曹赟干 ， 張 陽

(1.湖南省交通規(guī)劃勘察設計院有限公司, 能力 湖南 長沙 410200； 2.湖南大學 風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室， 湖南 長沙 410082)

0 引言

梁體開裂與主跨過度下撓是大跨預應力混凝土(PC)梁橋的兩大病害，并且普遍存在，嚴重威脅結構安全運營和耐久性，至今無法有效解決，已經成為制約此類橋梁建設的主要技術瓶頸[1-3]。研究表明，大跨PC梁橋開裂和下撓的根本原因在于主梁自重過大、常規(guī)混凝土(NSC)材料抗拉強度低和徐變效應無法避免[4-5]。對于連續(xù)梁橋，減輕跨中區(qū)段自重對減小大跨PC梁橋結構內力、增大跨越能力最為有效?，F有2座主跨超過300m的梁橋便是跨中區(qū)段采用了輕型化措施：挪威Stolma橋(主跨301m)采用了182m輕質陶粒混凝土箱梁、重慶石板坡長江大橋復線橋(主跨330m)采用了108m鋼箱梁[6]。由于輕質陶?；炷列阅懿粔蛲怀觯⑶易灾販p輕有限(約降低20%左右)，Stolma橋運營3年后出現92mm的下撓[7]。石板坡復線橋跨中梁段自重降低約75%，且鋼箱梁材料強度高、無徐變問題，效果明顯，橋梁運營后未見開裂和下撓的相關報道。但是，鋼箱梁存在著鋼材銹蝕防腐、鋼橋面疲勞開裂和鋪裝層易破損等耐久性問題，因此全壽命周期成本較高。

采用高性能、高強度材料是未來橋梁發(fā)展的主要方向[8]。超高性能混凝土UHPC(Ultra High Performance Concrete)具有高模量、高抗壓和抗拉強度、超韌、耐久性好、徐變較小等優(yōu)點[9]，因此在橋梁領域的應用越來越廣泛。工程實踐表明[10-11]：UHPC能進一步減小構件幾何尺寸、減輕自重、提高結構抵抗荷載的有效性和增大結構跨越能力。基于以上考慮，本文從前述3個根本病害成因入手，結合UHPC的超高性能并將其用于能夠充分發(fā)揮材料性能優(yōu)勢的部位，提出跨中區(qū)段采用預制拼裝UHPC箱梁的大跨預應力NSC(UHPC-常規(guī)混凝土-超高性能混凝土)混合連續(xù)箱梁橋新體系，以解決大跨PC梁橋下撓與開裂問題。并以紅巖溪大橋為依托工程，研究新體系橋梁的潛在優(yōu)勢。

1 大跨預應力NSC-UHPC混合連續(xù)箱梁橋

所謂大跨預應力NSC-UHPC混合連續(xù)箱梁橋，是一種將跨中區(qū)段混凝土箱梁采用密集橫隔板預制UHPC薄壁箱梁代替得到的混合梁橋(見圖1)。UHPC具有優(yōu)異的抗拉壓性能，得益于此，UHPC箱梁的截面尺寸較混凝土梁要小得多，從而大幅降低跨中區(qū)段自重(跨中輕型化)?？缰袇^(qū)段自重對連續(xù)梁橋結構內力影響是最大的，減輕跨中自重是減小大跨PC梁橋結構內力的最有效辦法。

可以預見新體系混合梁橋將具有以下特點： ①與NSC箱梁相比，UHPC箱梁可減輕跨中梁段自重55%～60%，能大幅降低結構內力，減少NSC梁段徐變變形，提高混凝土梁橋的跨越能力；②UHPC箱梁抗裂性強、徐變變形小、蒸養(yǎng)下無收縮，能有效降低梁體開裂和跨中過度下撓風險；③UHPC薄壁箱梁采用單向預應力(體內與體外相結合)，梁段可預制懸拼施工，接縫采用鍵齒+螺栓連接或預應力干縫連接，施工簡便快捷，質量容易控制；④與鋼箱梁相比，除自重稍大外，UHPC箱梁無需防腐涂裝、也不存在鋼橋面疲勞開裂和鋪裝層極易損壞等問題，在耐久性和全壽命周期成本上具有明顯優(yōu)勢。

為了進一步探究新體系混合梁橋的潛在優(yōu)勢，以紅巖溪大橋為依托工程，將跨中部分的NSC箱梁替換為預制UHPC箱梁，重新設計得到新體系混合梁橋，建立新橋與原橋的有限元模型，并在內力、應力、變形等層面將兩者進行比較，探究新體系混合梁橋在防止梁體開裂與跨中下撓中的作用。

圖1 大跨預應力NSC-UHPC混合連續(xù)箱梁橋

2 新體系混合梁橋方案設計

2.1 依托工程

紅巖溪大橋位于湖南省，是一座跨徑(116+220+116)m的大跨PC連續(xù)剛構橋。主梁關鍵截面尺寸如圖2所示。梁高從根部的13.4 m按1.8次拋物線變化至跨中的4 m。箱梁頂板寬12 m，厚0.3 m(根部加厚至0.6 m)；底板寬6.5 m，厚0.32～1.2 m，按1.8次拋物線變化。腹板厚度分別為 105、95、80、65、50 cm。主梁采用懸臂澆筑，單“T”共分 27 段澆筑,0#梁段長12 m， 1#～26#梁段分段為5×300 cm+4×350 cm+5×400cm+12×450 cm。邊跨和中跨合攏段長均為 200 cm，邊跨合攏段長5 m。兩空心主墩高分別為100m和52m。

全橋縱向預應力布置為：0#～20#梁段布置80束25φs15.2前期腹板下彎束，0#～26#梁段布置120束27φs15.2前期頂板束，中跨15#梁段～中跨合攏段布置20束27φs15.2后期底板束和2束19φs15.2后期頂板束，邊跨布置16束19φs15.2后期底板束和8束27φs15.2后期頂板束。預應力張拉控制應力為1 395 MPa，部分控制截面的預應力布置見圖2。

圖2 紅巖溪大橋關鍵截面尺寸與預應力布置(單位： cm)

2.2 新體系混合梁橋設計

以紅巖溪大橋為原型，將跨中74 m混凝土箱梁換成預制UHPC箱梁，得到新體系混合梁橋(下稱新橋)。新橋UHPC箱梁的截面尺寸如圖3所示，并每隔4 m布置有15 cm的橫隔板。為了方便與原橋進行比較，新橋設計參數盡量與原橋保持一致，因此新橋的跨徑、梁高、線型、混凝土梁段截面尺寸等均與原橋一致。新體系混合梁橋的NSC梁段仍然采用懸臂澆筑，預制UHPC梁段則進行分段拼裝。

圖3 新橋UHPC箱梁截面尺寸(單位： cm)

新橋縱向預應力布置為：NSC梁段布置72束25φs15.2前期下彎束，112束27φs15.2前期頂板束；中跨UHPC箱梁內布置14束21φs15.2后期底板束和6束12φs15.2后期頂板束；邊跨布置有20束19φs15.2后期底板束和8束27φs15.2后期頂板束。中跨后期束主要位于預制UHPC薄壁箱梁，所以采用體外束并錨固于橫隔板處。部分控制截面的預應力布置如圖4所示。

圖4 新橋部分控制截面預應力布置

3 有限元分析

3.1 計算模型

為了探究跨中采用預制UHPC箱梁后對橋梁的受力與變形影響，采用橋梁分析軟件Midas分別建立紅巖溪大橋與新體系混合梁橋的有限元分析模型。模型主墩采用C50混凝土，主梁NSC梁段采用C55混凝土，材料抗壓強度、彈性模量、收縮徐變等材料特性根據規(guī)范[12]選取。

原橋模型：模型梁單元劃分與施工節(jié)段一致，共145個節(jié)點、136個單元；施工階段完全模擬實橋的懸臂澆筑，邊主跨合攏，施加二期恒載，共62個施工階段。預應力張拉控制應力為1 395 MPa。

新橋模型：模型共157個節(jié)點、136個單元。跨中74 m 箱梁取常用的200 MPa級UHPC材料，彈性模量42 GPa，徐變計算采用規(guī)程[13]提出的預測模型，由于是預制UHPC箱梁，因此收縮忽略不計。其余混凝土部分的截面尺寸與材料特性與原橋一致。施工順序參考現有鋼-混連續(xù)剛構梁橋施工[6]：先懸臂澆筑NSC梁段，之后邊跨合攏，最后拼裝預制UHPC梁段。預應力張拉控制應力：體內束1 395 MPa，體外束1 209 MPa。新橋模型如圖5所示。

3.2 計算結果分析比較

建立有限元模型得到計算結果，提取兩橋模型關鍵截面的內力、應力、及長期變形進行分析比較如下。

3.2.1內力比較

大跨PC梁橋自重占總荷載比重大，而跨中部分的自重對結構內力影響是最大的。選取自重作用下幾個關鍵節(jié)點的彎矩、剪力及預應力重量進行比較，如表1所示。

圖5 NSC-UHPC混合梁橋計算模型

由表1可知，跨中74 m的預制UHPC箱梁比NSC箱梁體積減少40.6%，由于兩種材料容重相差不大，所以采用薄壁UHPC箱梁后將使跨中自重減小40%左右。由于跨中自重減小，新橋的支點負彎矩分別減少13.6%和12.6%，跨中正彎矩減小25.3%，支點剪力也減小5.8%。由此可見，新橋自重產生的內力減小了。由于自重內力減小，用于平衡自重內力所用的預應力也相應減小17%，有利于節(jié)約成本。值得注意的是，在減輕跨中自重以后，由于邊跨長度并未改變，導致邊跨合攏段附近出現較大正彎矩，最大彎矩增加了380.3%，因此在之后的設計中，對于混合梁橋應盡量減小邊主跨比。

表1 關鍵截面內力內力彎矩/(×103kN·m)邊跨支點主跨支點跨中邊跨最大支點剪力/(103kN)預應力/kN跨中74 m體積/m3原橋2 850.12 959.134.412.270.77 290.8930.7新橋2 461.22 585.825.758.666.66 050.1552.9

3.2.2壓應力驗算

大跨PC梁橋使用階段壓應力應滿足公路橋規(guī)中[12]第7.1.5條第1點的要求，圖6為兩橋使用階段正截面最大壓應力圖。由圖可知，原橋NSC最大壓應力17.1 MPa<0.5fck=17.75 MPa；新橋NSC梁段最大壓應力14.3 MPa<0.5fck=17.75 MPa，UHPC梁段最大壓應力19.6 MPa<0.5fck=42.3 MPa；即兩橋的壓應力均滿足規(guī)范對混凝土抗壓強度要求。

圖6 使用階段正截面最大壓應力

由圖6還能發(fā)現新橋NSC梁段中的壓應力要小于原橋，這是由于新橋自重降低，預應力用量減小，導致恒載減小，進而使混凝土壓應力水平降低，壓應力水平降低將有助于減小混凝土的徐變效應?？缰蠻HPC箱梁截面尺寸小，因此壓應力比原橋大，但UHPC抗壓強度高，仍能滿足規(guī)范要求，UHPC超高抗壓強度的特性得以發(fā)揮。

表2則為原橋與新橋在成橋階段以及經歷了10 a收縮徐變以后橋梁關鍵截面的上下緣壓應力。

表2 兩橋成橋及10 a收縮徐變后應力對比MPa施工階段(應力)支點1/4跨跨中原橋上緣-10.9-12.4-7.9下緣-10.9-8.4-10.4成橋階段新橋上緣-10.2-11.1-7.5下緣-9.5-7.5-12.8原橋上緣-10.1-11.5-8.4下緣-11.1-8.5-810 a收縮徐變后新橋上緣-9.8-10.3-7.6下緣-9.7-7.6-12.1

由表2可知，原橋與新橋的支點上緣及1/4跨上緣(即支點負彎矩區(qū)域的上緣)壓應力均有所減小，但新橋減小幅度小于原橋，同時這些位置的下緣壓應力是增加的；這是由于主梁的收縮徐變導致了橋梁的下撓與預應力損失，進而使支點上緣壓應力減??；預應力損失也導致了跨中下緣壓應力減小，上緣壓應力增加。

由表2還能發(fā)現原橋支點上下緣壓應力相等，而新橋支點上緣壓應力大于下緣，如圖7所示。按照徐變理論，構件徐變應變與其承受的應力成線性關系，則新橋的上緣徐變應變將大于下緣應變，主梁將在徐變作用下產生上撓作用，所以新橋的成橋支點截面應力梯度對減小橋梁跨中下撓更有利。

圖7 成橋階段兩橋支點應力梯度對比

3.2.3截面抗裂驗算

根據橋規(guī)中[12]第6.3.1條第1點正截面不應出現拉應力?；炷量估瓘姸鹊停罂鏟C梁橋按全預應力構件設計，使用階段作用短期荷載效應組合下控制截面的受拉邊緣不能出現拉應力，即要使全橋處于受壓狀態(tài)。圖8、圖9為使用階段正截面上下緣抗裂驗算結果，由圖可知兩橋正截面均未出現拉應力，滿足抗裂要求。

圖8 上緣使用階段短期荷載組合下最小壓應力圖

圖9 下緣使用階段短期荷載組合下最小壓應力圖

支點負彎矩區(qū)截面的上緣及跨中正彎矩區(qū)截面的下緣是大跨PC梁橋的受拉區(qū)邊緣，這些區(qū)域通過預應力施加預壓應力來抵消拉應力，是壓應力的低谷區(qū)，也是抗裂驗算重點關注區(qū)域。從圖7可發(fā)現新橋在上述區(qū)域的壓應力均比原橋要高，這是由于降低跨中自重減小了支點負彎矩，雖然預應力用量也相應減小，但計算結果表明，新橋在使用階段作用短期荷載效應組合下支點附近的彎矩已經變?yōu)檎龔澗?，說明自重減小對內力的影響大于預應力減小，最終使得新橋支點負彎矩區(qū)的壓應力比原橋高。而受拉區(qū)邊緣壓應力的提高將使橋梁結構具有更好的抗裂性能。

3.2.4長期變形比較

混凝土徐變收縮效應是大跨PC梁橋下撓的主要因素之一，因此有必要對原橋和新橋由徐變收縮引起的長期變形進行比較分析。兩橋由10 a徐變收縮引起的橋梁長期下撓與轉角Ry曲線如圖10、圖11所示，兩橋最大下撓和轉角Ry如表3所示。

圖10 10 a收縮徐變下撓曲線

圖11 10 a收縮徐變轉角Ry曲線

表3 10 a收縮徐變最大變形模型下撓/mm轉角/(×10-4rad)原橋-64.56.29新橋-39.74.40

由圖10、圖11及表3可知：新橋主跨的下撓與轉角Ry有明顯降低；原橋最大下撓達到64.5mm，新橋最大下撓降為39.7 mm，降幅達38.4%；原橋最大轉角6.29×10-4rad，新橋最大轉角4.40×10-4rad，下降30.9%。新橋撓度減小的原因有兩方面：一方面預制UHPC無收縮，且只有很小的徐變系數，因此收縮徐變效應很小，從圖10、圖11也可以明顯看出跨中區(qū)域UHPC梁段的下撓與轉角Ry均趨于平緩，從而減小了跨中下撓；另一方面，新橋自重減輕，應力降低，徐變效應減小，從而減小了主跨的下撓。新橋長期下撓與轉角Ry的減小說明跨中采用UHPC箱梁代替確實有利于減小跨中下撓。

4 結論

大跨預應力NSC-UHPC混合連續(xù)箱梁橋新體系在跨中采用了預制UHPC薄壁箱梁實現跨中輕型化以后：

1) 跨中區(qū)段自重降低40%左右，結構自重產生的內力下降。支點負彎矩平均下降13.2%，跨中正彎矩下降23.5%，預應力用量也隨之減少17%。

2) 新體系混合梁橋混凝土區(qū)域的應力水平整體降低，且支點應力梯度對減小混凝土的徐變效應有利。

3) 新體系混合梁橋在受拉區(qū)邊緣的最小壓應力增加，說明壓應力儲備增加，這對結構抗裂有益。

4) 新體系橋梁主跨長期變形明顯減小，最大下撓與轉角相較原橋分別下降38.4%與30.0%；由此可見，大跨預應力NSC-UHPC混合連續(xù)梁橋新體系對解決梁體開裂與主跨過度下撓有效。