当前，预制拼装技术在桥梁上部结构和桥墩等结构已得到普遍应用，但传统的全预制普通混凝土实心盖梁吊装重量可达400t以上，给运输及安装带来很大困难。全钢盖梁虽然重量较轻，但其造价昂贵，且钢盖梁与混凝土桥墩间的钢混结合段处材料刚度相差悬殊，易成为结构体系薄弱点。针对以上瓶颈，研发一种吊装重量轻、经济性好、装配化施工快捷的新型盖梁结构尤为迫切。
超高性能混凝土（UHPC）作为新型高性能土木工程材料，其具有超高的抗住压力的强度及良好的耐久性能，抗压强度可达到150MPa以上。高强钢材（一般指屈服强度大于460MPa）具有强度高、韧性好、机械和焊接加工性能优异等特点，充分的利用其超强的抗拉性能可非常大程度上减轻结构自重。结合UHPC及高强钢材的优异性能，作者提出一种全预制高强钢-UHPC组合盖梁结构的设计的具体方案，充分的利用了UHPC超强抗压性能及高强钢超强抗拉性能，实现了盖梁的轻量化和施工的方便快捷。
根据大悬臂盖梁的受力特征，作者提出了全预制大悬臂高强钢-UHPC组合盖梁，如图1所示。采用高强钢箱与UHPC板组合的结构及形式，将具备优秀能力抗拉压性能的高强钢箱置于盖梁受拉侧及腹板，而将高抗住压力的强度的UHPC底板置于盖梁受压侧，组合盖梁具体的结构上的布局将结合试验模型设计进行说明。
对于大悬臂盖梁，因高度较大，压缩了桥下的净空高度，为此常用半隐盖梁。高强钢-UHPC组合盖梁可以明显降低盖梁高度，从而替代倒“T”形半隐盖梁。六车道大悬臂传统混凝土盖梁（图2a）、倒“T形”半隐盖梁（图2b）及低高度组合盖梁截面（图2c）对比可知，组合盖梁的外露高度与倒“T”形半隐盖梁的外露高度相差不大，低高度组合盖梁在增加桥下净空和满足美观要求的同时，规避了半隐盖梁受力复杂、后期养护不便等缺点。
以适用于六车道的32m长大悬臂盖梁为例，将组合盖梁方案与另三种盖梁方案进行技术经济指标的对比，如表1所示。造价方面，组合盖梁较现浇混凝土盖梁略高，但低于其他盖梁方案。而在梁高、重量以及施工周期等方面，组合盖梁均优于其他盖梁方案。另外，组合盖梁逐步降低梁高时，由于钢板厚度会相应增大，重量及造价也会提高，但与现有的盖梁方案相比仍有较大优势。
某高速公路改扩建工程，在原高速公路之上，新建6车道高架高速公路，为了尽可能减少施工期对原有公路的影响，采用装配式盖梁十分必要。
该工程上部结构按照跨径30m的14片混凝土T梁设计，下部结构拟采用高强钢-UHPC组合盖梁方案，选用Q460钢材，抗拉压强度设计值fd =355MPa，130级UHPC抗住压力的强度标准值fck =92MPa，全长32.448m，悬臂长度11.824m，悬臂根部梁高2.2m，组合盖梁顶面设置2%横坡，内部布置若干横隔板、竖向加劲肋及纵向加劲肋。由于两立柱间跨中弯矩较小，该区域钢顶板较悬臂根部区域钢顶板适当减薄。组合盖梁主要尺寸如图3所示。
组合盖梁顶部设置14对支座，经计算，上部结构恒载（最重要的包含上部结构自重、铺装重量及栏杆自重等）所产生的支座反力如图4所示。
采用Midas软件对组合盖梁建立整体有限元计算模型，施加的荷载包括恒载、车辆荷载、温度荷载等产生的支座反力，得到基本组合下跨中钢顶板较薄截面（下文称为验算截面）最大弯矩为75800kN.m，标准组合下应力计算结果见图5。
根据《钢-混凝土组合桥梁设计规范》（GB 50914-2013）进行结构验算，标准组合下，UHPC最大压应力44.7MPa0.5 fck=46MPa，钢箱最大拉应力261MPa0.75 fd=266MPa，钢箱最大压应力247MPa0.75 fd=266MPa，均满足规定的要求。另外，在最不利活载频遇组合和准永久组合作用下，悬臂端的最大挠度分别为22.9mm和15.2mm，均小于规范限值，满足要求。
采用高强钢材（Q460D）设计制作一片相似比为1:4的大比例缩尺模型做试验。试验模型全长为8.112m，两侧悬臂长度均为2.956m；悬臂根部区域钢顶板厚度为14mm，其余钢顶板厚度为10mm；钢腹板厚度为5mm；梁高从悬臂端部的300mm线性变化至靠近悬臂根部的550mm，梁宽为595mm。模型UHPC底板厚度从悬臂端部的38mm线性变化至靠近悬臂根部的100mm，UHPC底板宽为525mm。
组合盖梁内部设置了14个横隔板，在每两个横隔板之间的腹板上设置一对竖向加劲肋，且在支座垫板下方设置两道通长的钢顶板纵向加劲肋；试验模型的UHPC底板内部布置一层钢筋网，纵向及横向筋均采用直径10mm的HRB400钢筋；两侧腹板在与UHPC底板的接合面焊接φ10×60mm的栓钉，纵向间距为100mm，竖向间距根据UHPC底板厚度调整；钢底板上焊接φ10×60mm与φ10×35mm的栓钉，纵向间距为100mm，横向间距为75mm。具体试验模型设计参数见图6。
组合盖梁UHPC底板材料基体配合比如表2所示。基体中掺入0.2mm×13mm的镀铜光面圆直型钢纤维，体积掺量为2%。试件的主要制作工序如图7所示。
对加载过程做到合理简化，将试验模型倒置，采用四点弯曲加载方式，荷载由分配梁传至组合盖梁两墩柱处，使得最不利截面（即悬臂根部之间钢顶板较薄截面）置于纯弯段内，钢墩上的支座布置于组合盖梁第一个横隔板处，加载悬臂长度为2980mm。试验加载装置见图8。
测量内容最重要的包含试验荷载、竖向挠度、钢-UHPC界面滑移、纵向钢筋应变、钢顶板及钢腹板应变、UHPC表面及内部应变等。各测点布置如图9所示。
结合试验过程中的观察记录和试验数据分析，确定该模型的受弯破坏过程分为以下主要阶段：①弹性阶段：钢箱与UHPC底板弹性协同受力，刚度基本保持不变；②钢箱屈服阶段：纯弯段最不利截面区域钢顶板最先进入屈服状态，随着荷载继续增大，钢顶板屈服面积逐渐扩大，受拉侧腹板开始屈服，且屈服现象逐渐向着UHPC底板方向发展，结构受压区不断减少，刚度不断降低，荷载在此阶段达到峰值1578kN；③破坏阶段：UHPC底板表面慢慢的出现压溃现象，UHPC碎屑喷出，荷载由峰值荷载突降至1454kN左右，结构进入持荷阶段，持荷维持了约20mm的位移步。继续施加位移，包裹UHPC底板两侧的钢腹板以肉眼可见的速度逐渐屈曲鼓起，钢顶板出现撕裂裂缝，荷载逐渐下降，最终荷载下降至748kN，钢顶板裂缝达到约10mm宽，考虑到安全问题，停止加载。
试验模型的荷载-跨中挠度曲线所示。根据结果得出：①在弹性阶段（OA段），达到弹性极限荷载1100kN，对应弹性极限位移45mm；②在屈服阶段（AB段），荷载仍呈明显的上涨的趋势；③在破坏阶段（BC段），试验模型的承载能力迅速降低，并达到新的稳定持荷阶段，进一步施加位移后进入下降段；④试验模型破坏时挠度为100.4mm，达到了悬臂长度的1/29.68，展现出良好的变形能力；⑤试验极限荷载对应的最大弯矩为2351kN.m，按照相似比换算，得到对应实桥弯矩为2351×43 =150464kN.m，约为工程背景盖梁验算截面最大弯矩75799.8kN.m的2倍，安全度足够。
模型的主要试验结果如表5所示，其中Me、δe，Mu、δu分别为试验模型处于弹性界限状态和承载能力界限状态时的截面弯矩和跨中挠度，μv为位移延性系数，定义为承载能力界限状态时的跨中挠度δu与结构弹性界限状态时的跨中挠度δe的比值。能够准确的看出，试验模型均有较好的延性。
1.钢顶板应变。钢顶板荷载-应变曲线所示，图中Pu为试验模型的极限承载力，下同。根据结果得出：在弹性阶段，钢顶板纵向应变基本呈线性增加，当达到弹性极限荷载，即达0.70Pu（1100kN）后，纯弯段钢顶板开始屈服，结构进入屈服阶段，各测点应变增长速率增大，且越靠近纯弯段，应变增长越快。
2.UHPC底板应变。各级荷载作用下，UHPC底板纵向的荷载-应变曲线所示。根据结果得出：①在结构的弹性阶段，UHPC底板纵向应变呈线性增长趋势，当纯弯段钢顶板屈服后，UHPC应变发展规律也逐渐呈现非线性，且越靠近纯弯段，应变增长越快；②UHPC底板的剪弯段纵向应变分布从两端向跨中逐渐增大，而在纯弯段范围内，靠墩柱的两侧测点（即BA-5和 BB-5）应变几乎在加载全期均大于正中处测点（即BM）应变，仅当接近极限荷载时，正中处测点应变才逐渐超越两侧测点应变；③对应峰值荷载时，UHPC最大压应变达到4237με，塑性得到充分发展，而通过内埋式应变计测得的UHPC底板内部测点处压应变仅为1600με，远远未达到UHPC极限压应变，这表明试验模型破坏时，由于钢结构已大范围屈服，中和轴大幅上移，使得UHPC底板应变梯度很大，外表面UHPC压溃时，距表面80mm的测点应变并不高。
3.钢筋应变。纯弯段三个截面的纵筋应变随荷载的发展规律如图15所示。根据结果得出：①试验模型达到极限承载力时，受压纵筋最大应变均达到3000με以上，已达到屈服应变；②在结构的弹性阶段，各纵筋应变增长呈线性趋势，当结构进入屈服阶段后，即使钢筋此时最大压应变仅为1500με，未达到屈服应变，但应变增长趋势仍逐渐呈现非线 荷载-钢筋应变曲线为试验模型的跨中截面在各级荷载作用下，沿梁高方向的应变分布实测情况。根据结果得出：①在结构的弹性阶段，梁高方向的应变分布保持良好的线性关系，可认为组合盖梁的钢箱与UHPC底板能够协同受力，满足平截面假定；②荷载达到弹性极限荷载，即达到0.70Pu后，结构进入屈服阶段，各测点应变增长速率增大，应变分布逐渐呈现非线性，组合盖梁的形心轴往UHPC底板方向移动。
试验模型的荷载-端部滑移曲线所示，其中端部滑移为试验模型中2个端部滑移测点的均值。根据结果得出：达到极限承载力时，模型端部滑移仅为0.0195mm，小于《公路钢混组合桥梁设计与施工规范》（JTG/T D64-01-2015）规定的正常使用界限状态下的滑移限值0.2mm，可认为钢箱与UHPC底板连接牢靠。
为开展钢-UHPC组合盖梁极限抗弯承载力理论分析，基于上述对于试验数据的分析，做出以下假定和简化：①钢箱与UHPC底板连接牢靠，忽略两者滑移的影响；②同一等级但不同厚度的钢材，其强度存在一定的差别，为简化计算模式，钢材的强度指标统一取值。
UHPC的受拉及受压本构采用法国UHPC规范的应力-应变关系，如图18a和图18b所示。另外，本文组合盖梁对于钢材的力学性能利用率较高，为保证计算的准确性，钢材材料本构考虑其屈服后的强化阶段，如图18c所示；对于钢筋采用理性弹塑性本构，即达到屈服强度前为弹性，达到屈服强度后应力不再随应变变化，如图18d所示。
本文各材料强度和除Es2外弹性模量取值见表3和表4；εt0=ft/Ec；εc0=fc/Ec；εsy=fsy/Es1；εry=fry/Er；依据相关文献，取εu,1im=3900με；根据试验实测数据，取εcu=4200με；依据相关文献，对于εsu，取为0.124；Es2=(fsu-fsy)/(εu-εsy)。在承载能力界限状态下，组合盖梁的中和轴位置有三种情况：①中和轴位于UHPC厚度范围内；②中和轴位于钢底板厚度范围内；③中和轴位于钢底板上方。以上三种情况下，组合盖梁截面的应力与应变分布如图19所示。其中T1、T2、T3、T4、T5分别为受拉钢顶板、受拉纵向加劲肋、受拉钢腹板、受拉钢底板及受拉UHPC提供的拉力；C1、C2、C3、C4分别为受压钢腹板、受压钢筋、受压UHPC及受压钢底板提供的压力；br为钢顶板宽度；bu为UHPC底板及钢底板宽度；tzl为纵向加劲肋厚度；tw为腹板厚度；h0为梁总高；hr为钢顶板厚度；hw为腹板高度；hzl为纵肋高度；hb为钢底板厚度；hu为UHPC底板厚度；xt为截面受拉区高度；截面受压区高度，其为计算过程中需要假设的唯一未知数。
在计算组合盖梁抗弯承载力时，先假设中和轴位置，解出唯一未知数xc，后判断中和轴位置是否假设正确，若不正确则重复上述求解步骤。反之则可利用
以本文试验模型为例，其极限抗弯承载能力理论值与试验值对比如表6所示，根据结果得出：试验模型的极限抗弯承载能力试验值与理论值之比为1.05，理论值与试验值吻合较好，所建立的理论计算方式可以用来预测钢-UHPC组合盖梁的极限抗弯承载能力。
另外，按本文提出的组合盖梁抗弯承载力理论计算方式，对工程背景盖梁验算截面抗弯承载力设计值进行计算，该截面抗弯承载力相关指标如表7所示。
利用上述抗弯承载力理论计算方式，探讨钢材等级、钢顶板厚度以及梁高等参数变化，对组合盖梁造价及自重的影响。根据结果得出：在保持组合盖梁承载能力不变的前提下，提高钢材等级或增大梁高，可减小钢顶板厚度，达到降低组合盖梁的造价和自重的效果。
综上所述，本文提出的全预制大悬臂高强钢-UHPC组合盖梁结构，自重仅为现浇盖梁的约20%，并拥有非常良好的技术经济指标。并通过采用高强钢材（Q460D）设计制作了一片1:4大比例组合盖梁缩尺模型，对其抗弯性能进行了试验研究，根据结果得出：组合盖梁拥有非常良好的变形能力和延性，破坏由UHPC压溃控制。在此基础上，建立钢-UHPC组合盖梁极限抗弯承载力理论计算方式，并通过模型试验数据对理论方法的适用性做验证，可为高强钢-UHPC组合盖梁结构设计和抗弯承载能力分析提供相关依据。在实际设计中，选取比较合适的钢材等级及梁高，可将组合盖梁造价及自重控制在适宜水平。
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