预制拼装技术具有工业化、数字化、智能化等特点，在提高工程质量、加快施工进度、减少环境污染等方面具有突出优势^[1]. 近年来，常规混凝土预制拼装技术在国内外桥梁建设中得到了广泛的应用和研究，桥梁装配化水平大幅提升^[2]. 预制拼装技术存在许多难以解决的问题，如结构自重大、易开裂，极大地影响了桥梁的经济性和耐久性，这主要是普通混凝土材料的抗拉强度低、收缩徐变较大的特性造成的^[3]. UHPC是近年来最具创新性的水泥基工程材料，具有超高强度、韧性和耐久性^[4]，经高温蒸养后，徐变系数仅约为0.25且后期几乎无收缩^[5]. UHPC逐渐在桥梁预制装配技术中得到应用^[6-7].

目前，城市高架大量采用预制T梁、Π梁或小箱梁作为桥梁上部结构^[8-9]，盖梁是该类桥梁结构中承上启下的构件，作用是将上部结构恒载、汽车荷载和其他活荷载传递给桥墩和基础. 长期以来，大悬臂盖梁的装配化未得到有效解决，这主要是由于盖梁规模一般较大，常见城市高架的盖梁可达200~600 t^[10]. 传统现浇盖梁的建筑材料和施工人员投入较多，施工占用场地大，工期长，总体施工效率低，成型盖梁质量不高^[11].

为了实现盖梁的装配化施工，李立峰等^[12-14]提出预制UHPC薄壁盖梁，可以显著提高盖梁的结构强度，减小吊装质量. Chung等^[15]提出由槽型模板和后浇混凝土构成的半预制盖梁，其力学性能与现浇盖梁基本相同. 李嘉维等^[16-17]采用UHPC制作槽型模板，试验表明，UHPC模板可以提高盖梁结构的抗裂性能和承载力. 李长春等^[18]对分段预制盖梁的试验表明，试验梁的开裂荷载与整体预制盖梁相同，但承载力略低.

国内外学者提出多种全预制、半预制或分段预制盖梁的方案，但存在吊装质量大、结构复杂、造价高等问题. 为了推广UHPC在桥梁工程中的应用，实现盖梁结构的装配化施工，结合某超大悬臂预应力普通混凝土盖梁，本文提出内侧设有免拆内模钢板的预应力UHPC轻量化外壳，吊装就位后现浇内芯普通混凝土的新型UHPC-NC组合盖梁的设计方案. 从结构受力分析、经济、技术等方面进行对比分析，对外壳变形、应力、稳定性进行分析研究，对比不同UHPC外壳壁厚对盖梁受力性能的影响，以获得最佳的结构布置方案. 通过模型试验研究组合盖梁的受力特征，验证了UHPC-NC组合盖梁方案的可行性，为类似工程提供参考.

为了解决盖梁的装配化难题，减小对原地面交通的干扰，提高施工效率和盖梁成型质量，利用UHPC优异的力学性能，提出包括U型预制UHPC外壳和核心现浇混凝土的UHPC-NC组合盖梁（见图1），UHPC外壳内部布置免拆钢模板、钢横撑和预应力筋.在钢模板两侧布置剪力钉，按完全剪力连接设计，用于连接两侧UHPC和普通混凝土. 钢横撑采用型钢和钢板制作，作用是在吊装外壳期间提高外壳的抗扭刚度，在浇筑核心混凝土时用于防止外壳产生较大的应力和变形，在成桥运营阶段可以参与结构共同受力.施工时预制UHPC外壳，外壳养护完成后张拉一期预应力，在内腔安装后期预应力管道和普通钢筋，运输至现场吊装、浇筑核心混凝土，待核心混凝土达到一定强度后张拉剩余预应力，开展上部结构施工.

新型预应力UHPC-NC组合盖梁利用了UHPC材料优异的力学性能，结构的受力性能好，施工方便，可以实现外壳预制和现场浇筑的流水化作业，大幅缩减了工期，符合装配式工业化的发展需求.

依托工程桥梁，采用高架的形式，与桥下道路组成双层道路系统. 原设计盖梁为预应力普通混凝土盖梁，长33.05 m，悬臂长度为11.775 m，梁宽为2.5 m，根部高3.2 m，端部高1.7 m，质量约为600 t. 由此可见，依托工程盖梁具有典型的大悬臂盖梁特征，自身自重效应较小，上部结构自重、二期荷载和活载在盖梁上产生的作用效应占比大.

新型组合盖梁方案外壳所用的UHPC抗压强度标准值${f_{{\text{uck}}}}{\text{ = }}150{\text{ MPa}}$，抗拉强度标准值${f_{{\text{utk}}}}{\text{ = }}7{\text{ MPa}}$，内部浇筑C50普通混凝土.盖梁长度方向与原结构保持一致，即长度为33.05 m，悬臂长度为11.775 m，根部和端部梁高分别减小至2.8 m和1.5 m，梁宽缩短为2.2 m（见图2），外壳底板由端部的100 mm线性变化至160 mm，腹板厚初定为70 mm，上部每侧设置5 cm倒角，方便浇筑UHPC. 钢模板初定为6 mm厚，采用Q355钢材，内部沿纵向共布置15道钢支撑.一期预应力为2束$\varPhi $15.24 mm-12钢绞线，布置在外壳内缘，利用钢横撑转向.二期和三期预应力为12束和6束$\varPhi $15.24 mm-12钢绞线.主筋为22根直径为28 mm的HRB400钢筋，盖梁内部不布置箍筋.

提出的新型预应力UHPC-NC组合盖梁主要基于以下几点进行设计.

1）利用UHPC的超高力学性能，可以减小盖梁截面尺寸，提升整体的受力性能和抗裂能力.

2）预制的UHPC外壳质量仅约为90 t，大大减小了吊装质量，实现一次性吊装就位，减少了城市道路占用，对交通几乎无影响，有效提高了盖梁施工的经济性.

3）在外壳内部布置钢横撑和钢板，提供结构抗剪和抗扭承载力，可以减少或取消布置箍筋，大大简化了施工工艺和流程.

这是全新的盖梁结构，利用了UHPC超强的力学性能，UHPC外壳可以实现工厂一次性预制、吊装，在吊装就位后充当模板并承担后续核心混凝土的全部作用，在普通混凝土结硬后和其一起承担后续上部结构自重和活载的作用.本文分析整体受力性能，针对外壳腹板厚度进行优化分析，采用模型试验验证组合盖梁方案的可行性.

采用桥梁有限元软件建立如图3所示的杆系模型，模拟组合盖梁施工的全过程，上部结构荷载、二期恒载和活载采用上部结构T梁支点反力的计算结果，并按节点荷载的方式添加，边界约束方式为先简支后与桥墩固结.荷载工况和荷载组合均按规范选取.为了简化计算，在建立模型时，忽略了钢横撑的影响.

利用施工阶段联合截面模拟组合盖梁，结合施工方法模拟全过程进行结构分析，图4给出盖梁施工及成桥运营各阶段的外壳上缘应力变化过程.可以看出，外壳一期预应力可以较好地满足浇筑NC的要求，成桥后，频遇组合下上缘仍有大于1 MPa的压应力储备.

国内外文献鲜有对该类UHPC-NC组合结构承载力的研究，本文参照现有规范偏保守地对截面的抗弯和抗剪承载力进行验算.

对于抗弯承载力$ {M_{\text{u}}} $，可以假定界面无黏结滑移，截面符合平截面假定. 不考虑UHPC和普通混凝土的抗拉作用，根据平衡条件计算截面承载力^[19-20]：

(1)$ {f_{{\text{pd}}}}{A_{\text{p}}}+{f_{{\text{sd}}}}{A_{\text{s}}} = {f_{{\text{sd}}}}A'_{\text{s}}+{f_{{\text{ud}}}}{A_{\text{u}}}+{f_{{\text{cd}}}}{A_{\text{c}}}, $

(2)$ {M_{\text{u}}} = {f_{{\text{pd}}}}{A_{\text{p}}}{y_1}+{f_{{\text{sd}}}}{A_{\text{s}}}{y_2}+{f_{{\text{sd}}}}{A_{\text{s}}}{y_3}+ {f_{{\text{ud}}}}{A_{\text{u}}}{y_4}+{f_{{\text{cd}}}}{b_{\text{c}}}{x_{\text{c}}}{y_{\text{5}}}. $

式中：$ {f_{{\text{pd}}}}\text{、}{f_{{\text{sd}}}}\text{、}{f_{{\text{ud}}}}\text{、}{f_{{\text{cd}}}} $分别为预应力、钢材、UHPC、普通混凝土的设计抗压强度，$ {A_{\text{p}}}\text{、}{A_{\text{s}}}\text{、}A'_{\text{s}}\text{、} $ $ {A_{\text{u}}}\text{、}{A_{\text{c}}} $分别为预应力、受拉区钢板、受压区钢板、受压区UHPC、受压区普通混凝土的面积，$ {y_1}\text{、}{y_2}\text{、} {y_3}\text{、}{y_4}\text{、}{y_{\text{5}}} $分别为以上各部分到形心轴的距离.

对于抗剪承载力$ {V_{\text{u}}} $，可以将钢横撑换算为箍筋计算，不考虑钢板的约束作用，可以分别计算UHPC腹板^[20]、钢板^[21]、核心混凝土^[19]的抗剪承载力$ {V}_{\text{us}}、{V}_{\text{s}}、{V}_{\text{cs}} $，按“叠加法”叠加^[22]：

(3)$ \left. \begin{gathered} {V_{\text{u}}} = {V_{{\text{us}}}}+{V_{\text{s}}}+{V_{{\text{cs}}}}, \\ {V_{{\text{us}}}} = 0.9(0.148\sqrt {{f_{{\text{uck}}}}} {b_{\text{u}}}{h_0}+0.495{f_{{\text{utk}}}}{b_{\text{u}}}{h_0}), \\ {V_{\text{s}}} = {b_{\text{s}}}{h_0}{f_{{\text{vd}}}}, \\ {V_{{\text{cs}}}} = 0.51{b_{\text{c}}}{h_{\text{0}}}\sqrt {\left( {2+0.6P} \right)\sqrt {{f_{{\text{ck}}}}} {\rho _{{\text{sv}}}}{f_{{\text{sd}}}}} . \\ \end{gathered} \right\} $

式中：$ {f_{{\text{uck}}}}\text{、}{f_{{\text{utk}}}}\text{、}{f_{{\text{ck}}}}\text{、}{f_{{\text{vd}}}} $分别为UHPC的抗压和抗拉强度标准值、普通混凝土抗压强度标准值、钢材的抗剪强度设计值；$ {b_{\text{u}}}\text{、}{b_{\text{s}}}\text{、}{b_{\text{c}}} $分别为UHPC、钢板、普通混凝土的厚度；$ {h_0} $为截面有效高度；$ P\text{、}{\rho _{{\text{sv}}}} $分别为纵筋配筋率(100%)和配箍率，根据钢横撑换算为箍筋计算.

结构设计效应值采用有限元软件的计算结果. 计算结果表明，组合盖梁的抗弯和抗剪承载力安全系数分别为1.175和1.186，原盖梁对应的安全系数分别为1.162和1.203，两者的承载力设计值较接近.

新型结构的推广应用在很大程度上需要满足经济性的要求.在应力、承载力分析的基础上，对原普通混凝土盖梁方案和组合盖梁方案进行经济性对比分析，盖梁的经济性分析如表1所示.

从表1可以看出，UHPC和钢板造价与原普通混凝土盖梁地基处理与支架的费用相当，UHPC-NC组合盖梁与原普通混凝土盖梁的造价持平. 组合盖梁的外壳长约33 m，运输时可以采用平板拖车从预制梁场运输至桥位现场，外壳吊装质量仅为90 t，满足常规小型吊装的要求，可以极大地加快施工进度. 原方案未考虑临时占用地面交通、环境污染及其他隐性成本，因此UHPC-NC组合盖梁在经济性上具有很强的竞争力.

盖梁外壳对结构的承载力和造价影响较大，是影响结构受力性能和成型质量的关键性构件，因此外壳尺寸的确定是结构方案设计中至关重要的一环. 为了获得组合盖梁的最佳布置方案，需要展开深入研究.

根据UHPC外壳的形式及特点，对影响外壳关键受力性能的UHPC腹板厚度${b_{\text{u}}}$、内衬钢板厚度$ {b_{\text{s}}} $进行参数分析.

在盖梁外部尺寸相同的情况下，如图5所示，取$ {b}_{\text{u}}\text{=}50\text{、}70\text{、}100\text{ mm} $，$ {b_{\text{s}}} = 4\text{、}6\text{、}8{\text{ mm}} $，各方案命名采用$ {\text{B}}{b_{\text{u}}}{\text{ - }}{b_{\text{s}}} $的形式（如B50-8表示UHPC腹板厚度为50 mm，钢板厚为8 mm），各方案吊装质量为86.0~116.2 t，均可实现一次运输及吊装.由于外壳上下缘应力和板件面外变形会显著影响后续结构的受力和成桥质量，以此作为对比指标.

根据上面的方法，建立各方案的杆系模型.由于外壳较薄，UHPC和钢板厚度对其刚度的影响较大，各方案在自重（CS1）、预应力（CS2）和混凝土湿重（CS3）3种工况下的梁端变形和根部上下缘应力差异明显，各种工况下的荷载加载方式和分析结果详述如下.

为了分析各组合盖梁方案的刚度差异，一期预应力张拉控制应力均为1 339 MPa，外壳自重及混凝土湿重按实际添加. 利用软件分析得到的各方案在以上3种工况下的梁端位移$\varDelta $如图6所示.图中，正值表示向上，负值表示向下.

总体来说，在3种工况下，UHPC腹板和钢板越厚，梁端位移越小，原因是腹板变厚使截面刚度变大. 外壳梁端位移5受UHPC和钢板厚度比的影响，保持钢板厚度不变，增大UHPC厚度不总能减小外壳梁端位移. 例如，在外壳自重作用下，B100-4比B70-4方案的梁端位移略大，原因是UHPC腹板变厚使截面刚度增加的同时，也使外壳自重显著增加，如果UHPC厚度进一步增加，这种趋势将更明显，这说明该类截面的选取需要综合考虑UHPC和钢板的厚度和两者的比例关系.

由软件得到的各方案在外壳自重、预应力荷载和浇筑核心混凝土3种工况下的截面上、下缘应力$\sigma $如图7所示.

从图7可以看出，3种工况下，外壳上缘应力随截面腹板厚度的增大而减小.在自重作用下，UHPC上缘拉应力为3.0~4.0 MPa，应力差异较小.预应力荷载对各方案外壳上缘产生的预压应力为20~30 MPa，差别较明显.

外壳腹板变厚不仅使截面刚度变大，也使截面中性轴上移（见图8），因此截面下缘应力在3种工况下的应力变化规律与上缘应力不同.在自重作用下，由于腹板较厚的外壳中性轴靠上，外壳下缘应力较大.在混凝土湿重作用下，腹板较厚的外壳下缘应力较小，一方面是由于混凝土湿重略小，另一方面是由于外壳刚度更大，中性轴靠上对截面下缘应力的影响有限.

新型盖梁UHPC外壳为部分加劲U型开口截面，在核心混凝土硬化成为组合结构前具有明显的空间效应，因此采用ABAQUS有限元软件对张拉一期预应力和浇筑核心混凝土进行模拟，以获得外壳腹板应力和变形在厚度影响下的变化规律.

在ABAQUS软件中采用“降温法”对预应力荷载进行模拟，温度与应力按应变等效的原则进行换算，即

(4)$ \varepsilon_{\mathrm{p}}= \sigma_{\mathrm{p}} /{E_{\text{p}}} = \alpha '_{\text{p}}t. $

式中：$\varepsilon_{\mathrm{p}} $为钢绞线应变，$\sigma_{\mathrm{p}} $为张拉应力，${E_{\text{p}}}$为钢绞线弹性模量，$ \alpha '_{\text{p}} $为软件中设置的钢绞线线膨胀系数，$t$为降温法设置的温度.

浇筑核心混凝土对UHPC外壳的压力采用“静水压力”模拟. 由于普通混凝土流动性随时间降低，其对腹板的压强不是沿深度线性增加. 根据文献[23]可知，核心混凝土作用于UHPC腹板的压力标准值可按下式计算：

(5)$ F_{\mathrm{c}} = \min \left\{ {{\gamma _{\mathrm{c}}}H,\;0.22{\gamma _{\mathrm{c}}}{t_0}{v^{0.5}}} \right\}. $

式中：$F_{\mathrm{c}}$为核心混凝土作用于UHPC腹板的压力；${\gamma _{\mathrm{c}}}$为核心混凝土的重度，取24 kN/m³；$H$为计算位置至盖梁顶面的高度；${t_0}$为核心混凝土初凝时间，取5.71 h；$v$为浇筑速度，取0.4 m/h.

竖向荷载按实际混凝土重力计算.人员及施工机具荷载按文献[23]计算，侧向取${Q_2} = 0.008{\text{ MPa}}$，仅作用于有效压头高度，竖向取${Q_1} = 0.003\;5{\text{ MPa}}$，浇筑核心混凝土作用于跨中截面UHPC外壳的压力如图9所示（以B70-6为例）.

ABAQUS建立的有限元模型如图10所示，UHPC外壳采用十节点四面体单元（C3D10）模拟，钢模板采用壳单元（S4R）模拟，预应力束采用桁架单元（T3D2）模拟. 为了提高计算效率，未对剪力钉进行建模，UHPC与钢模板采用绑定约束（Tie）. 由于盖梁施工过程中各构件均处于弹性范围，材料本构关系均定义为线弹性关系. 为了避免约束位置应力集中过大，在桥墩下方设置刚性垫板，并设置PR点与之耦合，采用简支约束，施加在RP点处.

采用ABAQUS软件，得到各方案在浇筑核心混凝土时腹板的主拉应力${\sigma _1}$、面外变形${u_2}$及在张拉预应力时外壳的屈曲稳定系数$\gamma $. B70-6方案外壳的空间分析结果见图11，各方案的空间分析结果对比见图12.

从图11(a)、(b)可以看出，浇筑核心混凝土后，外壳腹板跨中段及变截面处的主拉应力和变形最大. 从图12(a)可以看出，浇筑核心混凝土时UHPC腹板的最大拉应力主要受UHPC厚度的影响，钢板厚度的影响很小. 图12(b)表明，腹板的面外变形受UHPC和钢板厚度的共同影响，当确定UHPC腹板和钢板厚度时，可以考虑UHPC厚度，选择与之匹配的钢板厚度. 此外，悬臂段由于梁高较低，钢横撑间距可以适当增加，跨中段可以适当加密. 对于该类加劲半开口截面，其稳定性不仅与外壳腹板厚度有关，还与横撑的形式和布置有关. 本文主要探讨不同厚度的UHPC和钢板对外壳性能的影响，须深入研究钢横撑的形式和布置对结构的影响.

以上计算结果表明，UHPC-NC组合盖梁的力学性能和经济性均具有明显的优势.通过对比分析发现，各工况下外壳根部上下缘应力、梁端位移、腹板主拉应力和面外变形与UHPC和钢板厚度相关.总的来说，外壳越厚，受力性能越好，但质量越大、总造价C略高（见图13），需要合理选择UHPC腹板和钢板的厚度及比例，保证结构达到较好的受力和经济效果.

以上方案均满足结构受力和变形的要求，B50-4方案的安全储备相对较低. 对于B50-4、B50-6、B50-8、B70-4 4种方案，张拉预应力时的屈曲稳定系数较小，需要继续优化钢横撑的形式和布置，以满足结构稳定性的要求.B70-8、B100-6、B100-8的经济性略差，造价较原普通混凝土盖梁稍高. 综合来看，B70-6在受力和经济性方面较均衡，下面结合模型试验，研究B70-6方案.

为了验证UHPC-NC组合盖梁的可行性和安全性，根据B70-6方案制作相似比为1∶2.5的缩尺模型，取结构的一半制作，开展组合盖梁的静力加载试验.

由于外壳厚度较小，为了提高模型的浇筑质量，浇筑UHPC时使用附着式振捣器适当振捣.外壳浇筑完成后，在常温下自然养护72 h后拆除外模，之后在温度大于90 ℃、相对湿度约为95%的蒸汽条件下养护60 h.蒸养完成后进行体外预应力张拉，随后布置外壳内部预应力管道和纵筋、浇筑核心混凝土.常温自然养护28 d后，张拉二期预应力并进行静力加载试验.

在浇筑UHPC和核心混凝土的同时，分别制作一批材性试件，与模型梁在相同条件下养护，通过材性试验得到所用材料的力学性能如下：UHPC的弹性模量为48.5 GPa，立方体的抗压强度为137.9 MPa，轴拉强度为9.0 MPa；核心混凝土的弹性模量为42.3 GPa，立方体的抗压强度为61.2 MPa，抗折强度为5.2 MPa.

如图14所示，模型梁在悬臂一侧采用600 t千斤顶进行加载，悬臂长度为4.5 m，另一侧采用反力架锚固，用钢板压紧，模拟固端约束，锚固段长3.0 m，梁底部墩柱设置橡胶支座.荷载步为50~100 kN，加载过程中对荷载F、$\varDelta $、应变$\varepsilon $、裂缝发展等数据进行记录. 模型梁的加载测试现场如图15所示.

如图16所示，盖梁模型试验的关键结果如下：梁顶部普通混凝土的开裂荷载为597.3 kN，UHPC外壳顶部的开裂荷载为999.1 kN，试验过程中的最大荷载为2 730.1 kN，此时锚固侧对应的剪力为4459.0 kN.

在加载初期，模型梁处于弹性阶段，位移和应变与荷载大致呈线性关系.当荷载增加至597.5 kN时，在梁顶普通混凝土区域发现数条横向裂缝，裂缝短而稀疏，长度约为30 cm，间距约为25 cm.随后裂缝逐渐增多，同一截面的多条裂缝合并成一条裂缝.UHPC外壳上缘在999.1 kN时出现细小的裂缝，随着荷载的增加，裂缝慢慢延伸至腹板（见图17），加载时偶尔可以听到钢纤维拔出的噼啪声.当荷载达到1 498.1 kN时，中部支座上方出现细长的指向支座的弯剪型斜裂缝，锚固侧等截面梁的弯剪共同作用十分明显，当加载至2 003.3 kN时，锚固侧出现了腹剪型斜裂缝，该区段对应的剪力为3 272.1 kN. 此后，部分纵筋屈服（见图18），裂缝数量几乎不再增加，裂缝宽度迅速增大，根部截面裂缝有发展成为主裂缝的趋势.出于安全考虑，当荷载为2 730.1 kN时终止加载，此时悬臂根部处裂缝与梁底的距离仅为30 cm，加载点挠度达到117.534 mm，为计算跨径的1/41，UHPC-NC组合盖梁表现出优秀的延性性能.

试验中，当荷载达到597.5 kN时，梁顶普通混凝土出现数条宽度为0.020~0.030 mm的横向裂缝，此时荷载已达试验梁频遇组合的1.68倍，说明盖梁的抗裂性能满足设计要求.

根据叠加法计算得到盖梁根部的截面承载力结果和试验值，如表2所示.

从表2可以看出，在试验梁还有相当一部分承载力尚未发挥的情况下，抗弯和抗剪承载力比按规范计算得到的承载力高29%和42%，试验梁具有超强的抗弯和抗剪承载力.从制作UHPC外壳、浇筑核心混凝土、分批张拉预应力到静力试验，表明本文提出的新型UHPC-NC组合盖梁方案合理、技术可行，具有广阔的应用前景.

（1）新型UHPC-NC组合盖梁的吊装质量小，可以实现较好的施工流水作业，大大减少预制场的存梁压力，施工时对地面交通干扰少、环境影响小，符合装配化、绿色化的新发展趋势.

（2）新型盖梁的结构强度高，经济性与同规模普通混凝土盖梁相当.外壳的整体和空间受力性能受UHPC和钢板厚度的影响，总体来说，厚度越大，外壳受力性能越好，但是经济性会降低.

（3）新型UHPC-NC组合盖梁的抗裂性好，安全性高，方案合理，技术可行，具有广阔的应用前景.

（4）本文对结构整体进行受力分析和经济性分析，对盖梁外壳厚度进行参数分析，通过缩尺模型试验对新型组合盖梁的可行性和安全性进行验证. 后续将研究钢横撑、预应力布置对结构受力的影响，进一步优化方案设计，完善研究结论.