RPC混凝土在簡支變連續(xù)橋梁中的應(yīng)用研究

李軍昌

(中鐵二十一局集團(tuán)有限公司 甘肅蘭州 730030)

1 前言

隨著我國高速公路建設(shè)的迅速發(fā)展，為了適應(yīng)高速公路對橋面平整度和行車舒適性的要求，簡支變連續(xù)橋梁這一結(jié)構(gòu)形式在大量中小跨徑橋梁中逐漸發(fā)展起來。該類橋型利用預(yù)制混凝土梁作為簡支構(gòu)件，在整跨梁架設(shè)就位后，通過在支座處現(xiàn)澆混凝土接頭，然后張拉頂板預(yù)應(yīng)力鋼束以實現(xiàn)結(jié)構(gòu)連續(xù)[1]。與簡支梁橋相比，該類橋梁可以提供較長的連續(xù)橋面，減少伸縮縫數(shù)量；相對于連續(xù)梁橋，該類橋梁施工簡便，采用預(yù)制主梁便于施工質(zhì)量控制，且架設(shè)時僅需吊裝設(shè)備即可，減少了施工設(shè)備又可避免造成地面障礙。

隨著此類橋梁的大量應(yīng)用，也逐漸暴露出以下問題[2-5]:(1)對于現(xiàn)澆段的力學(xué)行為研究不夠深入，預(yù)應(yīng)力筋的配置缺乏相應(yīng)的理論依據(jù)；(2)現(xiàn)澆段的配筋方式和配筋量沒有統(tǒng)一的規(guī)定，設(shè)計帶有一定的主觀性；(3)施工工藝上對于后張預(yù)應(yīng)力鋼束缺乏重視，存在張拉不到位的現(xiàn)象，且由于后張預(yù)應(yīng)力鋼束長度較短，預(yù)應(yīng)力損失較大，造成運(yùn)營后現(xiàn)澆段附近頂板出現(xiàn)大量裂縫。

本文以一座簡支變連續(xù)箱梁橋為例，研究在不采用后張預(yù)應(yīng)力束的情況下，引入活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete，RPC)，利用其高強(qiáng)度、高韌性的特點[6]，使得結(jié)構(gòu)能夠滿足設(shè)計規(guī)范要求，從而簡化設(shè)計施工流程并避免運(yùn)營期現(xiàn)澆段頂板開裂問題。

2 工程背景

該橋為某跨海大橋引橋，采用先簡支后連續(xù)形式。設(shè)計荷載為公路Ⅰ級，5跨一聯(lián)，單孔跨徑70 m，墩頂現(xiàn)澆段長度0.9 m。主梁采用等高度單箱單室斜腹板斷面，材料為C55混凝土，箱梁頂寬12.55 m，底寬5.5 m，兩側(cè)外懸翼緣板寬2.95 m，頂板厚度墩頂加厚段采用125 cm，墩頂兩側(cè)2.6～5.4 m范圍內(nèi)為80 cm，隨后在6 m范圍內(nèi)漸變至50 cm。跨中底板厚度為27 cm，墩頂加厚段為95 cm；跨中腹板厚45 cm，變厚段漸變至70 cm，墩頂加厚段腹板厚度110 cm。預(yù)應(yīng)力鋼束采用Фs15.24高強(qiáng)度鋼絞線，標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度fpk＝1 860 MPa。腹板共設(shè)置10束(W1～W5)，除W3為12股外，其余均為22股；底板共14束(B1～B7)，每束均為15股；頂板共設(shè)置16束(T1～T8)，每束19股。除頂板束和W3、B5鋼束在現(xiàn)澆墩頂接頭后張拉外，其余鋼束均在預(yù)制階段張拉。鋼束布置及主梁橫截面見圖1～圖2。

圖1 鋼束布置(單位:cm)

圖2 主梁橫斷面(單位:cm)

圖3 整體結(jié)構(gòu)有限元模型

3 整體分析結(jié)果

利用Midas Civil建立全橋整體分析模型，如圖3所示，模型共計114個梁單元，按照實際支座位置布置約束。原設(shè)計狀態(tài)下各截面驗算結(jié)果均能滿足規(guī)范要求，此處不再贅述。在模型中去除頂板鋼束后重新進(jìn)行驗算，結(jié)果如圖4～圖6所示(圖中應(yīng)力受壓為正，受拉為負(fù))。

圖4 長期組合正截面抗裂驗算結(jié)果

圖5 短期組合正截面抗裂驗算結(jié)果

圖6 斜截面抗裂驗算結(jié)果

從圖中可以看出，墩頂后澆塊已不滿足規(guī)范對于A類預(yù)應(yīng)力混凝土的相關(guān)規(guī)定。對于原設(shè)計狀態(tài)，長期荷載組合下梁體正截面全截面受壓，最小壓應(yīng)力為0.28 MPa，發(fā)生在梁體端部截面；短期荷載組合下梁體端部正截面出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力為0.68 MPa，斜截面最大拉應(yīng)力為0.82 MPa，均滿足《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》[7]6.3.1條對于A類預(yù)應(yīng)力混凝土的相關(guān)規(guī)定。去除頂板鋼束后，梁體壓應(yīng)力減小，抗裂性能有所降低，長期荷載組合下梁體正截面在墩頂位置出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力為1.35 MPa；短期荷載組合下最大拉應(yīng)力為3.83 MPa，仍發(fā)生在墩頂位置，斜截面最大拉應(yīng)力為3.91 MPa，已不滿足規(guī)范6.3.1條的相關(guān)規(guī)定。除墩頂后澆塊外，其余梁體仍滿足規(guī)范要求。

4 應(yīng)用RPC混凝土后局部分析結(jié)果

4.1 局部分析模型

根據(jù)上述分析結(jié)果，去除頂板預(yù)應(yīng)力鋼束后，墩頂后澆段混凝土抗裂性不能滿足規(guī)范要求，因此考慮將墩頂后澆段普通混凝土更換為RPC混凝土。RPC混凝土具有優(yōu)異的力學(xué)性能和耐久性，是一種高強(qiáng)度、高韌性、低空隙率的超高性能混凝土。根據(jù)相關(guān)研究成果，其抗壓強(qiáng)度可達(dá)200～800 MPa，同時可具有30～80 MPa的抗折強(qiáng)度[8-12]。本次考慮采用RPC100混凝土，抗壓強(qiáng)度為100 MPa，抗折強(qiáng)度在12 MPa以上，彈性模量為40 GPa。計算時為保證結(jié)構(gòu)安全，可參考《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》取材料安全系數(shù)為1.45，將RPC的名義拉應(yīng)力控制在8.27 MPa以內(nèi)。

采用Midas FEA建立墩頂箱梁的局部模型，考慮到需確定采用RPC范圍以及邊界條件的影響，從墩頂支座處向兩邊各取8 m長度箱梁進(jìn)行建模，混凝土采用六面體劃分單元。模型共計543 826個單元，411 479個節(jié)點，邊界條件采用剛性邊界法，在箱梁兩端通過節(jié)點的剛性連接在中性軸位置施加整體模型對應(yīng)工況的內(nèi)力，在墩頂支座位置處通過約束相應(yīng)節(jié)點的自由度模擬實際支座。有限元模型如圖7所示。

圖7 箱梁局部有限元模型

4.2 荷載工況

分別選取承載能力極限狀態(tài)下墩頂最大負(fù)彎矩工況(工況一)、荷載短期(工況二)及長期效應(yīng)組合(工況三)下正常使用極限狀態(tài)正截面抗裂驗算最大拉應(yīng)力工況、斜截面抗裂驗算最大拉應(yīng)力工況(工況四)進(jìn)行分析。各工況對應(yīng)內(nèi)力邊界條件見表1，其中工況二和工況四所對應(yīng)的荷載組合相同。

表1 各工況對應(yīng)內(nèi)力邊界條件

4.3 分析結(jié)果

為便于給出分析結(jié)果，本文按照圖8所示對主梁截面進(jìn)行編號。每個工況下均給出各截面順橋向正應(yīng)力以及主應(yīng)力分析結(jié)果，各截面分別給出圖2中所標(biāo)出的4個點的應(yīng)力結(jié)果。

圖8 梁體截面編號(單位:cm)

(1)工況一分析結(jié)果

承載能力極限狀態(tài)下，墩頂最大負(fù)彎矩工況對應(yīng)各截面順橋向正應(yīng)力分析結(jié)果見圖9。

圖9 工況一順橋向正應(yīng)力分析結(jié)果

根據(jù)分析結(jié)果，在承載能力極限狀態(tài)下，順橋向頂板最大拉應(yīng)力為5.53 MPa，發(fā)生在5＃截面處，最大壓應(yīng)力為1.34 MPa，發(fā)生在1＃截面處；底板順橋向最小壓應(yīng)力為0.15 MPa，發(fā)生在1＃截面處，最大壓應(yīng)力為12.5 MPa，發(fā)生在4＃截面處。為研究RPC混凝土應(yīng)用范圍，給出主梁主拉應(yīng)力大于0.7ftk＝1.92 MPa的范圍，見圖10。

圖10 工況一主拉應(yīng)力分析結(jié)果

從圖10可以看出，除主梁兩端剛性范圍外，主拉應(yīng)力大于1.92 MPa的單元主要分布在支座兩側(cè)2.6 m范圍內(nèi)，主拉應(yīng)力最大值為6.53 MPa，發(fā)生在5＃截面頂板處。

(2)工況二/四分析結(jié)果

正常使用極限狀態(tài)下，荷載短期效應(yīng)組合下正截面拉應(yīng)力和斜截面拉應(yīng)力最大值工況對應(yīng)的各截面順橋向正應(yīng)力分析結(jié)果見圖11。根據(jù)分析結(jié)果，荷載短期效應(yīng)組合下，順橋向頂板最大拉應(yīng)力為2.28 MPa，發(fā)生在5＃位置截面處，最大壓應(yīng)力為1.39 MPa，發(fā)生在1＃截面處；底板順橋向最小壓應(yīng)力為6.97 MPa，發(fā)生在8＃截面支座位置，最大壓應(yīng)力為11.34 MPa，發(fā)生在3＃截面位置。主梁主拉應(yīng)力大于1.92 MPa范圍如圖12所示。

圖11 工況二/四順橋向正應(yīng)力分析結(jié)果

圖12 工況二/四主拉應(yīng)力分析結(jié)果

從圖12可以看出，主拉應(yīng)力大于1.92 MPa的單元主要分布在支座兩側(cè)3.5 m范圍內(nèi)，主拉應(yīng)力最大值為4.46 MPa，發(fā)生在墩頂支座處。

(3)工況三分析結(jié)果

正常使用極限狀態(tài)下，荷載長期效應(yīng)組合下正截面拉應(yīng)力最大值工況對應(yīng)的各截面順橋向正應(yīng)力分析結(jié)果見圖13。

圖13 工況三順橋向正應(yīng)力分析結(jié)果

荷載長期效應(yīng)組合下，順橋向頂板最大拉應(yīng)力為1.11 MPa，發(fā)生在4＃位置截面處，最大壓應(yīng)力為2.98 MPa，發(fā)生在9＃截面處；底板順橋向最小壓應(yīng)力為6.85 MPa，發(fā)生在2＃截面，最大壓應(yīng)力為11.22 MPa，發(fā)生在4＃截面。主梁主拉應(yīng)力大于1.92 MPa范圍如圖14所示。

圖14 工況三主拉應(yīng)力分析結(jié)果

從圖14可以看出，主拉應(yīng)力大于1.92 MPa的單元主要分布在支座兩側(cè)2.7 m范圍內(nèi)，主拉應(yīng)力最大值為2.83 MPa，發(fā)生在墩頂支座處。

5 結(jié)論

(1)去除頂板預(yù)應(yīng)力鋼束后，結(jié)構(gòu)驗算不能滿足規(guī)范對于A類預(yù)應(yīng)力混凝土抗裂性的相關(guān)規(guī)定，長期組合下梁體正截面在墩頂位置出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大值為1.35 MPa，短期組合下最大拉應(yīng)力為3.83 MPa，仍發(fā)生在墩頂位置；斜截面最大拉應(yīng)力為3.91 MPa，除墩頂后澆段外，其它梁體仍滿足規(guī)范要求。

(2)工況一局部分析結(jié)果表明，順橋向頂板最大拉應(yīng)力為5.53 MPa，發(fā)生在5＃截面；底板均處于受壓狀態(tài)，最大壓應(yīng)力為12.5 MPa，發(fā)生在4＃截面。主拉應(yīng)力大于1.92 MPa的單元主要分布在支座兩側(cè)2.6 m范圍內(nèi)，主拉應(yīng)力最大值為6.53 MPa，發(fā)生在5＃截面頂板處。

(3)工況二/四局部分析結(jié)果表明，順橋向頂板最大拉應(yīng)力為2.28 MPa，發(fā)生在5＃截面；底板均處于受壓狀態(tài)，最大壓應(yīng)力為11.34 MPa，發(fā)生在3＃截面。主拉應(yīng)力大于1.92 MPa的單元主要分布在支座兩側(cè)3.5 m范圍內(nèi)，主拉應(yīng)力最大值為4.46 MPa，發(fā)生在墩頂支座處。

(4)工況三局部分析結(jié)果表明，順橋向頂板最大拉應(yīng)力為1.11 MPa，發(fā)生在4＃截面；底板均處于受壓狀態(tài)，最大壓應(yīng)力為11.22 MPa，發(fā)生在4＃截面。主拉應(yīng)力大于1.92 MPa的單元主要分布在支座兩側(cè)2.7 m范圍內(nèi)，主拉應(yīng)力最大值為2.83 MPa，發(fā)生在墩頂支座處。

(5)綜合以上分析結(jié)果可以得出，墩頂現(xiàn)澆段采用RPC100混凝土后，在不配置負(fù)彎矩預(yù)應(yīng)力鋼束的情況下，不會出現(xiàn)梁體開裂情況，但墩頂附近梁段會出現(xiàn)主拉應(yīng)力超出規(guī)范允許值的情況。為確保結(jié)構(gòu)安全，對于本橋來說，RPC混凝土的應(yīng)用范圍應(yīng)擴(kuò)展至支座兩側(cè)各3.5 m范圍內(nèi)。

(6)本文從理論方面分析了RPC混凝土用于簡支變連續(xù)橋梁以避免設(shè)置負(fù)彎矩鋼束的可行性，可為該項技術(shù)的實際工程應(yīng)用及同類型橋梁提供參考。