体内-体外混合配束节段预制拼装桥梁设计方法研究

唐明虎

(湖南恒利建筑工程有限公司, 湖南 长沙 410000)

体内-体外混合配束节段预制拼装桥梁设计方法研究

唐明虎

(湖南恒利建筑工程有限公司, 湖南 长沙 410000)

体内 — 体外混合配束节段预制拼装桥梁因其具有良好的技术合理性、耐久性和经济性，目前在我国正逐渐兴起。但由于该类桥梁在我国的应用起步时间较晚，国内对该类桥梁的研究深度还不够，现行公路桥规中没有针对节段预制拼装施工及体外预应力桥梁的相应条款。以体内-体外混合配束节段预制拼装桥梁为研究对象，对该类桥梁设计过程中的一些关键问题展开研究。结合施工方法、改善结构性能和提高经济性三个方面，探讨了体内束与体外束的合理比例设计原则。此外，对正常使用极限状态的预应力筋应力限值、接缝处的应力限值、体外预应力的极限应力和承载能力极限状态的强度折减等问题进行了探讨，并进行了算例分析。

桥梁设计; 体内 — 体外混合配束； 节段预制拼装； 预应力筋； 接缝

0 引言

在预应力混凝土桥梁的发展历程中，人们对于“原位浇筑”与“节段预制拼装”、“体内预应力”与“体外预应力”技术的运用，伴随着制造技术的进步，环保意识的提高，对耐久性问题的重视，以及工程经验教训的积累，在不断进行着实践和探索。近30 a来，欧美、日本等国对“体外预应力技术”和“预制节段拼装施工技术”的研究与应用十分重视，新建的混凝土梁桥和组合梁桥大部分以这些技术为核心[1]。

相比国外的广泛运用，在国内节段预制拼装施工、体内-体外混合配束还属于设计新理念，有关它的研究与应用相对较少。目前我国混凝土梁桥的设计，虽然还是以“体内预应力”和“现浇混凝土”为主，但“体外预应力”以及“节段预制拼装”在经济和技术上的优势，已开始受到我国桥梁工程界的重视[2]。随着我国工业化水平的提高，这些技术的推广应用将具有广阔的前景。但与这种发展趋势不相匹配的是，我国针对这类桥梁，开展的研究还较少，规范中没有针对预制节段拼装施工体外预应力桥梁的相应条款。在实桥的设计与施工中，经常需要参考国外的相关规范。因此，应就体内-体外混合配束节段预制拼装桥梁设计与施工中关心的一些主要问题，积极开展研究，从而更好地指导实践。

1 体内-体外混合配束的分配原则

在体内-体外混合配束的混凝土桥梁设计中，首先要面对的一个现实问题，即如何分配体内束与体外束的用量。在后张预应力混凝土桥梁中，预应力设计受到较多因素的影响，不同的设计思想会带来不同的预应力筋布置方案。从以往的设计中看，有采用全体内预应力的，也有采用全体外预应力的，从这个角度来说，在全体内与全体外预应力之间的任何一种比例分配的混合配束方案都是可行的。但是考虑到桥梁施工、结构性能和经济性等方面的要求，对体内束与体外束应进行合理的分配。

1) 基于不同施工方法的体内-体外混合配束原则。

根据具体施工方法的不同，节段预制拼装施工可分为平衡悬臂拼装施工和逐跨悬拼施工。桥梁的设计与所采用的施工方法密切相关。对着两种施工方法，因各自有其相应的特点，体内束与体外束的分配原则也不相同。在预应力设计过程中，应结合各施工方法的特点，针对不同施工阶段的受力需求，选配合适的预应力筋[3]。

采用逐跨拼装施工时，桥梁一般要经历简支状态和连续状态。在简支状态下，需设置预应力束以满足一期恒载和施工阶段荷载的受力需求。可采用全体外束的方案，也可采用体内与体外混合的方案。当采用混合配筋时，主要布置底板直束和折线形的体外束。当结构体系转换成连续梁后，需张拉墩顶节段的顶板体内预应力筋，以满足结构体系转换后墩顶处的受力需求。此外还要张拉跨内的体外预应力束和通长体外预应力束，以承受二期恒载和活载产生的内力。

悬臂施工时，节段从墩顶向两边对称悬出。为保证施工过程中的平衡与稳定，需设置顶板预应力筋，此时采用体内束比较方便。因为如果采用体外束，每个节段都要设置凸出锚块，导致节段制造复杂化。桥跨合龙后，设置一定量的体内局部连续力筋，用于满足跨中节段合龙后的受力要求。全桥合龙后，再张拉通长体外预应力束，以承受二期恒载和活载产生的内力。

2) 基于改善结构性能的体内-体外混合配束原则。

在节段预制拼装桥梁中，若采用全体外预应力时，其极限状态抗弯承载力及延性都较体内预应力梁要差一些。这时可通过配置一定量的体内预应力筋，来改善结构的受力性能。A.N.A.Hindi、J.E.Breen等人进行了这方面的研究[4]。他们以一逐跨拼装施工的三跨连续梁为模型，分析了不同的体内-体外配束比例结构的力学性能，结果表明在接缝张开之前，不同配束比例的桥梁力学性能比较接近，但接缝开始张开后，体内预应力用量大的桥梁，其极限承载力更高，延性更好。

从极限状态的受力性能上来说，体内预应力的用量越大越好。但采用混合配束时，主要希望能加快桥梁施工速度和使其后期的维修与加固方便，提高受力性能不是采用混合配束的主要目标。但是，若体内预应力用量配置合适，则可使桥梁在极限状态有较好的受力性能。A.N.A.Hindi等人认为，预制节段拼装桥梁在极限状态的受力性能改善表现为：在关键接缝失效之前，至少有一个关键接缝附近的接缝张开。要达到这个目标，可通过增大关键接缝的极限抗弯承载力或减小邻近接缝的张开弯矩来实现。因为体内预应力筋与混凝土粘结，其在极限状态的应力增量较体外预应力筋大，所以配置一定量的体内预应力，可增大关键接缝的极限抗弯承载能力，从而改善结构在极限状态的受力性能。

3) 基于工程经济性的体内-体外混合配束原则。

体外预应力筋的工作效率要小于体内预应力筋。为达到与体内预应力方案相同的效果，体内预应力用量一般要相应增加。同时体外预应力筋、锚具及其防护等一般要比体内预应力体系昂贵，因此从这个角度看，采用了体外预应力的桥梁，其直接材料成本要高于体内预应力桥梁。但同时也应该看到，采用体内-体外混合配束体系有其更大的综合优势。首先，将一部分预应力筋布置在体外，减少了体内束的数量，这有利于腹板中的体内预应力筋和普通钢筋的布置，有助于提高混凝土的浇筑施工质量；同时还可减小箱梁截面的腹板和底板厚度，进而减小结构的自重。其次，作为体外索的主要优点之一，再张拉及可更换使设计者可以将桥梁设计的目标与桥梁结构服役过程中的功能退化、耐久性下降、维修和加固等问题加以综合考虑，实现全寿命设计。此外，混合配束与节段预制拼装施工相结合，施工速度快，能满足现在工程建设中日益紧迫的工期要求。并且在施工期间，对周围环境影响小，不干扰城市现有交通，带来良好的经济效益和社会效益。

2 体内-体外混合配束节段预制拼装梁桥的设计计算

体内 — 体外混合配束节段预制拼装桥梁与传统的现浇体内预应力桥梁相比，所采用的预应力体系和施工方法都有较大的不同。因此，在进行该类桥梁的设计计算时，应考虑到体外预应力结构的受力特点，以及节段预制拼装桥梁的极限强度计算与普通结构存在的不同。

2.1 正常使用极限状态的应力限值

在我国现行的规范中，针对体外预应力和节段预制拼装施工桥梁在正常使用极限状态的应力限值的条款很少。在已建的该类桥梁的设计计算中，较多的参考了美国AASHTO的《节段式混凝土桥梁设计和施工指导性规范》，该规范也是世界范围内经常参考的节段预制拼装桥梁设计规范之一[5]。

2.1.1 接缝处的应力限值

接缝是节段预制拼装桥梁中的特殊构造。当桥梁上作用的荷载较大时，有可能出现接缝张开的情况，在干接缝桥梁中尤其如此。因此，为保证接缝有较好的抗剪性能，并且对胶接缝来说，保证其拼装质量和环氧涂层有效发挥作用，接缝处在节段拼装时及在荷载作用下，均应有一定量的压应力。各国设计规范或设计手册对此规定不尽相同。

在节段拼装阶段，美国AASHTO的《节段式混凝土桥梁设计和施工指导性规范》中规定：对于胶接缝，拼装时接缝处的最小压应力为0.21 MPa，平均压应力为0.28 MPa，直到环氧树脂养护好。英国BS5400规定节段拼装时接缝处的平均压应力为0.2～0.3 MPa，差值不超过0.5 MPa[6]。日本取环氧树脂硬化时其压应力要在0.3 MPa以上。由于我国目前还没有节段拼装桥梁方面的相关规范，设计时一般参考国外规范，可取节段拼装时胶接缝处的最小压应力为0.15～0.3 MPa。

在使用阶段，莱昂哈特在《钢筋混凝土及预应力混凝土建筑原理》中认为：在荷载作用下，接缝处要留有0.5～1 MPa的压应力。《日本国有铁道混凝土结构设计标准和解释》中认为设计荷载作用下接缝面必须保留有不小于1 MPa的压应力。在没有相关试验数据的条件下，设计时可保守取荷载作用下胶接缝处最小压应力为1 MPa以上。

2.1.2 预应力筋的应力限值

关于预应力筋的应力限值，公路桥规仅针对体内预应力给出了相应条款，即在正常使用极限状态，预应力筋的应力σp≤0.65fpk，fpk为预应力钢筋的抗拉强度标准值。但对体外预应力，尚无相应的条款。

决定体外预应力筋在使用阶段应力限值的主要因素是体外预应力筋在活载作用下的应力变幅。该幅值是对体外预应力体系的疲劳性能进行评价的关键。因为体外预应力筋仅在转向块和锚固快等处与混凝土结构联结，在活载作用下，体外预应力的应力变化幅值比体内预应力要小。从这个角度来说，体外预应力筋可有更宽松的应力限值。但对体外预应力体系的疲劳性能进行评价，不仅要考虑体外预应力钢束的疲劳性能，还要考虑体系中锚固系统安全、转向块受力及转向块处力筋的应力等情况。因此，各国对体外预应力筋在正常使用阶段的应力限值的规定各不相同，如美国AASHTO规范规定，对后张的低松弛钢绞线，使用阶段体外预应力筋的应力不超过0.72fpu；日本规范规定不超过0.7fpu；德国规范原规定体外预应力筋的应力限值为0.55fpu，现在修改为0.7fpu，fpu为体外预应力筋的极限抗拉强度。

目前我国尚未对体外预应力体系的疲劳进行较深入的研究与试验验证，一些已有的体内 — 体外混合配束节段拼装桥梁的设计取体外预应力筋在使用的应力限值为0.6fpk，张拉控制应力取为0.65fpk～0.70fpk。设计时可作参考。

2.2 体外预应力筋的极限应力

体外预应力筋极限应力的计算，是体外预应力梁抗弯承载力计算的关键。由于体外预应力筋与混凝土之间可发生相对滑动，预应力筋的应力趋于一致，在极限状态时一般达不到屈服。因此只能用体外预应力筋在极限状态的应力值来进行抗弯承载力计算。一般极限应力表示为有效应力与应力增量之和：fps=fpe+Δfps。由于体外预应力筋的极限应力增量Δfps与预应力筋的布置形式、荷载形式、梁的跨高比、预应力筋与普通钢筋的配筋率等众多因素有关，目前尚无统一的计算公式，且国内外提出的计算公式均是以体内无粘结预应力梁为研究对象。

对体内 — 体外混合配束节段预制拼装桥梁来说，当桥梁结构为连续梁或连续刚构时，考虑到采用体内-体外混合配束，且一般情况下连续梁的极限挠度较相同跨度的简支梁要小，则其体外预应力筋的应力增量也相对较小。此外，连续梁的破坏一般是某一跨或几跨引起的，这些跨内的梁体变形引起的体外预应力筋应力增量要均分到其它跨内的体外钢束上，因而体外预应力筋的应力增量也相对较小。可偏安全的取体外预应力筋在极限状态的应力增量Δfps=0。

2.3 承载能力极限状态的强度折减

节段预制拼装桥梁由于各节段之间存在接缝，且非预应力钢筋在接缝处被切开，削弱了主梁的抗弯刚度，使其在极限状态的受力性能与整体现浇梁不同。因此，在进行极限状态的设计时，需对其抗弯刚度和抗剪强度进行折减。

一般认为，接缝类型和预应力筋与结构的粘结状态对节段预制拼装桥梁在极限状态的承载能力影响较大。国外对这方面进行了较多研究，但我国目前还没有节段拼装桥梁相关的设计规范。美国AASHTO的《节段式混凝土桥梁设计和施工指导性规范》给出了各种接缝和不同类型预应力筋布置下的节段预制拼装桥梁的抗弯强度和抗剪强度折减系数建议值，如表1所示。表中的折减系数通常是从模型试验中得到的，反映了结构在极限状态下的力学性能与预应力筋的形式和接缝类型有关，而与外部荷载等因素关系不大。目前我国在这方面尚未有深入研究，在进行阶段预制拼装桥梁的设计计算时，可参考美国规范。需要注意的是，AASHTO规范是先计算结构总的抗力，然后再进行折减，即Pr=φPn，式中Pr为考虑各种因素折减后的抵抗力;φ为折减系数;Pn为名义抵抗力。而我国规范则是先将材料强度折减为设计值，再计算抗弯承载力或抗剪承载力。因此在参考AASHTO规范时，建议把中国规范材料的强度标准值而非设计值代入各项承载力计算公式。

表1 节段预制拼装施工桥梁强度折减系数

3 算例

3.1 工程概况

某4×50 m体内 — 体外混合配束、采用节段预制逐跨拼装的连续梁，主梁采用单箱单室等高度箱梁，梁高3 m；箱梁顶板宽15.8 m，底板宽6.2 m；顶板全跨等厚，为25 cm；跨中截面腹板厚38 cm，底板厚25 cm；墩顶截面腹板厚60 cm，底板厚50 cm。标准节段长度为2.8 m，支座附近节段长度有1.55、2.0、2.15、2.4、2.6 m，节段之间采用环氧胶接缝联结。

箱梁纵向预应力采用体内-体外混合配束。体内束与体外束的分配原则为：箱梁简支状态下的预应力由全部的体内预应力和部分体外预应力提供，以抵抗一期恒载和施工临时荷载；结构体系转化后，再张拉一部分体外预应力，用于抵抗二期恒载和活载。

体外预应力钢束采用了22Φ15.2、15Φ15.2、5Φ15.2这3种规格，张拉控制应力σcon=0.75fpk=1375 MPa；体外预应力钢束采用了22Φ15.2无粘结钢绞线，张拉控制应力σcon=0.65fpk=1209 MPa。体外钢束采用无粘结预应力钢绞线可进行再张拉、单根换索等操作。

桥梁施工采用节段预制逐跨拼装。箱梁除部分横隔梁和连续端墩顶梁段现浇外，其余部分采用分节段在梁厂预制，在存梁场地存放至少3个月后，运送到桥位进行现场吊装；并通过张拉预应力，使各跨的箱梁节段形成整体，再进行现浇部分的施工以完成结构体系转换，箱梁由分跨简支梁转化为多跨连续梁。

3.2 计算结果分析

3.2.1 正常使用极限状态的应力限值

在应力验算标准组合作用下，除墩顶区域出现很小的拉应力外，其余截面位置始终作用有压应力。考虑到墩顶区域为现浇段，允许出现一定的拉应力。而其它位置的所有接缝，其截面上下缘的压应力都大于1 MPa，满足前文推荐的最小压应力1 MPa的要求。

3.2.2 强度验算

算例采用了体内-体外混合配束，接缝为环氧胶接缝，根据表1，取承载能力极限状态的强度折减系数为0.9。考虑各种承载能力极限状态下的荷载组合，截面内力、抗力包络曲线见图1。在考虑了强度折减后，各截面抗弯承载力均满足要求。

图1 截面内力、抗力包络曲线对比

3.2.3 收缩徐变对体外预应力的影响

对体外预应力混凝土梁，由于预应力筋与梁体截面应变不协调，加之混凝土徐变与应力历史有关，体外预应力因收缩徐变而引起的损失受到较多因素的影响，其计算与体内预应力收缩徐变损失的计算有较多不同。图2给出了用桁架单元模拟体外预应力筋时，收缩徐变计算至1500 d的情况下，各种布置形式的体外预应力筋的应力随时间的发展。从图中数据可以看出：因收缩徐变，早期的预应力损失较大，随着时间发展，预应力损失量逐渐减小；在不考虑体外预应力筋与转向块之间的相对滑动的前提下，转向点之间的距离对损失量影响大，转向点之间距离越小，损失越大。

图2 收缩徐变对体外预应力的影响

4 结论

体内 — 体外混合配束混凝土梁桥有其自身的技术优势，具有良好的发展前景。虽然没有统一的标准确定体内束与体外束的合理比例，但是设计者可以从施工方法、结构性能和工程经济性等三个方面来综合考虑。且在这三者中，应优先考虑施工方法，同时兼顾考虑其他两个方面。

体内-体外混合配束节段预制拼装桥梁与传统的现浇体内预应力桥梁相比，所采用的预应力体系和施工方法都有较大的不同。因此，在进行该类桥梁的设计计算时，应考虑到体外预应力结构的受力特点，以及节段预制拼装梁桥的极限强度计算与普通结构的不同。目前，一般认为存在的一些特殊问题有：正常使用极限状态的应力限值、接缝处的应力限值、体外预应力筋的极限应力和承载能力极限状态的强度折减等。由于我国目前没有节段拼装桥梁方面的相关规范，设计时一般参考国外规范，这些取值可取为：节段拼装时胶接缝处的最小压应力为0.15～0.3 MPa；在荷载作用下，胶接缝处最小压应力为1 MPa以上；体外预应力筋在使用阶段的应力限值取为0.6fpk，张拉控制应力取为0.65fpk～0.70fpk；偏安全的取体外预应力筋在极限状态的应力增量Δfps=0；承载极限状态的强度折减系数参考表1取值。

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