钢内芯-UHPC组合箱梁连接接缝抗弯性能研究

Study on flexural performance of connection joints in steel inner core-UHPC composite box girders

摘要

提出了一种适用于钢内芯-UHPC组合箱梁的接缝构造，以解决UHPC分次浇筑时接缝薄弱的难题.具体做法是：在钢箱处采用异形钢板加强，在翼缘处下缘增设平钢板，和异形钢板共同受力.以首次设计应用钢内芯-UHPC组合箱梁桥的G59 呼北高速湖南省新化至新宁段三阁司枢纽互通B匝道2号桥为背景工程，通过模型试验和实桥有限元分析验证新型接缝的工程适用性，利用Midas/Civil对40 m+60 m+40 m钢内芯-UHPC组合箱梁进行整体计算，获取关键截面应力.对模型开展三点加载抗弯试验，以探究新型接缝的抗弯承载力和抗裂性能.试验结果表明：试件在异形钢板加强作用下，接缝区域的最大裂缝宽度小于非接缝区域的最大裂缝宽度，验证了接缝构造的有效性；试件呈现典型弯曲破坏特征，UHPC顶板裂缝沿翼缘向腹板扩展，极限承载力达4 425.4 kN；钢内芯与UHPC界面滑移量远低于规范限值，表明栓钉连接可保障协同受力.通过名义应力对比，实桥接缝位置在设计应力下的裂缝宽度为0.06 mm，低于规范中裂缝宽度0.15 mm的限值要求，证明该接缝设计满足抗裂性要求，为同类工程提供了理论依据和设计参考.

Abstract

To address the challenges of cracking susceptibility and poor durability in bridge joints， this paper proposes a joint structure for steel inner cored-UHPC composite box girders. It uses special - shaped steel plates to strengthen the steel box and adds flat steel plates to the flanges to work with the special-shaped ones. Taking the B Ramp No.2 Bridge of G59 Hohhot-Beihai Expressway’s Xinhua-Xinning section in Hunan Province-the first bridge to apply a steel inner-core UHPC composite box girder as the background project， the applicability of the new joint is verified by model tests and finite element analysis. Midas/Civil is used to calculate the 40 m+60 m+40 m steel inner cored-UHPC composite box girder to determine key section stresses. A three-point loading test is conducted on a model to investigate the bending resistance and anti-cracking of the new joint. Results show that with the special-shaped steel plate strengthening， the maximum crack width in the joint area is less than that in the non-joint area， proving the effectiveness of the joint structure. The specimen shows typical bending failure characteristics， with the UHPC top plate cracks expanding from the flange to the web， and the ultimate bearing capacity at the platform stage reaches 4 425.4 kN. The interface slip between the steel inner core and UHPC is significantly below code-specified limits， verifying the effectiveness of bolted connections in ensuring load transfer. Through nominal stress comparison， the crack width at the joint position under design stress is 0.06 mm， below the code limit of 0.15 mm， proving that the joint design meets the anti-cracking requirements and provides a theoretical basis and design reference for similar projects.

Graphical abstract

关键词

桥梁工程 / 钢内芯-UHPC组合箱梁 / 试验研究 / 超高性能混凝土 / 接缝抗弯性能

Key words

bridge engineering / steel inner core-UHPC composite box girder / experimental study / ultra-high performance concrete （UHPC） / flexural performance of joints

预应力混凝土梁桥在中等及300 m内大跨径的桥梁中被广泛应用^［1］.但大量实际工程表明，传统预应力混凝土梁桥存在自重较大、长期耐久性不足、易开裂、后期维护成本较高等问题^［2-4］.钢箱梁自重轻、强度高，在大跨径桥梁中应用广泛，但钢箱梁存在造价高、焊接量大、桥面易产生疲劳裂纹及铺装易损坏等难题^［5］.针对上述问题，作者团队基于超高性能混凝土（UHPC）具有高强、高韧、高耐久性的优点^［6-10］，提出了钢内芯- UHPC组合箱梁新型结构形式^［11］，该结构由钢内芯和半外包的UHPC外壳组成，宜采用顶推法施工.前期研究表明，这种新结构具有自重轻、造价较低、整体和局部刚度大、施工简易等优点.其中钢内芯-UHPC组合箱梁连接接缝处是顶推施工的关键截面，因此本文针对钢内芯-UHPC组合箱梁连接接缝展开抗弯性能研究.

目前国内外学者已经对钢-UHPC组合梁的接缝性能展开了大量的研究工作.PAN等^［12］对5种不同接缝形式的试件开展了弯曲试验和拉伸破坏试验，试验结果表明，接缝的构造形式对湿接缝构件的极限承载力影响较小，但是锯齿形式和钢板增强形式的接缝的抗裂性能较好；陈艳良^［13］对两种不同接缝形状进行了试验研究，试验结果表明，局部加高的接缝试件的抗裂性能优于平口接缝试件；陈德宝等^［14］研究了涂刷界面剂、高压水枪去除细骨料以及高压水枪去除粗骨料对钢-UHPC组合桥面板湿接缝抗裂性能的影响，结果表明，相比于环氧树脂处理，高压水枪凿毛界面的湿接缝抗裂性更好，其中高压水枪凿除细骨料试件的开裂荷载更高；邵旭东等^［15］分别对加密钢筋、异形钢板和焊接钢筋网三种构造形式的UHPC湿接缝进行试验，结果表明，相比于加密钢筋湿接缝，异形钢板湿接缝和焊接钢筋网湿接缝具有更好的抗裂性能，且异形钢板企口角度在66°时，开裂应力最高；Gao等^［16］通过试验表明，当埋置长度小于10倍的钢筋直径时，增加埋置长度可以提高UHPC湿接缝的抗裂性；Feng等^［17］对采用倒梯形接头的UHPC湿接缝梁式构件进行试验，并结合试验结果，建立有限元分析模型对不同配筋率的接缝构件进行参数分析，结果表明，UHPC湿接缝梁的最大裂缝宽度出现在接缝结合面，随着配筋率的提高，UHPC 湿接缝梁的裂缝宽度可以得到有效抑制，同时也可提高UHPC湿接缝梁的极限承载力；杨建平^［18］以接缝处UHPC的钢纤维掺量为研究参数，结果表明，钢纤维掺量的增加可以改善 UHPC 湿接缝的抗裂性能，钢纤维掺量的增加可略微提高UHPC湿接缝构件的极限承载力.

目前大部分研究对于UHPC结构接缝位置处理主要集中在不同变量（接缝形式^［12-13］、凿毛方式^［14］、钢筋搭接形式^［15-17］、钢纤维掺量^［18］）对UHPC抗弯性能的影响上；此外，相较于传统混凝土结构，钢-UHPC应用于实际工程年限较短，国内外研究成果有限，对于钢-UHPC湿接缝的局部构造设计及受力性能研究尚不完善.因此，对于实际工程中的钢内芯-UHPC组合箱梁的接缝，有必要通过试验研究来验证其是否满足工程要求.

本文针对UHPC分次浇筑时接缝薄弱的问题，提出了一种适用于钢内芯-UHPC组合箱梁的接缝构造，即在钢箱处采用异形钢板加强，在翼缘处下缘增设平钢板，和异形钢板共同受力.为验证该方案的可行性，对实桥梁进行有限元分析，并且对应力等效设计试验梁进行接缝弯曲试验，对结构抗裂性能进行评估，将试验结果与实桥应力进行对比分析，为该新型接缝设计提供建议.

1 实桥概况与设计

1.1 实桥概况

G59呼北高速湖南省新化至新宁段的三阁司枢纽互通B匝道2号桥是一个典型的跨线桥梁工程，其第三联上部结构采用了钢内芯-UHPC组合箱梁，采用顶推法施工，跨径布置为40 m+60 m+40 m，接缝位置在中跨距离支座10 m处，汽车荷载等级为公路-Ⅰ级，桥宽10.5 m，梁高2.3 m，钢内芯-UHPC组合箱梁桥布置如图1所示.UHPC顶板厚度100 mm，UHPC腹板厚度130 mm，UHPC悬臂长度2 000 mm，悬臂端部UHPC厚度120 mm，悬臂根部UHPC厚度250 mm，钢内芯顶板和腹板厚度8 mm，跨中底板厚度16 mm，中支点处底板厚度25 mm.钢内芯中设置纵向间距为4.0 m的钢横隔板，厚12 mm；两道横隔板之间设置一道横肋，纵向间距4.0 m，厚12 mm.

1.2 技术指标对比

本文将钢内芯-UHPC组合箱梁与纯钢箱梁进行技术经济指标对比，施工方法均采用顶推施工，跨径为40 m+60 m+40 m，桥宽为10.5 m，钢箱梁横截面图如图2所示.从主要材料用量、经济性及碳排量等方面对两种不同的结构进行比较，对比结果如表1所示.

由表1可知，钢内芯-UHPC组合箱梁每平方米总重比纯钢箱梁高35.6%，钢内芯-UHPC组合箱梁每平米碳排放量为纯钢箱梁的61.2%，全桥碳排放量较纯钢箱梁减少775.4t，钢内芯-UHPC组合箱梁每平米预估造价为纯钢箱梁的81.2%.此外，得益于UHPC良好的耐久性能，桥梁后期维护费用较低，使得钢内芯-UHPC组合箱梁的全寿命成本将具有更明显的优势.

1.3 接缝设计

实桥由钢内芯与高性能材料UHPC进行组合，钢内芯置于箱梁内部，通过焊接在其外表面的剪力连接件与UHPC箱形外壳在顶板和腹板位置连接.组合梁在支点位置处承受负弯矩作用，为避免负弯矩区拉应力引起的梁体开裂，实桥设计时将接缝设置在跨中距离支点10 m位置.考虑平口接缝有施工简便、经济性高等优点，本设计中UHPC接缝采用平口接缝.根据文献［15］的试验研究结果，接缝处增设异形钢板能显著减小接缝处UHPC的裂缝宽度，因而在接缝处的腹板和顶板位置，采用异形钢板进行局部加强，异形钢板厚度为25 mm，焊接于钢内芯外表面.翼缘接缝位置处，翼缘下方增设厚8 mm的加强钢板，以便焊接异形钢板.其中，加强钢板与翼缘下方的UHPC通过栓钉连接件连接.UHPC接缝处纵向钢筋连续布置，先筑段纵向钢筋外伸长度为 60 cm.具体布置如图3所示.

1.4 总体计算

利用Midas/Civil建立整体有限元单梁模型，如图4所示，模型共计280个梁单元和297个节点，包含全部的梁段和约束.其中钢筋、钢内芯及UHPC均视为理想弹性材料，忽略UHPC与钢内芯之间的滑移作用，桥面铺装层仅作恒载考虑.有限元模型按照实际约束的方式考虑，单个支点采用点约束形式施加于支座位置.除桥梁自重外，施加的荷载包括二期恒载（铺装及护栏）、支座沉降、温度作用及汽车荷载作用.接缝截面作为关注位置，其整体计算结果如图5所示.主梁顶推施工过程中，UHPC顶板最大应力为7.8 MPa，其中，接缝位置UHPC顶板最大应力为2.15 MPa；在频遇组合作用下墩顶位置UHPC顶板拉应力为14.52 MPa，接缝位置UHPC顶板最大应力为5.97 MPa.考虑到接缝结构本身的薄弱性，其接缝的抗弯性能以及抗裂性能是否满足设计要求仍需要试验验证.

2 钢内芯-UHPC组合箱梁接缝抗弯试验

2.1 模型设计

为了研究钢内芯-UHPC组合箱梁接缝在负弯矩作用下的抗弯性能，对实桥的钢内芯-UHPC组合箱梁接缝展开模型试验.由于本研究重点关注组合箱梁顶板的弯曲行为，试验模型设计时保持顶板构造与实桥一致，确保负弯矩作用下顶板裂缝发展、钢筋应变的可参考性.同时将钢箱整体宽度压缩，以实现同时考虑UHPC翼缘和钢-UHPC组合顶板的抗弯.根据实桥的截面特性，通过应力等效原则保持截面抗弯刚度一致，设计钢内芯-UHPC组合箱梁试件.试件构造如图6所示，由UHPC外壳、钢筋网、加强钢板、异形钢板、栓钉和钢内芯组成，几何尺寸如图7所示，其中UHPC分两次浇筑而成，预制段长3.65 m，现浇段长3.65 m，预制段浇筑蒸养完成后，通过人工凿毛界面，再浇筑现浇段.试件整体长7.3 m，计算跨径7 m，高0.72 m.试件外部由UHPC外壳组成，其中UHPC箱壳长度为7 300 mm，顶板厚度100 mm，翼缘板端部厚度210 mm，翼缘板根部厚度250 mm，腹板厚度130 mm.

试件内部的钢内芯由Q355钢材焊接组成，其中钢内芯长度为7 300 mm；顶板厚8 mm，宽616 mm；腹板厚8 mm，高582 mm；底板厚20 mm，宽860 mm.试件内部一共布置6片钢横隔板以及6片钢横肋，厚度为12 mm，间距为600 mm.在钢内芯底部还布置了两根高100 mm、厚度12mm、间距为300 mm的加劲肋.在翼缘底板接缝位置布置了600 mm×600 mm×8 mm的方形加强钢板，通过栓钉与UHPC外壳连接.在接缝位置处的钢内芯顶板、腹板以及加强钢板上焊接厚度为25 mm的异形钢板.方形加强钢板上表面和钢内芯外表面焊接栓钉，钢内芯顶板栓钉尺寸为 16 mm×70 mm（直径×高度），间距为200 mm× 200 mm（竖向×纵向）；钢内芯腹板栓钉尺寸为16 mm×90 mm（直径×高度），间距为150 mm×200 mm（竖向×纵向）；钢内芯底板栓钉尺寸为25 mm×100 mm（直径×高度），单排布置其间距为100 mm.

试件顶板钢筋网由直径为12 mm、间距为50 mm的横向钢筋和直径分别为16 mm、32 mm的纵向钢筋组成，其中翼缘板顶板部分由直径32 mm、间距 100 mm的钢筋和中间段由直径16 mm、间距100 mm的钢筋组成；翼缘板底部钢筋网由直径10 mm、间距100 mm的横向钢筋和直径16 mm、间距100 mm的纵向钢筋组成.腹板钢筋网由直径16 mm、间距100 mm的竖向钢筋和两根直径32 mm、间距110 mm的纵向钢筋和两根直径12 mm、间距105 mm的纵向钢筋以及一根直径16 mm、距直径12 mm钢筋122 mm的纵向钢筋组成.预制部分直径分别为12 mm和16 mm的纵向钢筋与现浇部分的纵筋之间采用搭接，搭接长度为200 mm，预制部分直径为32 mm的纵向钢筋与现浇部分的纵筋之间采用点焊的方式连接，连接长度为300 mm.

2.2 模型浇筑和材料性能

试件的制作流程如图8所示，具体如下.

1）制作钢内芯；2）在钢内芯上焊接栓钉；3）绑扎预制段部分的钢筋笼；4）搭建预制段部分UHPC外部模板；5）浇筑预制段UHPC；6）浇筑完毕48 h后进行拆模，随后在85 ℃~90 ℃下蒸汽养护72 h；7）蒸汽养护结束后开始凿毛处理；8）绑扎现浇段部分的钢筋笼；9）搭建现浇段部分UHPC外部模板；10）浇筑现浇段UHPC；11）浇筑完毕48 h后进行拆模，随后在85 ℃~90 ℃下蒸汽养护72 h.

本试验所用的材料主要包括钢纤维、硅灰、石英砂等.预制段与现浇段钢纤维体积掺量一致，均为2%.两种钢纤维分别为长度13 mm的直线型和长度14 mm的端钩型，其体积掺量均为1%.

在浇筑钢内芯-UHPC组合箱梁试件时，同时浇筑了用于测试UHPC材料力学性能的立方体、棱柱体和哑铃形试块，并与组合梁试件一起养护.UHPC材料性能试验方法参考《活性粉末混凝土》（GB/T 31387—2015）^［19］，具体测试结果见表2.

2.3 加载方案

试件加载示意图如图9所示.将试件翻转，使UHPC顶面朝下，钢底板朝上，采用600 t的液压千斤顶进行单点跨中加载.试件加载的底部支撑中心距离为7 000 mm，边界条件为简支.在加载过程中采用荷载控制加载和位移控制加载两个方式.在试件裂缝宽度小于0.25 mm时采用荷载控制加载，加载速率为20 kN一级逐级递增；当裂缝宽度大于0.25 mm后，采用位移控制加载，直至试验结束.

为研究钢内芯-UHPC组合箱梁试件在加载过程中的刚度变化，试验过程中使用了精度为0.001 mm的数字千分表采集接缝界面引伸量，以及支座位置处钢内芯与UHPC之间的相对滑移量和各关键截面的垂直挠度，千分表和应变片布置如图10所示.加载过程中，使用测量精度为0.01 mm的裂缝综合观测仪（ZBL-F130）测量裂缝宽度.

3 试验结果与理论分析

3.1 破坏模式

试件的破坏模式如图11所示，试件为弯曲破坏，其破坏特征为：UHPC接缝界面张开，跨中区域UHPC顶面出现3条主裂缝，且裂缝沿翼缘向腹板发展，方形加强钢板与UHPC连接处出现脱空，加载钢垫板下侧UHPC出现局部破损.

在试件顶板的3条主裂缝中，接缝位置处主裂缝贯穿UHPC面板，先浇段和后浇段主裂缝从UHPC顶面延伸至腹板区域，后浇段主裂缝是3条主裂缝中最宽的裂缝，宽度为13.1 mm.后浇段主裂缝的产生主要是由于该截面位于先浇段钢筋与后浇段外伸钢筋的搭接区域，同时处于翼缘下侧方形加强钢板的边缘位置，导致该处纵桥向配筋率不连续，成为试件现浇段的薄弱截面.先浇段主裂缝则主要产生于异形钢板边界位置，由于该区域纵桥向局部配筋率存在差异，而成为试件预制段的薄弱截面.主裂缝形成在接缝两侧，而未直接形成在接缝位置，说明异形钢板的刚性锁定作用很好地提升了接缝强度，将薄弱区域由接缝中心向两侧转移，而两侧配箍率存在差异，所以才会导致配箍率更低的一侧形成主裂缝，另一侧次之.在最终荷载下，该试件在UHPC顶板区域、翼缘侧面区域、和腹板区域的最大裂缝宽度分别为13.1 mm、5.2 mm、3.4 mm.

3.2 荷载-挠度曲线

试件的荷载-跨中位移曲线可以分为以下3个主要的阶段（图12）.

弹性阶段：当荷载到达404.3 kN时，该阶段内接缝界面处裂缝宽度达到0.05 mm，但此时曲线未见明显偏转.继续加载直至荷载达到781.3 kN时，非接缝区域的UHPC面板裂缝宽度达到0.05 mm，在这个阶段可以发现荷载与挠度的关系几乎呈线性，表明此时结构刚度基本保持不变，将该阶段定义为弹性阶段.

裂缝发展阶段：该阶段定义在781.3~3 628.9 kN.此时，接缝界面最大裂缝宽度为0.96 mm，随荷载增加而不断增宽、增长，接缝最终形成通长裂缝.UHPC顶板除接缝部分的裂缝也开始逐渐发展，裂缝长度逐渐增长，裂缝间距逐渐缩小，基体加载点下方面板表面出现较大裂缝，荷载-跨中位移曲线略微偏转，表明结构刚度开始下降.

平台阶段：当荷载达到3 628.9 kN时，试件连续发出异响，荷载-跨中位移曲线发生明显的偏转，跨中位移迅速增长，荷载几乎无法增加，表明试件的刚度显著下降.同时UHPC顶板裂缝沿着翼缘不断向腹板发展，直至荷载4 425.4 kN时，接缝张开至11.4 mm，UHPC基体裂缝宽度增长至13.1 mm，加载点下部UHPC局部压溃，加载结束.该阶段被定义为平台阶段.

3.3 荷载-裂缝宽度曲线

在弯曲试验中，加载期间间隔测量并记录试件UHPC顶板的裂缝长度、宽度和位置，直至加载结束，试件的裂缝分布形态如图13所示.试件UHPC顶面出现3条主裂缝，并且沿试件纵桥向出现了大量密集且短细的平行裂缝.通过图13发现，在后浇段靠近接缝的区域附近裂缝较为稀疏，且裂缝宽度较小，均不超过0.05 mm，因为这里是先浇段钢筋与后浇段钢筋搭接区域，截面配筋率高，说明钢筋能有效限制裂缝的发展，增强抗裂性能.

试件的荷载-最大裂缝宽度曲线如图14所示.在弹性阶段，接缝区域和非接缝区域的裂缝宽度随荷载增长基本一致.由于接缝是整个试件最薄弱界面，且处于弯矩最大的界面，在裂缝发展阶段，接缝位置最大裂缝宽度始终大于非接缝位置最大裂缝宽度.在进入平台阶段后，在先浇段和后浇段形成主裂缝，且裂缝宽度迅速发展.接缝位置的主裂缝贯通整个截面，现浇段主裂缝和预制段主裂缝均未形成贯通裂缝，在最终荷载下，先浇段、后浇段和接缝位置的主裂缝最大宽度分别为12.4 mm、13.1 mm和11.4 mm.在最终荷载下接缝位置主裂缝最大宽度小于先浇段和后浇段主裂缝的最大裂缝宽度，是因为在接缝位置配置了异形钢板，限制了裂缝的发展.

由图14可知，当荷载在0~1 020.5 kN时，接缝在钢箱区域的最大裂缝宽度始终高于翼缘区域的最大裂缝宽度，是因为在翼缘区域顶板纵筋直径为32 mm，钢箱区域顶板纵筋直径为16 mm，顶板最外层钢筋限制了裂缝的发展.而荷载在1 020.5 kN之后，翼缘区域最大裂缝宽度持续发展并超过钢箱区域的最大裂缝宽度，当荷载到达2 500 kN附近时，接缝在翼缘区域最大裂缝宽度开始迅速增长，翼缘区域最大裂缝宽度明显超过钢箱区域的最大裂缝宽度，是因为随着荷载的增加，翼缘位置方形加强钢板边缘与UHPC连接处出现裂缝并不断张开，方形加强钢板对裂缝限制的作用减弱.

3.4 荷载-应变曲线

取试件在接缝界面及其他关键截面处的应变绘制荷载-应变曲线，如图15所示.由图15（a）可知，在弹性阶段，接缝界面的纵筋应变比非接缝界面的纵筋应变发展快，但基本保持线性变化.在进入裂缝发展阶段后，截面的应变发展出现拐点，应变发展呈非线性变化，应变变化速率加快，此时裂缝数量迅速发展.

由图15（b）可知，在试件进入平台段之前，随着荷载逐级增加，钢内芯底板的压应变线性增长.在进入平台段之后，加载点位置下方的UHPC开始起皮，钢内芯底板在加载点截面的应变迅速上升，当荷载达到3 500 kN左右时，钢底板受压屈服.

由图15（c）和图15（d）可以看出，试件在弹性阶段时接缝区和非接缝区的纵筋应变变化基本一致.当试件进入裂缝发展阶段后，接缝区域的纵筋应变增长速率开始高于非接缝区的纵筋应变增长速率，接缝张开.当试件进入平台阶段时，接缝区和非接缝区钢筋应变都迅速增长，此时由于裂缝持续发展，中和轴上升，腹板靠近中和轴的钢筋由受压转为受拉.

3.5 荷载-滑移曲线

试件钢内芯与UHPC外壳间荷载-滑移曲线如图16所示.荷载在1 000 kN之前，试件滑移很小且发展缓慢，随后试件滑移量迅速发展，在极限荷载下滑移量为0.019 mm，表明试件在加载全过程中滑移量较小，可认为钢内芯和UHPC外壳之间的连接能够有效协同工作.

4 实桥验证性分析

为了验证本文设计接缝应用于实桥上的可行性，将试验结果与正常使用极限状态的实桥组合效应值进行比较.根据线弹性理论，通过荷载可计算相应的名义应力，在3.3节可以根据裂缝宽度分别在0.05 mm、0.10 mm、0.15 mm和0.20 mm时对应的荷载，根据式（1）计算试件UHPC顶板接缝区域和非接缝区域在不同裂缝宽度下的名义应力，并得出名义应力-最大裂缝宽度曲线，如图17所示.

\sigma =My/I（1）

式中：σ为UHPC顶板名义应力；M为最大裂缝宽度对应的截面弯矩；y为UHPC顶板到中性轴的距离； I为组合截面惯性矩.

通过计算名义应力，对比实桥有限元计算结果，如表3~表4所示.表3和表4分别列出了实桥UHPC顶板应力（有限元计算）和最大裂缝宽度达到0.05 mm、 0.1 mm、0.15 mm和0.20 mm时试件顶部UHPC接缝区域及非接缝区域的名义应力.

由表3可知，实桥在顶推施工时接缝位置顶板UHPC最大应力为2.15 MPa，在此应力条件下，实桥接缝裂缝宽度为0.015 mm.实桥接缝位置顶板UHPC在频遇荷载组合作用下的名义应力为5.97 MPa，在此应力条件下，实桥接缝的裂缝宽度为0.06 mm.

由表4可知，实桥在顶推施工时顶板UHPC最大应力为7.8 MPa，在此应力条件下，实桥顶板的裂缝宽度为0.046 mm.实桥墩顶位置顶板UHPC在频遇荷载组合作用下的名义应力为14.52 MPa，在此应力条件下，UHPC顶板的裂缝宽度为0.08 mm.

根据《超高性能混凝土梁式桥技术规程》（T/CCES 27—2021）^［20］，在正常使用极限状态下，一般环境中的UHPC结构裂缝宽度限值取0.15 mm.而当裂缝宽度为0.15 mm时，试件UHPC顶板在接缝位置和墩顶位置的名义应力分别为15.85 MPa和23.58 MPa，高于实桥在正常使用极限状态下的限值要求，故满足抗裂要求.根据试验结果可知，钢内芯-UHPC组合箱梁接缝位置设置异形钢板，可以有效增强接缝的抗裂性能.

5 结 论

本文提出了一种钢内芯-UHPC组合箱梁的接缝构造，并根据应力等效设计了试验梁，采用三点加载抗弯试验对该组合箱梁接缝的抗弯性能与抗裂性能进行了初步研究并与实桥对比，得出以下结论：

1）本文提出了一种适用于钢内芯-UHPC组合箱梁的接缝构造形式，即在钢箱区域直接采用异形钢板加强接缝；翼缘位置处通过在UHPC底部增设焊有异形钢板的加强钢板.对实桥进行整体有限元计算，正常使用极限状态下，接缝位置处的拉应力为5.97 MPa.

2）对实桥接缝进行试验设计，并对其抗弯性能展开试验研究.结果表明，钢内芯-UHPC组合箱梁负弯矩区接缝的破坏形态为弯曲破坏，出现了3条主裂缝；加载点下方UHPC出现局部压溃现象.异形钢板加强接缝表现出显著的裂缝控制效果，接缝区域最大裂缝宽度（11.4 mm）较现浇段（13.1mm）和预制（12.4 mm）分别降低13%和8%，证明异形钢板通过应力重分布有效抑制了裂缝扩展.

3）通过和实桥有限元计算的名义应力对比分析，接缝区域在频遇组合（名义应力5.97 MPa）下裂缝宽度为0.06 mm，非接缝区域在频遇组合（名义应力14.52 MPa）下裂缝宽度为0.08 mm.当裂缝宽度为0.15 mm时，试件UHPC顶板在接缝位置和墩顶位置的名义应力分别为15.85 MPa和23.58 MPa，抗裂性能均满足规范中裂缝宽度限值0.15 mm的要求.试件在正常使用极限状态下的名义应力低于实桥的限值要求，验证了设计的可行性.

4）研究成果为钢内芯-UHPC组合箱梁接缝构造设计提供了试验依据，异形钢板加强、钢筋搭接与栓钉协同作用的接缝方案可推广于顶推施工桥梁，兼顾抗弯性能与施工可行性.未来需进一步研究正弯矩作用下接缝的抗裂性及长期耐久性影响.

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(52378236)

National Natural ScienceFoundation of China(52378236)

交通运输部重点科技项目(2022-MS5-124)

Key Science and Technology Project of the Ministry of Transport of the People’s Republic of China(2022-MS5-124)