钢板-UHPC组合桥面板抗弯性能试验及有限元分析

刘瑞，赵华，安家禾

(湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410083)

正交异性钢桥面因具有强度高、重量轻、适用性强等优点，被广泛应用于大跨径桥梁主梁。但长期工程实践表明，传统正交异性钢桥面板结构体系由于其构造复杂、焊缝数量多、沥青混凝土桥面铺装层刚度不足，在往复的车辆轮载作用下，容易出现钢桥面疲劳开裂和铺装层破损的问题[1]。针对上述问题，邵旭东等[1]提出了钢-超高性能混凝土轻型组合结构，由钢梁和UHPC 薄板组成，采用栓钉作为剪力连接件，与传统正交异性钢桥面相比具有明显的优势，一是提高了桥面板的刚度，延长了铺装层的寿命，同时UHPC层与正交异性钢板协同受力，降低了钢板中的疲劳应力幅。本文研究一种新型钢板-UHPC 组合桥面板，与上述结构不同的是，该钢板-UHPC 组合桥面结构取消了钢箱梁顶板的下部纵肋，而在钢板顶面设置开孔钢板，不仅可以替代钢箱顶板下方纵向加劲肋的作用，还可作为钢板-UHPC 组合桥面板的剪力连接件，即PBL 剪力键。这样的结构形式不仅简化了传统正交异性钢桥面板的构造，减少了焊缝数量，而且，UHPC 相对于普通混凝土，大幅减轻结构自重，同时具有更高的强度、刚度以及更好的耐久性能等，因此，这种新型组合桥面板同样具备替代传统正交异性桥面板的潜力。迄今为止，国内外研究人员对于钢板-混凝土组合结构已经进行了许多试验研究以及理论分析工作。毛小勇等[2-3]对39块肋筋模板钢-混凝土组合板进行了试验，分析了组合板在施工阶段和使用阶段的工作性能，结果表明，该组合板在施工阶段具有良好的稳定性，使用阶段具有较高的承载力和延性。然后采用数值方法计算了荷载-变形关系全过程曲线，推导了简化计算公式，与试验结果吻合较好。占玉林等[4-7]基于广东佛山东平大桥桥面系足尺模型，研究了采用开孔钢板连接件的钢-混凝土组合板在正、负弯矩作用下的静力和疲劳性能，进行了有限元模拟以及理论分析，证明了开孔板连接件的可靠性，且该结构在使用荷载下具有较大的刚度和承载力，在疲劳荷载下结构刚度衰减较小。杨勇等[8-10]对采用开孔钢板连接件的钢-混凝土组合桥面板进行了静力加载和等幅疲劳试验，研究了组合桥面板中开孔钢板连接件中横向贯穿钢筋、名义剪跨比、开孔钢板间距以及疲劳荷载幅值、疲劳循环次数等因素对其受力性能的影响，试验结果表明，组合板具有较高的受弯承载力和刚度，底部钢板强度可以充分发挥，疲劳破坏形态为底部钢板断裂，其疲劳强度由钢板的应力幅值决定。基于试验结果建立了具有足够工程精度的承载能力和弯曲刚度的计算方法。国外学者的研究则大多数是关于压型钢板-混凝土组合桥面板，WRIGHT 等[11]总结了压型钢板-混凝土组合板的应用概况，指出该结构迅速流行起来的原因，包括压型钢板作为永久模板更加方便施工、压型钢板可以取代受拉钢筋、减轻结构自重等优点，开展了200组试验，系统研究了栓钉连接件的抗剪性能、组合板在施工阶段和使用阶段的受力性能，将试验结果与当时的设计方法进行比较，表明规范十分保守，然后开发出了更为精确有效的设计方法。SEBASTIAN 等[12]使用有限元程序模拟了带栓钉连接件的压型钢板-混凝土组合板，考虑了材料非线性以及钢-混凝土界面的剪力-滑移关系，对结构的开裂至破坏的过程的模拟与试验符合良好。RANA等 进行了4个钢-混凝土组合板和4个钢筋混凝土板的试验，表明端部锚固对2种结构的极限强度都有积极影响，利用试验结果验证了有限元模型的准确性，对混凝土强度、剪力钉强度、压型钢板厚度进行参数分析，结果表明砼强度和板厚对其影响显著。HSU 等[14]开发了一种新型的组合梁和楼板体系，由波纹钢板-混凝土组合板和型钢托梁组合而成，采用螺钉和槽形钢作为剪力连接件，并进行了12 根组合梁的四点弯曲试验，比较了组合截面与非组合截面的强度和延性，结果表明组合截面具有更好的表现。MAJDI 等[15]对文献[14]中的试件进行了非线性有限元分析，采用黏结-滑移模型模拟剪力连接件的滑移，有限元分析结果与试验数据吻合较好，通过参数分析总结了黏结-滑移行为导致的初始刚度和极限荷载的降低程度在不同的I/L(抗弯惯性矩/跨度)下的变化规律。KIM 等[16]制作了2 个桥面结构足尺模型进行静载试验，研究采用PBL 剪力键的压型钢板-混凝土组合桥面板的受力性能，通过与普通钢筋混凝土桥面系统比较发现，压型钢板-混凝土组合桥面的自重降低了23%，而极限承载力至少提高了220%。钢-UHPC 组合结构方面，邵旭东等[1]针对钢-UHPC结合面的抗剪设计、组合梁的静力和疲劳性能等进行了大量的研究，证明了轻型组合梁的技术及经济优势，并推广应用于多个大型桥梁工程。但上述结构的一般形式为正交异性钢桥面板(或钢梁)+薄层UHPC(UHPC 层厚为35～60 mm)，采用短栓钉作为剪力连接件，与本文研究的钢板-UHPC 组合桥面板有一定差异。XIAO 等[17]对3 块钢-UHPC 组合板和1 块钢-混凝土组合板进行了足尺试验，研究抗剪连接件的数量和类型对其力学性能的影响，数据表明钢-UHPC 组合板具有优异的延性、承载能力及刚度，基于试验结果提出了计算组合板抗弯承载力和刚度的公式，并利用其他文献中的数据样本验证了所提出公式的适用性。CHENG等[18]研究了通过改进的MCL形组合销连接的波纹钢板-UHPC组合桥面板的弯曲性能，对6个不同剪跨长度的组合试件进行了试验，结果表明MCL 形剪力键具有足够的纵、横向剪切强度，组合桥面板破坏模式均为弯曲破坏，且表现出良好的延性；同时建立了有限元模型研究UHPC厚度和波纹钢板高度的影响，在此基础上提出了预测该结构抗弯承载力的理论模型，利用试验和有限元数据进行验证，理论计算的最大误差为-5.9%。综上所述，前人通过试验、理论分析、数值模拟等手段对钢-混组合板的抗弯性能进行了大量的研究，包括这类结构的静力和疲劳性能、剪力连接件的受力性能等多个方面，也开展了丰富的参数分析。这些研究成果不仅证明了钢混组合板相较于钢筋混凝土板的显著优势如减轻自重、提高刚度、承载力和延性等，而且形成了系统的计算和分析方法，用于指导设计及施工。但是随着应用更加广泛、服役时间更久，钢-混组合结构普遍存在的易开裂、疲劳以及耐久性不足的缺点也逐渐凸显，UHPC材料的出现为解决上述问题提供了一个思路，于是部分学者对钢-UHPC 组合桥面板进行了一些研究，证实了其优越的性能，推动了钢-UHPC 组合结构在工程中的应用，钢-UHPC 组合桥面板采用的结构形式、剪力键类型也得到发展。对于采用PBL 剪力键的钢板-UHPC 组合桥面板，其研究和应用仍处于起步阶段，因此，本文从试验与有限元模拟2个方面对该结构的抗弯性能进行分析，为其工程应用提供参考。

1 试验方案设计

1.1 试件设计

富龙西江特大桥为佛山一环西拓的一座特大桥，主桥全长1 070 m，跨径布置为(69+176+580+176+69) m，主桥结构形式为双塔双索面钢-UHPC组合梁斜拉桥。依据富龙大桥钢板-UHPC 组合桥面板的结构设计，取足尺纵向条带模型，该模型尺寸为：长×宽×高=2 700 mm×900 mm×158 mm。其中UHPC 层厚度为150 mm，钢底板厚度为8 mm，该组合板UHPC 层与钢板通过PBL 剪力连接件连接，包含2 块PBL 开孔板，开孔钢板高90 mm，厚度为10 mm，两块开孔钢板间距为450 mm，开孔间距150 mm，孔径50 mm，贯通钢筋直径16 mm。钢筋网片尺寸、构造以及布置方式均与实桥相同，试件构造如图1所示。

图1 钢板-UHPC组合桥面板条带构造图Fig. 1 Details of steel plate-UHPC composite slab

1.2 材料性能

本试验所用UHPC材料由佛山交通科技有限公司生产，每立方米UHPC 所需各组分的用量见表1。与试件同批浇筑100 mm×100 mm×100 mm 立方体试件、100 mm×100 mm×300 mm 棱柱体试件和100 mm×100 mm×400 mm 棱柱体试件若干个，与试验模型采用相同的养护条件，分别用于测试UHPC材料的立方体抗压强度，弹性模量以及抗折强度(图2)。材料性能试验结果见表2。其中UHPC抗拉强度根据文献[19]的方法，通过抗折试验数据换算而得，换算公式如下：

表1 每立方米UHPC所需材料Table 1 Composition of UHPC per cubic meter

其中：αfl为折减系数，αfl=0.08；fct,fl为抗折试验的初裂应力；a为截面高度，a=100 mm。

试验所用钢板等级为Q355，钢筋等级为HRB400。对钢板和钢筋分别进行拉伸试验(图2)以测试其力学性能，试验结果见表2。

图2 材性试验Fig. 2 Test setup for material properties

表2 材料性能Table 2 Material properties

1.3 试件制作

试件制作工序包含钢板加工、钢筋绑扎、模板制作、混凝土浇筑、高温蒸汽养护5个步骤。钢板在加工厂制作完成后，进行钢筋的绑扎以及模板的制作安装，然后进行UHPC的浇筑，完成后保湿静停48 h 左右，待其硬化以后拆模并开始高温蒸养，恒温90 ℃维持48 h。

1.4 加载及测量方案

为探究该类型钢板-UHPC 组合板的受弯性能，试件采用四点弯曲方式进行加载，如图3所示。试件的计算跨径L=2 500 mm，纯弯段长600 mm，两端简支支撑。荷载通过1 500 kN液压千斤顶施加于构件。为获得稳定的试验数据，加载初期采用力控制，开裂前每级荷载增量为10 kN，试件开裂后每级荷载增量控制在30 kN，当试件进入非线性阶段后，采用位移控制加载。

图3 试件加载图Fig. 3 Test setup

图4展示了试件的应变以及位移测量方案。应变测量采用电阻式应变片，试验过程中主要测量试件跨中截面的应变(UHPC 顶面、侧面以及钢板底面)、钢板底面沿纵向的应变分布情况等。位移测量采用百分表和千分表，主要测量两支点位置的支座沉降，加载点挠度和跨中挠度，同时，在试件左侧的加载点下方、L/4截面、L/8截面处各安装一个千分表，用于测量钢板和UHPC 层的相对滑移。

图4 测点布置Fig. 4 Layout of measurement

加载过程中通过振弦式压力传感器和综合测试仪测量荷载，电阻式应变片的数据使用静态应变采集箱采集。使用精度为0.01 mm 的裂缝观测仪测量试件裂缝宽度。

2 试验结果

2.1 试验过程

试件的最终破坏特征类似于普通钢筋混凝土适筋梁的弯曲破坏，底部钢板和受拉钢筋首先屈服，在达到极限荷载时，UHPC层顶部压溃，承载力下降。图5 为试件的破坏形态，表3 列出了开裂、屈服以及极限荷载的大小及其对应挠度等。试验加载前期(0～83.4 kN)，试件整体处于弹性工作阶段，当加载到83.4 kN(不到0.1Pu，Pu为极限荷载)时，出现清脆的“嘣”的响声，观察到底部钢板和UHPC界面脱黏的迹象，并且在纯弯段发现了第1 条肉眼可见的裂缝(宽度约0.02 mm)。在0～0.8Pu期间，纯弯段内不断有细小裂缝出现，并且伴随响声，但是绝大多数裂缝的宽度并没有随荷载增加而发生较大的增长。加载至940.2 kN(0.88Pu)时，纯弯段内靠近加载点下方的一条裂缝发展成为主裂缝，其根部的宽度明显大于其他裂缝。此时，该裂缝对应的顶部受压区出现表皮剥落现象。加载至982.9 kN(0.92Pu)时，主裂缝宽度达到了0.35 mm，此后跨中位移快速增长，主裂缝宽度迅速增加，顶部受压区不断压溃崩出碎片，伴有连续的响声。最终极限荷载为1 069.7 kN，对应的跨中挠度为48.2 mm。继续加载，跨中位移不断增长，荷载降至1 000 kN左右以后不再降低，直到跨中挠度达到87.4 mm。为了防止挠度过大发生危险，停止加载。试件顶面(压溃区)和侧面裂缝分布如图6所示，具有多且密的特点，纯弯段内平均裂缝间距12.5 mm。

表3 特征点荷载及其对应弯矩和挠度Table 3 Test data of characteristic points

图5 破坏形态Fig. 5 Failure mode

图6 裂缝分布Fig. 6 Crack distribution

2.2 荷载-挠度关系

图7 为试件的荷载-挠度关系曲线，根据曲线上的几个特征点，可以将其划分为3 个不同的阶段：Ⅰ：开裂之前的线弹性阶段；Ⅱ：开裂后带裂缝工作阶段；Ⅲ：屈服强化阶段。可以看出，试件开裂后荷载-挠度曲线的斜率稍有下降但是不明显，说明开裂对组合板整体刚度影响较小，构件从开裂到屈服的过程为带裂缝工作阶段，绝大部分裂缝在这一过程中产生，对刚度的影响较小，荷载-挠度曲线仍近似为一条直线。钢板屈服后，结构进入显著的非线性阶段，荷载增长缓慢，挠度增长较快，达到极限荷载以后，由于UHPC层受压破坏，荷载开始下降，降至1 000 kN 左右以后，结构中的钢板及钢筋仍可以继续受力，因此荷载-挠度曲线趋于平缓。

图7 荷载-挠度曲线Fig. 7 Load-deflection curve

2.3 荷载-滑移曲线

荷载-滑移曲线如图8 所示，包含了L/8 截面、L/4 截面、加载点正下方3 个位置的滑移随荷载的变化关系。在加载初期(试件开裂之前的弹性段)，由于荷载水平较小，钢板与UHPC界面的自然黏结力足以抵抗界面的水平剪力，因此3个测点的滑移几乎为0。在带裂缝工作段，界面的自然黏结力破坏，3 个测点的滑移随荷载的增大而增加，而且相同荷载下L/4 处的滑移最大，其次为L/8，加载点下方的滑移最小。从理论上来说，滑移是由于界面处UHPC应变和钢板应变的差异导致的，这个应变差就是滑移应变，跨中滑移应变最大，板端为0，而相对滑移则为滑移应变沿跨长的积分，相对滑移在板端处最大，跨中为0。因此理想情况下，相对滑移的分布应是由跨中向板端方向逐渐增大，但实际情况表现为越靠近支座或者加载点的位置的滑移越小，原因是滑移从跨中向端部传递时，在加载点和支座处局部压力较大，摩擦力限制了钢板与UHPC层的相对移动。钢板屈服以后，由于主裂缝在靠近加载点的位置形成，因此加载点正下方滑移快速增长，达到极限荷载时，其滑移已经超过了另外2 个点，达到1.47 mm，而L/8 截面和L/4 截面处的最大滑移分别为1.13 mm 和1.35 mm。

图8 荷载-滑移曲线Fig. 8 Load-slip curves

2.4 荷载-应变关系及应变分布

荷载与应变的关系如图9～11 所示。从图9 可以明显看出钢板屈服对应的荷载为940.2 kN。图10展示了钢板底面沿纵向各个测点的应变分布，值得注意的是，在同一级荷载下，钢板底部对应PBL 开孔板的圆孔下方的测点应变远大于无圆孔下方的测点应变，且这种现象荷载越大越明显。应变沿全截面高度方向的分布情况如图11，由于0.8Pu之后UHPC 应变片断裂导致数据缺失，因此只列出了0.1～0.8Pu的应变数据，由图中可以看出，截面变形基本符合平截面假定，也说明PBL键很好地保证了UHPC和钢板的协同受力。

图9 荷载-钢板底面(跨中截面)应变曲线Fig. 9 Load-strain curve of steel plate (mid-span section)

图10 钢板底部应变纵向分布Fig. 10 Longitudinal strain distribution of steel plate

图11 沿截面高度方向的应变分布Fig. 11 Strain distribution throughout the cross sectional height

3 有限元模拟

为了进一步探究钢板-UHPC 组合桥面板结构中各参数对该结构抗弯性能的影响，采用更加经济高效的有限元方法，对试件进行模拟加载，用实测数据对仿真模型进行验证，再根据正确可靠的模型进行参数分析。

有限元建模采用Hypermesh软件对试件实体进行网格划分，建立有限元模型后导入Abaqus软件，施加边界条件、约束、荷载等，然后分析计算。

3.1 单元类型及网格尺寸

UHPC、钢板、PBL 连接件、贯通钢筋采用C3D8R三维8节点减缩积分实体单元模拟，其余钢筋采用T3D2 三维2 节点线性插值桁架单元模拟。模型网格尺寸采用15 mm。组合板的有限元模型如图12所示。

图12 试件有限元模型Fig. 12 Finite element model of composite slab

3.2 材料本构

钢材的本构关系采用理想弹塑性模型，钢板及钢筋的强度、弹模等根据表2取值。

在Abaqus 中采用CDP(Concrete Damaged Plasticity，混凝土塑性损伤)模型模拟UHPC 的本构关系，CDP 中所需的应力-应变关系参考以下两篇文献的研究。

UHPC 受压本构采用杨剑等[20]通过棱柱体单轴受压试验提出的本构关系，其数学模型见式(2)：

式中：fc为轴心抗压强度，fc=αfcu；α参考文献[21]，取0.887；ε0为峰值应变，ε0=3 500 με。

n=Ec/Es，Ec为初始弹性模量，按表2 数据取值，Es为峰值点的割线模量。

张哲等[22]通过直接拉伸试验研究了UHPC 的轴拉性能，根据试验数据拟合得到了如下模型：

弹性及应变硬化段(应力-应变)：

式中：fct为抗拉强度，fct=7.8 MPa；εca为初裂应变，εca=159 με；εpc为极限应变，εpc=1 267 με；p为拟合参数，p=0.98；wp为应力降至2-p·fct时的裂缝宽度，wp=0.52 mm

为了完整地模拟出试件的荷载-位移响应，定义其破坏准则为UHPC受压应力降低至峰值强度的10%左右，受拉应力达到抗拉强度的一半，若以CDP 模型的损伤因子为标准，在上述状态下，其拉压损伤均已超过90%。

3.3 相互作用模拟

对钢板与UHPC表面接触的模拟，是有限元建模的重点之一，目前Abaqus 对于两者接触行为的模拟主要有2 种方式：绑定约束和面-面接触。绑定(Tie)约束将2个表面的节点绑定在一起，使得从表面的节点被约束为与主表面上的对应节点具有相同的自由度和运动。面面接触(surface-to-surface contact)属于特殊的不连续约束，用于模拟接触面之间的力传递和摩擦滑动，因此这种相互作用包含两部分：一是接触面间的法向作用，“硬”接触(“hard”contact)常用来模拟法向行为，只有当2个接触面的间隙为0时，才能传递压力，否则接触作用不会生效；二是接触面间的切向行为，本文选择了无摩擦和基于库伦摩擦模型的罚摩擦公式2种，罚摩擦公式根据法向接触压力和摩擦因数μ来确定临界剪切应力的大小，当界面剪应力超过这个临界值时，接触面才会发生相对滑动。针对相互作用的模拟，建立了3 个不同的有限元模型：1) 钢板表面与UHPC 表面绑定约束；2) 钢板表面与UHPC 表面采用面-面接触，接触属性设置为法向“硬”接触，切向采用摩擦因数为0.4[23]的罚函数；3) 钢板表面与UHPC 表面采用面-面接触，接触属性设置为法向“硬”接触，切向无摩擦。将3个模型的计算结果与试验值进行比较，以找到一种更为合理的模拟方法。

有限元模型其他部分的接触设置为：PBL 贯通钢筋(实体单元)与UHPC 采用绑定约束，其余普通钢筋(桁架单元)与UHPC采用嵌入约束。

3.4 计算结果对比

从图13可以看出，“无摩擦”模型的计算结果与试验值最为接近，实际上，试验过程中UHPC与钢板很早就脱黏的现象也证明钢板与UHPC表面的自然黏结力对于构件的抗弯性能影响极其微小，不考虑界面的摩擦与实际情况比较符合。图14 进一步对比了试验结果和有限元模型于L/4 截面处的荷载-滑移曲线，图中的数据取至峰值荷载。相对来说，采用“无摩擦”方式模拟的结果和试验结果吻合更好。因此，采用“无摩擦”模拟钢板-UHPC 界面行为，建立有限元模型并进行参数分析。

图13 有限元与试验荷载-挠度曲线对比Fig. 13 Load-deflection curves comparison of FEM and test

图14 构件L/4截面处UHPC与钢板界面相对滑移对比Fig. 14 Comparison of slip between UHPC and steel plate

3.5 参数分析

以加载试件的尺寸为基准，分析以下几个参数对构件受弯性能的影响：(a) UHPC层厚度；(b) 底钢板厚度；(c) 底层纵向钢筋直径；(d) 顶层纵向钢筋直径；(e) PBL 键开孔钢板孔间距；(f) UHPC 强度等级(参考了文献[22]和[24]中的UHPC 材料数据，包括抗压强度、抗拉强度、弹性模量)。

计算结果如图15所示，对比荷载-挠度曲线的可以发现，UHPC 层厚度对构件整体刚度和极限承载力影响均比较明显，计算结果表明，厚度增加到160 mm，极限承载力增大为原来的1.08 倍，而厚度为200 mm 时，极限承载力增大到原来的1.55倍。底钢板厚度对承载力和刚度的影响较大，钢板厚度每变化2 mm，极限承载力变化幅度约为16%。随着底层受拉纵筋直径增加，极限承载力稍有增大，而构件刚度几乎不受影响。在构件承受弯曲荷载时，顶层纵筋处于受压区，但是由于UHPC 材料本身具有很高的抗压强度，钢筋的强度未能充分发挥，因此改变其直径甚至取消该层钢筋，对构件的抗弯能力并无太大影响。单从图15(e)看，开孔钢板孔间距由150 mm 增加至175 mm 和200 mm 时，组合板的承载能力和刚度的变化很不明显，因此表4 进一步比较了不同开孔间距下的屈服前刚度，屈服荷载、极限荷载及对应的挠度等，可以发现，随着孔间距的增加，只有钢板和UHPC 的相对滑移分别增加了34.8%和75.4%，其余指标的变化微小，说明PBL 键产生的变形增加了，但由于这种刚性连接件的承载能力高，延性很好，仍然能保证UHPC 和底钢板的可靠连接，所以孔间距的增大对抗弯性能的影响是可以忽略不计的。图15(f)展示了采用立方体抗压强度分别为129.6 MPa[24]， 146.8 MPa[22]， 158.4 MPa[22]，170.9 MPa[22]和180.7 MPa(本文)5 种不同强度等级的UHPC材料的计算结果，不同的强度等级对极限承载力的影响较刚度更明显一些，fcu为180.7，170.9，158.4，146.8 和129.6 MPa 时，对应的极限承载力分别为1 112.5，1 097.9，1 082.6，1 057.7 和1 038.8 kN。

表4 不同开孔间距下有限元计算结果对比Table 4 Comparison of calculation results under different hole spacing

图15 参数分析结果对比Fig. 15 Comparison of parameter analysis results

从以上参数分析来看，只有UHPC厚度和底钢板厚度对钢板-UHPC 组合板的抗弯承载力及刚度影响较大，因此，从工程应用的角度来说，在进行结构设计时，满足规范要求的前提下，可以适当优化一些参数如普通钢筋的直径和布置方式、开孔钢板的孔距等，从而降低工程造价、简化施工作业。

4 结论

1) 完成了一块钢板-UHPC 组合桥面板的静载试验，得到了构件在正弯矩作用下的荷载-挠度关系、界面相对滑移、荷载-钢板应变关系等结果，试验结果表明，PBL剪力键能保证UHPC和钢板的紧密连接，使二者共同受力。结构在荷载作用下的失效模式为延性破坏，且由于配钢量较高，该结构具有很好的延性。

2) 运用Abaqus 建立有限元模型对该组合板进行仿真计算，对比发现，采用“面-面接触(无摩擦)”方式模拟钢板与UHPC 界面行为的模型计算结果与实测值吻合更好。

3) 通过有限元的参数分析，揭示了UHPC 层厚度、钢板厚度、钢筋直径等参数对结构抗弯性能的影响，其中UHPC层厚度和钢板厚度对构件的承载能力和整体刚度影响比较明显，而其余参数的影响较小，其中顶层纵筋对结构几乎没有影响，在进行设计时，建议调整优化普通钢筋直径和布置方式、开孔钢板孔距等参数。