令狐垚 王学敏 刘建军

贵州大学土木工程学院 贵州省交通规划勘察设计研究院股份有限公司

摘 要：活性粉末混凝土(RPC)是一种高强度、高韧性、低孔隙率的超高性能混凝土，其应用于大跨径桥梁具有一定的优势。以贵州某在建三跨预应力混凝土空腹式连续刚构桥为工程实例，用RPC代替原设计中用于箱梁的普通混凝土，同时对结构进行优化设计，通过有限元计算对结构的应力、变形进行分析，研究RPC材料在大跨梁式桥中的应用效果。计算结果表明，RPC方案能满足规范在受力、变形方面的要求，其材料用量更少，活载效应比也比普通混凝土方案有明显提高。结果表明，RPC材料在梁桥的实际应用上具有良好的可行性。

关键词：空腹式连续刚构桥;活性粉末混凝土;结构轻型化;有限元计算;应用研究;

1 研究背景

常规的预应力混凝土连续刚构桥跨径一般不超过300 m, 而将主梁做成空腹形式后其理论跨径可达400 m左右[1]。对于较大跨径的梁桥，大部分的承载能力都是在克服自身重量，跨径越大自重占比也越大[2,3]。因此，上部结构的轻型化设计对进一步增加连续刚构桥跨越能力具有重要意义[4]。

目前，刚构桥主梁的结构轻型化设计主要有两种方式。一种是跨中梁段使用轻质混凝土，如挪威斯托尔马桥，主跨全长301 m, 跨中轻质混凝土梁段182 m。现在轻质混凝土在国内生产还较为困难，一般需要进口，价格昂贵，且研究较少。另一种方式是将跨中普通混凝土梁段替换为钢箱梁，如重庆石板坡长江大桥复线桥，主跨全长330 m, 其中钢箱梁段长103 m[5,6]。但钢箱梁在钢—混结合段的构造和传力机制复杂，计算难度大。

活性粉末混凝土是一种由水泥、矿物掺合料以及细骨料、高强度微细钢纤维或有机合成纤维、外加剂和水等原料生产的纤维增强细骨料混凝土[7]。相较于普通混凝土，活性粉末混凝土具有更为优越的力学性能[8,9,10],其应用到梁桥中可以大幅减小结构尺寸，减轻约40%～60%的结构自重[11]。

然而，随着箱梁构件尺寸的减小和减薄，梁体的挠度将显著增大[3],箱梁壁开裂、失稳和畸变等问题也变得更加突出。为此，可通过设置密集横隔板来综合解决[12],构造如图1所示。密集横隔板不仅可以增加箱梁的横向刚度和构件的局部稳定性，保持截面形状不发生畸变[13],还可以作为体外预应力束锚固以及转向块设置的区域，为体外预应力束设置提供便利[12]。

图1 设置密集横隔板的箱梁构造 下载原图

本文以贵州某在建的大跨径空腹式连续刚构桥为研究对象，提出使用活性粉末混凝土(RPC)材料作为主梁的设计方案，通过对结构进行静力、变形和材料用量计算，并与普通混凝土材料主梁方案对比，探讨活性粉末混凝土(RPC)在空腹式连续刚构桥中的应用效果。

2 工程概况

该桥主桥孔跨布置为155 m+300 m+155 m, 立面布置如图2所示。上部构造由0号块、斜腿上弦、斜腿下弦、三角交汇区、悬臂T构和合龙段组成，下部主墩采用双肢空心薄壁墩，典型截面尺寸如图3所示。斜腿根部梁高(斜腿下缘根部至上弦箱梁顶距离)为38 m, 跨中截面梁高为4.5 m, 梁高按2.5次抛物线变化。箱梁采用C55混凝土，主墩采用C45混凝土，预应力钢绞线采用低松弛高强度钢绞线。

图2 空腹式刚构桥立面布置 下载原图

图3 典型截面尺寸 下载原图

图4 活性粉末混凝土方案典型截面尺寸 下载原图

在原桥设计参数的基础上，将主梁材料更改为活性粉末混凝土，强度等级采用R120,并修改主梁和主墩的截面尺寸，初步拟定一个活性粉末混凝土空腹式连续刚构桥设计方案，相应的典型截面尺寸如图4所示。预应力钢束的布置参照原桥设计，但由于主梁自重减小，预应力束的数量也随之减少。对于箱梁壁厚变薄导致预应力钢束布置空间不足的问题，可通过体外预应力束的方式来解决。两座桥的材料参数[7]见表1。

3 结构静力分析

3.1有限元模型建立

采用Midas Civil有限元软件对普通混凝土材料方案与活性粉末混凝土材料方案的空腹式连续刚构桥进行建模计算，对比分析二者受力性能和变形情况。有限元模型中桥墩与主梁的边界条件采用刚性连接，上下弦交汇的三角交汇区采用刚性连接，桥梁两端边跨设置为可沿桥梁纵向移动的活动支座，墩底采用刚性固结，二期恒载采用梁单元荷载沿纵向设置模拟。温度效应的均匀温度作用升、降温分别按+25℃、-25 ℃选取，汽车荷载为公路—Ⅰ级。结构采用梁单元模拟，全桥共252个梁单元、265个节点。全桥整体有限元模型如图5所示。

表1 材料参数 导出到EXCEL

图5 空腹式连续刚构桥有限元模型 下载原图

3.2结构静力分析

由于活性粉末混凝土材料目前国内还未出现相关设计使用规范，因此参考《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG 3362-2018,以下简称《规范》)分别对在施工阶段和使用阶段的活性粉末混凝土方案及普通混凝土方案进行应力和位移验算。

3.2.1施工阶段结构验算

施工荷载作用下，压应力应满足下列条件：

σ′cc≤0.7f′ck (1)

式中：各符号含义及取值详见《规范》。

施工阶段应力验算结果见表2,可见两种方案均满足规范要求。

表2 施工阶段应力验算 导出到EXCEL

3.2.2使用阶段结构验算

使用阶段应分别进行抗裂验算、截面压应力验算及挠度验算。其中，短期效应组合下，抗裂验算应满足下式要求：

σst-0.8σpc≤0 (2)

σtp≤0.4 ftk (3)

式中：各符号含义及取值详见《规范》。

截面应力验算应进行截面受压区最大压应力及主压应力验算，需满足下式要求：

σkc+σpt≤0.5 fck (4)

σcp≤0.6 fck (5)

式中：各符号含义及取值详见《规范》。

《规范》规定其挠度验算应满足主梁竖向下挠的最大值小于l/600(l为主跨计算跨径)。

验算结果见表3。可见，活性粉末混凝土方案的截面抗裂性、应力和挠度均满足规范要求。

表3 使用阶段截面抗裂、应力和挠度验算结果 导出到EXCEL

图6为使用阶段两种方案主梁最大竖向挠度对比。可见，空腹式连续刚构桥上部构造采用活性粉末混凝土材料后，箱梁薄壁优化，在减轻结构自重的同时，结构自身的刚度也有所削弱，这导致其跨中挠度值较普通混凝土方案有所增加。

3.3活载效应比

活载效应比即活载效应与恒载效应之比，它不仅反映了结构抵抗使用荷载的有效性，还决定了梁桥的跨越能力[14]。根据有限元计算，在空腹式刚构桥中上、下弦三角交汇点所受弯矩最大，故选取该处以及关键截面中跨跨中与墩顶的弯矩来比较两种方案的活载效应比，结果见表4。

图6 运营阶段主梁最大竖向挠度 下载原图

表4 上部活载效应比比较 导出到EXCEL

由表4可见，活性粉末混凝土方案的活载效应比无论是三角交汇点还是关键截面处都较普通方案有所提高。可见，活性粉末混凝土方案空腹式连续刚构桥的结构抵抗使用荷载有效性更高，在进一步增加桥梁跨径的能力上也应有较大潜力。

4 材料用量对比

对两种方案的材料用量的计算结果见表5。与普通方案相比，活性粉末混凝土R120方案空腹式连续刚构桥的混凝土用量与预应力钢绞线用量都显著减少，其中预应力钢绞线用量减少了39%,主梁混凝土用量减少38%,桥墩混凝土用量减少了14.6%。

表5 材料用量对比 导出到EXCEL

虽在单价上活性粉末混凝土的价格约为普通混凝土价格的7倍～7.5倍[15],但活性粉末混凝土作为一种抗压强度高，耐高温，抗氯离子、抗碳化、抗冻融、抗腐蚀等耐久性能优异的混凝土材料[8,16,17],不仅能减少自身结构荷载，还能获得因自重减轻对施工、基础等要求降低的间接经济效应。

同时，与普通混凝土在碳化作用以及氯离子腐蚀作用下使用年限不超过100年相比，活性粉末混凝土因其优异的耐久性能，其使用年限可达200年以上[8]。在可持续性与耐久性能上，活性粉末混凝土桥梁的全寿命造价具有更好的经济效益，在环保、节能、低碳等方面具有更好的社会效益。

5 结语

本研究基于活性粉末混凝土的优良特性，将其应用于空腹式连续刚构桥的上部构造中，并对结构进行优化设计，通过有限元建模进行了初步计算分析。结果表明，与普通混凝土空腹式连续刚构桥相比，活性粉末混凝土方案可以有效减轻结构自重，且应力和变形也能满足规范验算要求；在材料用量方面，活性粉末混凝土方案的混凝土以及预应力钢绞线用量都有所节省；在挠度验算中，虽因活性粉末混凝土方案的薄壁箱梁优化，结构刚度减弱，致使其挠度值较普通混凝土方案有所增加，但其数值也能满足规范验算要求，活载效应比也有所提高。

基于活性粉末混凝土材料的空腹式连续刚构桥在实际应用上具有一定可行性，该材料不仅在桥梁结构抵抗使用荷载的有效性上有所提高，还在增加桥梁跨越能力方面上有较大潜力。但需注意的是，对于活性粉末混凝土方案的因结构设计优化而产生的薄壁箱梁问题，虽然可以通过设置密集横隔板的方式来增强薄壁构件的承载能力和稳定性，但由此所引起的剪力滞效应、局部稳定性、混凝土板的稳定等问题还有待更详细的计算分析。

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