王藐民 吳海軍 余海洋 陸 萍

(1. 重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 重慶 400047； 2. 重慶市江津區(qū)建設(shè)工程質(zhì)量監(jiān)督站， 重慶 402260)

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勁性骨架砼拱橋外包混凝土澆筑方案分析

王藐民1吳海軍1余海洋2陸 萍1

(1. 重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 重慶 400047； 2. 重慶市江津區(qū)建設(shè)工程質(zhì)量監(jiān)督站， 重慶 402260)

以在建廣安官盛渠江特大橋為研究對象，采用Midas/Civil 2015分別建立4個不同分環(huán)方案的有限元模型，并進行了施工相關(guān)參數(shù)的計算。探討了在拱圈外包混凝土澆筑過程中，不同分環(huán)澆筑方案對結(jié)構(gòu)線形和穩(wěn)定性的影響。發(fā)現(xiàn)分環(huán)數(shù)量對拱肋線形有顯著影響，分環(huán)越多，則外包過程中的拱頂撓度越小，外包完成后的拱肋線形越好；前后兩環(huán)mi與mi-1差值對穩(wěn)定性影響較大，差值越小、分環(huán)數(shù)越多，結(jié)構(gòu)越穩(wěn)定。

拱橋； 勁性骨架； 外包混凝土； 分環(huán)方案； 線形； 穩(wěn)定性

1 工程概況

廣安官盛渠江特大橋為中承式勁性骨架鋼筋混凝土拱橋，跨徑為320 m，主孔凈跨徑為300 m變截面懸鏈線無鉸拱，凈矢高75 m，凈矢跨比1/4，拱軸線為懸鏈線，拱軸系數(shù)為1.5。拱頂截面徑向高3.5 m，拱腳截面徑向高6.0 m；肋寬為3.0 m；標準段頂、底板厚0.65 m，腹板厚0.65 m；拱圈拱腳至第1、2根立柱中間為漸變段，頂、底板混凝土厚度由2.75 m線性變化至0.65 m，腹板厚度由1.0 m線性變化至0.65 m。吊桿和拱上立柱間距為12.8 m，吊桿處設(shè)置厚55 cm的橫隔板。拱圈由C100鋼管砼勁性骨架外包C50砼形成。

主要設(shè)計標準：設(shè)計荷載公路-I級；設(shè)計車速60 km/h；主橋橋面寬26.5 m；通航標準為內(nèi)河航道IV-3級航道。

廣安官盛渠江特大橋主橋立面布置圖如圖1所示，主拱圈截面圖如圖2所示。

圖1 主橋立面布置圖

2 外包混凝土澆筑分環(huán)方案

為提高施工效率，本橋澆注拱圈外包混凝土?xí)r分2環(huán)進行澆筑；每環(huán)在縱向分為8個工作面，每個工作面再分為5段，然后各個工作面同時逐段澆筑直至該環(huán)合龍。拱圈外包混凝土縱向澆筑示意圖見圖3。

圖2 主拱圈截面圖

為研究拱圈外包混凝土澆筑過程中分環(huán)方案對結(jié)構(gòu)線形的影響[1]，以分環(huán)數(shù)為變量，其他參數(shù)相同，對4個不同分環(huán)方案進行對比分析。

方案1：拱圈外包混凝土分2環(huán)進行澆筑：底板+下半腹板→上半腹板+頂板；

方案2：拱圈外包混凝土分3環(huán)進行澆筑：底板→腹板(上、下腹板)→頂板；

方案3：拱圈外包混凝土分4環(huán)進行澆筑：底板→下腹板→上腹板→頂板；

方案4：拱圈外包混凝土分6環(huán)進行澆筑：底板→下腹板(外側(cè))→下腹板(內(nèi)側(cè))→上腹板(外側(cè))→上腹板(內(nèi)側(cè))→頂板。

圖3 拱圈外包混凝土縱向澆筑順序圖

設(shè)

mi=Ai/A

式中：Ai—— 第i環(huán)澆筑的拱圈外包混凝土截面面積，cm2；A—— 拱圈外包混凝土截面總面積，cm2；i—— 澆筑外包混凝土的分環(huán)數(shù)。

方案1：拱腳m1=0.360，m2=0.620； 拱頂m1=0.480，m2=0.520。

方案2：拱腳m1=0.150,m2=0.540,m3=0.310； 拱頂m1=0.250,m2=0.450,m3=0.300。

方案3：拱腳m1=0.150,m2=0.210,m3=0.330,m4=0.310； 拱頂m1=0.250,m2=0.230,m3=0.220,m4=0.300。

方案4：拱腳m1=0.150,m2=0.105,m3=0.105,m4=0.165,m5=0.165,m6=0.310； 拱頂m1=0.250,m2=0.115,m3=0.115,m4=0.110,m5=0.110,m6=0.300。

拱圈外包混凝土分環(huán)澆筑示意圖見圖4。

圖4 各分環(huán)方案澆筑順序圖

3 有限元模型建立

3.1 全橋模型

采用大型有限元軟件Midas/Civil 2015分別對4個分環(huán)方案進行建模。忽略鋼管對管內(nèi)混凝土的套箍作用，采用雙單元法模擬鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[2]。拱肋鋼管混凝土、橫撐、橫梁、橋面梁格及扣塔采用梁單元模擬，外包混凝土、橋面鋼板及混凝土鋪裝采用板單元與梁單元節(jié)點的方式模擬[3]，吊桿、扣背索采用桁架單元模擬。鋼管內(nèi)混凝土按照主拱降溫15 ℃計算徐變影響。外包混凝土按照Midas/Civil內(nèi)徐變公式考慮徐變影響[4]。全橋模型共有：單元22 352個，其中，桁架單元84個，梁單元17 080個，板單元5 188個；節(jié)點7 824個。全橋模型如圖5所示。

圖5 MidasCivil 全橋模型

模型考慮了從吊裝勁性骨架到全橋成橋完整的施工過程，因此次研究討論的是拱圈外包混凝土的分環(huán)方案對結(jié)構(gòu)線形及穩(wěn)定性的影響，故只列出澆筑外包混凝土的施工過程，以方案1為例，施工階段劃分為：底板+下腹板i澆筑(激活濕重荷載)→底板+下腹板i剛度形成(激活混凝土單元、鈍化濕重荷載)(其中i=1～5)→頂板+上腹板i澆筑(激活濕重荷載)→頂板+上腹板i剛度形成(激活混凝土單元、鈍化濕重荷載)(其中i=1～5)。

4 各方案拱肋線形對比分析

根據(jù)文獻可知，在大多數(shù)勁性骨架拱橋外包混凝土澆筑過程中，拱頂會出現(xiàn)反復(fù)上撓；拱圈外包結(jié)束后，拱肋線形不佳[5-6]。故對各方案在拱圈外包過程中的拱頂撓度變化和外包完成后的拱肋線形進行對比分析。

4.1 外包混凝土澆筑過程中各方案的線形分析

將4個方案的施工階段轉(zhuǎn)換成同一種表達形式(其中i=1～5)，施工階段1 — 10：底板i澆筑→底板剛度形成；施工階段11 — 20：下腹板(外側(cè))i澆筑→下腹板(外側(cè))剛度形成；施工階段21 — 30：下腹板(內(nèi)側(cè))i澆筑→下腹板(內(nèi)側(cè))剛度形成；施工階段31 —40：上腹板(外側(cè))i澆筑→上腹板(外側(cè))剛度形成；施工階段41 — 50：上腹板(內(nèi)側(cè))i澆筑→上腹板(內(nèi)側(cè))剛度形成；施工階段51 — 60：頂i澆筑→頂剛度形成。以方案1為例，第1環(huán)澆筑底板+下腹板：施工階段1 —30；第2環(huán)澆筑上板+頂板：施工階段31 — 60。

外包混凝土澆筑過程中各方案的拱頂撓度變化如圖6所示。圖中拱頂撓度為負值表示向下變形。

圖6 各方案拱頂撓度變化圖

由圖6可知，外包過程中4個方案拱頂均出現(xiàn)了上撓。方案1拱頂在澆筑第2環(huán)外包混凝土?xí)r出現(xiàn)上撓，最大值為151.9 mm；方案2拱頂在澆筑第2環(huán)外包混凝土?xí)r出現(xiàn)上撓，最大值為120.2 mm；方案3拱頂在澆筑第3環(huán)外包混凝土?xí)r出現(xiàn)上撓，最大值為107.8 mm；方案4拱頂在澆筑第4環(huán)外包混凝土?xí)r出現(xiàn)上撓，最大值為102.1 mm?？梢姡看螡仓炷恋姆搅繒绊憹仓^程中拱頂?shù)淖冃?，分環(huán)越多，澆筑混凝土的方量越少，拱頂上撓值越小。

4.2 外包混凝土澆筑完成后各方案的拱肋線形

為方便作圖比較，以拱肋撓度作為對象進行線形對比。澆筑完成后各方案的拱肋撓度見圖7。

由圖7可以看出，各方案的主拱撓度變化趨勢基本一致，都是L/4處下?lián)献畲螅绊敁隙认鄬^小。方案1在此處撓度為225.1 mm，其拱頂撓度為151.0 mm，兩者差值為74.1 mm；方案2在此處撓度為219.7 mm，其拱頂撓度為122.2 mm，兩者差值為97.5 mm；方案3在此處撓度為201.9 mm，其拱頂撓度為139.3 mm，兩者差值為62.6 mm；方案4在此處撓度為195.6 mm，其拱頂撓度為156.6 mm，兩者差值為39 mm。

圖7 外包混凝土澆筑完成后主拱撓度圖

4個方案的拱肋撓度分布不符合理想撓度(二次拋物線)。方案4的拱肋線形優(yōu)于其他方案，可見，分環(huán)越多，mi越小，拱肋線形越好。

5 不同分環(huán)方案對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響

勁性骨架拱橋施工成敗的關(guān)鍵是施工過程中的穩(wěn)定性問題，因此還必須對其穩(wěn)定性參數(shù)進行計算[7]。表1列舉出了拱圈外包混凝土澆筑階段結(jié)構(gòu)的彈性穩(wěn)定系數(shù)，以反映整個拱圈外包澆注過程結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

表1 外包混凝土階段穩(wěn)定系數(shù)(無量綱)表

注：方案1中澆筑下腹板① — ④段為實際施工中澆筑底板+下腹板① — ④段，澆筑頂板① — ④段為實際施工中澆筑頂板+上腹板① — ④段；方案2澆筑上腹板① — ④段為實際施工中澆筑上腹板+下腹板① — ④段。

從表1可以看出，方案1在澆筑第1環(huán)即頂板+上腹板過程中，由于m1較大，合龍成拱之前受力主要由勁性骨架承擔，因此澆筑該環(huán)時結(jié)構(gòu)的彈性穩(wěn)定系數(shù)相對較小，其最小值產(chǎn)生在澆筑第1環(huán)第①段時，穩(wěn)定系數(shù)為7.544。當?shù)?環(huán)合龍成拱后，形成了較強的鋼混結(jié)構(gòu)，因此在第2環(huán)澆筑過程中穩(wěn)定系數(shù)較高。方案2在澆筑第2環(huán)過程中各階段穩(wěn)定系數(shù)較小，最小值為5.976，同時也是各方案中的最小值。這是因為第1環(huán)的m1較小，雖已合龍，但整體剛度較小，而第2環(huán)m2比m1大1倍，由于前后兩環(huán)mi比mi-1大很多，對結(jié)構(gòu)受力不利，因此導(dǎo)致了結(jié)構(gòu)的彈性穩(wěn)定系數(shù)小。方案3、4的穩(wěn)定系數(shù)都較大。各方案中彈性穩(wěn)定系數(shù)均大于4[3]，故均滿足規(guī)范要求。

外包混凝土澆筑過程中結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性并不與分環(huán)數(shù)呈線形變化關(guān)系。各環(huán)mi的均勻性對穩(wěn)定性影響較大，前后兩環(huán)mi與mi-1差值越小，對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定越有利。

6 結(jié) 語

通過對勁性骨架拱橋拱圈外包混凝土不同分環(huán)澆筑方案的拱肋線形進行比較分析，同時從穩(wěn)定性方面對外包澆筑過程中結(jié)構(gòu)的安全性給出評價，得出如下結(jié)論:

(1) 每次澆筑混凝土的方量會影響澆筑過程中拱頂?shù)淖冃危汁h(huán)越多，拱頂上撓值越小。

(2) 4個方案的拱肋撓度分布不符合理想撓度(二次拋物線)。方案4的拱肋線形優(yōu)于其他方案。分環(huán)越多，拱肋線形越好。

(3) 前后兩環(huán)mi與mi-1差值對穩(wěn)定性影響較大，差值越小、分環(huán)數(shù)越多對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定越有利。建議在分環(huán)時盡量對外包混凝土截面進行均勻分環(huán)，保證mi與mi-1的差值在合理范圍內(nèi)。

[1] 謝邦珠，莊衛(wèi)林，蔣勁松，等．鋼管混凝土勁性骨架成拱技術(shù)的興起和發(fā)展[C].第二十一屆全國橋梁學(xué)術(shù)會議論文集(上冊)，2014:19-22．

[2] 張犇．大跨勁性骨架混凝土箱拱橋施工優(yōu)化設(shè)計[D]．重慶:重慶交通大學(xué)，2011:23-24．

[3] 朱伯芳．有限單元法原理與應(yīng)用[M]．第3版．北京:中國水利水電出版社，2009:8-14．

[4] JTG/T D65-06-2015．公路鋼管混凝土拱橋設(shè)計規(guī)范[S]．北京:人民交通出版社，2015:19.

[5] 鄭皆連．在勁性拱骨架上實現(xiàn)混凝土連續(xù)澆注的探討[J]．重慶交通大學(xué)學(xué)報，2011,30(增刊2):1100-1105.

[6] 楊峰．大跨勁性骨架混凝土拱橋外包混凝土澆筑分段研究[D].重慶:重慶交通大學(xué),2013:8-11.

[7] 謝尚英，錢冬生．勁性骨架施工階段非線性穩(wěn)定分析[J]．土木工程學(xué)報，2000,33(1):23-26.

Analysis of Concrete Pouring Schemes of Externally Wrapped Concrete in STFC Arch Bridge

WANGMiaomin1WUHaijun1YUHaiyang2LUPing1

(1.School of Civil Engineering, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400047, China;2.Construction Project Quality Supervision Station of Jiangjin, Chongqing 402260, China)

Taking Guang′An Qujiang STFC Arch Bridge in construction as the research object,Midas/Civil 2015 is used to build four finite element models of different pouring cycle schemes and to calculate complete construction process. During the pouring process of externally wrapped concrete, the influence in different pouring schemes on alignment and stability is discussed.This paper suggests that pouring cycle number will significantly affect alignment.The greater the number, the smallerrib deflection is in the outsourcing process. The difference between miand mi-1significantly affects stability: the smaller the difference, the better stability.

archbridge; stiff skeleton;externally wrapped concrete;pouring cycle scheme;alignment; stability

2016-12-10

國家自然科學(xué)基金項目“交變荷載與侵蝕環(huán)境耦合作用下斜拉索腐蝕疲勞損傷機理與壽命預(yù)測模型研究”(51478071)

王藐民(1992 — )，男，重慶交通大學(xué)在讀碩士研究生，研究方向為大跨徑橋梁設(shè)計理論。

吳海軍(1975 — )，男，教授，研究方向為橋梁結(jié)構(gòu)分析與耐久性。E-mail：583921237@qq.com。

U445.47

A

1673-1980(2017)03-0071-04