0 引言

钢-混凝土组合梁桥有效地发挥了钢梁抗拉、混凝土抗压的特性，同时也适应桥梁快速装配建造的需要，在国内外得到日益广泛的应用。但由于组合梁结构中支点附近承受负弯矩作用，混凝土易受拉开裂，且在收缩徐变作用下桥面板开裂加剧，因而组合梁在连续桥中的应用受到了一些限制^[1-3]。

针对钢-混凝土组合梁负弯矩桥面板开裂问题，国内外学者与工程界人士进行了研究并取得一些成果。Hadidi等^[4]总结了不同因素对混凝土桥面板开裂的影响，指出横向开裂主要原因包括材料与配合比、施工过程与环境条件、结构设计，并提出在钢-混凝土组合梁中，钢梁与混凝土板结合程度、相对刚度比对桥面板开裂影响较大。聂建国等^[5]特别针对组合梁负弯矩区进行了研究，提出剪力钉间距、配筋率等是影响桥面板裂缝宽度的主要因素。Troitsky^[6]与Kwak等^[7]通过理论与试验研究，总结组合梁结构中的设计方法，提出针对多跨连续组合梁不同跨间的预压荷载相互影响，且连续组合梁先浇注正弯矩区、后支座负弯矩区混凝土，可以有效减少负弯矩混凝土受力。安景峰等^[8]进一步地针对负弯矩区开裂问题进行了多因素分析，结果表明减小负弯矩浇注区域、调整正负弯矩区浇注顺序、支点顶升等措施有效控制裂缝宽度及开展，并对标准跨径为30~45 m的桥梁提出了针对性的抗裂措施。同时，混凝土的收缩徐变作用对组合梁的应力、内力及变形等有重要影响。王军文等^[9]以按龄期调整的有效模量法为基础对收缩徐变次内力进行多因素分析，得出混凝土桥面板的加载龄期对收缩徐变次内力的重要影响。冯联武等^[10]、杨飞等^[11]针对不同组合梁构造及滑移效应进行了有限元分析，提出可采用梁格法进行建模计算，且收缩徐变、滑移的叠加效应会导致挠度与应力增大。此外诸多学者也对组合梁徐变问题进行了深入研究^[12-13]。随着预制装配式桥面板的推广，桥面板收缩徐变作用引起的开裂得到了较大改善。陈正星等^[14]总结了钢-预制混凝土桥面板组合箱梁设计研究，讨论了负弯矩区域及开裂范围在中外规范中的设计方法，得出混凝土拉伸钢化效应引起的钢筋附加应力不可忽视。刘钊等^[15]则通过提出一种集簇式槽形组合梁，有效提高了桥梁建设的速度与质量。

以上研究虽然对组合梁负弯矩区影响因素及抗裂构造设计进行了较为系统的探讨，但仍不能适应负弯矩段装配建造需要，对负弯矩节段预制混凝土抗裂性能缺少科学适用的解决方案，主要归结为：(1)现有负弯矩段施工构造技术中，预应力未能有效传递，且缺少模数式预制板设计；(2)负弯矩区范围计算不明确，预制板布置不便；(3)缺乏后张预应力装配式预制板适用桥梁跨径研究。本研究依托浣东互通工程，在明确了组合梁负弯矩区长度计算原理的基础上，通过预制块降低收缩徐变对负弯矩抗裂性能的影响，提出了一种在施工过程中，通过负弯矩节段预制块与隔离钢梁避免预应力损失相结合的新型抗裂构造技术，进一步推广到50~80 m主跨跨径的连续梁负弯矩装配建造，预期为适合装配建造的组合梁负弯矩抗裂提供有益参考。

1 基于节段预制块与后张预应力相结合的负弯矩新型抗裂构造

针对传统现浇混凝土收缩徐变对负弯矩抗裂的不利影响，本研究采用不同抗裂能力的预制板及湿接缝施工相结合，且通过在钢梁顶面铺设橡胶条或油毛毡，确保张拉时，有效预压力尽量少地传递到钢梁上。在预应力分批张拉完成后，浇注混凝土与剪力槽微膨胀混凝土进而实现桥面板与钢箱梁的紧密连接。在实现组合梁桥负弯矩区段抗裂、降低收缩徐变影响的同时可达到快速装配施工、减少成本、提升经济效益的效果，具体技术方案如下：

(1) 采用模数式预制混凝土桥面板，包含A类、B类、C类。这3类预制桥面板为预留后张法孔道的桥面板，其中B类预制桥面板预设连通孔道的锚固齿块。依据组合梁桥负弯矩区段的不同应力需求，选择适应的模数式预制桥面板结构方案，所述结构方案为负弯矩墩顶至正弯矩区段处，依次采用A类、B类、C类预制桥面板。A类板为中间位置普通预制板，B类板为带齿块的锚固板，C类板为端部锚固板。3类预制板均预留预应力钢束孔道，短束预应力钢束后张法张拉至B类预制桥面板的预设锚固齿块，长束预应力钢束张拉至C类预制桥面板末端，B类、C类预制板在锚固位置均采用加强配筋。模数式预制板同时适应直线桥和曲线桥，适用于40 m以上不同跨径组合梁桥负弯矩区抗裂技术方案(图 1和图 2)。

(2) 使预制桥面板与钢箱梁紧密连接，在钢主梁上翼缘两侧铺设橡胶条，其上浇注环氧树脂砂浆至橡胶条等高处。钢主梁在环氧树脂砂浆和橡胶条的共同作用下与预制混凝土面板底面紧密连接。

(3) 采用新型临时竖向固定措施，在每个预留剪力钉槽口中接长普通剪力钉，垫木上放置工字钢与接长的剪力钉通过螺母进行固定，螺母与工字钢顶面预留1 mm。待剪力槽中微膨胀混凝土强度达到90%且龄期达到7 d以上，将接长的剪力钉外露部分进行割除，切割后剩余高度不超过10 mm，剪力钉外露的剩余部分进行防腐处理。

(4) 桥面板横向湿接缝选取微膨胀混凝土浇注。

(5) 同时预留剪力钉槽口，剪力钉槽口选取微膨胀混凝土进行浇注，并通过剪力钉确保钢主梁和预制板共同受力。

负弯矩区段总体构造如图 3所示。图中，1为钢主梁；2为橡胶条；3，4，5依次为A，B，C类预制桥面板；6为预应力钢绞线；7为剪力钉；8为剪力钉槽口；9为横向湿接缝；10为环氧树脂砂浆；11为波纹管；12为B类板锚固齿块；13为临时竖向固定措施。钢主梁上翼缘设置剪力钉，并铺设橡胶条、环氧树脂砂浆。其中，橡胶条、环氧树脂砂浆起到预制桥面板与钢主梁紧密贴合的作用，并允许预制板与钢主梁之间存在顺桥向剪切变形，使得预制板钢束张拉后施加的压应力尽可能作用到预制板上。节段预制板之间通过横向湿接缝连接，其湿接缝采用微膨胀混凝土。预制板与钢主梁之间通过剪力钉与剪力钉槽口内灌注微膨胀混凝土形成组合结构共同受力。3，4，5预制桥面板根据负弯矩区受力进行组合，预应力钢绞线张拉后锚固于B类和C类预制板上，预加桥面板应力抵抗部分后续桥梁正常通车阶段车辆荷载、温度变化、混凝土材料的收缩徐变效应等因素产生的拉应力，起到抗裂作用。本技术实施结构在受到车辆荷载、温度作用、收缩徐变等荷载作用下负弯矩区段不出现裂缝。

2 新型抗裂构造可行性分析

为进一步验证新型抗裂构造的合理性与可靠性，以依托案例工程为基础作有限元模拟分析，针对施工及运营阶段作内力分析、变形、应力及抗裂性能验算。

2.1 工程概况

绍诸高速诸暨浣东互通依托工程为E匝道第10联，采用(30+50+30)m连续钢-混凝土组合梁，分离式截面，2箱单室，箱梁间距为4 500 mm，钢主梁为槽型结构，钢梁材质均采用Q355C。采用群钉剪力槽，案例桥主要参数见表 1，案例工程立面图及典型断面见图 4。

2.2 模型建立

依据《公路钢结构桥梁设计规范》(JTG D64—2015)^[16]及《公路钢混组合桥梁设计与施工规范》(JTG/T D64-01—2015)^[17]中对于非预应力组合梁开裂范围为支座两侧各15%的跨度的规定，提出确定组合梁负弯矩区域计算流程，主要包括：

(1) 依据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG 3362—2018)^[18]分别确定最大裂缝裂缝宽度v_cr和普通钢筋应力s_ss。

(2) 根据钢筋应力σ_ss换算未开裂截面钢梁弯矩M_s^′，具体计算如下：

(1)

式中，I_cr为组合截面惯性矩；y_s为钢筋形心至中性轴距离。

(3) 结合MIDAS/Civil主梁弯矩图计算结果，对频遇组合下钢梁弯矩值图进行分割，划分界限值M_limit略小于未开裂截面弯矩值M_s^′，与弯矩图相交段即为计算的负弯矩区域见图 5。

采用MIDAS建立有限元模型，桥面板均采用预制板。整体采用空间杆系模型进行计算，并采用混凝土梁-钢梁双主梁模型，在考虑施工过程的影响下采用不允许开裂模型。其中剪力钉采用弹性连接进行模拟，上部双单元桥面板采用虚拟横梁连接，模型中材料均为理想的线弹性体，在分析过程中忽略因剪力钉变形产生的混凝土板和钢梁的相对滑移。

荷载组合主要考虑一期恒载(桥面板质量+钢梁质量)、二期恒载(铺装+栏杆)、汽车活载、收缩徐变、温度作用、沉降。一期恒载由钢梁承担，二期恒载(铺装+栏杆)、汽车活载及收缩徐变由组合梁截面承担。

2.3 结果分析 2.3.1 内力分析

在浣东互通组合梁桥施工阶段中，预应力张拉阶段相较于钢箱吊装阶段、浇注桥面板阶段施加预应力，桥面板增加了较多轴心压力。板梁结合阶段，混凝土桥面板与钢箱相结合，由2个相对独立的截面形成组合截面，截面特性发生变化，混凝土桥面板与钢箱共同受力，对其附近的应力、变形乃至负弯矩段的范围均有较大影响。且本研究主要关注负弯矩区的受力状态，故本研究将组合梁桥中的预应力张拉阶段、板梁结合阶段及二期恒载阶段(成桥阶段)设为关键施工阶段，对组合梁的混凝土负弯矩桥面板和钢箱梁分别进行内力分析，其中基本组合下内力包络图见图 6。

其次，以整体模型计算所得的负弯矩段梁端内力作为施加荷载，由此计算负弯矩段局部结构在关键施工阶段及成桥阶段、运营阶段下的受力性能。局部结构内力统计结果见表 2和表 3，将其作为各阶段应力验算的外加荷载。

由于使用杆系模型对桥梁进行模拟，所划分的网格较大，整体与局部受力分析结果存在一定差别，主要表现在内力图峰值大小，但总体吻合。

根据表 2和表 3，桥面板所受弯矩较小，施工阶段时最小负弯矩出现在张拉预应力阶段，为—230 kN·m，轴力峰值出现在成桥阶段时为—13 385 kN。基本组合包络图内的内力峰值分别为—587 kN·m，15 275 kN。钢箱梁最大弯矩出现在成桥阶段，为1 862 kN·m，最小弯矩出现在成桥阶段为—11 918 kN·m，基本组合包络图内力峰值分别为4 150 kN·m和—18 195 kN·m。

2.3.2 挠度及应力验算

根据JTG D64—2015规范，车辆荷载采用不计冲击力的汽车车道荷载频遇值，有限元分析结果主梁跨中挠度为16.4 mm，约为1/3 049，挠跨比小于1/500，满足规范的挠度要求。

为保证新型抗裂构造施工技术在不同施工阶段，组合梁应力满足规范设计要求，根据承载力验算中所划定的内力阶段，分别对桥面板和钢箱梁进行关键施工阶段以及运营阶段3种荷载组合的应力分析。根据内力结果选取的关键施工阶段应力结果见图 7，运营阶段与预应力的荷载组合在桥面板抗裂验算已分析。

由图 7可知，预应力钢束作用明显，同时由于钢束竖弯在齿块锚固，在齿块附近应力存在较大幅度变化。此外，由该图可知：(1)桥面板最大压应力出现在预应力张拉阶段短束锚固内，达到了9.85 MPa，然而在板梁结合阶段，桥面板的压应力值略微减小，幅度很小，可知预应力钢束产生的压应力仍在桥面板上，大部分没有由钢箱分担，可初步认为预应力钢束张拉效果理想，利用率高。(2)在随后的成桥阶段, 应力有一定增加，短束范围内最小压应力为7.96 MPa，而范围外最小压应力为6.62 MPa，均满足规范要求。

根据钢箱梁内力分析选取的关键施工各阶段荷载组合的应力如图 7所示。各施工阶段负弯矩区钢箱梁受力特征如下：

(1) 预应力张拉阶段钢箱梁上、下翼缘均存在受拉、受压情况。上翼缘拉应力最大处在支座截面，为82.9 MPa，压应力最大值为—11.5 MPa。下翼缘压应力最大处在支座截面，为—64.1 MPa，拉应力最大值为7.69 MPa。

(2) 板梁结合阶段钢箱梁上、下翼缘均存在受拉、受压情况。上翼缘拉应力最大处在支座截面，为81.5 MPa，压应力最大值为—12.1 MPa。下翼缘压应力最大处在支座截面，为—64.3 MPa，拉应力最大值为7.46 MPa。

(3) 成桥阶段钢箱梁上、下翼缘均存在受拉、受压情况。上翼缘拉应力最大处在支座截面，为84 MPa，压应力最大值为—15.7 MPa。下翼缘压应力最大处在支座截面，为—86.9 MPa，拉应力最大值为8.01 MPa。

(4) 运营阶段基本组合钢箱梁上翼缘均存在受拉、受压情况，下翼缘只受拉。上翼缘拉应力最大处在支座截面，为94.9 MPa，压应力的最大值为—41.1 MPa。下翼缘压应力最大处在支座截面，为—203 MPa，拉应力最小值为45.9 MPa。

各阶段负弯矩区钢箱梁大部分区域上翼缘受拉，下翼缘受压，应力最大处在支座截面。局部模型右端在施工阶段荷载合计组合下和基本组合下选取模型的负弯矩区出现正弯矩，上翼缘受压，下翼缘受拉，拉应力均在规范强度范围值内。最大压应力小于240 MPa，无需进行稳定验算。

综上所述，后张预应力预制板抗裂技术在依托工程的各施工阶段未出现应力变化剧烈现象，各阶段验算满足规范抗裂、强度及稳定要求。

2.3.3 混凝土板抗裂验算

除锚固点外，频遇作用组合下，负弯矩桥面板上缘最大拉应力为0.4 MPa，小于0.7f_tk=1.855 MPa，f_tk为混凝土抗拉强度标准值，而下缘受压，中支点处应力为—1.9 MPa，端部为—1.6 MPa。准永久作用组合下，负弯矩桥面板未出现拉应力，全区段受压。基本组合作用下，考虑1.1安全系数，桥面板上缘最大压应力为17.5 MPa，小于23.1 MPa，而下缘压应力小得多，只有6 MPa左右，各荷载组合均符合A类构件要求，不会出现裂缝桥面板无拉应力，满足规范要求。同时，对钢梁应力进行验算。基本组合下，主梁上缘最大应力为153.6 MPa，下缘最大应力为218.4 MPa，不大于270 MPa，均满足要求。主梁腹板最大剪应力为78.3 MPa，不大于160 MPa，满足要求。考虑主梁下缘剪力滞效应影响，支点折算应力为237 MPa，不大于270 MPa，满足钢梁设计的强度要求。

3 新型抗裂构造适用性分析

为更好地研究后张预应力预制板抗裂技术的适用范围，达到广泛推广此技术的目的，选取50~80 m主跨跨径组合梁桥进行有限元数值分析验证。同时，鉴于桥面板开裂是作为构造抗裂性能评价的决定性因素，且钢箱梁在截面选取时，截面翼缘应力已按照规范要求控制在允许范围，故以下重点进行预制板抗裂性能研究，并基于CEB-FIP 2010预测模型模拟收缩徐变作用，分析新型抗裂构造预制板对控制收缩徐变的有利影响。

3.1 案例桥截面选取

为保证案例桥的钢箱截面高度及受力特征符合规范设计要求，故选取台州湾桐屿至椒江滨海公路工程作为案例，并基于浣东互通组合梁桥扩充60，70，80 m这3种不同跨径案例桥梁，进行多座案例桥的适用性计算，桥梁截面形式见图 8。

基于浣东互通扩充的案例桥钢梁采用直腹板截面，参考组合梁桥的合理高跨比(1/20~1/25)，以1/26为基础高度确定。为便于比较，使钢箱梁下翼缘应力接近规范规定的允许值240 MPa，在选用同质量钢材Q355C下，选择控制钢梁支点折算应力在225~240 MPa。最终确定有扩充案例桥的限元模型设计为：

(1) 混凝土板结构形式与板厚350 mm均与案例桥方案一致。

(2) 各跨径对应的钢梁高度分别为2.2，2.7，3.2 m，扩充案例桥预应力束分别为30，34，36束，5种案例桥主要材料参数见表 4，截面形式见图 8。

3.2 抗裂性能分析

通过计算组合梁负弯矩段长度，确定预制板布置范围，建立5种案例桥的有限元模型，对采用后张预制板的案例桥进行结构验算。经计算研究发现：台州湾桐屿至椒江滨海案例桥60 m和70 m跨负弯矩区计算长度分别为25 m和27 m，原设计长度为31 m，满足要求。浣东互通扩充案例桥60，70，80 m跨桥梁，采用本文方法计算的负弯矩区长度分别为14.5，16，18.5 m，与规范建议值0.15L平均相差约1 m。案例桥负弯矩区峰值拉应力分别为0.4，0.5，0.4 MPa，均小于规范规定的0.7f_tk，即C50混凝土对应的1.855 MPa。桥面板抗裂性能与主梁强度均满足规范要求，通过验算，桥面板最终的预应力配筋及钢箱梁应力结果见表 5和表 6。

3.3 收缩徐变作用控制分析

采用预制板后，因混凝土收缩徐变产生的桥面板拉应力将会降低。为详细对比研究收缩徐变的影响，在保证预应力筋配筋及其他参数保持不变的情况下，通过更改MIDAS施工阶段的负弯矩桥面板的材龄进行分析。其中现浇混凝土养护龄期7 d，预制板为180 d，收缩徐变模型采用《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG 3362—2018)^[18]的CEB-FIP 2010预测模型，分别查看徐变二次、收缩二次的计算结果，有限元分析结果如图 9所示。

由图 9可知，预制板的使用有效降低了负弯矩区桥面板因徐变产生的拉应力，并且随着跨径的提高，预制板降低负弯矩区拉应力的能力逐渐变大，50~70 m跨径且养护龄期为6个月的预制板徐变拉应力分别降低了47.7%，48%，48.8%，49.7%，48.4%。因此，相比现浇混凝土板，新型抗裂构造技术对不同中小跨径的组合梁桥，在收缩徐变控制方面更具优势。

4 结论

为了改善组合梁桥负弯矩区桥梁受力情况，本研究采用预制块板与箱梁隔离分批后张拉预应力相结合的方法，提出了一种抗裂技术以提升负弯矩区的抗裂性能，通过MIDAS软件结合案例桥梁进行适用性研究。得到以下结论：

(1) 依托工程采用后张预应力预制板抗裂技术后，预制板翼缘应力在长短期组合下，均未出现拉应力，满足规范中A类构件抗裂要求。关键施工阶段桥面板、钢箱梁应力强度均在规范设计范围内。

(2) 针对50~80 m主跨跨径组合梁桥适用性计算表明，桥面板抗裂与钢箱梁强度控制均满足规范要求，有效控制桥面板拉应力的出现。其中养护龄期6个月的预制块在降低徐变作用方面效果明显，降幅均在48%左右，收缩值降幅在14%左右，对收缩徐变具有更好的控制作用。

(3) 新型抗裂构造对跨径50~80 m、中边跨比1.5~1.7的组合梁桥均有较好的适用性，相较于规范，本研究中负弯矩区长度计算明确，整体数值较小，更便于负弯矩段预制板铺装。