大跨度预应力NSC-UHPC混合连续箱梁桥研究

曹赟干 ， 张 阳

(1.湖南省交通规划勘察设计院有限公司, 能力 湖南 长沙 410200； 2.湖南大学 风工程与桥梁工程湖南省重点实验室， 湖南 长沙 410082)

0 引言

梁体开裂与主跨过度下挠是大跨预应力混凝土(PC)梁桥的两大病害，并且普遍存在，严重威胁结构安全运营和耐久性，至今无法有效解决，已经成为制约此类桥梁建设的主要技术瓶颈[1-3]。研究表明，大跨PC梁桥开裂和下挠的根本原因在于主梁自重过大、常规混凝土(NSC)材料抗拉强度低和徐变效应无法避免[4-5]。对于连续梁桥，减轻跨中区段自重对减小大跨PC梁桥结构内力、增大跨越能力最为有效。现有2座主跨超过300m的梁桥便是跨中区段采用了轻型化措施：挪威Stolma桥(主跨301m)采用了182m轻质陶粒混凝土箱梁、重庆石板坡长江大桥复线桥(主跨330m)采用了108m钢箱梁[6]。由于轻质陶粒混凝土性能不够突出，并且自重减轻有限(约降低20%左右)，Stolma桥运营3年后出现92mm的下挠[7]。石板坡复线桥跨中梁段自重降低约75%，且钢箱梁材料强度高、无徐变问题，效果明显，桥梁运营后未见开裂和下挠的相关报道。但是，钢箱梁存在着钢材锈蚀防腐、钢桥面疲劳开裂和铺装层易破损等耐久性问题，因此全寿命周期成本较高。

采用高性能、高强度材料是未来桥梁发展的主要方向[8]。超高性能混凝土UHPC(Ultra High Performance Concrete)具有高模量、高抗压和抗拉强度、超韧、耐久性好、徐变较小等优点[9]，因此在桥梁领域的应用越来越广泛。工程实践表明[10-11]：UHPC能进一步减小构件几何尺寸、减轻自重、提高结构抵抗荷载的有效性和增大结构跨越能力。基于以上考虑，本文从前述3个根本病害成因入手，结合UHPC的超高性能并将其用于能够充分发挥材料性能优势的部位，提出跨中区段采用预制拼装UHPC箱梁的大跨预应力NSC(UHPC-常规混凝土-超高性能混凝土)混合连续箱梁桥新体系，以解决大跨PC梁桥下挠与开裂问题。并以红岩溪大桥为依托工程，研究新体系桥梁的潜在优势。

1 大跨预应力NSC-UHPC混合连续箱梁桥

所谓大跨预应力NSC-UHPC混合连续箱梁桥，是一种将跨中区段混凝土箱梁采用密集横隔板预制UHPC薄壁箱梁代替得到的混合梁桥(见图1)。UHPC具有优异的抗拉压性能，得益于此，UHPC箱梁的截面尺寸较混凝土梁要小得多，从而大幅降低跨中区段自重(跨中轻型化)。跨中区段自重对连续梁桥结构内力影响是最大的，减轻跨中自重是减小大跨PC梁桥结构内力的最有效办法。

可以预见新体系混合梁桥将具有以下特点： ①与NSC箱梁相比，UHPC箱梁可减轻跨中梁段自重55%～60%，能大幅降低结构内力，减少NSC梁段徐变变形，提高混凝土梁桥的跨越能力；②UHPC箱梁抗裂性强、徐变变形小、蒸养下无收缩，能有效降低梁体开裂和跨中过度下挠风险；③UHPC薄壁箱梁采用单向预应力(体内与体外相结合)，梁段可预制悬拼施工，接缝采用键齿+螺栓连接或预应力干缝连接，施工简便快捷，质量容易控制；④与钢箱梁相比，除自重稍大外，UHPC箱梁无需防腐涂装、也不存在钢桥面疲劳开裂和铺装层极易损坏等问题，在耐久性和全寿命周期成本上具有明显优势。

为了进一步探究新体系混合梁桥的潜在优势，以红岩溪大桥为依托工程，将跨中部分的NSC箱梁替换为预制UHPC箱梁，重新设计得到新体系混合梁桥，建立新桥与原桥的有限元模型，并在内力、应力、变形等层面将两者进行比较，探究新体系混合梁桥在防止梁体开裂与跨中下挠中的作用。

图1 大跨预应力NSC-UHPC混合连续箱梁桥

2 新体系混合梁桥方案设计

2.1 依托工程

红岩溪大桥位于湖南省，是一座跨径(116+220+116)m的大跨PC连续刚构桥。主梁关键截面尺寸如图2所示。梁高从根部的13.4 m按1.8次抛物线变化至跨中的4 m。箱梁顶板宽12 m，厚0.3 m(根部加厚至0.6 m)；底板宽6.5 m，厚0.32～1.2 m，按1.8次抛物线变化。腹板厚度分别为 105、95、80、65、50 cm。主梁采用悬臂浇筑，单“T”共分 27 段浇筑,0#梁段长12 m， 1#～26#梁段分段为5×300 cm+4×350 cm+5×400cm+12×450 cm。边跨和中跨合拢段长均为 200 cm，边跨合拢段长5 m。两空心主墩高分别为100m和52m。

全桥纵向预应力布置为：0#～20#梁段布置80束25φs15.2前期腹板下弯束，0#～26#梁段布置120束27φs15.2前期顶板束，中跨15#梁段～中跨合拢段布置20束27φs15.2后期底板束和2束19φs15.2后期顶板束，边跨布置16束19φs15.2后期底板束和8束27φs15.2后期顶板束。预应力张拉控制应力为1 395 MPa，部分控制截面的预应力布置见图2。

图2 红岩溪大桥关键截面尺寸与预应力布置(单位： cm)

2.2 新体系混合梁桥设计

以红岩溪大桥为原型，将跨中74 m混凝土箱梁换成预制UHPC箱梁，得到新体系混合梁桥(下称新桥)。新桥UHPC箱梁的截面尺寸如图3所示，并每隔4 m布置有15 cm的横隔板。为了方便与原桥进行比较，新桥设计参数尽量与原桥保持一致，因此新桥的跨径、梁高、线型、混凝土梁段截面尺寸等均与原桥一致。新体系混合梁桥的NSC梁段仍然采用悬臂浇筑，预制UHPC梁段则进行分段拼装。

图3 新桥UHPC箱梁截面尺寸(单位： cm)

新桥纵向预应力布置为：NSC梁段布置72束25φs15.2前期下弯束，112束27φs15.2前期顶板束；中跨UHPC箱梁内布置14束21φs15.2后期底板束和6束12φs15.2后期顶板束；边跨布置有20束19φs15.2后期底板束和8束27φs15.2后期顶板束。中跨后期束主要位于预制UHPC薄壁箱梁，所以采用体外束并锚固于横隔板处。部分控制截面的预应力布置如图4所示。

图4 新桥部分控制截面预应力布置

3 有限元分析

3.1 计算模型

为了探究跨中采用预制UHPC箱梁后对桥梁的受力与变形影响，采用桥梁分析软件Midas分别建立红岩溪大桥与新体系混合梁桥的有限元分析模型。模型主墩采用C50混凝土，主梁NSC梁段采用C55混凝土，材料抗压强度、弹性模量、收缩徐变等材料特性根据规范[12]选取。

原桥模型：模型梁单元划分与施工节段一致，共145个节点、136个单元；施工阶段完全模拟实桥的悬臂浇筑，边主跨合拢，施加二期恒载，共62个施工阶段。预应力张拉控制应力为1 395 MPa。

新桥模型：模型共157个节点、136个单元。跨中74 m 箱梁取常用的200 MPa级UHPC材料，弹性模量42 GPa，徐变计算采用规程[13]提出的预测模型，由于是预制UHPC箱梁，因此收缩忽略不计。其余混凝土部分的截面尺寸与材料特性与原桥一致。施工顺序参考现有钢-混连续刚构梁桥施工[6]：先悬臂浇筑NSC梁段，之后边跨合拢，最后拼装预制UHPC梁段。预应力张拉控制应力：体内束1 395 MPa，体外束1 209 MPa。新桥模型如图5所示。

3.2 计算结果分析比较

建立有限元模型得到计算结果，提取两桥模型关键截面的内力、应力、及长期变形进行分析比较如下。

3.2.1内力比较

大跨PC梁桥自重占总荷载比重大，而跨中部分的自重对结构内力影响是最大的。选取自重作用下几个关键节点的弯矩、剪力及预应力重量进行比较，如表1所示。

图5 NSC-UHPC混合梁桥计算模型

由表1可知，跨中74 m的预制UHPC箱梁比NSC箱梁体积减少40.6%，由于两种材料容重相差不大，所以采用薄壁UHPC箱梁后将使跨中自重减小40%左右。由于跨中自重减小，新桥的支点负弯矩分别减少13.6%和12.6%，跨中正弯矩减小25.3%，支点剪力也减小5.8%。由此可见，新桥自重产生的内力减小了。由于自重内力减小，用于平衡自重内力所用的预应力也相应减小17%，有利于节约成本。值得注意的是，在减轻跨中自重以后，由于边跨长度并未改变，导致边跨合拢段附近出现较大正弯矩，最大弯矩增加了380.3%，因此在之后的设计中，对于混合梁桥应尽量减小边主跨比。

表1 关键截面内力内力弯矩/(×103kN·m)边跨支点主跨支点跨中边跨最大支点剪力/(103kN)预应力/kN跨中74 m体积/m3原桥2 850.12 959.134.412.270.77 290.8930.7新桥2 461.22 585.825.758.666.66 050.1552.9

3.2.2压应力验算

大跨PC梁桥使用阶段压应力应满足公路桥规中[12]第7.1.5条第1点的要求，图6为两桥使用阶段正截面最大压应力图。由图可知，原桥NSC最大压应力17.1 MPa<0.5fck=17.75 MPa；新桥NSC梁段最大压应力14.3 MPa<0.5fck=17.75 MPa，UHPC梁段最大压应力19.6 MPa<0.5fck=42.3 MPa；即两桥的压应力均满足规范对混凝土抗压强度要求。

图6 使用阶段正截面最大压应力

由图6还能发现新桥NSC梁段中的压应力要小于原桥，这是由于新桥自重降低，预应力用量减小，导致恒载减小，进而使混凝土压应力水平降低，压应力水平降低将有助于减小混凝土的徐变效应。跨中UHPC箱梁截面尺寸小，因此压应力比原桥大，但UHPC抗压强度高，仍能满足规范要求，UHPC超高抗压强度的特性得以发挥。

表2则为原桥与新桥在成桥阶段以及经历了10 a收缩徐变以后桥梁关键截面的上下缘压应力。

表2 两桥成桥及10 a收缩徐变后应力对比MPa施工阶段(应力)支点1/4跨跨中原桥上缘-10.9-12.4-7.9下缘-10.9-8.4-10.4成桥阶段新桥上缘-10.2-11.1-7.5下缘-9.5-7.5-12.8原桥上缘-10.1-11.5-8.4下缘-11.1-8.5-810 a收缩徐变后新桥上缘-9.8-10.3-7.6下缘-9.7-7.6-12.1

由表2可知，原桥与新桥的支点上缘及1/4跨上缘(即支点负弯矩区域的上缘)压应力均有所减小，但新桥减小幅度小于原桥，同时这些位置的下缘压应力是增加的；这是由于主梁的收缩徐变导致了桥梁的下挠与预应力损失，进而使支点上缘压应力减小；预应力损失也导致了跨中下缘压应力减小，上缘压应力增加。

由表2还能发现原桥支点上下缘压应力相等，而新桥支点上缘压应力大于下缘，如图7所示。按照徐变理论，构件徐变应变与其承受的应力成线性关系，则新桥的上缘徐变应变将大于下缘应变，主梁将在徐变作用下产生上挠作用，所以新桥的成桥支点截面应力梯度对减小桥梁跨中下挠更有利。

图7 成桥阶段两桥支点应力梯度对比

3.2.3截面抗裂验算

根据桥规中[12]第6.3.1条第1点正截面不应出现拉应力。混凝土抗拉强度低，大跨PC梁桥按全预应力构件设计，使用阶段作用短期荷载效应组合下控制截面的受拉边缘不能出现拉应力，即要使全桥处于受压状态。图8、图9为使用阶段正截面上下缘抗裂验算结果，由图可知两桥正截面均未出现拉应力，满足抗裂要求。

图8 上缘使用阶段短期荷载组合下最小压应力图

图9 下缘使用阶段短期荷载组合下最小压应力图

支点负弯矩区截面的上缘及跨中正弯矩区截面的下缘是大跨PC梁桥的受拉区边缘，这些区域通过预应力施加预压应力来抵消拉应力，是压应力的低谷区，也是抗裂验算重点关注区域。从图7可发现新桥在上述区域的压应力均比原桥要高，这是由于降低跨中自重减小了支点负弯矩，虽然预应力用量也相应减小，但计算结果表明，新桥在使用阶段作用短期荷载效应组合下支点附近的弯矩已经变为正弯矩，说明自重减小对内力的影响大于预应力减小，最终使得新桥支点负弯矩区的压应力比原桥高。而受拉区边缘压应力的提高将使桥梁结构具有更好的抗裂性能。

3.2.4长期变形比较

混凝土徐变收缩效应是大跨PC梁桥下挠的主要因素之一，因此有必要对原桥和新桥由徐变收缩引起的长期变形进行比较分析。两桥由10 a徐变收缩引起的桥梁长期下挠与转角Ry曲线如图10、图11所示，两桥最大下挠和转角Ry如表3所示。

图10 10 a收缩徐变下挠曲线

图11 10 a收缩徐变转角Ry曲线

表3 10 a收缩徐变最大变形模型下挠/mm转角/(×10-4rad)原桥-64.56.29新桥-39.74.40

由图10、图11及表3可知：新桥主跨的下挠与转角Ry有明显降低；原桥最大下挠达到64.5mm，新桥最大下挠降为39.7 mm，降幅达38.4%；原桥最大转角6.29×10-4rad，新桥最大转角4.40×10-4rad，下降30.9%。新桥挠度减小的原因有两方面：一方面预制UHPC无收缩，且只有很小的徐变系数，因此收缩徐变效应很小，从图10、图11也可以明显看出跨中区域UHPC梁段的下挠与转角Ry均趋于平缓，从而减小了跨中下挠；另一方面，新桥自重减轻，应力降低，徐变效应减小，从而减小了主跨的下挠。新桥长期下挠与转角Ry的减小说明跨中采用UHPC箱梁代替确实有利于减小跨中下挠。

4 结论

大跨预应力NSC-UHPC混合连续箱梁桥新体系在跨中采用了预制UHPC薄壁箱梁实现跨中轻型化以后：

1) 跨中区段自重降低40%左右，结构自重产生的内力下降。支点负弯矩平均下降13.2%，跨中正弯矩下降23.5%，预应力用量也随之减少17%。

2) 新体系混合梁桥混凝土区域的应力水平整体降低，且支点应力梯度对减小混凝土的徐变效应有利。

3) 新体系混合梁桥在受拉区边缘的最小压应力增加，说明压应力储备增加，这对结构抗裂有益。

4) 新体系桥梁主跨长期变形明显减小，最大下挠与转角相较原桥分别下降38.4%与30.0%；由此可见，大跨预应力NSC-UHPC混合连续梁桥新体系对解决梁体开裂与主跨过度下挠有效。