当前，预制拼装技术在桥梁上部结构和桥墩等结构已得到广泛应用，但传统的全预制普通混凝土实心盖梁吊装重量可达400t以上，给运输及安装带来很大困难。全钢盖梁虽然重量较轻，但其造价昂贵，且钢盖梁与混凝土桥墩间的钢混结合段处材料刚度相差悬殊，易成为结构体系薄弱点。针对以上瓶颈，研发一种吊装重量轻、经济性好、装配化施工快捷的新型盖梁结构尤为迫切。
超高性能混凝土（UHPC）作为新型高性能土木工程材料，其具有超高的抗压强度及良好的耐久性能，抗压强度可达到150MPa以上。高强钢材（一般指屈服强度大于460MPa）具有强度高、韧性好、机械和焊接加工性能优异等特点，充分利用其超强的抗拉性能可大大减轻结构自重。结合UHPC及高强钢材的优异性能，作者提出一种全预制高强钢-UHPC组合盖梁结构的设计方案，充分利用了UHPC超强抗压性能及高强钢超强抗拉性能，实现了盖梁的轻量化和施工的方便快捷。
概念设计与技术经济指标对比
根据大悬臂盖梁的受力特征，作者提出了全预制大悬臂高强钢-UHPC组合盖梁，如图1所示。采用高强钢箱与UHPC板组合的结构形式，将具有优异抗拉压性能的高强钢箱置于盖梁受拉侧及腹板，而将高抗压强度的UHPC底板置于盖梁受压侧，组合盖梁具体的结构布置将结合试验模型设计进行说明。
图1 全预制大悬臂高强钢-UHPC组合盖梁
对于大悬臂盖梁，因高度较大，压缩了桥下的净空高度，为此常用半隐盖梁。高强钢-UHPC组合盖梁可以显著降低盖梁高度，从而替代倒“T”形半隐盖梁。六车道大悬臂传统混凝土盖梁（图2a）、倒“T形”半隐盖梁（图2b）及低高度组合盖梁截面（图2c）对比可知，组合盖梁的外露高度与倒“T”形半隐盖梁的外露高度相差不大，低高度组合盖梁在增加桥下净空和满足美观要求的同时，规避了半隐盖梁受力复杂、后期养护不便等缺点。
图2 三种盖梁方案断面对比
以适用于六车道的32m长大悬臂盖梁为例，将组合盖梁方案与另三种盖梁方案进行技术经济指标的对比，如表1所示。造价方面，组合盖梁较现浇混凝土盖梁略高，但低于其他盖梁方案。而在梁高、重量以及施工周期等方面，组合盖梁均优于其他盖梁方案。另外，组合盖梁进一步降低梁高时，由于钢板厚度会相应增大，重量及造价也会提高，但与现有的盖梁方案相比仍有较大优势。
模型试验方案
某工程装配式盖梁
某高速公路改扩建工程，在原高速公路之上，新建6车道高架高速公路，为了尽可能减少施工期对原有公路的影响，采用装配式盖梁十分必要。
该工程上部结构按照跨径30m的14片混凝土T梁设计，下部结构拟采用高强钢-UHPC组合盖梁方案，选用Q460钢材，抗拉压强度设计值fd =355MPa，130级UHPC抗压强度标准值fck =92MPa，全长32.448m，悬臂长度11.824m，悬臂根部梁高2.2m，组合盖梁顶面设置2%横坡，内部布置若干横隔板、竖向加劲肋及纵向加劲肋。由于两立柱间跨中弯矩较小，该区域钢顶板较悬臂根部区域钢顶板适当减薄。组合盖梁主要尺寸如图3所示。
图3 组合盖梁主要尺寸（单位：mm）
组合盖梁顶部设置14对支座，经计算，上部结构恒载（主要包括上部结构自重、铺装重量及栏杆自重等）所产生的支座反力如图4所示。
图4 组合盖梁所受恒载
采用Midas软件对组合盖梁建立整体有限元计算模型，施加的荷载包括恒载、车辆荷载、温度荷载等产生的支座反力，得到基本组合下跨中钢顶板较薄截面（下文称为验算截面）最大弯矩为75800kN.m，标准组合下应力计算结果见图5。
图5 标准组合下应力分布
根据《钢-混凝土组合桥梁设计规范》（GB 50914-2013）进行结构验算，标准组合下，UHPC最大压应力44.7MPa<0.5 fck=46MPa，钢箱最大拉应力261MPa<0.75 fd=266MPa，钢箱最大压应力247MPa<0.75 fd=266MPa，均满足要求。另外，在最不利活载频遇组合和准永久组合作用下，悬臂端的最大挠度分别为22.9mm和15.2mm，均小于规范限值，满足要求。
试验模型设计
采用高强钢材（Q460D）设计制作一片相似比为1:4的大比例缩尺模型进行试验。试验模型全长为8.112m，两侧悬臂长度均为2.956m；悬臂根部区域钢顶板厚度为14mm，其余钢顶板厚度为10mm；钢腹板厚度为5mm；梁高从悬臂端部的300mm线性变化至靠近悬臂根部的550mm，梁宽为595mm。模型UHPC底板厚度从悬臂端部的38mm线性变化至靠近悬臂根部的100mm，UHPC底板宽为525mm。
组合盖梁内部设置了14个横隔板，在每两个横隔板之间的腹板上设置一对竖向加劲肋，且在支座垫板下方设置两道通长的钢顶板纵向加劲肋；试验模型的UHPC底板内部布置一层钢筋网，纵向及横向筋均采用直径10mm的HRB400钢筋；两侧腹板在与UHPC底板的接合面焊接φ10×60mm的栓钉，纵向间距为100mm，竖向间距根据UHPC底板厚度调整；钢底板上焊接φ10×60mm与φ10×35mm的栓钉，纵向间距为100mm，横向间距为75mm。具体试验模型设计参数见图6。
图6 试验模型设计参数(单位：mm)
试验模型制作
组合盖梁UHPC底板材料基体配合比如表2所示。基体中掺入0.2mm×13mm的镀铜光面圆直型钢纤维，体积掺量为2%。试件的主要制作工序如图7所示。
图7 组合盖梁制作工序
加载方案
对加载过程进行合理简化，将试验模型倒置，采用四点弯曲加载方式，荷载由分配梁传至组合盖梁两墩柱处，使得最不利截面（即悬臂根部之间钢顶板较薄截面）置于纯弯段内，钢墩上的支座布置于组合盖梁第一个横隔板处，加载悬臂长度为2980mm。试验加载装置见图8。
图8 试验加载装置
测试方案
测量内容主要包括试验荷载、竖向挠度、钢-UHPC界面滑移、纵向钢筋应变、钢顶板及钢腹板应变、UHPC表面及内部应变等。各测点布置如图9所示。
图9 试验模型测点布置
试验结果与分析
力学性能与破坏形态
实测得到材料性能指标如表3和表4所示。
结合试验过程中的观察记录和试验数据分析，确定该模型的受弯破坏过程分为以下主要阶段：①弹性阶段：钢箱与UHPC底板弹性协同受力，刚度基本保持不变；②钢箱屈服阶段：纯弯段最不利截面区域钢顶板最先进入屈服状态，随着荷载继续增大，钢顶板屈服面积逐渐扩大，受拉侧腹板开始屈服，且屈服现象逐渐向着UHPC底板方向发展，结构受压区不断减少，刚度不断降低，荷载在此阶段达到峰值1578kN；③破坏阶段：UHPC底板表面开始出现压溃现象，UHPC碎屑喷出，荷载由峰值荷载突降至1454kN左右，结构进入持荷阶段，持荷维持了约20mm的位移步。继续施加位移，包裹UHPC底板两侧的钢腹板以肉眼可见的速度逐渐屈曲鼓起，钢顶板出现撕裂裂缝，荷载逐渐下降，最终荷载下降至748kN，钢顶板裂缝达到约10mm宽，考虑到安全问题，停止加载。
图10 试验模型破坏模式
荷载-跨中挠度曲线
试验模型的荷载-跨中挠度曲线及模型竖向变形如图11和图12所示。结果表明：①在弹性阶段（OA段），达到弹性极限荷载1100kN，对应弹性极限位移45mm；②在屈服阶段（AB段），荷载仍呈明显的上升趋势；③在破坏阶段（BC段），试验模型的承载能力迅速降低，并达到新的稳定持荷阶段，进一步施加位移后进入下降段；④试验模型破坏时挠度为100.4mm，达到了悬臂长度的1/29.68，展现出良好的变形能力；⑤试验极限荷载对应的最大弯矩为2351kN.m，按照相似比换算，得到对应实桥弯矩为2351×43 =150464kN.m，约为工程背景盖梁验算截面最大弯矩75799.8kN.m的2倍，安全度足够。
图11 试验模型荷载-跨中挠度曲线
图12 竖向变形图
模型的主要试验结果如表5所示，其中Me、δe，Mu、δu分别为试验模型处于弹性极限状态和承载能力极限状态时的截面弯矩和跨中挠度，μv为位移延性系数，定义为承载能力极限状态时的跨中挠度δu与结构弹性极限状态时的跨中挠度δe的比值。可以看出，试验模型均有较好的延性。
典型荷载-应变响应
1.钢顶板应变。钢顶板荷载-应变曲线及应变分布如图13所示，图中Pu为试验模型的极限承载力，下同。结果表明：在弹性阶段，钢顶板纵向应变基本呈线性增加，当达到弹性极限荷载，即达0.70Pu（1100kN）后，纯弯段钢顶板开始屈服，结构进入屈服阶段，各测点应变增长速率增大，且越靠近纯弯段，应变增长越快。
图13 试验模型钢顶板应变
图14 试验模型UHPC底板纵向应变
3.钢筋应变。纯弯段三个截面的纵筋应变随荷载的发展规律如图15所示。结果表明：①试验模型达到极限承载力时，受压纵筋最大应变均达到3000με以上，已达到屈服应变；②在结构的弹性阶段，各纵筋应变增长呈线性趋势，当结构进入屈服阶段后，即使钢筋此时最大压应变仅为1500με，未达到屈服应变，但应变增长趋势仍逐渐呈现非线性。
图15 荷载-钢筋应变曲线
4.平截面假定验证。图16为试验模型的跨中截面在各级荷载作用下，沿梁高方向的应变分布实测情况。结果表明：①在结构的弹性阶段，梁高方向的应变分布保持良好的线性关系，可认为组合盖梁的钢箱与UHPC底板能够协同受力，满足平截面假定；②荷载达到弹性极限荷载，即达到0.70Pu后，结构进入屈服阶段，各测点应变增长速率增大，应变分布逐渐呈现非线性，组合盖梁的形心轴往UHPC底板方向移动。
图16 试验模型跨中截面应变分布
荷载-端部滑移曲线
图17 试验模型荷载-端部滑移曲线
抗弯承载能力理论计算方法
为开展钢-UHPC组合盖梁极限抗弯承载力理论分析，基于上述对于试验数据的分析，做出以下假定和简化：①钢箱与UHPC底板连接牢靠，忽略两者滑移的影响；②同一等级但不同厚度的钢材，其强度存在一定的差别，为简化计算模式，钢材的强度指标统一取值。
UHPC的受拉及受压本构采用法国UHPC规范的应力-应变关系，如图18a和图18b所示。另外，本文组合盖梁对于钢材的力学性能利用率较高，为保证计算的准确性，钢材材料本构考虑其屈服后的强化阶段，如图18c所示；对于钢筋采用理性弹塑性本构，即达到屈服强度前为弹性，达到屈服强度后应力不再随应变变化，如图18d所示。
图18 材料本构关系
本文各材料强度和除Es2外弹性模量取值见表3和表4；εt0=ft/Ec；εc0=fc/Ec；εsy=fsy/Es1；εry=fry/Er；根据相关文献，取εu,1im=3900με；根据试验实测数据，取εcu=4200με；根据相关文献，对于εsu，取为0.124；Es2=(fsu-fsy)/(εu-εsy)。
在承载能力极限状态下，组合盖梁的中和轴位置有三种情况：①中和轴位于UHPC厚度范围内；②中和轴位于钢底板厚度范围内；③中和轴位于钢底板上方。以上三种情况下，组合盖梁截面的应力与应变分布如图19所示。其中T1、T2、T3、T4、T5分别为受拉钢顶板、受拉纵向加劲肋、受拉钢腹板、受拉钢底板及受拉UHPC提供的拉力；C1、C2、C3、C4分别为受压钢腹板、受压钢筋、受压UHPC及受压钢底板提供的压力；br为钢顶板宽度；bu为UHPC底板及钢底板宽度；tzl为纵向加劲肋厚度；tw为腹板厚度；h0为梁总高；hr为钢顶板厚度；hw为腹板高度；hzl为纵肋高度；hb为钢底板厚度；hu为UHPC底板厚度；xt为截面受拉区高度；截面受压区高度，其为计算过程中需要假设的唯一未知数。
图19 组合盖梁的截面应力与应变分布
在计算组合盖梁抗弯承载力时，先假设中和轴位置，解出唯一未知数xc，后判断中和轴位置是否假设正确，若不正确则重复上述求解步骤。反之则可利用
求得组合盖梁的极限抗弯承载力。
以本文试验模型为例，其极限抗弯承载能力理论值与试验值对比如表6所示，结果表明：试验模型的极限抗弯承载能力试验值与理论值之比为1.05，理论值与试验值吻合较好，所建立的理论计算方法可以用来预测钢-UHPC组合盖梁的极限抗弯承载能力。
利用上述抗弯承载力理论计算方法，探讨钢材等级、钢顶板厚度以及梁高等参数变化，对组合盖梁造价及自重的影响。结果表明：在保持组合盖梁承载能力不变的前提下，提高钢材等级或增大梁高，可减小钢顶板厚度，达到降低组合盖梁的造价和自重的效果。
综上所述，本文提出的全预制大悬臂高强钢-UHPC组合盖梁结构，自重仅为现浇盖梁的约20%，并具有良好的技术经济指标。并通过采用高强钢材（Q460D）设计制作了一片1:4大比例组合盖梁缩尺模型，对其抗弯性能进行了试验研究，结果表明：组合盖梁具有良好的变形能力和延性，破坏由UHPC压溃控制。在此基础上，建立钢-UHPC组合盖梁极限抗弯承载力理论计算方法，并通过模型试验数据对理论方法的适用性进行验证，可为高强钢-UHPC组合盖梁结构设计和抗弯承载能力分析提供依据。在实际设计中，选取适合的钢材等级及梁高，可将组合盖梁造价及自重控制在适宜水平。
本文刊载 / 《桥梁》杂志
2023年 第4期 总第114期
作者 / 邵旭东 曾华侨
作者单位 / 湖南大学土木工程学院
广东华路交通科技有限公司
编辑 / 王硕
美编 / 赵雯
责编 / 陈晖
审校 / 李天颖 裴小吟 廖玲
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