活性粉末混凝土混合梁橋性能研究

盧祖梁， 方 志

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 湖南 長沙 410082)

?

活性粉末混凝土混合梁橋性能研究

盧祖梁， 方 志

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 湖南 長沙 410082)

以活性粉末混凝土取代鋼材和輕質(zhì)混凝土應(yīng)用于混合梁橋中，在有效減輕結(jié)構(gòu)自重、增大結(jié)構(gòu)跨越能力的同時(shí)可避免采用構(gòu)造復(fù)雜的鋼-混結(jié)合段及性能欠佳的輕質(zhì)混凝土，并能增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的耐久性。以一座主跨180 m的普通預(yù)應(yīng)力混凝土高墩大跨連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)楸尘埃瑪M定了一座主跨330 m、RPC+C60混凝土混合主梁的大跨徑預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋，對(duì)其受力性能進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：RPC+C60混凝土混合主梁方案在施工和正常使用階段結(jié)構(gòu)的局部和整體受力、變形均滿足規(guī)范要求，結(jié)構(gòu)受力性能良好，經(jīng)濟(jì)合理，具備實(shí)際應(yīng)用的可行性。

橋梁工程； 混合梁橋； 活性粉末混凝土； 結(jié)構(gòu)性能

0 前言

基于利用輕質(zhì)、高強(qiáng)材料減輕結(jié)構(gòu)自重的理念，重慶石板坡長江大橋復(fù)線橋[1]和挪威的Stolma大橋[2]分別在主跨中間區(qū)段采用了鋼箱梁和高強(qiáng)輕質(zhì)混凝土而形成混合梁結(jié)構(gòu)體系，以此實(shí)現(xiàn)了橋梁結(jié)構(gòu)自重減輕和跨徑增大。然而，以上兩者均存在不足：鋼-混結(jié)合段構(gòu)造復(fù)雜，耐久性不易保證；輕質(zhì)混凝土彈性模量較小，收縮、徐變效應(yīng)較大，耐久性也欠佳。

活性粉末混凝土RPC(Reactive Powder Concrete)具有高強(qiáng)度、高韌性和高耐久性等特點(diǎn)[3-6]。其優(yōu)異的性能引起了工程界的廣泛關(guān)注并已應(yīng)用到部分中小橋或人行橋中[7]。其在大跨橋梁中的應(yīng)用研究也已初步開展[6，8，9]，但未見RPC和普通混凝土混合梁橋研究和應(yīng)用的相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道。

以RPC取代鋼材或輕質(zhì)混凝土應(yīng)用于混合梁橋中，在使結(jié)構(gòu)自重減輕進(jìn)而增大其跨越能力的同時(shí)可避免采用構(gòu)造復(fù)雜的鋼-混結(jié)合段和目前性能欠佳的輕質(zhì)混凝土。因此，RPC有望成為建造混合梁橋的一種新型高性能材料。

本文結(jié)合工程背景，提出一種RPC與普通混凝土組合的混合梁橋方案，并基于結(jié)構(gòu)受力性能及有效性、經(jīng)濟(jì)性的分析結(jié)果來探討其在實(shí)際工程中應(yīng)用的可行性。

1 方案設(shè)計(jì)

1.1 RPC+C60混凝土混合主梁方案

以某大橋?yàn)楣こ瘫尘?，其主橋?yàn)?6+180+96 m的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，兩端引橋均為2×40 m的預(yù)制預(yù)應(yīng)力混凝土簡支變連續(xù)T梁，橋墩最高達(dá)122 m。其總體布置如圖1(a)所示。

參閱相關(guān)資料[8-10]，擬定了一座101+330+101 m的RPC+C60混凝土混合梁連續(xù)剛構(gòu)橋，以下簡稱混合梁方案。其主跨跨中142 m區(qū)段主梁采用RPC，其材料按照新發(fā)布的《活性粉末混凝土》(GB/T 31387-2015)[11]取用R160級(jí)RPC，其余部分主梁采用C60混凝土，橋墩采用C50混凝土，立面布置如圖1(b)所示?；旌狭悍桨赣捎诳缍仍龃蠛瓦呏骺绫冉档?，主墩墩高降低了近一半，且無需布置引橋。

圖1 總體布置(單位： m)Figure 1 Layout of bridge(unit： m)

主梁及橋墩關(guān)鍵截面構(gòu)造如圖2所示。RPC箱梁每個(gè)節(jié)段設(shè)置一道15 cm厚的橫隔板，以使箱梁頂板成為受力性能更好的雙向板并便于體外預(yù)應(yīng)力筋的布置[9]。主梁C60區(qū)段采用懸臂澆筑施工；因熱養(yǎng)成型RPC的收縮徐變大幅降低，具有更好的物理力學(xué)性能，因此RPC區(qū)段采用預(yù)制節(jié)段拼裝施工。橋墩采用雙肢墩身，單肢截面為單箱單室截面，凈距7 m，墩高分別為66 m和67 m。

圖2 關(guān)鍵截面尺寸(單位： cm)Figure 2 Detail of key sections(unit： cm)

考慮到RPC箱梁的板厚相對(duì)較薄，宜采用體外預(yù)應(yīng)力，因此主梁采用體內(nèi)、體外混合配置的預(yù)應(yīng)力體系。C60區(qū)段配置體內(nèi)束，墩支點(diǎn)頂板束和下彎束分別布置于頂板和腹板內(nèi)；邊跨頂板束布置于邊跨距梁端32 m范圍內(nèi)，邊跨底板束布置于邊跨距梁端46 m范圍內(nèi)。RPC區(qū)段配置體外束，其墩支點(diǎn)頂板束一端錨固于相應(yīng)節(jié)段的橫隔板處，另一端錨固于邊跨頂板的齒板上；主跨跨中底板束布置于跨中120 m范圍內(nèi)。預(yù)應(yīng)力鋼束配置如表1及圖3所示。

表1 預(yù)應(yīng)力鋼束Table1 Prestressedtendons主梁位置鋼束類型型號(hào)束數(shù)C60區(qū)段墩支點(diǎn)頂板束27ΦS15.284墩支點(diǎn)下彎束24ΦS15.284邊跨頂板束13ΦS15.212邊跨底板束13ΦS15.220RPC區(qū)段墩支點(diǎn)頂板束33ΦS15.248跨中底板束27ΦS15.218

圖3 主梁根部截面及跨中截面的預(yù)應(yīng)力布置Figure 3 Layout of prestressed tendons of root section and mid-span section

為確保施工平衡以及邊跨支座不出現(xiàn)上拔力，在兩邊跨靠近梁端37 m范圍內(nèi)填充鐵砂混凝土(容重32 kN/m3)壓重。壓重以結(jié)構(gòu)兩端懸臂自重對(duì)主梁根部彎矩相近為原則，并同時(shí)考慮二期恒載和活載產(chǎn)生的不平衡彎矩。

1.2 材料參數(shù)

我國RPC材料標(biāo)準(zhǔn)《活性粉末混凝土》(GB/T 31387-2015)[11]于2015年2月份發(fā)布并將于同年11月開始實(shí)施。其基于邊長100 mm立方體試件抗壓強(qiáng)度將RPC分為R100、R120、R140、R160、R180五個(gè)等級(jí)，本文取R160級(jí)。用于設(shè)計(jì)須將立方體抗壓強(qiáng)度折算為軸心抗壓強(qiáng)度，參考普通混凝土的折算系數(shù)(C80以下為0.67～0.71)并考慮尺寸換算系數(shù)(100 mm立方體換算為標(biāo)準(zhǔn)試件，抗壓強(qiáng)度值應(yīng)乘以0.95)，將R160的折算系數(shù)保守地取為0.6，即其軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值取為96 MPa。此外，抗拉強(qiáng)度偏保守取抗壓強(qiáng)度的1/15(C60為1/13.5)，即取為6.4 MPa；彈性模量取45 GPa；泊松比取0.2。根據(jù)《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D62-2004)[10](以下簡稱《04公路橋規(guī)》)，普通混凝土材料分項(xiàng)系數(shù)取1.45，R160的材料分項(xiàng)系數(shù)保守地取為1.5。表2給出了主要材料參數(shù)。表2給出了主要材料參數(shù)。

表2 材料參數(shù)Table2 Materialparameters材料彈模/MPa泊松比抗壓強(qiáng)度/MPa抗拉強(qiáng)度/MPa標(biāo)準(zhǔn)值設(shè)計(jì)值標(biāo)準(zhǔn)值設(shè)計(jì)值C60360000.238.526.52.851.96C50345000.232.422.42.651.83R160450000.296646.44.27

文獻(xiàn)[5，6]對(duì)RPC的收縮、徐變特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，本文參考其試驗(yàn)結(jié)果，將R160的收縮應(yīng)變和徐變系數(shù)取為普通混凝土(C60)的20%。C60主梁區(qū)段容重取26 kN/m3，考慮到R160主梁區(qū)段因板件較薄使得其配筋率較大而取其容重為27 kN/m3。

2 RPC箱梁局部受力驗(yàn)算

2.1 RPC箱梁局部穩(wěn)定驗(yàn)算

RPC優(yōu)異的材料性能使其截面薄壁化，擬定的頂板及底板厚為180 mm，腹板厚為200 mm。因此，必須對(duì)RPC截面進(jìn)行相應(yīng)的局部穩(wěn)定驗(yàn)算。

RPC箱梁壁板的局部穩(wěn)定驗(yàn)算偏安全地按四邊簡支板考慮。單向受壓四邊簡支矩形板的臨界應(yīng)力按式(1)計(jì)算[12]：

(1)

板件局部穩(wěn)定要求其臨界失穩(wěn)應(yīng)力不小于材料的強(qiáng)度，以保證失穩(wěn)破壞不先于材料破壞。

RPC箱梁各板件局部穩(wěn)定驗(yàn)算時(shí)，屈曲系數(shù)k取其最小值為4，彈性模量E按表2取值為4.5 GPa，泊松比γ取0.2。頂板、底板和腹板的厚度t和寬度b取值如下：

① 頂板厚0.18 m，寬度取腹板間距6.3 m；

② 底板厚0.18 m，寬度取腹板間距6.3 m；

③ 腹板厚度和寬度按RPC區(qū)段腹板寬厚比最大截面取值，分別為0.2 m和7.1 m。

計(jì)算結(jié)果見表3，可見：即使偏安全地按四邊簡支板考慮，RPC箱梁各壁板的局部失穩(wěn)臨界應(yīng)力均大于R160的軸心抗壓強(qiáng)度，局部穩(wěn)定滿足要求。

表3 局部穩(wěn)定驗(yàn)算Table3 CheckingcalculationoflocalstabilityMPa項(xiàng)目頂板底板腹板σcr126126122f969696是否滿足局部穩(wěn)定要求滿足滿足滿足 注:σcr為局部失穩(wěn)臨界應(yīng)力;f為R160的材料抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

2.2 RPC箱梁頂板抗沖切承載力驗(yàn)算

RPC箱梁頂板厚度較薄，在車輛荷載作用下有可能發(fā)生沖切破壞，因而有必要進(jìn)行沖切承載力驗(yàn)算。Harris等進(jìn)行了RPC板沖切試驗(yàn)，并將試驗(yàn)結(jié)果與多種計(jì)算模型的結(jié)果對(duì)比，指出ACI318規(guī)范能較好地預(yù)測RPC板的抗沖切承載力[13]。這里分別采用美國規(guī)范ACI318-11、歐洲規(guī)范CEB-FIP MC90和我國規(guī)范JTG D62-2004分別對(duì)RPC抗沖切承載能力進(jìn)行計(jì)算。

驗(yàn)算時(shí)車輛荷載取70 kN(考慮重車后軸重140 kN，則單輪荷載為70 kN)，不考慮橋面鋪裝對(duì)車輪局部荷載的擴(kuò)散，偏安全地按順橋向0.2 m、橫橋向0.6 m的面力施加在頂板上，考慮沖擊力的影響，沖擊系數(shù)取0.3[10]。活載分項(xiàng)系數(shù)為1.4，結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)為1.1。計(jì)算所得結(jié)果如表4所示。

從表4中可以看出：我國規(guī)范計(jì)算得到的沖切承載力最大，美國規(guī)范次之，歐洲規(guī)范最小，而計(jì)算承載力最小的歐洲規(guī)范的結(jié)果也接近沖切荷載的4倍，說明RPC箱梁頂板抗沖切承載力滿足要求且有較大富余。

表4 RPC箱梁頂板抗沖切驗(yàn)算Table4 CheckingcalculationofpunchingresistanceofRPCdeckslabkN規(guī)范ACI318-11CEB-FIPMC90JTGD62-2004沖切承載力700556896沖切荷載140140140是否滿足要求滿足滿足滿足

2.3 RPC箱梁頂板局部抗彎驗(yàn)算

為滿足RPC箱梁頂板局部受力要求，對(duì)其進(jìn)行局部抗彎承載力驗(yàn)算。

目前，RPC結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理論尚處于研究起步階段，國內(nèi)還沒有專門針對(duì)RPC橋梁結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)規(guī)范，因此本文參考《04公路橋規(guī)》對(duì)RPC箱梁頂板局部抗彎承載力進(jìn)行計(jì)算。在此之前，首先對(duì)其適用性進(jìn)行討論。將文獻(xiàn)[14]通過試驗(yàn)獲得的RPC梁極限彎矩與按照《04公路橋規(guī)》正截面抗彎承載力計(jì)算公式求得的極限彎矩進(jìn)行比較，對(duì)比結(jié)果如表5所示。

表5 試驗(yàn)梁抗彎承載力試驗(yàn)值與規(guī)范計(jì)算值比較Table5 Comparisonbetweenthetestandthecomputedvaluesinternsofbendingresistance試驗(yàn)梁號(hào)Mexp/(kN·m)Mcal/(kN·m)Mexp/McalB1225.4209.81.07B2249.5210.31.19B3245.6210.21.17B4187.9164.21.14B5214.2205.31.04B6208205.81.01B7190.2197.90.96B8150.6181.40.83B9139.8137.51.02平均值——1.05標(biāo)準(zhǔn)差——0.11 注:Mexp和Mcal分別為抗彎承載力試驗(yàn)值和規(guī)范計(jì)算值。

可見：絕大多數(shù)RPC試驗(yàn)梁的極限彎矩大于規(guī)范計(jì)算結(jié)果，從平均值來看，試驗(yàn)值是規(guī)范公式計(jì)算結(jié)果的1.05倍，可見規(guī)范公式計(jì)算結(jié)果偏于保守，以其計(jì)算RPC構(gòu)件抗彎承載力安全可行。

RPC箱梁頂板屬于雙向板，其內(nèi)布設(shè)了雙層雙向鋼筋網(wǎng)，鋼筋采用HRB400級(jí)，直徑14 mm，間距100 mm，保護(hù)層厚度取30 mm。

為得到雙向板較準(zhǔn)確的內(nèi)力計(jì)算結(jié)果，應(yīng)用ANSYS軟件中的solid95單元建立局部節(jié)段模型進(jìn)行分析。模型兩端約束縱向、橫向、豎向位移和扭轉(zhuǎn)。為消除模型兩端邊界條件簡化對(duì)區(qū)格板受力分析的影響，考慮圣維南原理，取較長的主梁節(jié)段(30 m)并以節(jié)段中間的區(qū)格板作為分析對(duì)象。

荷載效應(yīng)包括：自重、橋面鋪裝、護(hù)欄以及車輛荷載。根據(jù)背景橋設(shè)計(jì)，橋面鋪裝自重取4.15 kN/m2，護(hù)欄自重取16 kN/m。車輛荷載取值同2.2節(jié)，并且分別布置在對(duì)應(yīng)驗(yàn)算截面的最不利位置。恒載、活載分項(xiàng)系數(shù)分別取1.2、1.4，重要性系數(shù)取1.1[10]。計(jì)算結(jié)果顯示：車輪局部荷載作用下，RPC箱梁頂板的橫向受力更為不利，因此僅對(duì)橫向關(guān)鍵截面進(jìn)行驗(yàn)算。驗(yàn)算截面位置見圖4，驗(yàn)算結(jié)果如表6所示。從表6中可以看出：各控制截面箱梁頂板的彎矩設(shè)計(jì)值均小于其抗力，因此RPC箱梁頂板滿足局部抗彎承載力要求。

圖4 驗(yàn)算截面位置示意Figure 4 The position of checking sections

表6 RPC箱梁頂板局部抗彎驗(yàn)算Table6 CheckingcalculationofbendingresistanceofRPCdeckslabkN·m項(xiàng)目截面Ⅰ-Ⅰ截面Ⅱ-Ⅱ截面Ⅲ-Ⅲ彎矩設(shè)計(jì)值55.170.8184.1彎矩抗力值70.670.6223.0設(shè)計(jì)值<抗力值是是是 注:表中設(shè)計(jì)值及抗力值為1m板寬的計(jì)算值;抗力值偏安全按單筋截面計(jì)算。

3 結(jié)構(gòu)靜力分析

利用MIDAS CIVIL有限元軟件，建立了從施工到成橋的全過程桿系分析模型。模型的邊界條件為墩底固結(jié)，橋墩與主梁剛接，邊支座設(shè)沿橋梁縱向的滑動(dòng)支座。施工階段荷載包括自重、平衡壓重、預(yù)應(yīng)力和施工荷載(掛籃、吊機(jī)和臨時(shí)荷載)；運(yùn)營階段荷載包括自重、平衡壓重、預(yù)應(yīng)力、二期恒載和活載(汽車、溫度荷載等)。

根據(jù)《04公路橋規(guī)》對(duì)混合梁方案進(jìn)行了施工階段和使用階段的應(yīng)力和位移驗(yàn)算。由于其僅適用于混凝土為C80級(jí)以下的結(jié)構(gòu)，其對(duì)RPC材料的適用性還有待研究論證。為確保安全合理，以下各項(xiàng)驗(yàn)算中混合梁方案RPC區(qū)段的各項(xiàng)應(yīng)力容許限制均在規(guī)范取值的基礎(chǔ)上進(jìn)行10%的折減，即取為規(guī)范值的0.9倍。

3.1 施工階段驗(yàn)算

施工階段截面邊緣法向壓應(yīng)力應(yīng)滿足：

(2)

表7為施工階段撓度及應(yīng)力驗(yàn)算結(jié)果，可見：各方案施工階段結(jié)構(gòu)應(yīng)力滿足規(guī)范相應(yīng)要求。

表7 施工階段應(yīng)力驗(yàn)算Table7 CheckingcalculationofstressduringconstructionstageMPa驗(yàn)算對(duì)象應(yīng)力驗(yàn)算最大壓應(yīng)力應(yīng)力限值RPC區(qū)段-22.0-60.5C60區(qū)段-14.8-26.9

3.2 使用階段驗(yàn)算

抗裂驗(yàn)算應(yīng)滿足：在作用短期效應(yīng)組合下：

正截面抗裂σst-0.8σpc≤0

(3)

斜截面抗裂σtp≤0.4ftk

(4)

式中：σst為在作用短期效應(yīng)組合下構(gòu)件邊緣混凝土的法向拉應(yīng)力；σpc為扣除預(yù)應(yīng)力損失后的預(yù)加力在構(gòu)件邊緣產(chǎn)生的混凝土預(yù)壓應(yīng)力；σtp為由作用短期效應(yīng)組合和預(yù)加力產(chǎn)生的混凝土主拉應(yīng)力；ftk為混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

持久狀況截面應(yīng)力驗(yàn)算，截面受壓區(qū)最大壓應(yīng)力及主壓應(yīng)力須滿足：

σkc+σpt≤0.5fck

(5)

σcp≤0.6fck

(6)

式中：σkc+σpt為由作用標(biāo)準(zhǔn)值和預(yù)加力產(chǎn)生的構(gòu)件正截面混凝土的壓應(yīng)力；σcp為由作用標(biāo)準(zhǔn)值和預(yù)加力產(chǎn)生的混凝土主壓應(yīng)力；fck為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

撓度驗(yàn)算應(yīng)滿足主梁在消除自重產(chǎn)生的長期撓度后的撓度最大值小于計(jì)算跨徑的1/600。

具體驗(yàn)算結(jié)果如表8所示?？梢姡夯旌狭悍桨父黜?xiàng)指標(biāo)都滿足規(guī)范中的相關(guān)規(guī)定且RPC區(qū)段各項(xiàng)驗(yàn)算值與限值相比均有較大安全儲(chǔ)備。因此，RPC箱梁受力狀態(tài)良好，混合梁方案的靜力性能能夠滿足要求，且從靜力性能的角度而言方案具有可行性。

表8 使用階段應(yīng)力及撓度驗(yàn)算Table8 Checkingcalculationofstressanddeflectionduringservicestage對(duì)象正截面抗裂驗(yàn)算/MPa斜截面抗裂驗(yàn)算/MPa壓應(yīng)力驗(yàn)算/MPa主壓應(yīng)力驗(yàn)算/MPa撓度驗(yàn)算/mm短期組合限值短期組合限值標(biāo)準(zhǔn)組合限值標(biāo)準(zhǔn)組合限值豎向撓度限值混合梁方案C60-2.400.871.14-18.3-19.2-18.3-23.1R160-6.501.292.30-35.2-43.2-35.3-51.8223550

4 方案對(duì)比

4.1 結(jié)構(gòu)有效性分析

橋梁結(jié)構(gòu)的活荷載效應(yīng)比(活載效應(yīng)與總效應(yīng)之比)反映了結(jié)構(gòu)抵抗使用荷載的有效性并決定其跨越能力。選取主梁根部截面彎矩來比較原橋和混合梁方案抵抗使用荷載的有效性，結(jié)果如表9所示。由表9可見：原橋活荷載效應(yīng)僅占總荷載效應(yīng)的8.7%；而混合梁橋方案由于其上構(gòu)自重減輕，其荷載效應(yīng)比不減反增，達(dá)10.3%。因此，采用RPC的混合梁橋方案可有效提高結(jié)構(gòu)抵抗使用荷載的有效性，進(jìn)而增大梁式橋的適用跨徑。

表9 結(jié)構(gòu)有效性及上部結(jié)構(gòu)自重比較Table9 Comparisonofstructurevalidity方案活載效應(yīng)/(kN·m)總效應(yīng)/(kN·m)效應(yīng)比/%原方案1.23×1051.41×1068.70混合梁方案4.52×1054.39×10610.30

4.2 經(jīng)濟(jì)性分析

經(jīng)濟(jì)性是橋梁方案比選的決定性因素之一，而RPC尚處于開發(fā)應(yīng)用階段，其單價(jià)相對(duì)較高，因此有必要對(duì)混合梁方案的經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行考察。

表10給出了混合梁方案方案的主要材料用量和造價(jià)，其中各材料單價(jià)考慮材料費(fèi)用、建安費(fèi)、人工費(fèi)等。由表可知：RPC單價(jià)是普通混凝土的8.3倍，但由于混合梁方案僅在跨中區(qū)段采用RPC且RPC箱梁板厚很小，R160材料用量不及C60混凝土的1/10，故全橋RPC材料費(fèi)用所占比例很小，僅為總價(jià)11.1%。因此，該方案不至因昂貴的RPC而影響其經(jīng)濟(jì)性。此外，RPC材料價(jià)格隨著其研究和應(yīng)用的不斷推進(jìn)必然會(huì)逐步降低，因此混合梁方案的造價(jià)還將降低。

表10 主要材料用量及造價(jià)Table10 Consumptionandcostofmainmaterial材料單價(jià)/萬元混合梁方案數(shù)量造價(jià)/萬元R160/m30.5001022511C60/m30.06011164670C50/m30.0554736260鐵砂混凝土/m30.050139470普通鋼筋/t0.40049151966鋼絞線/t1.2009211105總價(jià)——4582

5 結(jié)論

本文基于利用RPC比強(qiáng)度高的特性實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)自重減輕的理念，擬定了一座大跨徑且具有低邊主跨比的RPC混合梁橋，并對(duì)其受力性能進(jìn)行了分析，主要得到以下結(jié)論：

① 混合梁方案中RPC箱梁的局部受力性能滿足要求，各板件厚度取值合理。

② 混合梁方案在施工和使用階段，結(jié)構(gòu)應(yīng)力、變形均滿足規(guī)范要求，靜力性能良好。

③ 采用RPC能有效減輕上部結(jié)構(gòu)自重，使混合梁方案在跨徑增大近一倍的同時(shí)還保證了結(jié)構(gòu)抵抗使用荷載有效性。

④ 混合梁方案通過控制RPC的用量避免了造價(jià)攀升，確保了方案的經(jīng)濟(jì)合理性。

綜上，RPC+C60混合梁橋具有良好的結(jié)構(gòu)受力性能和經(jīng)濟(jì)性，可作為大跨徑梁式橋體系中一種可供選擇的結(jié)構(gòu)方案。

[1] 鄧文中，代彤.重慶石板坡長江大橋復(fù)線橋總體設(shè)計(jì)[J].橋梁建設(shè)，2006(6)：28-32.

[2] Ingebrigtsen T.Stolma bridge，norway[J].Structural engineering international，1999，9(2)：100-102.

[3] Dugat J，Roux N，Bernier G.Mechanical properties of reactive powder concretes[J].Materials and structures，1996，29(4)：233-240.

[4] 方志，楊劍.FRP和RPC在土木工程中的研究與應(yīng)用[J].鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2005，2(4)：54-61.

[5] 宋少民，未翠霞.活性粉末混凝土耐久性研究[J].混凝土，2006(2)：72-73.

[6] 邵旭東，詹豪，雷薇，等.超大跨徑單向預(yù)應(yīng)力UHPC連續(xù)箱梁橋概念設(shè)計(jì)與初步實(shí)驗(yàn)[J].土木工程學(xué)報(bào)，2013，46(8)：83-89.

[7] 劉數(shù)華，閻培渝，馮建文.活性粉末混凝土在橋梁工程中的研究和應(yīng)用[J].公路，2009(3)：149-154.

[8] 王飛，方志.大跨活性粉末混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋的性能研究[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2009，36(4)：6-12.

[9] 方志，任亮，凡鳳紅.CFRP拉索預(yù)應(yīng)力超高性能混凝土斜拉橋力學(xué)性能分析[J].中國工程科學(xué)，2012，14(7)：53-59.

[10] JTG D62-2004，公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范[S].

[11] GB/T 31387-2015，活性粉末混凝土[S].

[12] 吳連元.板殼穩(wěn)定性理論[M].武漢：華中理工大學(xué)出版社，1996.

[13] Harris D K.Characterization of Punching Shear Capacity of Thin UHPC Plates[D].Virginia Polytechnic Institute and State University，2004.

[14] 楊劍，方志.超高性能混凝土梁正截面承載力[J].中國鐵道科學(xué)，2009，30(2)：23-30.

Performance Research on Hybrid Girder Bridge of RPC and Normal Concrete

LU Zuliang， FANG Zhi

(College of Civil Engineering， Hunan University， Changsha， Hunan 410082， China)

The application of Reactive Powder Concrete(RPC)，instead of steel and lightweight concrete，in hybrid girder bridge could not only lead to the decrease of gravity load of superstructure and the increase of span，but also avoid the complicated steel-concrete joint and the disadvantage of lightweight concrete.Moreover，the durability of the structure would be enhanced.This paper，based on a continuous rigid frame bridge with main span length of 180 m，proposed a RPC-normal concrete hybrid girder bridge with a main span of 330 m(hereafter called the RPC hybrid girder bridge).The mechanical performance of the RPC hybrid girder bridge was studied.And the results show that，during the construction and service stage，the RPC hybrid girder bridge could meet the code requirements of stress and deformation，and the local performance of RPC box girder is guaranteed.In conclusion，the RPC hybrid girder bridge has good mechanical performance and an economic feasibility.

bridge engineering； hybrid girder bridge； reactive powder concrete； structure performance

2015 — 05 — 26

教育部高等學(xué)校博士點(diǎn)專項(xiàng)科研基金項(xiàng)目(20120161110021)

盧祖梁(1989 — )，男，福建龍巖人，碩士，主要研究方向?yàn)闃蛄汗こ獭?/p>

U 448.38

A

1674 — 0610(2016)05 — 0022 — 06