預制RPC柱降低大跨PC剛構(gòu)橋跨中長期下?lián)戏治?/h1>
2016-04-08 08:56:36張陽鮑超劉榕
湖南大學學報·自然科學版 2016年3期
張陽 鮑超 劉榕
摘 要：為解決大跨PC剛構(gòu)橋跨中長期過度下?lián)系膯栴}，提出了在剛構(gòu)橋負彎矩區(qū)箱梁底板、跨中頂板加入預制RPC（活性粉末混凝土）柱形成局部RPC-NC（普通混凝土）復合截面的方法.對RPC-NC復合截面柱進行有限元分析，探討了RPC對減小復合截面柱收縮徐變效應的作用以及RPC與NC間應力重分布規(guī)律，同時分析了剪力鍵受力性能.提出預制RPC柱應用于實橋的設(shè)計方案，并通過有限元對比分析加入預制RPC柱對全橋應力、跨中下?lián)系鹊挠绊?結(jié)果表明，加入預制RPC柱能明顯降低負彎矩區(qū)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角和RPC附近NC的壓應力，使結(jié)構(gòu)成橋后的跨中長期下?lián)蠝p小53.9%.
關(guān)鍵詞：長期下?lián)?；收縮徐變；活性粉末混凝土；RPC-普通混凝土復合截面；內(nèi)力重分布
中圖分類號：U443.35 文獻標識碼：A
文章編號：1674-2974（2016）03-0008-07
大跨PC剛構(gòu)橋由于跨越能力強、經(jīng)濟性較好、行車平順等優(yōu)點得到廣泛應用，但其長期下?lián)系膯栴}十分突出[1]，同時還與開裂形成惡性循環(huán)，嚴重影響了結(jié)構(gòu)的耐久性和運營安全性.研究表明受壓混凝土收縮徐變、腹板斜裂縫是剛構(gòu)橋長期下?lián)系闹饕騕2-3]，而腹板斜裂縫問題已經(jīng)通過二次張拉豎向預應力技術(shù)得到有效的解決[4]，因此有效降低受壓混凝土收縮徐變變形是解決大跨PC剛構(gòu)橋長期下?lián)系摹爸伪尽狈椒?
RPC是一種具有超高強度的水泥基復合材料，高溫蒸養(yǎng)后收縮極小、徐變系數(shù)僅為普通混凝土的10%～20%[5-7].由于RPC與普通混凝土在收縮徐變性質(zhì)上的巨大差異，RPC-NC復合截面必然會發(fā)生內(nèi)力重分布的現(xiàn)象[8].本文在詳細分析RPC-NC復合截面柱徐變變形、應力重分布、界面剪力的基礎(chǔ)上，以某實橋為例提出了在剛構(gòu)橋受壓高應力區(qū)加入預制RPC柱形成局部RPC-NC復合截面的方案，研究了加入RPC對全橋跨中長期下?lián)系挠绊?研究表明，該方案不僅有效降低了RPC附近NC的壓應力，同時也大幅減小了結(jié)構(gòu)的長期下?lián)?
1 有限元模型及收縮、徐變的模擬
1.1 有限元模型
為了分析RPC對收縮徐變效應的影響，設(shè)計了5根270 mm×250 mm×1 000 mm混凝土柱（圖1），采用ANSYS軟件進行有限元分析.不同混凝土柱的構(gòu)造與加載壓力如表1所示.復合截面柱有限元模型如圖1所示.RPC彈性模量4.2×104MPa，泊松比0.2，容重25 kN/m3.有限元采用Solid45單元模擬預制RPC柱、外包C50混凝土，Beam188單元模擬鋼筋剪力鍵.有限元模型中，預制RPC柱、外包C50混凝土界面分離，剪力鍵鋼筋節(jié)點耦合附近的RPC、C50混凝土單元.邊界條件：在復合截面柱的縱向一端施加UX，UY，UZ 3個方向的平動自由度約束，另一端根據(jù)復合截面C50，RPC的抗壓剛度（EA）分配壓力并在復合截面C50，RPC上分別施加均布面荷載.
2 有限元結(jié)果分析
2.1 徐變變形與名義徐變系數(shù)
有限元分析得到各柱徐變變形量（考慮了混凝土收縮徐變和應力重分布，相當于加載后的后期變形，復合截面柱中C50，RPC的徐變變形均列出）和名義徐變系數(shù)分別如圖2、圖3和表2所示.其中名義徐變系數(shù)計算如下式：
由圖2、圖3和表2可知：
1）5#柱（全C50柱）前200 d徐變變形發(fā)展較快，約占448 d徐變變形的83%，448 d時徐變?nèi)杂幸欢ǖ陌l(fā)展；1#-4#柱（復合截面柱）前200 d的徐變變形約占448 d的90%，448 d時徐變趨于平緩.這表明加入RPC柱后，復合截面柱的徐變將更快地趨于平緩，對于后期的徐變變形起到一定的控制作用.
2）普通混凝土加入預制RPC柱形成復合截面后，其徐變變形和名義徐變系數(shù)大幅降低并且當RPC面積占復合截面總面積的20%～40%時，復合截面柱徐變變形、徐變系數(shù)基本隨著RPC比例的增加而線性減小，當RPC面積占50%時，徐變變形和徐變系數(shù)下降速率減小.
3）有限元結(jié)果表明1#-4#復合截面柱的RPC和C50的豎向壓縮量值很接近.在約15 MPa的應力水平下，1 m長的復合截面柱RPC和C50豎向壓縮量差值最大僅為0.04 mm，說明RPC和C50界面滑移量很小，剪力鍵工作正常.
齡期/d
2.2 復合截面內(nèi)力重分布及界面剪力
復合截面柱的應力及鋼筋剪力鍵剪應力分別如圖4、圖5和表3所示.
1）由于收縮徐變引起的內(nèi)力重分布，復合截面中C50的應力會逐漸減小.當RPC面積占復合截面總面積的20%～40%時， RPC面積比例每增加10%，C50應力減小1.7 MPa，而RPC面積占50%時相對于40%的C50應力僅減小1.3 MPa，下降速率略有減小.
2）復合截面柱重分布內(nèi)力全部由剪力鍵承擔.按照圖1所示布置剪力鍵（此時剪力鍵鋼筋橫截面積占復合柱橫截面積的4%）時，齡期為448 d時刻1# -4#柱剪力鍵鋼筋剪應力最大值分別為82.4，84.5，96.4，91.7 MPa，應力較小.
由以上分析可知，當RPC占復合截面總面積的40%時，RPC降低普通混凝土徐變效應的作用較為明顯，同時也較為合理、經(jīng)濟，而且超過40%時在實橋應用中也不易布置（普通鋼筋、預應力束的干擾）；剪力鍵鋼筋橫截面積占復合截面柱橫截面積的4%時，復合截面RPC和C50混凝土界面無明顯滑移，剪力鍵最大剪應力較小，剪力鍵工作正常.
3 實橋算例分析
顯然大跨PC剛構(gòu)橋全部采用RPC降低收縮徐變效應的效果最好，但RPC存在造價較高（約7 000元/m3）、需高溫養(yǎng)護等施工中不易實現(xiàn)的問題.所以為了最大限度地達到理想效果并降低造價，本文采用在大跨PC剛構(gòu)橋受壓高應力區(qū)加入若干RPC預制柱的方案以期降低該部位的后期變形.
3.1 方案設(shè)計
以某高速公路的一座特大橋為依托進行方案設(shè)計.該橋跨徑布置為120 m+230 m+120 m，共分27個懸臂節(jié)段，單箱單室截面，頂板寬12 m，梁高4.4～13.8 m，頂板厚0.3～0.6 m，底板厚0.32～1.2 m.主梁采用C55.全橋縱向預應力布置為：0-21號塊布置88束25φS15.2前期腹板下彎束，0-27號塊布置132束27φS15.2前期頂板束，中跨16號塊-中跨合攏段布置22束25φS15.2后期底板束、2束19φS15.2后期頂板束，邊跨布置16束19φS15.2后期底板束、8束27φS15.2后期頂板束.
加預制RPC柱的方案如圖6所示，在0-9號塊的箱梁底板及25-27號塊、跨中合攏段的箱梁頂板加預制RPC柱面積比為40%.這樣這些區(qū)域的底板、頂板形成了局部的RPC-NC復合截面.RPC按懸臂節(jié)段分段預制，相鄰節(jié)段的RPC之間為受壓接頭，安全性較高，兩者擬采用膠粘連接.RPC和C55混凝土之間擬采用鋼筋剪力鍵連接.
3.2 全橋分析有限元模型
采用橋梁空間軟件Midas Civil分別建立了全普通混凝土、采用上述加預制RPC柱方案的混凝土剛構(gòu)橋有限元模型，并進行對比分析.如圖7所示，兩模型均采用梁單元模擬.成橋邊界條件：墩底固結(jié)，兩邊跨支點處僅約束豎向平動自由度.預制RPC柱與普通混凝土之間的耦合采用程序提供的施工階段聯(lián)合截面的方法模擬，先激活預制RPC截面，再激活普通混凝土截面形成聯(lián)合截面.這種方法既實現(xiàn)了預制RPC柱與普通混凝土之間的耦合，又考慮了混凝土的收縮徐變等時間依存效應[12].
3.3 計算結(jié)果與分析
由于成橋前結(jié)構(gòu)的豎向位移可以通過施工預拱度調(diào)節(jié)，所以比較結(jié)構(gòu)總豎向位移沒有明顯工程意義，本文僅比較成橋后10年收縮徐變引起的豎向位移.結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角與應力等由于不是橋梁線形的主控因素，為了表現(xiàn)加入RPC柱后結(jié)構(gòu)的總變化，所以比較成橋后結(jié)構(gòu)的總轉(zhuǎn)角與應力.
3.3.1 位移結(jié)果（豎向位移與轉(zhuǎn)角）比較
全普通混凝土及加RPC柱混凝土剛構(gòu)橋10年收縮徐變引起的豎向位移、10年收縮徐變后結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角Ry（Ry為繞有限元模型整體Y軸即結(jié)構(gòu)橫橋向的轉(zhuǎn)角，且逆時針轉(zhuǎn)動為正）分別如圖8和圖9所示.最大位移及轉(zhuǎn)角比較如表4所示.
由圖8和圖9可知，加入RPC柱后，10年收縮徐變引起的結(jié)構(gòu)豎向位移和收縮徐變后負彎矩區(qū)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角均大幅減小.由表4可知，全普通混凝土剛構(gòu)橋、加RPC柱剛構(gòu)橋收縮徐變引起的豎向位移最大分別為-8.9和-4.1 cm，負彎矩區(qū)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角Ry最大分別為25.2×10-4和14.9×10-4rad.加入RPC柱后，剛構(gòu)橋收縮徐變引起的豎向位移和10年收縮徐變后負彎矩區(qū)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角分別減小了53.9%和40.9%.這是由于加入RPC后，在剛構(gòu)橋負彎矩區(qū)箱梁底板、跨中附近箱梁頂板形成了局部的RPC-NC復合截面，此區(qū)域結(jié)構(gòu)的有效彈性模量變大，受壓徐變變形減小，進而減小了剛構(gòu)橋負彎矩區(qū)的結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角、跨中附近的豎向位移，從而導致了跨中長期徐變下?lián)系臏p小.
3.3.2 應力比較
表5為10年收縮徐變后剛構(gòu)橋壓應力比較.由表5可知，對于中跨跨中梁頂普通混凝土壓應力，由于此處局部RPC-NC復合截面發(fā)生應力重分布，故此處壓應力減小了41.7%，而梁底普通混凝土應力略有增加；中跨1/4跨梁頂普通混凝土壓應力略有減小，梁底普通混凝土壓應力減小了17.3%；0號塊梁頂普通混凝土應力基本不變，而對于梁底普通混凝土壓應力，由于此處加入RPC柱發(fā)生應力重分布，故此處壓應力減小了22.3%變?yōu)?1.8 MPa.由以上分析可知，加入RPC后，全橋中跨跨中梁底普通混凝土壓應力略有增加，1/4跨、0號塊梁底普通混凝土壓應力減小，中跨應力分布更加均勻，結(jié)構(gòu)受力得到改善，同時也充分發(fā)揮了RPC材料的高抗壓強度特性.
3.3.3 預應力損失比較
由于負彎矩區(qū)頂板束、中跨底板后期束對于控制剛構(gòu)橋的長期下?lián)陷^為重要，同時它們的后期預應力損失主要是混凝土的收縮徐變導致的，所以本文重點查看10年收縮徐變后負彎矩區(qū)頂板束、中跨后期底板束由于混凝土收縮徐變引起的預應力損失.兩模型收縮徐變引起的預應力損失比較如表6所示.
由表6可知，加入RPC后，中跨后期底板束由于收縮徐變引起的預應力損失減少了約5%，負彎矩區(qū)頂板束增加約6%，可見加入預制RPC柱對中跨后期底板束、負彎矩區(qū)頂板束由收縮徐變引起的預應力損失變化較小.這是因為加入預制RPC柱后，跨中底板、負彎矩區(qū)頂板普通混凝土的壓應力以及收縮應變并沒有發(fā)生明顯改變.
4 結(jié) 論
1）當RPC占復合截面總面積的40%時，RPC降低普通混凝土徐變效應的作用較為明顯，同時也較為合理、經(jīng)濟，此時復合截面名義徐變系數(shù)可以降低40%，普通混凝土應力降低39.9%；剪力鍵鋼筋橫截面積占復合截面總面積的4%時，復合截面RPC和C50混凝土界面無明顯滑移，剪力鍵工作正常.
2）對于大跨剛構(gòu)橋全橋來說，加入預制RPC柱后，跨中梁底普通混凝土壓應力略有增大，支點梁底普通混凝土壓應力減小，中跨的應力分布更加均勻，結(jié)構(gòu)受力得到改善；10年收縮徐變后收縮徐變引起的豎向位移、負彎矩區(qū)的轉(zhuǎn)角Ry均減小，尤其是收縮徐變引起的豎向位移降低了53.9%，成橋后的跨中長期下?lián)系玫矫黠@改善；中跨后期底板束、負彎矩區(qū)頂板束由收縮徐變引起的預應力損失變化較小.
3）加入預制RPC柱后，剛構(gòu)橋跨中長期下?lián)蠝p小的主要原因是負彎矩區(qū)箱梁底板、跨中附近箱梁頂板普通混凝土的壓應力減小，受壓徐變變形減小，該區(qū)域有效彈性模量變大，從而降低了剛構(gòu)橋負彎矩區(qū)的結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角、跨中附近的豎向位移，最終導致了跨中長期下?lián)系臏p小.
通過以上分析可知，加入RPC柱確實可以改善大跨剛構(gòu)橋的跨中長期下?lián)?，對于實際工程有一定的參考價值.
參考文獻
[1] 樓莊鴻.大跨徑梁式橋的主要病害[J].公路交通科技，2006，23（4）： 84-87.
LOU Zhuang-hong. Main faults in large span beam bridges[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development， 2006， 23（4）： 84-87. （In Chinese）
[2] 陳宇峰.大跨PC連續(xù)剛構(gòu)橋跨中持續(xù)下?lián)铣梢蚣邦A防措施[J].重慶交通大學學報：自然科學版，2007，26（ 4） ： 6-8.
CHEN Yu-feng. Causes and precautionary measures to long-term deflection of long span prestressed concrete box girder of continuous rigid frame bridge[J]. Journal of Chongqing Jiaotong University： Natural Science Edition， 2007， 26（4）：6-8. （In Chinese）
[3] 謝峻，王國亮，鄭曉華.大跨徑預應力混凝土箱梁橋長期下?lián)蠁栴}的研究現(xiàn)狀[J].公路交通科技，2007，24 （1） ： 47-50.
XIE Jun， WANG Guo-liang， ZHENG Xiao-hua. State of art of long-term deflection for long span prestressed concrete box-girder bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development， 2007， 24 （1）：47-50. （In Chinese）
[4] 張陽.二次張拉鋼絞線箱梁腹板豎向預應力損失研究[J].湖南大學學報：自然科學版，2012，39（6）： 14-18.
ZHANG Yang. Study of the vertical prestress loss in box girder webs with twice-tension strand[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2012， 39（6）： 14-18. （In Chinese）
[5] 邵旭東，詹豪，雷薇，等.超大跨徑單向預應力UHPC連續(xù)箱梁橋概念設(shè)計與初步實驗[J].土木工程學報，2013，46（8）：84-88.
SHAO Xu-dong， ZHAN Hao，LEI Wei，et al. Conceptual design and preliminary experiment of super-long-span continuous box-girder bridge composed of one-way prestressed UHPC[J]. China Civil Engineering Journal， 2013， 46（8）：84-88. （In Chinese）
[6] 王飛，方志.大跨活性粉末混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋的性能研究[J].湖南大學學報：自然科學版，2009， 36（4）：6-12.
WANG Fei， FANG Zhi. Performance research on long-span RPC concrete continuous rigid frame bridge[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2009， 36（4）： 6-12. （In Chinese）
[7] GARAS V Y.Creep of UHPC in tension and compression： effect of thermal treatment[J]. Cement & Concrete Composites， 2012，34（4）：493-502.
[8] 顧建中，劉西拉.軸向載荷作用下鋼管混凝土的徐變[J].中國公路學報，2001，14（4）：60-62.
GU Jian-zhong， LIU Xi-la. Creep analysis of concrete filled with steel tube under uniaxial load [J]. China Journal of Highway and Transport， 2001， 14（4）：60-62. （In Chinese）
[9] 冷文華.預應力鋼殼混凝土橋塔受力分析[D].長沙：湖南大學土木工程學院，2012：31-34.
LENG Wen-hua. Structural analysis of prestressed steel-concrete composite pylon[D]. Changsha： College of Civil Engineering，Hunan University， 2012：31-34. （In Chinese）
[10]JTGD62-2004 公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范[S].北京：人民交通出版社，2004：118-120.
JTGD62-2004 Code for design of highway reinforced concrete and prestressed concrete bridges and culverts [S]. Beijing： China Communications Press， 2004： 118-120. （In Chinese）
[11]劉揚，陳海鋒，李宇鵬，等.基于ANSYS的橋梁結(jié)構(gòu)收縮徐變效應仿真計算[J]. 交通科學與工程，2013，29（3）： 19-22.
LIU Yang，CHEN Hai-feng，LI Yu-peng，et al. The calculating simulation on shrinkage and creep effects of bridge structures with ANSYS[J]. Journal of Transport Science and Engineering， 2013， 29（3）：19-22. （In Chinese）
[12]曹颯颯.大跨徑鋼管混凝土拱橋仿真計算與控制[D].西安：長安大學，2008：36.
CAO Sa-sa. Study on the simulation analysis and control of long-span concrete-filled steel tubular arch bridge[D].Xian： Changan University， 2008：36. （In Chinese）
張陽 鮑超 劉榕
摘 要：為解決大跨PC剛構(gòu)橋跨中長期過度下?lián)系膯栴}，提出了在剛構(gòu)橋負彎矩區(qū)箱梁底板、跨中頂板加入預制RPC（活性粉末混凝土）柱形成局部RPC-NC（普通混凝土）復合截面的方法.對RPC-NC復合截面柱進行有限元分析，探討了RPC對減小復合截面柱收縮徐變效應的作用以及RPC與NC間應力重分布規(guī)律，同時分析了剪力鍵受力性能.提出預制RPC柱應用于實橋的設(shè)計方案，并通過有限元對比分析加入預制RPC柱對全橋應力、跨中下?lián)系鹊挠绊?結(jié)果表明，加入預制RPC柱能明顯降低負彎矩區(qū)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角和RPC附近NC的壓應力，使結(jié)構(gòu)成橋后的跨中長期下?lián)蠝p小53.9%.
關(guān)鍵詞：長期下?lián)?；收縮徐變；活性粉末混凝土；RPC-普通混凝土復合截面；內(nèi)力重分布
中圖分類號：U443.35 文獻標識碼：A
文章編號：1674-2974（2016）03-0008-07
大跨PC剛構(gòu)橋由于跨越能力強、經(jīng)濟性較好、行車平順等優(yōu)點得到廣泛應用，但其長期下?lián)系膯栴}十分突出[1]，同時還與開裂形成惡性循環(huán)，嚴重影響了結(jié)構(gòu)的耐久性和運營安全性.研究表明受壓混凝土收縮徐變、腹板斜裂縫是剛構(gòu)橋長期下?lián)系闹饕騕2-3]，而腹板斜裂縫問題已經(jīng)通過二次張拉豎向預應力技術(shù)得到有效的解決[4]，因此有效降低受壓混凝土收縮徐變變形是解決大跨PC剛構(gòu)橋長期下?lián)系摹爸伪尽狈椒?
RPC是一種具有超高強度的水泥基復合材料，高溫蒸養(yǎng)后收縮極小、徐變系數(shù)僅為普通混凝土的10%～20%[5-7].由于RPC與普通混凝土在收縮徐變性質(zhì)上的巨大差異，RPC-NC復合截面必然會發(fā)生內(nèi)力重分布的現(xiàn)象[8].本文在詳細分析RPC-NC復合截面柱徐變變形、應力重分布、界面剪力的基礎(chǔ)上，以某實橋為例提出了在剛構(gòu)橋受壓高應力區(qū)加入預制RPC柱形成局部RPC-NC復合截面的方案，研究了加入RPC對全橋跨中長期下?lián)系挠绊?研究表明，該方案不僅有效降低了RPC附近NC的壓應力，同時也大幅減小了結(jié)構(gòu)的長期下?lián)?
1 有限元模型及收縮、徐變的模擬
1.1 有限元模型
為了分析RPC對收縮徐變效應的影響，設(shè)計了5根270 mm×250 mm×1 000 mm混凝土柱（圖1），采用ANSYS軟件進行有限元分析.不同混凝土柱的構(gòu)造與加載壓力如表1所示.復合截面柱有限元模型如圖1所示.RPC彈性模量4.2×104MPa，泊松比0.2，容重25 kN/m3.有限元采用Solid45單元模擬預制RPC柱、外包C50混凝土，Beam188單元模擬鋼筋剪力鍵.有限元模型中，預制RPC柱、外包C50混凝土界面分離，剪力鍵鋼筋節(jié)點耦合附近的RPC、C50混凝土單元.邊界條件：在復合截面柱的縱向一端施加UX，UY，UZ 3個方向的平動自由度約束，另一端根據(jù)復合截面C50，RPC的抗壓剛度（EA）分配壓力并在復合截面C50，RPC上分別施加均布面荷載.
2 有限元結(jié)果分析
2.1 徐變變形與名義徐變系數(shù)
有限元分析得到各柱徐變變形量（考慮了混凝土收縮徐變和應力重分布，相當于加載后的后期變形，復合截面柱中C50，RPC的徐變變形均列出）和名義徐變系數(shù)分別如圖2、圖3和表2所示.其中名義徐變系數(shù)計算如下式：
由圖2、圖3和表2可知：
1）5#柱（全C50柱）前200 d徐變變形發(fā)展較快，約占448 d徐變變形的83%，448 d時徐變?nèi)杂幸欢ǖ陌l(fā)展；1#-4#柱（復合截面柱）前200 d的徐變變形約占448 d的90%，448 d時徐變趨于平緩.這表明加入RPC柱后，復合截面柱的徐變將更快地趨于平緩，對于后期的徐變變形起到一定的控制作用.
2）普通混凝土加入預制RPC柱形成復合截面后，其徐變變形和名義徐變系數(shù)大幅降低并且當RPC面積占復合截面總面積的20%～40%時，復合截面柱徐變變形、徐變系數(shù)基本隨著RPC比例的增加而線性減小，當RPC面積占50%時，徐變變形和徐變系數(shù)下降速率減小.
3）有限元結(jié)果表明1#-4#復合截面柱的RPC和C50的豎向壓縮量值很接近.在約15 MPa的應力水平下，1 m長的復合截面柱RPC和C50豎向壓縮量差值最大僅為0.04 mm，說明RPC和C50界面滑移量很小，剪力鍵工作正常.
齡期/d
2.2 復合截面內(nèi)力重分布及界面剪力
復合截面柱的應力及鋼筋剪力鍵剪應力分別如圖4、圖5和表3所示.
1）由于收縮徐變引起的內(nèi)力重分布，復合截面中C50的應力會逐漸減小.當RPC面積占復合截面總面積的20%～40%時， RPC面積比例每增加10%，C50應力減小1.7 MPa，而RPC面積占50%時相對于40%的C50應力僅減小1.3 MPa，下降速率略有減小.
2）復合截面柱重分布內(nèi)力全部由剪力鍵承擔.按照圖1所示布置剪力鍵（此時剪力鍵鋼筋橫截面積占復合柱橫截面積的4%）時，齡期為448 d時刻1# -4#柱剪力鍵鋼筋剪應力最大值分別為82.4，84.5，96.4，91.7 MPa，應力較小.
由以上分析可知，當RPC占復合截面總面積的40%時，RPC降低普通混凝土徐變效應的作用較為明顯，同時也較為合理、經(jīng)濟，而且超過40%時在實橋應用中也不易布置（普通鋼筋、預應力束的干擾）；剪力鍵鋼筋橫截面積占復合截面柱橫截面積的4%時，復合截面RPC和C50混凝土界面無明顯滑移，剪力鍵最大剪應力較小，剪力鍵工作正常.
3 實橋算例分析
顯然大跨PC剛構(gòu)橋全部采用RPC降低收縮徐變效應的效果最好，但RPC存在造價較高（約7 000元/m3）、需高溫養(yǎng)護等施工中不易實現(xiàn)的問題.所以為了最大限度地達到理想效果并降低造價，本文采用在大跨PC剛構(gòu)橋受壓高應力區(qū)加入若干RPC預制柱的方案以期降低該部位的后期變形.
3.1 方案設(shè)計
以某高速公路的一座特大橋為依托進行方案設(shè)計.該橋跨徑布置為120 m+230 m+120 m，共分27個懸臂節(jié)段，單箱單室截面，頂板寬12 m，梁高4.4～13.8 m，頂板厚0.3～0.6 m，底板厚0.32～1.2 m.主梁采用C55.全橋縱向預應力布置為：0-21號塊布置88束25φS15.2前期腹板下彎束，0-27號塊布置132束27φS15.2前期頂板束，中跨16號塊-中跨合攏段布置22束25φS15.2后期底板束、2束19φS15.2后期頂板束，邊跨布置16束19φS15.2后期底板束、8束27φS15.2后期頂板束.
加預制RPC柱的方案如圖6所示，在0-9號塊的箱梁底板及25-27號塊、跨中合攏段的箱梁頂板加預制RPC柱面積比為40%.這樣這些區(qū)域的底板、頂板形成了局部的RPC-NC復合截面.RPC按懸臂節(jié)段分段預制，相鄰節(jié)段的RPC之間為受壓接頭，安全性較高，兩者擬采用膠粘連接.RPC和C55混凝土之間擬采用鋼筋剪力鍵連接.
3.2 全橋分析有限元模型
采用橋梁空間軟件Midas Civil分別建立了全普通混凝土、采用上述加預制RPC柱方案的混凝土剛構(gòu)橋有限元模型，并進行對比分析.如圖7所示，兩模型均采用梁單元模擬.成橋邊界條件：墩底固結(jié)，兩邊跨支點處僅約束豎向平動自由度.預制RPC柱與普通混凝土之間的耦合采用程序提供的施工階段聯(lián)合截面的方法模擬，先激活預制RPC截面，再激活普通混凝土截面形成聯(lián)合截面.這種方法既實現(xiàn)了預制RPC柱與普通混凝土之間的耦合，又考慮了混凝土的收縮徐變等時間依存效應[12].
3.3 計算結(jié)果與分析
由于成橋前結(jié)構(gòu)的豎向位移可以通過施工預拱度調(diào)節(jié)，所以比較結(jié)構(gòu)總豎向位移沒有明顯工程意義，本文僅比較成橋后10年收縮徐變引起的豎向位移.結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角與應力等由于不是橋梁線形的主控因素，為了表現(xiàn)加入RPC柱后結(jié)構(gòu)的總變化，所以比較成橋后結(jié)構(gòu)的總轉(zhuǎn)角與應力.
3.3.1 位移結(jié)果（豎向位移與轉(zhuǎn)角）比較
全普通混凝土及加RPC柱混凝土剛構(gòu)橋10年收縮徐變引起的豎向位移、10年收縮徐變后結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角Ry（Ry為繞有限元模型整體Y軸即結(jié)構(gòu)橫橋向的轉(zhuǎn)角，且逆時針轉(zhuǎn)動為正）分別如圖8和圖9所示.最大位移及轉(zhuǎn)角比較如表4所示.
由圖8和圖9可知，加入RPC柱后，10年收縮徐變引起的結(jié)構(gòu)豎向位移和收縮徐變后負彎矩區(qū)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角均大幅減小.由表4可知，全普通混凝土剛構(gòu)橋、加RPC柱剛構(gòu)橋收縮徐變引起的豎向位移最大分別為-8.9和-4.1 cm，負彎矩區(qū)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角Ry最大分別為25.2×10-4和14.9×10-4rad.加入RPC柱后，剛構(gòu)橋收縮徐變引起的豎向位移和10年收縮徐變后負彎矩區(qū)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角分別減小了53.9%和40.9%.這是由于加入RPC后，在剛構(gòu)橋負彎矩區(qū)箱梁底板、跨中附近箱梁頂板形成了局部的RPC-NC復合截面，此區(qū)域結(jié)構(gòu)的有效彈性模量變大，受壓徐變變形減小，進而減小了剛構(gòu)橋負彎矩區(qū)的結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角、跨中附近的豎向位移，從而導致了跨中長期徐變下?lián)系臏p小.
3.3.2 應力比較
表5為10年收縮徐變后剛構(gòu)橋壓應力比較.由表5可知，對于中跨跨中梁頂普通混凝土壓應力，由于此處局部RPC-NC復合截面發(fā)生應力重分布，故此處壓應力減小了41.7%，而梁底普通混凝土應力略有增加；中跨1/4跨梁頂普通混凝土壓應力略有減小，梁底普通混凝土壓應力減小了17.3%；0號塊梁頂普通混凝土應力基本不變，而對于梁底普通混凝土壓應力，由于此處加入RPC柱發(fā)生應力重分布，故此處壓應力減小了22.3%變?yōu)?1.8 MPa.由以上分析可知，加入RPC后，全橋中跨跨中梁底普通混凝土壓應力略有增加，1/4跨、0號塊梁底普通混凝土壓應力減小，中跨應力分布更加均勻，結(jié)構(gòu)受力得到改善，同時也充分發(fā)揮了RPC材料的高抗壓強度特性.
3.3.3 預應力損失比較
由于負彎矩區(qū)頂板束、中跨底板后期束對于控制剛構(gòu)橋的長期下?lián)陷^為重要，同時它們的后期預應力損失主要是混凝土的收縮徐變導致的，所以本文重點查看10年收縮徐變后負彎矩區(qū)頂板束、中跨后期底板束由于混凝土收縮徐變引起的預應力損失.兩模型收縮徐變引起的預應力損失比較如表6所示.
由表6可知，加入RPC后，中跨后期底板束由于收縮徐變引起的預應力損失減少了約5%，負彎矩區(qū)頂板束增加約6%，可見加入預制RPC柱對中跨后期底板束、負彎矩區(qū)頂板束由收縮徐變引起的預應力損失變化較小.這是因為加入預制RPC柱后，跨中底板、負彎矩區(qū)頂板普通混凝土的壓應力以及收縮應變并沒有發(fā)生明顯改變.
4 結(jié) 論
1）當RPC占復合截面總面積的40%時，RPC降低普通混凝土徐變效應的作用較為明顯，同時也較為合理、經(jīng)濟，此時復合截面名義徐變系數(shù)可以降低40%，普通混凝土應力降低39.9%；剪力鍵鋼筋橫截面積占復合截面總面積的4%時，復合截面RPC和C50混凝土界面無明顯滑移，剪力鍵工作正常.
2）對于大跨剛構(gòu)橋全橋來說，加入預制RPC柱后，跨中梁底普通混凝土壓應力略有增大，支點梁底普通混凝土壓應力減小，中跨的應力分布更加均勻，結(jié)構(gòu)受力得到改善；10年收縮徐變后收縮徐變引起的豎向位移、負彎矩區(qū)的轉(zhuǎn)角Ry均減小，尤其是收縮徐變引起的豎向位移降低了53.9%，成橋后的跨中長期下?lián)系玫矫黠@改善；中跨后期底板束、負彎矩區(qū)頂板束由收縮徐變引起的預應力損失變化較小.
3）加入預制RPC柱后，剛構(gòu)橋跨中長期下?lián)蠝p小的主要原因是負彎矩區(qū)箱梁底板、跨中附近箱梁頂板普通混凝土的壓應力減小，受壓徐變變形減小，該區(qū)域有效彈性模量變大，從而降低了剛構(gòu)橋負彎矩區(qū)的結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角、跨中附近的豎向位移，最終導致了跨中長期下?lián)系臏p小.
通過以上分析可知，加入RPC柱確實可以改善大跨剛構(gòu)橋的跨中長期下?lián)?，對于實際工程有一定的參考價值.
參考文獻
[1] 樓莊鴻.大跨徑梁式橋的主要病害[J].公路交通科技，2006，23（4）： 84-87.
LOU Zhuang-hong. Main faults in large span beam bridges[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development， 2006， 23（4）： 84-87. （In Chinese）
[2] 陳宇峰.大跨PC連續(xù)剛構(gòu)橋跨中持續(xù)下?lián)铣梢蚣邦A防措施[J].重慶交通大學學報：自然科學版，2007，26（ 4） ： 6-8.
CHEN Yu-feng. Causes and precautionary measures to long-term deflection of long span prestressed concrete box girder of continuous rigid frame bridge[J]. Journal of Chongqing Jiaotong University： Natural Science Edition， 2007， 26（4）：6-8. （In Chinese）
[3] 謝峻，王國亮，鄭曉華.大跨徑預應力混凝土箱梁橋長期下?lián)蠁栴}的研究現(xiàn)狀[J].公路交通科技，2007，24 （1） ： 47-50.
XIE Jun， WANG Guo-liang， ZHENG Xiao-hua. State of art of long-term deflection for long span prestressed concrete box-girder bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development， 2007， 24 （1）：47-50. （In Chinese）
[4] 張陽.二次張拉鋼絞線箱梁腹板豎向預應力損失研究[J].湖南大學學報：自然科學版，2012，39（6）： 14-18.
ZHANG Yang. Study of the vertical prestress loss in box girder webs with twice-tension strand[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2012， 39（6）： 14-18. （In Chinese）
[5] 邵旭東，詹豪，雷薇，等.超大跨徑單向預應力UHPC連續(xù)箱梁橋概念設(shè)計與初步實驗[J].土木工程學報，2013，46（8）：84-88.
SHAO Xu-dong， ZHAN Hao，LEI Wei，et al. Conceptual design and preliminary experiment of super-long-span continuous box-girder bridge composed of one-way prestressed UHPC[J]. China Civil Engineering Journal， 2013， 46（8）：84-88. （In Chinese）
[6] 王飛，方志.大跨活性粉末混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋的性能研究[J].湖南大學學報：自然科學版，2009， 36（4）：6-12.
WANG Fei， FANG Zhi. Performance research on long-span RPC concrete continuous rigid frame bridge[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2009， 36（4）： 6-12. （In Chinese）
[7] GARAS V Y.Creep of UHPC in tension and compression： effect of thermal treatment[J]. Cement & Concrete Composites， 2012，34（4）：493-502.
[8] 顧建中，劉西拉.軸向載荷作用下鋼管混凝土的徐變[J].中國公路學報，2001，14（4）：60-62.
GU Jian-zhong， LIU Xi-la. Creep analysis of concrete filled with steel tube under uniaxial load [J]. China Journal of Highway and Transport， 2001， 14（4）：60-62. （In Chinese）
[9] 冷文華.預應力鋼殼混凝土橋塔受力分析[D].長沙：湖南大學土木工程學院，2012：31-34.
LENG Wen-hua. Structural analysis of prestressed steel-concrete composite pylon[D]. Changsha： College of Civil Engineering，Hunan University， 2012：31-34. （In Chinese）
[10]JTGD62-2004 公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范[S].北京：人民交通出版社，2004：118-120.
JTGD62-2004 Code for design of highway reinforced concrete and prestressed concrete bridges and culverts [S]. Beijing： China Communications Press， 2004： 118-120. （In Chinese）
[11]劉揚，陳海鋒，李宇鵬，等.基于ANSYS的橋梁結(jié)構(gòu)收縮徐變效應仿真計算[J]. 交通科學與工程，2013，29（3）： 19-22.
LIU Yang，CHEN Hai-feng，LI Yu-peng，et al. The calculating simulation on shrinkage and creep effects of bridge structures with ANSYS[J]. Journal of Transport Science and Engineering， 2013， 29（3）：19-22. （In Chinese）
[12]曹颯颯.大跨徑鋼管混凝土拱橋仿真計算與控制[D].西安：長安大學，2008：36.
CAO Sa-sa. Study on the simulation analysis and control of long-span concrete-filled steel tubular arch bridge[D].Xian： Changan University， 2008：36. （In Chinese）
