中，需要大量的横向湿接头，这增加了现场工作量，并引入了容易开裂的新旧UHPC界面。本研究提出了三种用于钢膈板处UHPC肋板的连接方式（T形湿接头、高强度螺栓连接和焊接连接），并通过有限元分析优化了结构配置，以满足T/CECS G D60-2025和JTG D64-2015规范中的抗裂、滑移和疲劳要求。对焊接连接方式进行负弯试验后发现，其荷载-位移响应包括恒 stiffness 阶段、裂纹扩展阶段和钢筋屈服阶段。由于膈板上缘的加固作用，裂纹首先出现在肋板底部钢板与上缘之间的焊接部位，而膈板腹板上的UHPC直到其他裂纹达到0.05毫米的最大宽度时才出现裂纹，这解释了该期间 stiffness 保持不变的原因。钢筋屈服后，裂纹宽度迅速增加，主裂纹位于膈板腹板部分。与湿接头方案相比，焊接连接显示出显著更好的抗裂性、裂纹后 stiffness、抗弯能力和延性。总之，所提出的方法为UHPC桥面板提供了新的连接方案，减少了横向湿接头的数量，并提高了长跨度复合桥的抗裂性能。

1. 引言
钢-混凝土复合结构因可以利用钢和混凝土的材料性能并降低建造成本而在桥梁工程中得到广泛应用[1]、[2]。然而，由于普通混凝土（NC）的的抗拉强度较低，在高拉伸应力下（例如在钢梁膈板或桥墩顶部）容易开裂，这可能导致钢筋腐蚀并影响结构的使用性能[3]、[4]。为了降低NC的开裂风险，开发了许多技术，如预应力加固[5]、支撑提升[6]和特殊连接方法[7]，但这些技术可能会增加建造复杂性和周期。超高性能混凝土（UHPC）是一种纤维增强水泥基复合材料，具有优异的抗拉强度、应变硬化性能和更好的耐久性[8]、[9]、[10]。其在桥面板中的应用可以显著减轻结构自重、降低开裂风险并提高裂纹后的性能[10]、[11]。Wang等人[12]研究了在静载和疲劳荷载下加固UHPC矩形Deck板的抗弯性能。结果表明，与NC Deck板（约25厘米厚）相比，UHPC板的厚度可减少到17厘米。在5.7兆帕的应力幅度下进行900万次疲劳荷载循环后，其极限抗弯能力没有显著下降。Aaleti等人[13]、[14]提出了一种具有肋网格横截面的UHPC蜂窝桥面板，该技术首次应用于美国爱荷华州Wapello县的桥面板更换项目中。Honarvar [15]进一步进行了现场荷载测试和数值分析，研究了纵向和横向肋的间距。结果表明，荷载主要沿着较短跨度方向传递，而去除较长跨度方向的肋对结构性能影响较小。Wang等人[12]开发了一种由钢板和高头 studs加固的UHPC Deck板，消除了内部纵向钢筋和箍筋，简化了施工过程，同时确保了足够的结构性能。最近，还系统研究了钢-超高韧性水泥基复合（UHTCC）复合桥面板的抗弯性能，包括创新的剪切连接方案[16]、横向抗弯性能[17]以及剪切连接程度的影响[18]。

然而，对于长跨度钢-UHPC复合桥，通常需要在钢膈板位置设置现浇横向接头以确保面板与下方钢梁的连接[19]、[20]，其中UHPC顶部会受到高拉伸应力。此外，在这些横向接头中，新旧UHPC之间的界面存在间断的钢纤维，导致抗拉强度显著降低和开裂风险增加。邱等人[19]研究了接头几何形状、钢筋直径、边界约束和界面粗糙度对UHPC接头的影响。他们的结果表明，增加钢筋直径可以提高抗裂性和抗弯能力，尤其是在局部加厚的UHPC接头中。在浇筑前粗糙化界面可以提高开裂应力，尽管对极限强度、延性和失效模式的影响有限。邵等人[21]报告称，凹槽UHPC接头通过更强的机械互锁提高了抗裂性能。Lu等人[22]比较了不同的界面处理方法（无处理、表面切屑处理和钢丝网处理，SWM）对新旧UHPC之间的粘结效果，发现SWM显著增强了界面纤维搭接，使抗拉和抗剪粘结强度分别增加了55%和333%。Tong等人[23]建立了一个预测模型，用于计算含湿接头的钢-UHTCC复合桥面板系统中UHTCC的裂纹宽度，考虑了界面滑移现象。在实际工程中，采用“T形”UHPC接头将浇筑界面远离高拉伸应力区[3]、[24]，并在接头内采用双倍钢筋布置进一步增强了抗裂性能。

然而，在长跨度钢-UHPC复合桥中，横向接头的数量取决于膈板的间距（通常为3-4米）。大量的湿接头会导致现场工作量过大、浇筑质量控制困难以及施工周期延长。因此，本研究考虑了在带有纵向肋的UHPC桥面板中使用外部钢板加固，并在钢膈板处提出了两种特定的UHPC连接方案（焊接和高强度螺栓连接）。所提出的UHPC连接方案可以部分替代传统的横向湿接头，从而显著减少湿接头的数量、易开裂的新旧UHPC界面数量以及现场UHPC浇筑量。此外，在膈板上方的高拉伸应力区，所提出的连接的UHPC中保持了钢纤维的连续性，使材料更好地抵抗外部拉伸应力，降低了开裂风险。进行了有限元（FE）分析以确定结构布置。进行了负弯矩试验，以验证焊接连接方案的可行性，并与横向“T形”接头试验进行了比较。这些结果为长跨度钢-UHPC复合结构的桥面板和钢梁之间提供了一种创新的连接方案，减少了UHPC的用量，施工更加方便，并显著提高了抗弯性能。

2. 工程背景
用于结构设计和分析的多跨混合梁桥的跨度设置为（85 + 165 + 190 × 4 + 110）米。为了降低整体自重并提高机械性能，中间五个跨度使用了钢-UHPC复合梁，而其余部分使用了预应力混凝土梁，如图1所示。

图1. 桥梁布局（单位：米）。
图2(a)显示了复合梁的截面。它由底部箱形钢梁和新设计的UHPC桥面板组成。每个面板由顶板、纵向肋板和底部钢板组成。顶板、肋板和肋板底部钢板的厚度分别为90毫米、152毫米和8毫米。UHPC顶板承受来自局部车轮荷载的横向拉伸应力，因此在顶部和底部位置布置了一层横向钢筋。为了确保足够的覆盖厚度和钢筋间距，顶板的厚度设置为90毫米。纵向肋板设计为梯形截面以便脱模，顶部宽度为140毫米，底部宽度为120毫米。根据JTG D64-01-2015规范，承重钢板的厚度应大于8毫米。头部 studs 的外缘与钢板之间的距离以及剪力方向的相邻 studs 之间的距离分别不应小于25毫米和50毫米。因此，钢板的厚度和宽度分别设计为8毫米和120毫米。根据车辆轮胎的标准横向间距（JTG D60-2015），肋板之间的横向间距为700毫米。肋板底部钢板和高头 studs（约190毫米高）用于替代内部纵向钢筋和箍筋。为了降低开裂风险，横向接头被配置为T形，由上部加宽区和下部正常区组成，长度分别为1.0米和0.5米，如图2(b)所示。图2(b)还展示了施工过程。UHPC面板在工厂预制，长度为2.5米，运输到施工现场，然后吊装到钢梁膈板的顶部法兰板上。钢膈板之间的间距为3.0米。然后，在现场浇筑“T形”接头，将UHPC面板与钢梁结合在一起。

除了传统的湿接头连接方案外，本研究还提出了两种替代方法，用于在横向膈板处连接UHPC面板和下方钢梁：高强度螺栓连接和焊接连接。这两种新的连接方案并不是为了完全取代每个膈板位置的湿接头系统，而是与传统的湿接头方案结合使用。具体来说，在选定的膈板位置提供直接螺栓或焊接连接，而在较宽的间隔（例如每两个到四个膈板）处布置横向湿接头，以大幅减少现场UHPC浇筑工作，并避免沿整个桥梁完全螺栓或完全焊接连接时出现的对齐和公差问题。

对于高强度螺栓连接，如图3所示，在面板跨越膈板的位置将横向钢板嵌入UHPC面板中。嵌入钢板的长度和宽度与膈板相同，并且在板上预刻了螺栓孔。将面板吊装并放置到钢梁上后，使用高强度螺栓将嵌入的横向钢板连接到钢梁的上缘板上。预制面板内的纵向肋板的肋板底部钢板在距离嵌入的横向钢板50毫米处停止。由于该区域假设为压缩应力（如3.2节所述），这种不连续性不会引发开裂风险。

对于焊接连接方案，如图4所示，肋板底部钢板刚好跨越钢膈板，并在交叉位置直接焊接到钢梁的上缘板上。焊接长度等于肋板底部钢板的宽度。在传统的钢-混凝土复合梁中，膈板和梁的上缘板也通过焊接连接；然而，这种焊接的应力幅度可能相对较高。因此，在膈板上引入了一个T形钢截面，将疲劳敏感的焊接细节向下移动100毫米，从而提高抗疲劳性能。

3. 结构布置的计算
3.1. 模型建立
采用了横向湿接头和提出的连接方案的交错布局进行分析。在ANSYS中建立了一个总长度为15米的局部有限元（FE）模型，跨越五个横向膈板。UHPC面板使用8节点实体元素（SOLID185）建模，而钢板则用4节点壳元素（SHELL63）表示。头部 studs 用2节点弹簧元素（COMBIN14）模拟。假设肋板底部钢板完全粘结在UHPC肋板的底部表面。对于边界条件，模型两端的所有平移和旋转自由度都被完全约束。对于大跨度钢混凝土复合桥，桥面板系统的应力状况往往更多地受到次要和第三级承载系统的控制[25]。在本研究中，局部模型的总长度为15米，对应于五个隔板间隔，但仅取中间3米区域（围绕中央隔板）作为加载和研究区域。因此，局部模型的长度足以确保使用刚性边界条件不会影响结果。这一点也在之前的研究[24]中得到了验证。UHPC在压缩和拉伸荷载下的本构关系被假设为线性的，以便进行计算[26]。通过在ANSYS中对几何模型进行适当划分，控制了有限元网格，使得所有固体和壳元素分别为六面体和矩形，其纵横比均小于3。此外，至少分配了四层固体元素。该模型的有效性通过与前期的现场加载测试结果进行比较得到了验证[26]。首先，获得了UHPC在横向湿接头顶面的拉伸应力衰减情况，以验证新旧UHPC浇筑接缝的可靠性。其次，分析了创新连接方案中带帽螺柱的剪力和剪应力幅值，以确定高强度螺栓和带帽螺柱的最佳布置。最后，对于焊接连接方案，评估了关键焊接位置的应力幅值。

对于螺栓连接方案，当假设嵌入的横向钢板与上层UHPC桥面板完全粘结且无相对滑动时，螺栓抵抗了UHPC桥面板和钢梁之间的双向剪力和垂直抬升力。同样，当假设螺栓将嵌入的横向钢板与隔板上缘完全连接时，该接口处的带帽螺柱抵抗了UHPC桥面板和嵌入横向钢板之间的滑动。因此，在带帽螺柱的位置建立了弹簧元件，以反映实际的应力状况，带帽螺柱的刚度是根据之前的研究确定的[26]。由此得出的剪力和垂直抬升力可以作为高强度螺栓和带帽螺柱的设计依据。嵌入的横向钢板的尺寸是通过改变隔板顶板的厚度来确定的。

在湿接头方案中，钢隔板上的带帽螺柱连续排列成三排，直径为16毫米，间距为150毫米。对于创新连接方案，带帽螺柱被重新排列成簇状，仅放置在每条纵向肋下方，间距为100毫米，排列成六排，以确保足够的界面可靠性。

对于焊接连接方案，通过耦合隔板上缘板和肋底部钢板在焊接位置的节点来模拟焊接。根据第4节的结果，当荷载以悬臂方式作用在UHPC肋上时，UHPC肋底板与隔板法兰之间的接触始终保持完全接合。根据手稿中的负弯曲试验，UHPC桥面板和钢隔板在整个加载过程中始终保持接触。引入非线性接触会增加计算时间和收敛难度。因此，考虑到计算效率 和一致性，根据之前的研究[24]、[27]、[28]，通过耦合肋底部钢板和隔板法兰的垂直自由度来模拟它们之间的接触。为了提取焊接位置的疲劳应力幅值，将网格局部细化到2-3毫米。图5显示了桥梁的局部模型和弹簧元件的结构布置。

根据JTG D60-2015标准，图6展示了静态和疲劳荷载车辆的情况。对于静态荷载条件，采用了两辆车模型，并考虑了1.3的冲击系数。疲劳荷载条件采用单辆车模型。如图7所示，在这两种荷载情况下，定义了七种横向荷载情况，以模拟车辆从桥边缘向中心移动的过程，横向间距为0.6米。此外，还建立了九种纵向荷载情况，以模拟车辆荷载经过第三个隔板的过程，移动增量沿交通方向为0.5米。

在负弯矩区域，UHPC的拉伸应力分布中，识别出了在横向湿接头区域UHPC顶面产生最大拉伸应力的情况。然后提取了接头顶部UHPC拉伸应力的纵向分布，如图8(a)所示，其中x坐标表示沿桥梁的纵向位置，原点位于第二个钢隔板处。最大拉伸应力大约发生在距离隔板腹板部分250毫米处，之后拉伸应力迅速减小，并在距离腹板约500毫米处转变为压缩应力。因此，为T形横向湿接头设计的1.0米顶部台阶宽度可以有效降低UHPC接头界面开裂的风险。

同样，在连接区域，UHPC中最不利的拉伸应力分布如图8(b)所示，原点位于第三个隔板的部分。最大拉伸应力出现在隔板腹板部分，达到了大约4.3 MPa。该处的应力分布与横向湿接头略有不同，因为该位置没有发生横截面的突然变化。总体而言，最大拉伸应力远低于UHPC材料本身的弹性极限，表明该区域没有开裂风险。

表1列出了在最不利静态车辆荷载作用下，横向湿接头处弹簧元件的三个方向上的力。由于螺栓连接处的带帽螺柱数量减少，最大纵向和横向剪力分别增加了46%和64%。最大剪力达到了13.3 kN（66.3 MPa），这仍然满足带帽螺柱在静态荷载下的承载和抗滑要求[26]。

通过提取每个加载循环中带帽螺柱的应力幅值，并考虑疲劳荷载的部分系数，根据JTG D64-01-2015中的（1）、（2）、（3）、（4）、（5）、（6），计算出疲劳荷载下的等效剪应力幅值为77.3 MPa。该值低于允许的90 MPa限制，从而证明了需要将带帽螺柱的间距修改为100毫米，直径修改为16毫米在钢隔板区域。

根据JTG D60-2015标准，图6展示了静态和疲劳荷载车辆的情况。对于静态荷载条件，采用了两辆车模型，并考虑了1.3的冲击系数。疲劳荷载条件采用了单辆车模型。如图7所示，在这两种荷载情况下，定义了七种横向荷载情况，以模拟车辆从桥边缘向中心移动的过程，横向间距为0.6米。此外，还建立了九种纵向荷载情况，以模拟车辆荷载经过第三个隔板的过程，移动增量沿交通方向为0.5米。

在所有静态车辆荷载情况中，确定了在横向湿接头区域UHPC顶面产生最大拉伸应力的情况。然后提取了接头顶部UHPC拉伸应力的纵向分布，如图8(a)所示，其中x坐标表示沿桥梁的纵向位置，原点位于第二个钢隔板处。最大拉伸应力大约发生在距离隔板腹板部分250毫米处，之后拉伸应力迅速减小，并在距离腹板约500毫米处转变为压缩应力。因此，为T形横向湿接头设计的1.0米顶部台阶宽度可以有效降低UHPC接头界面开裂的风险。

在最不利的条件下，UHPC的拉伸应力分布如图8(b)所示，原点位于第三个隔板的部分。最大拉伸应力出现在隔板腹板部分，达到了大约4.3 MPa。应力分布与横向湿接头略有不同，因为该位置没有发生横截面的突然变化。总体而言，最大拉伸应力远低于UHPC材料本身的弹性极限，表明该区域没有开裂风险。

表1列出了在最不利静态车辆荷载作用下，横向湿接头处弹簧元件的三个方向上的力。由于螺栓连接处的带帽螺柱数量减少，最大纵向和横向剪力分别增加了46%和64%。最大剪力达到了13.3 kN（66.3 MPa），这仍然满足带帽螺柱在静态荷载下的承载和抗滑要求[26]。

通过提取每个加载循环中带帽螺柱的应力幅值，并考虑疲劳荷载的部分系数，根据JTG D64-01-2015中的（1）、（2）、（3）、（4）、（5）、（6），计算出疲劳荷载下的等效剪应力幅值为77.3 MPa。这个值低于允许的90 MPa限制，从而证明了需要将带帽螺柱的间距修改为100毫米，直径修改为16毫米在钢隔板区域。

根据JTG D60-2015标准，图6展示了静态和疲劳荷载车辆的情况。对于静态荷载条件，采用了两辆车模型，并考虑了1.3的冲击系数。疲劳荷载条件采用单辆车模型。如图7所示，在这两种荷载情况下，定义了七种横向荷载情况，以模拟车辆从桥边缘向中心移动的过程，横向间距为0.6米。此外，还建立了九种纵向荷载情况，以模拟车辆荷载经过第三个隔板的过程，移动增量沿交通方向为0.5米。

在所有静态车辆荷载情况中，确定了在横向湿接头区域UHPC顶面产生最大拉伸应力的情况。然后提取了接头顶部UHPC拉伸应力的纵向分布，如图8(a)所示，其中x坐标表示沿桥梁的纵向位置，原点位于第二个钢隔板处。最大拉伸应力大约发生在距离隔板腹板部分250毫米处，之后拉伸应力迅速减小，并在距离腹板大约500毫米处转变为压缩应力。因此，为T形横向湿接头设计的1.0米顶部台阶宽度可以有效降低UHPC接头界面开裂的风险。

在连接区域，UHPC中最不利的拉伸应力分布如图8(b)所示，原点位于第三个隔板的部分。最大拉伸应力出现在隔板腹板部分，达到了大约4.3 MPa。应力分布与横向湿接头略有不同，因为该位置没有发生横截面的突然变化。总体而言，最大拉伸应力远低于UHPC材料本身的弹性极限，表明该区域没有开裂风险。

表1列出了在最不利静态车辆荷载作用下，横向湿接头处弹簧元件的三个方向上的力。由于螺栓连接处的带帽螺柱数量减少，最大纵向和横向剪力分别增加了46%和64%。最大剪力达到了13.3 kN（66.3 MPa），这仍然满足带帽螺柱在静态荷载下的承载和抗滑要求[26]。

根据JTG D64-2015标准，图6展示了静态和疲劳荷载车辆的情况。对于静态荷载条件，采用了两辆车模型，并考虑了1.3的冲击系数。疲劳荷载条件采用单辆车模型。如图7所示，在这两种荷载情况下，定义了七种横向荷载情况，以模拟车辆从桥边缘向中心移动的过程，横向间距为0.6米。此外，还建立了九种纵向荷载情况，以模拟车辆荷载经过第三个隔板的过程，移动增量沿交通方向为0.5米。

图5显示了桥梁的局部模型和弹簧元件的结构布置。

根据JTG D60-2015标准，图6展示了静态和疲劳荷载车辆的情况。对于静态荷载条件，采用了两辆车模型，并考虑了1.3的冲击系数。疲劳荷载条件采用单辆车模型。如图7所示，在这两种荷载情况下，定义了七种横向荷载情况，以模拟车辆从桥边缘向中心移动的过程，横向间距为0.6米。此外，还建立了九种纵向荷载情况，以模拟车辆荷载经过第三个隔板的过程，移动增量沿交通方向为0.5米。

在所有静态车辆荷载情况中，确定了在横向湿接头区域UHPC顶面产生最大拉伸应力的情况。然后提取了接头顶部UHPC拉伸应力的纵向分布，如图8(a)所示，其中x坐标表示沿桥梁的纵向位置，原点位于第二个钢隔板处。最大拉伸应力大约发生在距离隔板腹板部分250毫米处，之后拉伸应力迅速减小，并在距离腹板大约500毫米处转变为压缩应力。因此，为T形横向湿接头设计的1.0米顶部台阶宽度可以有效降低UHPC接头界面开裂的风险。

在连接区域，UHPC中最不利的拉伸应力分布如图8(b)所示，原点位于第三个隔板的部分。最大拉伸应力出现在隔板腹板部分，达到了大约4.3 MPa。应力分布与横向湿接头略有不同，因为该位置没有发生横截面的突然变化。总体而言，最大拉伸应力远低于UHPC材料本身的弹性极限，表明该区域没有开裂风险。

表1列出了在最不利静态车辆荷载作用下，横向湿接头处弹簧元件的三个方向上的力。由于螺栓连接处的带帽螺柱数量减少，最大纵向和横向剪力分别增加了46%和64%。最大剪力达到了13.3 kN（66.3 MPa），这仍然满足带帽螺柱在静态荷载下的承载和抗滑要求[26]。

通过提取每个加载循环中带帽螺柱的应力幅值，并考虑疲劳荷载的部分系数，根据JTG D64-01-2015中的（1）、（2）、（3）、（4）、（5）、（6），计算出疲劳荷载下的等效剪应力幅值为77.3 MPa。这个值低于允许的90 MPa限制，从而证明了需要将带帽螺柱的间距修改为100毫米，直径修改为16毫米在钢隔板区域。

(1) γFfΔτE2≤ΔτcγMf,s (2)ΔτE2=γ?Δτ (3)Δτ=(Δτx2+Δτy2)0.5 (4)γ=γ1?γ2?γ3?γ4≤γmax (5)γ2=Q0480(Nly0.5×106)0.2 (6)γ3=(tLD/100)0.2 其中，ΔτE2表示通过方程（2）计算得到的剪接头的等效剪应力幅值；γFf和γMf,s表示疲劳荷载的部分系数和抗疲劳的部分系数，根据JTG D64-01-2015，这些值固定为1.0；Δτc表示带帽螺柱的疲劳设计强度，值为90 MPa；Δτ表示通过方程（3）计算得到的剪应力幅值；Δτx和Δτy是通过FE模型数据计算得到的带帽螺缝的横向和纵向应力幅值，分别为44.3 MPa和22.9 MPa；γ是损伤等效系数，γ1~γ4分别表示损伤效应、交通流量、设计寿命和多车道效应的系数。其中，γ1和γ4是JTG D64-01-2015中规定的常数，分别为1.55和1.0；γ2使用方程（7）计算得出为0.65，但在最终分析中保守地取为1.0；Q0表示疲劳荷载的车辆重量（根据JTG D64-01-2015为480 kN）；Nly表示每年重车的总数，根据当地政府的交通调查数据取为60,000；tLD表示设计服务寿命，取为100年。

根据表1，最不利情况下单个弹簧元件上的纵向剪力、横向剪力和垂直抬升力分别为7.8 kN、13.3 kN和4.7 kN。保守地假设所有带帽螺柱承受相同的内部力。因此，对于每个纵向肋连接（由12个弹簧元件组成），钢梁和UHPC桥面板之间的总界面力分别为93.6 kN、159.6 kN和56.4 kN，分别对应于纵向、横向和垂直方向。根据JTG D64-01-2015、方程（7）和表2，可以使用M20高强度螺栓，横向布置两个螺栓，纵向布置四个螺栓。

根据表2，高强度螺栓的直径、预紧力和剪切能力如下：
类型 直径（毫米） 预紧力（kN） 剪切能力（kN）
M18 20 100 40.5
M20 22 155 62.9
M22 24 190 77.0
M24 27 225 91.1

图9显示了在最不利加载条件下三个焊缝的疲劳应力变化，其中x轴表示后轴中心线与隔板之间的相对距离。应力在距离焊缝1.0 t处提取[29]、[30]，其中t表示该位置焊接钢板的厚度。每个焊缝的最大应力幅值分别为27.69 MPa、13.13 MPa和22.00 MPa。根据JTG D64-2015标准，焊缝1可以归类为附录C中的细节6.0.5，其恒幅疲劳限制为55 MPa，而焊缝2和3对应于细节1，其恒幅疲劳限制为110 MPa。因此，所有焊缝均满足基于（8）、（9）的疲劳要求。此外，将焊缝向下移动100毫米到钢隔板上缘板和腹板之间可以降低该位置的应力幅值40%。

对于螺栓连接方案，FE分析表明，每个纵向肋布置两个横向螺栓和四个纵向螺栓提供了超过100%的安全冗余。本研究中的嵌入横向钢板与隔板上缘板之间的连接与钢桥中广泛使用的普通高强度螺栓连接基本相同。因此，没有考虑这种连接中的滑动和疲劳引起的松动。必要时，可以通过增加螺栓数量来进一步提高安全裕度。在没有滑动的条件下，螺栓连接在静态行为上可以被视为与焊接连接机械相似。此外，与螺栓连接相关的现场紧固工作量仍然相对较高，而焊接方案通过消除了精确对准螺栓孔的需要，提供了更简单的施工过程。有限元分析表明，焊接细节处的应力幅度满足了疲劳要求。因此，在实验项目中采用了焊接连接方式来评估其弯曲性能。与现场焊接相关的工作量和技术要求可以参考类似的长跨度正交各向异性钢桥面系统U形肋的现场焊接实践，该施工技术已经相对成熟。相比之下，在本研究所提出的结构系统中，每条纵向肋的焊接宽度仅为120毫米，且连接方式为钢板之间的搭接焊，配置更为规整。它不涉及薄壁闭合肋的连续性控制等复杂问题。因此，在几何精度要求、焊接构件的特性、焊接可及性和可用作业空间方面，所提出的现场焊接的工作量和施工难度预计会相对较低。

4.1. 试样的设计与制作
为一个负弯矩测试设计并制作了一个钢-UHPC复合材料连接试样。如图10所示，该试样由一块UHPC桥面、一条纵向肋和两片模拟钢隔板组成。UHPC桥面包括顶板、纵向肋和肋底钢板。在桥面板与横向隔板上翼缘板交叉的两端，桥面被焊接在翼缘板上（焊缝1）。

4.2. 材料性能
根据GB/T 31387-2015标准，准备了六个尺寸为100 × 100 × 100毫米的立方体试样、三个尺寸为100 × 100 × 300毫米的棱柱体试样和六个尺寸为100 × 100 × 400毫米的棱柱体试样，分别测试其抗压强度、弹性模量和抗弯强度。UHPC的材料性能列于表4中。钢筋和钢板的机械性能根据GB/T228.1-2010标准确定，并列于表5中。

4.3. 加载与测量方案
采用伺服液压测试系统和端锚固方式，应用了悬臂负弯矩加载方法。试样放置在滚轮和销钉上，支撑点之间的距离为1.25米，悬臂长度同样为1.25米，如图12所示。初始加载以2-3 kN的步长逐步增加，当最大裂宽超过0.2毫米后，加载步长增加到5-10 kN。钢筋屈服后，加载模式改为位移控制，每次阶段位移增加2毫米。当UHPC板顶表面出现过大的裂宽时，测试终止，这被视为试样的破坏标准。如图12所示，在UHPC表面、肋底钢板和钢隔板上安装了应变计以监测应变发展。裂宽使用测量精度为0.01毫米的裂宽显微镜进行测量。

4.4. 实验结果
4.4.1. 载荷-位移关系
图13显示了试样的载荷-位移关系。根据系统刚度，该曲线可以分为三个阶段：（1）恒定刚度阶段；（2）裂纹扩展阶段；（3）钢筋屈服阶段。在之前的研究[3]中进行的正弯矩测试中，带有纵向肋的UHPC桥面试样在拉伸应变达到弹性极限后表现出明显的刚度下降。然而，在本手稿中的钢-UHPC复合材料连接试样中，当施加的载荷低于60 kN时（对应最大裂宽为0.05毫米，见图14），载荷-位移曲线的斜率几乎保持恒定，表明没有明显的刚度衰退。这一阶段因此被定义为恒定刚度阶段。这种行为可能归因于钢隔板的刚度贡献以及特定的裂纹扩展方式（见4.4.2节）。内部钢筋与UHPC基体之间改善的粘结性能，抑制了裂纹扩展并延缓了刚度损失，也可能是另一个原因。

4.4.2. 裂纹发展
由于钢隔板和焊接接头的存在，UHPC桥面在负弯矩作用下的裂纹行为与普通的钢筋增强UHPC结构略有不同。如图14所示，当载荷达到32.5 kN时，裂纹首先出现在连接肋底钢板和隔板上翼缘板的两个焊缝中的一个之上，随后在另一个焊缝上也出现了裂纹。隔板上翼缘板上的UHPC在大约52.5 kN的载荷下才开始裂纹，此时最大裂宽达到0.05毫米，对应的名义拉伸应力为12.4 MPa。这表明隔板上翼缘板和焊接连接影响了结构的抗裂性，最薄弱的部分位于UHPC纵向肋与隔板交叉的界面处。经历最大拉伸应力的部分的裂纹延迟出现，也可能解释了初始裂纹阶段没有明显刚度下降的原因。

4.4.3. 应变分析
图16展示了结构焊缝、UHPC和钢筋的应变演变。图（a）和（b）分别显示了焊缝1（位于肋底钢板和隔板上翼缘板之间）在不同横向位置（边缘、带头螺柱位置和跨中位置）以及距离焊缝10、15和20毫米处的应变。在裂纹出现之前（载荷<30 kN），焊缝1的应变在所有横向位置上几乎均匀。裂纹出现后，边缘位置的应变最大，其次是带头螺柱位置和跨中位置。随着载荷继续增加（>105 kN），钢板与UHPC之间的界面滑移变得更加明显，带头螺柱抵抗了这种滑移，导致带头螺柱附近的应变增加。焊缝沿纵向方向的应变变化相对较小。图（c）显示了钢隔板上焊缝2和焊缝3的应变。当上翼缘板与隔板腹板之间的焊缝向下移动100毫米后，特别是在UHPC裂纹后，应变显著减小。具体来说，在不同加载阶段提取了两个焊缝的应变数据。结果显示，当裂宽达到0.05毫米、0.1毫米和0.2毫米，以及UHPC中的拉伸钢筋屈服时，下部焊缝的应变分别减少了17.3%、19.7%、23.0%和24.7%，表明所提出的焊接方案在缓解应力集中和降低裂纹风险方面的有效性。图（d）展示了UHPC的应变发展。在40 kN时，顶表面的拉伸应变突然增加，表明裂纹开始形成。

4.4.4. 焊接连接方案的优点
图17比较了焊接连接方案和横向湿接方案的弯曲性能。横向湿接试样的实验数据来自之前发表的研究[31]。两种方案中的试样宽度分别为600毫米和700毫米，湿接试样的截面为实心矩形。为了进行一致比较，采用按截面面积归一化的UHPC弯曲矩作为载荷评估参数，而位移和裂宽作为性能评估参数。然而，由于湿接缝区域内的纤维不连续性，随着载荷的增加，新旧超高强度混凝土（UHPC）界面处快速出现了裂纹，导致刚度急剧下降。此外，一旦出现裂纹，湿接缝界面的裂纹控制能力非常差，最终湿接缝试样会在界面处断裂。总体而言，焊接连接方案在抗弯能力、结构刚度、延展性和裂纹控制方面表现出显著优势——尤其是在抗裂性能方面。对于湿接缝方案，裂纹在大约1.56 MPa的名义应力下产生，当名义应力达到6.02 MPa时，最大裂纹宽度增加到0.05毫米。相比之下，焊接方案的裂纹应力以及对应于最大裂纹宽度0.05毫米的应力分别为7.1 MPa和11.8 MPa，这体现了其良好的抗裂性能潜力。UHPC优异的裂纹强度主要源于钢纤维的连续分布，而这种连续性在接缝处被中断。因此，这样的接缝的拉伸强度预计将显著低于完整UHPC基体的拉伸强度。所提出的连接方案在抗裂性能方面的主要优势在于消除了湿接缝。这些改进显著降低了UHPC表面裂纹、雨水或环境湿度引起的水分侵入以及内部钢筋随后腐蚀的风险。然而，实际的现场应用仍需要通过工程实践进行验证，并应为某些连接系统建立标准化的施工程序，以确保连接过程的准确性和效率。

5. 结论
本研究提出了三种用于带有钢膈板纵向肋的UHPC甲板的连接方案——T形横向湿接缝、高强度螺栓连接和焊接连接，并通过有限元分析优化了结构配置。对焊接连接的抗弯性能进行了实验研究，并与湿接缝方案进行了比较。基于分析和实验结果，得出以下结论：
(1) 对于T形横向湿接缝，UHPC表面拉伸应力随着距离膈板腹部的增加而迅速减小，在500毫米处变为压应力，表明该位置是一个合适的界面位置。
(2) 高强度螺栓方案使用每根肋两条横向和四条纵向M20螺栓，满足了钢和UHPC之间的所需抗滑移性能。焊接连接方案中所有焊缝的疲劳应力幅值均符合规范限制，将膈板上法兰和腹部的焊缝向下移动100毫米后，应力幅值减少了约40%。
(3) 即使在裂纹开始形成和发展之后，焊接连接试样在负弯矩作用下仍保持恒定刚度，直到最大裂纹宽度达到0.05毫米，这主要是因为膈板上法兰的加固作用延缓了最大抗弯应力处的裂纹形成。
(4) 随着载荷的继续增加，长头螺栓开始参与作用并抵抗肋底钢板和UHPC之间的滑移，这使得螺栓位置的焊缝1比其他区域经历了显著更高的应变。一旦钢筋达到屈服应变，承载能力不再增加，主裂纹迅速扩展，导致结构失效。
(5) 与T形湿接缝方案相比，焊接连接试样在裂纹后的刚度、裂纹控制性能、极限承载能力和延展性方面均有显著提高。裂纹应力为7.1 MPa，比T形湿接缝提高了355%。

然而，本研究仍存在一些局限性。由于研究仍处于早期阶段，目前主要关注连接方案的提出和结构系统的静态性能，特别是UHPC的性能。在未来的工作中，应进一步研究这三种连接方案的疲劳性能，以明确螺栓、焊缝和UHPC的疲劳响应。

作者贡献声明：
曹俊辉：撰写——审稿与编辑、资源整理、正式分析。
邱明洪：软件开发、方法论、数据管理。
邵旭东：监督、资源协调、资金筹措。
邵宗轩：撰写——初稿编写、数据可视化、调查、数据管理。
任伟：撰写——审稿与编辑、数据可视化、方法论。