大跨活性粉末混凝土混合梁斜拉桥的方案设计及性能分析

2019-07-02刘兆锋

土木工程与管理学报 2019年3期

刘兆锋，方志，苏捷

(湖南大学土木工程学院，湖南长沙 410006)

混合梁斜拉桥以其良好的结构受力性能和跨越能力而成为大跨桥梁结构极具有竞争力的桥型。现有混合梁斜拉桥的主梁均由主跨钢梁+边跨普通混凝土梁混合而成并在其间设置钢-混结合段。然而，钢主梁耐腐蚀性较差、造价和维护费用较高；钢-混凝土结合段构造和传力机制复杂，且耐久性不易保证。

活性粉末混凝土RPC(Reactive Powder Concrete)是基于最大密实度原理配制的一种超高性能水泥基材料，以其超高的抗压强度、良好的韧性、优异的耐久性、热养护后基本无收缩且徐变大幅降低等特征而被归于超高性能混凝土范畴，并被视为新一代水泥基材料，在土木工程中具有良好的应用前景[1～5]。有关RPC材料的国家标准GB/T 31387-2015《活性粉末混凝土》已颁布实施[6]，与之相应的结构设计与施工验评的地方标准DBJ43/T 325-2017《活性粉末混凝土结构技术规程》也已发布执行[7]。

RPC与普通混凝土均为水泥基材料，二者之间的相容性显然比钢与普通混凝土之间的相容性更好。以RPC梁取代主跨钢梁与边跨普通混凝土梁结合应用于混合梁斜拉桥中，可方便实现RPC梁与普通混凝土梁之间传力和构造的平滑过渡，无需设置复杂的结合段。此外，RPC的抗压比强度(抗压强度与容重之比)约为普通钢材的2倍，因此，在以承受压力为主的斜拉桥主梁中使用RPC可形成承载效率更高的结构体系。总之，RPC以其高强、耐久的性能特征以及与普通混凝土间先天具有的良好相容性，使之更适合与普通混凝土一道构成混合梁斜拉桥的主梁。

目前RPC在实际工程中主要被应用于中、小跨径的简支梁桥、拱桥中，部分学者对应用RPC材料的大跨径连续刚构桥、拱桥及斜拉桥进行了可行性研究[8～15]；韩国学者分别对主跨800，1088 m的全超高性能混凝土主梁斜拉桥进行了初步设计和方案比选[16,17]。但迄今国内外未见有关RPC+普通混凝土混合梁斜拉桥结构研究和应用的文献报道。

本文以一座主跨260 m钢+普通混凝土混合梁的独塔双索面混合梁斜拉桥设计方案为基础，在满足结构受力及构造要求的前提下，将混合梁中的钢主梁替换为RPC主梁，拟定了一座同等跨度的RPC+普通混凝土混合梁斜拉桥方案，并基于结构受力性能及经济性能分析探讨其在实际工程中应用的可行性。

1 方案设计

1.1 钢+C55混凝土混合梁方案

参考广东佛山奇龙大桥的结构设计，拟定了主跨260 m的钢+普通混凝土混合梁斜拉桥方案(以下简称“原方案”)，其总体布置如图1所示。边跨主梁采用图2所示预应力C55混凝土单箱四室断面，主跨主梁采用图3所示双边箱正交异性板Q345D钢梁，梁高均为3.0 m，全宽40.5 m；钢-混结合段采用图4所示有格室的后承压板体系，结合面在主跨距索塔中心13 m处。索塔采用C55混凝土菱形索塔，承台顶面以上塔高142 m，其截面如图5所示。拉索呈扇形布置，主跨标准索距为12 m，边跨为6 m，全桥共4×20=80根拉索。各构件的材料参数如表1所示。

图1 原方案总体布置/m

图2 混凝土箱梁标准截面/mm

图3 钢箱梁标准截面/mm

图4 结合段纵断面/mm

图5 索塔及截面/cm

项目C55钢箱梁RPC120拉索弹性模量E/GPa35.520042.9195抗压强度标准值/MPa35.534584—抗拉强度标准值/MPa2.743456.61670容重/kN·m-32678.52678.5泊松比γ0.20.30.20.3安全系数———2.5抗压强度设计值/MPa24.427558—抗拉强度设计值/MPa1.892754.6668线膨胀系数/×10-51.01.21.11.2

注：C55及RPC容重均按含钢筋重量取值；钢箱梁的材料强度按JTG D64-2015《公路钢结构桥梁设计规范》取值[18]；C55的材料强度按JTG D62-2004《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》取值[19]；RPC120的材料强度按DBJ43/T 325-2017《活性粉末混凝土结构技术规程》取值[7]；斜拉索的强度设计值按容许应力法取值

主梁采用混合架设施工，即边跨混凝土箱梁采用支架整体现浇，主跨钢箱梁采用桥面吊机安装。边跨混凝土箱梁配置图6所示的体内预应力束，均采用1860级钢绞线；顶、底板束均通长布置，腹板弯起束布置在距边墩单侧、辅助墩及索塔两侧各12 m范围内。

图6 混凝土箱梁预应力布置

1.2 RPC+C55混凝土混合梁方案

以钢+C55混凝土混合梁方案为基础，拟定了RPC+C55混凝土混合梁斜拉桥方案(以下简称“新方案”)。

主跨主梁采用RPC120活性粉末混凝土，边跨主梁维持原方案的C55不变，RPC中钢纤维的长径比和体积掺量分别为60和2%，相应的材料特性亦列于表1。RPC主梁截面如图7所示，同样采用分离式箱形截面并保持截面外轮廓尺寸不变，使其与钢箱梁具有相近的抗风性能。纵桥向在斜拉索与主梁相交处设置高300 cm、厚20 cm的主横隔梁，为减轻自重，其开孔率取30%；相邻主横隔梁之间每隔3 m设置一道高300 cm、厚12 cm的次横隔梁，并取开孔率50%；桥面板下设置9道小纵梁，底板设置4道小纵梁，其与横隔板一道构成梁格式的顶、底板体系以减小板厚、增强板的局部稳定并使各区格板形成更有利的双向板受力，小纵梁高度均取45 cm，厚度均取15 cm；原方案的钢混结合段改为RPC变截面过渡段，各板件厚度均由邻近普通混凝土梁截面线性渐变至RPC标准截面，过渡段长度为5 m。

图7 RPC箱梁标准截面/mm

索塔考虑刚度和稳定性需要，其材料类型及截面尺寸均与原方案保持一致。

RPC主梁替换钢主梁后，主跨主梁的自重有所增大，因此斜拉索的截面面积和成桥索力亦相应增大。对两种方案进行索力优化后，得到的成桥索力如图8(图中编号B为边跨，Z为主跨)所示。

图8 斜拉索成桥索力

替换前后主梁、斜拉索的截面特性如表2所示，其特征值对比如表3所示。由表3可知，RPC主梁替换钢主梁后，其轴向抗压刚度EA、竖向抗弯刚度EIyy、横向抗弯刚度EIzz及抗扭刚度GIxx均与钢箱梁相近。拉索增大截面面积后，其轴向刚度增大了约30%。

表2 截面特性

注：表中A为截面面积；Ixx为扭转惯性矩；Iyy为竖向抗弯惯性矩；Izz为横向抗弯惯性矩

表3 各构件的特征值对比

注：表中rW为自重集度比；rEA为轴向刚度比；rGIxx，rEIyy，rEIzz分别为相应截面刚度比

图9 RPC梁预应力布置

主跨RPC梁替换钢主梁后，由于主跨主梁重量的增加，为确保施工过程中边跨支座不出现上拔力，并考虑二期恒载和活载作用下产生的不平衡弯矩，在边跨靠近梁端30 m范围内的普通混凝土箱梁内填充容重为35 kN/m3的铁砂混凝土进行压重，压重线荷载为150 kN/m。

2 RPC箱梁局部受力验算

2.1 RPC箱梁局部稳定验算

RPC的高强使其截面薄壁化，拟定截面的顶、底板及腹板厚度分别为0.11，0.10，0.12 m，均属于薄板范畴，需进行局部稳定验算。

RPC箱梁各壁板的局部稳定验算可偏保守地按四边简支板考虑。单向均匀受压四边简支矩形板的屈曲临界应力σcr按式(1)计算[15]：

(1)

局部稳定验算时，临界应力系数k取其最小值4，RPC的弹性模量E和泊松比γ均按表1取值。各壁板的厚度t及宽度b分别取值如下：

(1)顶板厚0.11 m，宽度取其肋梁间距 3.2 m；

(2)内腹板厚为0.12 m，宽度取其实际高度2.8 m；

(3)边腹板厚为0.15 m，宽度取其实际高度1.6 m；

(4)平底板厚为0.1 m，宽度取其肋梁间距3.3 m；

(5)斜底板厚为0.1 m，宽度取其实际宽度3.2 m。

计算结果如表4所示，可知：顶、底板及腹板的屈曲临界应力均未超过RPC120的抗压强度设计值，即可保证失稳破坏不先于材料破坏，RPC箱梁的局部稳定性满足要求。

表4 各壁板局部稳定验算 MPa

注：f为RPC120的抗压强度设计值

2.2 RPC箱梁桥面板抗冲切承载力验算

RPC桥面板厚为0.11 m，属于薄板范畴，车轮荷载作用下存在冲切作用，需进行抗冲切承载力验算。

按照DBJ43/T 325-2017《活性粉末混凝土结构技术规程》规定，未配箍筋或弯起钢筋RPC板的抗冲切承载力按式(2)计算[7]：

Fl≤Fs=0.7βhft0(1+βpλf)ηumh0

(2)

式中的系数λf按式(3)计算；η按式(4)(5)计算，并取其中的较小值。

(3)

(4)

(5)

式中：Fl为冲切荷载；Fs为抗冲切承载力；βh为截面高度影响系数；ft0为RPC的轴心抗拉初裂强度设计值；βp为钢纤维影响系数；λf为钢纤维含量特征参数，ρf为钢纤维体积掺量百分率，lf为钢纤维等效长度，df为钢纤维等效直径；η1为形状影响系数，βs为矩形荷载作用面的长边与短边长度之比；η2为截面临界周长与有效厚度之比的影响系数，αs为局部荷载作用位置影响系数；um为冲切临界面周长；h0为板有效厚度。

验算时车辆荷载考虑冲击力的影响，冲击系数按JTG D62-2004《公路钢筋混凝土及预应力桥涵设计规范》取为 0.3[19]；车轮荷载大小取为 70 kN(重车轴重140 kN，单个车轮荷载为 70 kN)，按顺桥向 0.2 m、横桥向 0.6 m的面力施加在RPC桥面板上；计算时根据DBJ43/T 325-2017《活性粉末混凝土结构技术规程》，ft0取3.9 MPa，βp取0.4[7]，根据GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》αs偏安全取为 20[20]，其余系数均按实际计算取值。

计算结果如表5所示，由表可知：RPC箱梁桥面板抗冲切承载力满足要求且有较大富余。

表5 桥面板抗冲切承载力验算 kN

2.3 RPC箱梁顶板局部抗裂验算

钢箱梁替换成RPC主梁后，为满足车辆荷载作用下的局部受力要求，需对桥面板和小纵梁等进行局部抗裂验算。

2.3.1 主梁局部模型建立

选取图10所示 24 m 长 RPC主梁节段(12 m 标准节段+12 m 主跨跨中合拢段)，应用有限元软件ANSYS中的shell63单元建立 RPC箱梁的局部分析模型。

图10 RPC主梁局部分析模型/m

模型中桥面板厚度为 0.11 m，小纵梁高为0.45 m，宽 0.15 m。考虑的作用包括：自重、车辆荷载、梁端等效荷载以及拉索水平分力。其中车辆荷载取值同2.2节；梁端等效荷载大小按短期效应组合(恒荷载+0.7×汽车荷载)下相应位置的内力结果取值，如表6所示。

表6 短期效应组合下梁端内力

注：表中轴力以受拉为正；剪力和弯矩均以顺时针为正

2.3.2 桥面板抗裂验算

桥面板跨中底缘和支点顶缘的应力如表7所示，其中拉应力为正，压应力为负(下同)。可知，车辆荷载作用下桥面板跨中和支点拉应力均满足JTG D62-2004《公路钢筋混凝土及预应力桥涵设计规范》中部分预应力混凝土A类构件受力需要[19]。

表7 桥面板应力验算 MPa

注：σst为法向拉应力；ftk为RPC120的抗拉强度标准值

2.3.3 小纵梁抗裂验算

桥面板小纵梁跨中底缘和支点顶缘的应力如表8所示。

表8 小纵梁应力验算 MPa

由表8可知，车辆荷载作用下小纵梁跨中和支点应力均满足JTG D62-2004《公路钢筋混凝土及预应力桥涵设计规范》中部分预应力混凝土A类构件受力需要[19]。

3 结构静力分析

利用MIDAS CIVIL有限元软件，分别对两种方案进行静力性能分析。分析时，二期恒载在混凝土箱梁梁段取185 kN/m，钢箱梁梁段取92 kN/m；可变荷载按JTG D62-2004《公路桥涵设计通用规范》规定取值，其中汽车荷载采用公路I级[21]。

3.1 短暂状况下结构应力验算

在结构自重和预应力等施工荷载作用下，主梁最大、最小应力如图11所示。可知，新方案C55主梁最大压应力为 -17.0 MPa，RPC主梁最大压应力为 -23.5 MPa，均未超过相关规范中短暂状况下容许的压应力限值(即0.7倍抗压强度标准值，C55主梁为24.8 MPa，RPC主梁为 58.8 MPa)[19]；且施工过程中主梁未出现拉应力。

图11 新方案主梁施工应力

3.2 汽车荷载作用下主梁挠度

汽车荷载作用下主梁挠度如图12所示。可知，原方案和新方案主梁的最大挠度幅值分别为0.22，0.26 m，两者相近且均未超过JTG/T D65-01—2007《公路斜拉桥设计规范细则》容许的0.52 m(混凝土斜拉桥的L/500，L为主跨跨度)[22]，结构刚度满足使用要求。

图12 汽车荷载作用下主梁挠度

3.3 承载能力极限状态内力包络

承载能力极限状态内力组合下，主梁和主塔的内力包络如图13～16所示。可知，新方案主梁和主塔的轴力和弯矩相对原方案均有所增大，这与RPC主梁替换钢主梁后自重增大相一致。

图13 主梁轴力包络图

图14 主梁弯矩包络图

图15 主塔轴力包络图

图16 主塔弯矩包络图

3.4 正常使用极限状态应力分析

正常使用极限状态内力组合下，主梁和主塔的应力包络分别如图17，18所示。

图17 主梁应力包络图

图18 主塔应力包络图

从图中可以看出：

(1)两种方案的主梁均未出现拉应力，其中原方案的钢主梁最大应力为 -73.7 MPa，混凝土主梁最大应力为 -12.1 MPa；新方案RPC主梁的最大应力为 -24.4 MPa，混凝土主梁最大应力为 -15.8 MPa；且其值均小于表1列出的主梁材料强度值。此外，从图17可以看出，与钢主梁相比，RPC主梁的应力分布更加均匀。

(2)两种方案的索塔均为压应力，其中原方案主塔最大压应力为 -11.3 MPa，新方案最大压应力为 -11.9 MPa，且其值均小于表1列出的索塔材料强度值。

正常使用极限状态内力组合下，拉索的应力包络如图19所示。可以看出，原方案拉索的最大拉应力为600 MPa，新方案拉索的最大拉应力为630 MPa，均未超过表1列出的拉索材料强度值。

图19 拉索应力包络图

4 模态分析

利用MIDAS CIVIL有限元软件，对原方案和新方案结构的模态进行了分析，结果如表9所示。

表9 结构振动频率 Hz

由表9可知，新方案和原方案各相应振型的频率总体相近。新方案前三阶主梁竖弯频率较原方案有所降低，这是由于RPC主梁竖向抗弯刚度较钢主梁低而质量较大所致。新方案索塔尺寸与原方案一致，因而其侧弯频率基本相近。由于RPC主梁的抗扭刚度较钢主梁高，新方案主梁前三阶扭转振型频率较原方案均有所增大。

5 稳定分析

采用弹性稳定分析方法，分别按全桥结构自重、结构自重+二期恒载的倍数加载，得到两种方案的稳定安全系数如表10所示。可知，原方案和新方案的稳定系数均满足JTG/T D65-01—2007《公路斜拉桥设计规范细则》规定的不小于4的要求[22]。新方案的稳定安全系数与原方案相比有所增大，这是由于虽然新方案采用RPC箱梁替换钢箱梁后，其主梁轴向刚度降低了12%，竖向抗弯刚度降低了2%，但由于斜拉索截面面积的增大，使得拉索的支承刚度提高了约30%，导致全桥的整体刚度依然有所提高，从而使得稳定系数得以提高。