为了解决正交异性钢桥面板易出现的铺装层损坏和钢桥面疲劳开裂问题^[1-3]，邵旭东^[4]提出钢-UHPC轻型组合桥面结构. 该结构可以大大提高正交异性钢桥面的局部刚度，从而极大地改善钢桥面受力，使得钢桥面的病害问题得以有效的解决^[4-7].

在役大跨径钢桥的铺装层厚度较薄，一般为50~55 mm^[8]，早期研究的钢-UHPC轻型组合桥面结构中，UHPC层厚度为45~50 mm，沥青铺装层厚度为35~50 mm，总厚度为80~100 mm^{[4, 9]}. 若在此类铺装层较薄的大跨径桥梁上采用常规钢-UHPC轻型组合桥面，则会导致桥面厚度与自重增加. 邵旭东等^[10]提出采用UHPC层厚度为35 mm的钢-超薄UHPC轻型组合桥面结构（简称：超薄体系）.

由于超薄体系中UHPC层厚度仅有35 mm，栓钉规范^[11]规定的最短栓钉长度为40 mm，焊接熔融后长度为35 mm. 若采用此种规格栓钉作为连接件，则UHPC的保护层厚度为零，无法满足构造要求. 本文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. 超短栓钉的长径比仅为1.8，远小于常规栓钉（ $\geqslant$4），且比常规钢-UHPC轻型组合桥面中采用的短栓钉（2.7）更小，因此需要验证新方案的可行性.

一般情况下，正交异性钢桥面板的受力可以分为主梁体系、桥面体系和盖板体系进行研究^[12]. 轻型组合桥面的横桥向受力属于其中的盖板体系. 在该体系中，钢面板和超薄UHPC层直接承受局部车轮荷载，会出现U肋腹板顶部承受较大负弯矩的情况，需要研究新体系在负弯矩作用下的抗弯拉性能^[13-15]. 此外，相比于纵桥向，钢-超薄UHPC组合桥面结构的横桥向受力情况更加不利，设计时应更重视UHPC层的横桥向受力^[15]. 综上所述，本文选择横桥向模型，通过模型试验和有限元计算方法，研究基于超短栓钉的超薄体系的横桥向受弯性能，论证方案应用于实际工程的可行性.

参考常规钢-UHPC轻型组合桥面板的受弯试验方法^[13-15]，选取200 mm宽的横向条带进行负弯矩受弯试验. 各构件的外观尺寸一致，总长为1 200 mm，净跨为1 000 mm，宽度为200 mm，主要设计参数如表1所示. 表中， ${h_{\rm{s}}}$为钢板厚度， $\phi $为钢筋直径， $d$为钢筋间距， $\rho $为配筋率. 同一参数设置2个完全相同的构件，以保证试验结果的准确性，共计14个. 超薄UHPC层厚35 mm，其中布置纵横向钢筋网，纵横向钢筋间距相同，纵筋保护层厚度均为15 mm. 超短栓钉的直径为13 mm，焊后高度为24 mm，间距为200 mm. 限于篇幅，只列出构件S12-33-8的构造示意图，如图1所示.

UHPC中钢纤维采用混合纤维，体积分数为3.5%，采用长度不同的平直型钢纤维. 其中，直径为0.12 mm、长8 mm的纤维体积分数为1.5%，直径为0.2 mm、长13 mm的纤维体积分数为2%. 钢筋采用等级为HRB400的带肋钢筋，钢板采用Q345qD钢材，超短栓钉选用ML15材料，力学性能指标满足规范要求.

试验采用MTS加载设备进行负弯矩四点加载，纯弯段长度为400 mm. 在试验过程中，主要关注组合板的钢筋应变、跨中和端部支座位移及UHPC顶面的裂缝发展情况. 使用静态数据采集仪（TDS-530）采集钢筋应变数据，钢筋应变片布置如图2所示. 跨中和端部支座位移由布置在支座处以及跨中位置的千分表测量，精度为0.001 mm.

试验现场加载装置如图3所示. 在线弹性阶段，采用力控制加载，在构件即将进入非线性阶段时，转为位移控制加载.

浇筑构件时，制作6个100 mm×100 mm×100 mm的立方体试块、6个100 mm×100 mm×400 mm、6个100 mm×100 mm×300 mm的棱柱体试块，与构件在同条件下养护. 按照标准试验程序测得UHPC的抗压强度为170 MPa，弹性模量为49 GPa，抗折强度为33 MPa. 根据法国UHPC规范^[16]中的计算方法，得到UHPC轴拉强度标准值为8 MPa.

钢-超薄UHPC组合板的挠度由千分表 ${{\rm D}_1}$、 ${{\rm D}_3}$和 ${{\rm D}_5}$ 测得. 组合板的荷载-跨中挠度曲线如图4所示.

从图4可以看出，各组合板的荷载-挠度曲线形状相似，可以分成3个阶段：弹性阶段、裂缝发展阶段和屈服阶段. 在弹性阶段，荷载-挠度曲线大致呈直线；继续增大荷载，组合板的UHPC层顶面出现裂缝，构件刚度发生变化，荷载-挠度曲线出现拐点（a点），构件进入裂缝发展阶段. 在裂缝发展阶段，荷载-挠度曲线的斜率逐渐减小，钢筋应力不断增大直至受拉屈服. 在屈服阶段，钢纤维从UHPC中逐步被拔出，裂缝宽度和构件挠度迅速增大，但承载力基本保持不变，构件表现出良好的延性. 观察全过程的荷载-挠度曲线可以发现，组合板的钢板厚度越大，配筋率越高，构件弹性阶段和裂缝发展阶段的刚度越大，屈服承载力越高.

组合板的主要试验结果如表2所示，相同构件的试验结果取平均值. 弹性极限 ${F_{\rm{e}}}$是指荷载-挠度曲线开始进入非线性阶段的拐点（a点），极限荷载 ${F_{\rm{u}}}$为试验中构件所能承受的最大荷载. Rafiee^[17]的研究表明，当UHPC层的裂缝宽度小于0.05 mm时，UHPC耐久性不受影响，且肉眼基本无法观察到裂缝，因此，将纯弯段内UHPC顶面的最大裂缝宽度达到0.05 mm时的荷载定义为构件的名义开裂荷载 ${F_{{\rm{cr}}}}$.

对于不同参数的构件，裂缝的发展具有相似的规律特征. 在弹性阶段，UHPC层未开裂，表面无裂缝；当荷载增大到弹性极限时，UHPC层顶面开始出现长度和宽度均较小的裂缝，构件进入裂缝扩展阶段. 随着荷载的增加，裂缝长度和宽度不断增大，且竖向发展逐渐变深，同时纯弯段继续出现新的裂缝，使得裂缝间距减小. 在钢筋屈服，构件进入屈服阶段后，纯弯段UHPC顶面逐渐形成3、4条主裂缝，裂缝宽度迅速增大. 由于支座位置受力比较复杂，最终破坏时，部分构件在支座附近的纯弯段以外出现了1、2条较宽的裂缝. 组合板UHPC顶面的最终裂缝形态如图5所示.

从图5可以看出，对于钢板厚度相同的构件，当截面配筋率增大时，构件的裂缝数量增多，裂缝的平均间距减小，裂缝分布更加密集，主裂缝的数量有增多的趋势（3、4条）；对于采用同种类型钢筋的构件（S33-8和S50-8），钢筋间距减小，裂缝间距随之减小；对于配筋率比较接近的构件（S33-6和S50-8，S33-8和S50-10），当采用较细钢筋作为受拉钢筋时，构件的裂缝分布有更加密集的趋势. 主要原因是当构件的配筋率增大时，采用较细钢筋，可以减小钢筋间距，钢筋与UHPC之间的握裹更加均匀可靠，钢筋与UHPC之间的应变差值减小，传递长度减小，使得裂缝间距变小.

对于采用相同配筋形式的构件，当钢板厚度由12 mm增大至20 mm时，裂缝的分布形态和数量没有特别大的变化. 这主要是因为钢板厚度的增加，没有增强钢板与UHPC之间的黏结联系，且钢板主要处于受压状态，钢板对受拉UHPC的约束没有增强，因此钢板厚度无法对UHPC的裂缝分布产生影响.

每组参数选取一个构件，绘制荷载与UHPC层顶面最大裂缝宽度曲线，如图6所示.

从图6可以看出，不同参数构件最大裂缝宽度曲线的发展规律基本一致：在裂缝萌生前期，裂缝宽度发展较缓慢；当最大裂缝宽度小于0.15 mm时，荷载与最大裂缝宽度近似呈线性关系；在最大裂缝宽度达到0.2 mm或钢筋屈服之后，最大裂缝宽度迅速增加. 对于钢板厚度为20 mm的构件，当最大裂缝宽度未达到0.2 mm时，受拉钢筋应力达到屈服强度，这与12 mm厚钢板构件是不同的.

通过以上的分析可知，增大配筋率，减小钢筋间距，可以有效地减小裂缝的平均间距并有效地约束裂缝的发展；钢板厚度不会对裂缝的分布产生影响，但当钢板厚度增大时，构件刚度提高，所以构件裂缝的出现和发展速度可以得到有效抑制.

采用组合梁的换算截面法计算钢-超薄UHPC组合板的名义开裂应力^[14]，截面换算示意图如图7所示. 计算时，假定UHPC与钢板均为理想线弹性材料，截面的应变分布满足平截面假定，忽略UHPC层与钢板之间的滑移.

经截面换算后，按材料力学方法可得名义开裂应力 ${\sigma _{\rm{c}}}$的计算公式：

(1) ${y_0} = \frac{{b{h_{\rm{s}}}({h_{\rm{s}}}/2 + {h_{\rm{c}}}) + {b_{{\rm{eq}}}}h_{\rm{c}}^2/2 + {A_{\rm{s}}}{y_{\rm{c}}}}}{{{b_{{\rm{eq}}}}{h_{\rm{c}}} + b{h_{\rm{s}}} + {A_{\rm{s}}}}},$

(2) $\begin{split} I = &\frac{1}{{12}}bh_{\rm{s}}^{\rm{3}} + b{h_{\rm{s}}}{\left(\frac{{{h_{\rm{s}}}}}{2} + {h_{\rm{c}}} - {y_0}\right)^2} + \frac{1}{{12}}{b_{{\rm{eq}}}}h_{\rm{c}}^{\rm{3}} + \\ & {b_{{\rm{eq}}}}{h_{\rm{c}}}{\left({y_0} - \frac{{{h_{\rm{c}}}}}{2}\right)^2} + {A_{\rm{s}}}{({y_{\rm{0}}} - {y_{\rm{c}}})^2}, \\ \end{split} $

(3) ${\sigma _{\rm{c}}} = {{M{y_0}}}/{I} = {{PL {y_0}}}/\left({{2I}}\right).$

式中： ${y_0}$为UHPC上表面到中性轴的距离； ${y_{\rm{c}}}$为UHPC上表面到钢筋形心的距离； ${b_{{\rm{eq}}}}$为UHPC的等效宽度， ${b_{{\rm{eq}}}}{\rm{ = }}b/{\alpha _{\rm{E}}}$，其中 $b$为组合板的实际宽度， ${\alpha _{\rm{E}}}{\rm{ = }}{E_{\rm{s}}}/{E_{\rm{c}}}$， ${E_{\rm{s}}}$为钢板的弹性模量，取206 GPa， ${E_{\rm{c}}}$为UHPC弹性模量，取试验实测值为49 GPa； ${h_{\rm{s}}}$为钢板的厚度； ${h_{\rm{c}}}$为UHPC层厚度； ${A_{\rm{s}}}$为纵向钢筋的截面面积； $M$为弯矩； $L$为力臂长度，取300 mm； $P$为名义开裂荷载.

利用式（1）~（3）计算得到的名义开裂应力如表3所示. 由表可知，钢-超薄UHPC层组合板的名义开裂应力为25.3~33.0 MPa. 对表3数据进行设计参数的变量分析可知：对于配筋相同的组合板，当钢板厚度由12 mm增大到20 mm时，名义开裂应力提高5.4%~8.7%，表明增大钢板厚度可以提高名义开裂应力，但提高幅度有限；对于采用同种类型钢筋的构件（S33-8和S50-8），当钢筋间距由50 mm减小至33 mm时，名义开裂应力提高了17.7%~20.8%；对于采用相同钢筋间距的构件（S33-6和S33-8、S50-8和S50-10），当钢筋直径增大时，名义开裂应力提高了5.0%~20.8%，原因如下：减小钢筋间距或增大钢筋直径均可以增大配筋率，表明增大配筋率可以显著提高名义开裂应力. 当配筋率由2.4%提高到4.3%时，钢板厚12和20 mm构件的名义开裂应力分别增加了20.6%和20.0%，提升幅度接近，因此配筋率对名义开裂应力的影响与钢板厚度基本无关.

对于配筋率相近的构件，当配筋形式采用S33-6和S50-8时，构件的名义开裂应力处于同一水平；当配筋形式采用S33-8和S50-10时，虽然S50-10构件的配筋率略高于S33-8构件，但名义开裂应力下降了12.1%. 原因如下：相比于常规的钢-UHPC层组合板，超薄体系的UHPC层的厚度仅为35 mm，当采用 $ \phi$10钢筋时，为了保证保护层厚度为15 mm，横向钢筋需要紧贴钢板进行布置，导致UHPC层与钢板的黏结以及对钢筋网的握裹能力较差且明显低于 $ \phi$8钢筋，且采用 $ \phi$8钢筋时，钢筋间距更小，使得钢筋对UHPC的约束作用更强，可以有效抑制裂缝的产生和发展，提高了构件的名义开裂应力. 结果表明，常规钢-UHPC层组合板所采用的 $ \phi$10钢筋不是超薄体系的最佳选择，较细的 $ \phi$8钢筋更加适用于超薄体系.

通过以上的分析可知，配筋率和钢筋直径对名义开裂应力的影响较大，增大钢板厚度可以提高名义开裂应力，但提升幅度有限. 对于UHPC层厚度为35 mm的超薄体系，建议采用直径为8 mm的带肋钢筋作为配筋.

目前对于UHPC裂缝宽度的计算，国内外的规范和规程尚无统一的计算方法. 在世界各国的规范中，UHPC裂缝宽度计算公式主要以综合分析理论和数理统计法为基础，考虑裂缝宽度的主要影响参数，得到裂缝宽度的计算公式.

法国规范^[16]以综合分析理论为基础，考虑纤维长度、配筋率、保护层厚度及钢筋类型等的影响，根据不同的结构性质（配筋情况），计算公式不同. 规范中，假定UHPC层开裂后，截面应变分布满足平截面假定，考虑UHPC开裂后的强度.

欧洲模型规范（Model Code 2010）^[18]是以普通混凝土的裂缝宽度计算方法为基础，考虑钢纤维阻裂增韧的作用，引入裂缝修正系数，对传递长度和裂缝形成阶段中裂缝处的最大钢筋应力进行修正，得到配筋钢纤维混凝土的裂缝宽度计算公式.

通过对40个常规钢-UHPC组合板的正交试验，参照《混凝土结构设计规范》（GB 50010−2010），邵旭东等^[13]提出常规钢-UHPC组合板最大裂缝宽度的计算方法，给出计算公式：

(4) ${w_{{\rm{max}}}} = {\tau _{\rm{s}}} \beta {\alpha _{\rm{c}}}{l_{{\rm{cr}}}}\frac{{{\sigma _{\rm{s}}}}}{{{E_{\rm{s}}}}}\varPsi ,$

(5) ${l_{{\rm{cr}}}} = 1.06{c_{\rm{s}}} + 0.152{{{d_{{\rm{eq}}}}}}/{{{\rho _{{\rm{te}}}}}},$

(6) $\varPsi = 1.1 - 0.12{{{f_{{\rm{tk}}}}}}/\left({{{\rho _{{\rm{te}}}}{\sigma _{\rm{s}}}}}\right),$

(7) ${w_{{\rm{smax}}}} = {w_{{\rm{max}}}} \frac{{{y_0} - x}}{{{y_0} - x - {h_{\rm{s}}}}}.$

式中： ${w_{{\rm{max}}}}$为钢筋处裂缝宽度， ${w_{{\rm{smax}}}}$为混凝土表面的裂缝宽度；系数 ${\tau _{\rm{s}}}$、 $\beta $以及 ${\alpha _{\rm{c}}}$与规范GB 50010−2010中含义一致，分别取1.9、1.0和0.85； ${E_{\rm{s}}}$为受拉钢筋的弹性模量； ${l_{{\rm{cr}}}}$为平均裂缝间距； ${c_{\rm{s}}}$为保护层厚度； ${\rho _{{\rm{te}}}}$为纵向钢筋的有效配筋率； ${d_{{\rm{eq}}}}$为钢筋等效直径； ${\sigma _{\rm{s}}}$为钢筋应力； ${f_{{\rm{tk}}}}$为UHPC轴心抗拉强度标准值； ${y_0}$为UHPC上表面到中性轴的距离； $x$为受拉未开裂的UHPC高度； ${h_{\rm{s}}}$为钢板厚度.

为了对裂缝宽度的计算公式进行评估，分别采用法国规范^[16]、欧洲模型规范（Model Code 2010）^[18]和文献[13]的计算方法计算最大裂缝宽度. 对于 ${\sigma _{\rm{s}}}$的计算，采用文献[13]的计算方法. 钢筋应力的实测值通过钢筋上布置的应变片进行测定. 限于篇幅，仅列出部分构件的钢筋应力实测值和计算值的对比结果，如图8所示. 可以看出，钢筋应力计算值和钢筋应力实测值吻合较好.

对于12 mm厚钢板构件，当UHPC裂缝宽度小于0.2 mm时，裂缝扩展较慢，受拉钢筋尚未屈服；对于20 mm厚钢板构件，裂缝宽度在达到0.2 mm之前，受拉钢筋应力已达到屈服强度. 将裂缝宽度模拟到0.2 mm或最大钢筋应力模拟到屈服强度，将计算值与本文的试验结果进行对比，如图9所示.

通过对比可知，在相同的荷载下，利用3种方法计算得到的最大裂缝宽度为：文献[13] > 法国规范 > Model Code 2010，且对最大裂缝宽度曲线的发展趋势及增长速度都有非常好的拟合效果. 当裂缝宽度较小时，法国规范及Model Code 2010计算值小于实测值，2种计算方法的保证率分别约为63.1%和37.3%，表明这2种计算方法的裂缝宽度计算结果与实测值偏差太大，且偏于危险. 对于文献[ 13]的计算方法，在裂缝发展的整个过程中，计算结果与实测结果的吻合程度较好，保证率约为95.3%，计算结果合理，可以用于工程设计.

整体而言，对于基于超短栓钉的钢-超薄UHPC组合桥面结构的最大裂缝宽度计算，建议采用邵旭东等^[13]提出的计算公式.

为了进一步验证提出的超薄体系的可行性，采用有限元分析方法，建立整桥和局部梁段有限元模型，研究主梁和桥面体系的性能.

以某特大跨径悬索桥为工程背景，该大桥的主要设计参数如下：主跨跨径为1 196 m，矢跨比为1/10.5，吊索标准间距为12.4 m. 加劲梁采用扁平流线形钢箱梁，梁高3.0 m，宽30.5 m，横隔板间距为3.1 m. 桥面系为正交异性钢桥面：顶板厚16 mm，U肋厚8 mm，高280 mm，上口宽300 mm，下口宽170 mm，标准间距为600 mm.

采用Midas Civil有限元分析软件，建立不同铺装方案的全桥空间整体模型，计算桥梁第一体系的内力，铺装方案如表4所示. 表中，γ_c为材料重度.

模型中，主缆和吊索采用索单元模拟，钢箱梁和桥塔采用梁单元模拟，铺装层以二期恒载的形式考虑. 计算模型如图10所示，计算结果重点关注主缆和吊索内力.

整体有限元计算结果如表5所示. 表中， ${F_{\rm{C}}}$、 $F_{\rm{S}}$分别为主缆轴力和标准吊索轴力， $P_{F_{\rm{C}}}\text{、} P_{F_{\rm{S}}}$分别为主缆轴力和标准吊索轴力的变化比例.在恒载作用下，与采用常规环氧沥青铺装的方案1相比，采用超薄体系的方案2-1与方案2-2的 ${F_{\rm{C}}}$分别减小1.8%和增大2.1%， ${F_{\rm{S}}}$分别减小2.6%和增大3.0%，变化幅度较小；采用常规钢-UHPC轻型组合桥面的方案3的 ${F_{\rm{C}}}$增大了4.5%， ${F_{\rm{S}}}$增大6.7%，变化较大，增重较多，表明超薄体系更加适用于对自重较敏感的特大跨径桥梁，不会对桥梁结构造成较大的影响，可以保证安全性.

为了得到超薄UHPC层的应力水平，验证超薄体系对钢桥面疲劳问题的改善，利用有限元分析软件ANSYS进行局部疲劳和静力分析^[19-20].

对于疲劳验算的细节，Jong等^[21-22]根据理论研究和试验实践，归纳总结出钢桥面易发生疲劳开裂的细节（见图11）：1）面板与U肋焊缝处的顶板裂纹细节；2）U肋与面板焊缝处的U肋裂纹细节；3）U肋与横隔板交叉部位的U肋腹板裂纹细节；4）U肋与横隔板交叉部位的横隔板裂纹细节；5）横隔板弧形切口处的裂纹细节；6）U肋下缘对接焊缝处的裂纹细节.

目前，基于Miner准则的S-N曲线分析方法是工程上对于钢桥面疲劳分析的主流分析方法. 这类分析方法中主要分为名义应力法和热点应力法. 名义应力法是包括中国在内的各国钢结构桥梁规范普遍采用的方法，具有概念明确、评估过程简单等优点，应用非常广泛^{[1, 6]}，因此本文选用名义应力法进行钢桥的疲劳验算.

《公路钢结构桥梁设计规范》（JTG D64−2015）中，给出正交异性钢桥面各典型疲劳验算细节的S-N曲线及疲劳强度取值. 依据该规范可知，各典型疲劳细节的疲劳强度和应力评定方法如表6所示. 表中，Δσ_c为疲劳强度（200万次）.

利用有限元分析软件ANSYS建立加劲梁标准梁段的节段模型，进行局部轮载分析. 为了节省计算时间和成本，局部有限元模型中忽略附属构造，选取半幅桥宽进行建模，模型宽14.25 m，长12.4 m. 疲劳和静力分析采用相同的有限元模型，局部有限元模型如图12所示.

在ANSYS有限元模型中，超薄UHPC层选用SOLID95单元，钢板选用SHELL63单元，栓钉选用COMBIN14单元，忽略钢顶板与UHPC层之间的拉拔脱层效应，只考虑两者间栓钉的受力作用，两者间可自由水平滑移. 为了尽可能地模拟实桥的约束条件，在道路中心线截面处施加横向对称约束，在吊索处约束竖向自由度；为了防止模型发生刚体转动，在模型两纵向端部约束纵向平动自由度及绕竖向（Y轴）和横向（X轴）的转动自由度^{[6, 10]}.

对有限元模型进行精细化的网格划分. 为了得到疲劳细节的名义应力，对关键位置的网格进行细化处理，如图13所示. 图12中的重点关注区域的钢桥面纵、横向基本网格尺寸为5 mm，弧形切口处网格尺寸为1 mm，其余部分的网格不大于25 mm，过渡区域的网格控制在10 mm以内. 对于超薄UHPC层，横桥向和纵桥向的网格与钢桥面一致，沿厚度方向划分为3层.

疲劳荷载采用《公路钢结构桥梁设计规范》（JTG D64−2015）中的标准疲劳车型III，如图14所示. 由于标准疲劳车的前、后轴轴距较大（相距6 m），且钢桥面板应力分布的局部性较强，可以忽略前、后车轴之间的叠加效应，只采用标准疲劳车的后轴（120 kN+120 kN）进行加载.

静力荷载采用《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60−2015）中的标准车辆荷载，只考虑后轴（140 kN+140 kN）进行加载，如图15所示.

疲劳分析与静力分析采用相同的加载工况. 根据加载车辆以及正交异性钢桥面板的几何尺寸，在横桥向选取正U肋、骑U肋、跨U肋3种加载方式，在纵桥向分别移动双联轴加载位置，选取骑横隔板、压横隔板、压跨中、骑跨中4种加载方式，在2#横隔板和5#横隔板之间进行加载，共有24个加载工况，结合各细节应力历程，通过泄水法获得各细节最大应力幅，如图16所示.

疲劳荷载计算的结果如表7所示. 表中， $6_{{\rm{max}}}^{\rm{s}}$为最大应力幅， $P_\sigma$为应力降幅. 从表7可以看出，传统钢桥面板的疲劳细节应力幅值处于较高水平，疲劳性能不满足工程设计的要求. 超薄体系对钢结构的受力情况有明显的改善作用，顶板的应力降幅最明显，高达52.0%，U肋及横隔板的应力幅有10.1% ~34.2%的下降，且所有细节降幅后的疲劳应力幅均低于200万次疲劳强度. 可知，在原桥面铺筑超薄UHPC层后，桥面系不会出现疲劳开裂的问题.

静力荷载的计算结果表明，超薄UHPC层表面横桥向最大拉应力为8.4 MPa，顺桥向最大拉应力为6.6 MPa.

大跨径悬索桥属于柔性结构，使得UHPC层的顺桥向应力受第一体系的影响较大. 在前文的整桥有限元模型中，考虑恒载+四车道汽车荷载，可得超薄UHPC层的顺桥向最大应力 ${\sigma _{\rm{g}}}$，并与局部静力计算的结果 ${\sigma _{\rm{L}}}$进行叠加，得到超薄UHPC层的最大应力 $\sigma_{{\rm{max}}}$，如表8所示. 通过计算得出，UHPC层横桥向的最大应力为8.4 MPa，仅是通过试验得到的最低开裂强度的1/3，因此UHPC层具有足够的安全储备，能够保证结构安全可靠.

（1）组合板的裂缝分布呈现“多而密”的特点，且随着配筋率的增大，组合板的裂缝分布更加密集，最终破坏时的主裂缝有增多的趋势. 当UHPC表面最大裂缝宽度小于0.15 mm时，最大裂缝宽度的增长近似呈线性；在最大裂缝宽度达到0.2 mm或钢筋屈服以后，裂缝宽度迅速增大，但裂缝数量基本不再增加.

（2）配筋率和钢筋直径对名义开裂应力的影响较大，且当采用较小直径的钢筋时，提高配筋率可以最大幅度提高名义开裂应力；当钢板厚度从12 mm增加到20 mm时，名义开裂应力仅提高5.4%~8.7%，提升幅度有限，表明钢板厚度对超薄体系名义应力的影响不大.

（3）参照法国规范、Model Code 2010和文献[13]进行裂缝宽度计算，文献[13]的裂缝宽度计算结果与试验实测值吻合较好，且保证率约为95.3%，因此建议采用文献[13]的计算公式进行超薄体系最大裂缝宽度计算.

（4）有限元分析结果表明：当采用超薄体系替换常规钢桥面铺装时，主缆和吊索内力的变化小于3.0%，桥梁结构的整体受力状态基本无变化，可以保证特大跨径桥梁的整体安全性；超薄体系可以显著改善正交异性钢桥面板的受力性能，钢桥面各典型疲劳细节应力降幅为10.1%~52.0%，且降幅后的最大应力幅均小于200万次疲劳强度；试验得到超薄体系的开裂强度是实桥UHPC层最大弯拉应力的3.0~3.9倍，具有足够的安全储备，方案应用于实际工程是完全可行的.

（5）本文建议UHPC层厚为35 mm的超薄体系采用直径为8 mm的带肋钢筋作为配筋，钢筋间距为33~50 mm，保护层厚度为15 mm，超短栓钉间距与常规钢-UHPC轻型组合桥面保持一致，取150~200 mm.