吳海軍 ，王藐民，陸 萍

(重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074)

勁性骨架混凝土拱橋外包混凝土分環(huán)澆筑方案對結(jié)構(gòu)受力的影響

吳海軍 ，王藐民，陸 萍

(重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074)

以在建廣安官盛渠江特大橋?yàn)檠芯繉ο螅捎肕idas/Civil 2015分別建立4個不同分環(huán)方案的有限元模型，并進(jìn)行了完整的施工階段計算。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)受力的影響。發(fā)現(xiàn)分環(huán)數(shù)量對勁性骨架及外包混凝土應(yīng)力均有明顯影響；分環(huán)越多，勁性骨架應(yīng)力變化越平緩，其應(yīng)力越小；m1的大小對外包混凝土應(yīng)力影響較大，在滿足勁性骨架承載力、穩(wěn)定性及施工安全要求的前提下，m1值越大，外包混凝土的應(yīng)力越小。最后，從兼顧施工速度及結(jié)構(gòu)受力角度提出了一些建議。

橋梁工程；拱橋；勁性骨架；外包混凝土；分環(huán)方案；結(jié)構(gòu)受力

0 引 言

廣安官盛渠江特大橋?yàn)橹谐惺絼判怨羌茕摻罨炷凉皹?，跨徑?20 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(biāo)準(zhǔn)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)厚55 cm的橫隔板。拱圈由C100鋼管混凝土勁性骨架外包C50混凝土形成。

勁性骨架為鋼管混凝土弦桿和鋼管腹桿組成的桁架結(jié)構(gòu)，每肋左、右腹板設(shè)上、中、下3道弦桿，其中上、下弦桿采用351×14～18 mm、內(nèi)灌C100混凝土的鋼管混凝土，中弦桿采用273×10～12 mm、內(nèi)灌C100混凝土的鋼管混凝土；弦桿通過152×10～12 mm的空鋼管腹桿連接而構(gòu)成桁架結(jié)構(gòu)，橫隔板對應(yīng)位置設(shè)臨時交叉斜撐。橫撐勁性骨架采用型鋼組成桁架結(jié)構(gòu)，橫撐弦桿與腹桿、平聯(lián)均通過節(jié)點(diǎn)板焊接。

主要設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)：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(biāo)準(zhǔn)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，主拱圈截面圖如圖2。

圖1 主橋立面布置(單位：cm)Fig. 1 Elevation of main bridge

圖2 主拱圈截面(單位：cm)Fig. 2 Cross-section of main arch rib

1 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(jìn)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如圖3。

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)行為的影響[1]，以分環(huán)數(shù)為變量，其他相同，對4個不同分環(huán)方案進(jìn)行對比分析。

方案1：拱圈外包混凝土分2環(huán)進(jìn)行澆注：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(jìn)行澆注：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(jìn)行澆注：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(jìn)行澆注：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。

式中：Ai為第i環(huán)澆筑的拱圈外包混凝土截面面積；A為拱圈外包混凝土截面面積；i為澆筑外包混凝土的分環(huán)數(shù)。

方案1： 拱腳m1=0.36；m2=0.62

拱頂m1=0.48；m2=0.52

方案2：拱腳m1=0.15；m2=0.54；m3=0.31

拱頂m1=0.25；m2=0.45；m3=0.3

方案3：拱腳m1=0.15；m2=0.21；m3=0.33；

m4=0.31

拱頂m1=0.25；m2=0.23；m3=0.22；

m4=0.3

方案4：拱腳m1=0.15；m2=0.105；m3=0.105；

m4=0.165；m5=0.165；m6=0.31

拱頂m1=0.25；m2=0.115；m3=0.115；

m4=0.11；m5=0.11；m6=0.3

拱圈外包混凝土分環(huán)示意圖，如圖4。

圖4 各分環(huán)方案澆筑順序Fig. 4 Pouring sequence of different pouring cycle schemes

2 分析模型建立

2.1 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(jìn)行建模。由于施工階段混凝土應(yīng)力應(yīng)變較低，可忽略鋼管對管內(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(diǎn)的方式模擬[3]。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Midas/Civil內(nèi)徐變公式考慮徐變影響[4]。模型不考慮溫度變化及基礎(chǔ)沉降等因素的影響。在混凝土灌注階段的施工仿真分析中，對鋼管內(nèi)液態(tài)混凝土的處理已經(jīng)達(dá)到共識[5-7]:分析計算時不考慮液態(tài)混凝土剛度作用，直接把它視為外加荷載作用在鋼管拱肋上。

外包混凝土的澆筑過程采用Midas/Civil中施工階段分析的激活、鈍化功能進(jìn)行模擬[8]。模擬過程為：在外包混凝土澆筑完成但未形成強(qiáng)度前，將混凝土濕重按照梁單元荷載施加在鋼管拱肋上。待混凝土形成強(qiáng)度后，鈍化梁單元荷載，激活澆筑的外包混凝土單元。

全橋模型共有單元22 352個，其中桁架單元84個，梁單元1 780個，板單元5 188個。節(jié)點(diǎn)7 824個，全橋模型如圖5。

圖5 Midas/Civil 全橋模型Fig. 5 Finite element model of whole bridge by Midas/Civil

2.2 施工階段劃分

模型考慮了從吊裝勁性骨架到全橋成橋完整的施工過程，因筆者討論的是拱圈外包混凝土的分環(huán)方案對結(jié)構(gòu)行為的影響，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)。

3 各方案受力對比分析

認(rèn)為在每環(huán)合攏前，澆筑最后一段混凝土但未形成強(qiáng)度時為該環(huán)施工過程中的最不利工況[9]。

3.1 鋼管應(yīng)力對比分析

3.1.1 下腹板合攏前

下腹板合攏前上、下弦鋼管應(yīng)力如圖6～圖7，圖中“-”為壓應(yīng)力，“+”為拉應(yīng)力。

圖6 下腹板合攏前各方案上弦桿應(yīng)力Fig. 6 Upper chord stress of different schemes before lower web closure

圖7 下腹板合攏前各方案下弦鋼管應(yīng)力Fig. 7 Stress of lower chord steel tubes of different schemes before lower web closure

從圖6～圖7中可以看出，方案1的上、下弦鋼管應(yīng)力比方案3、4大，而方案3、4兩者的應(yīng)力大小幾乎相同。這是因?yàn)榉桨?底板與下腹板一起澆筑，其m1更大，且混凝土沒有形成完整的一環(huán)，結(jié)構(gòu)體系沒有發(fā)生變化，因此鋼管所承受的力也更大。而方案3、4底板已經(jīng)合攏，與勁性骨架形成鋼-混組合拱共同承受腹板混凝土的重力，故方案3、4比方案1的上、下弦鋼管應(yīng)力小，其差值為9～20 MPa。

注意到在下弦鋼管應(yīng)力圖中，方案1、3、4的鋼管應(yīng)力在某處有很明顯的跳躍。在澆筑外包混凝土過程中，鋼管應(yīng)力表達(dá)式如式(1)[10]：

(1)

式中：δ0為鋼管初始應(yīng)力；A為截面積；I為截面慣性矩；N為軸向力；M為彎矩。

下腹板和攏前各方案下弦鋼管繞Y軸的彎矩如圖8。其中以順橋向?yàn)閄軸，橫橋向?yàn)閅軸，高度方向?yàn)閆軸。圖中“-”為負(fù)彎矩，“+”為正彎矩。

圖8 下腹板合攏前各方案下弦鋼管彎矩Fig. 8 Moment of lower chord steel tubes of different schemes before lower web closure

由圖8知，下腹板和攏前各方案下弦鋼管繞Y軸的彎矩最大值出現(xiàn)在拱腳處，其中方案1的拱腳彎矩值最大，為80.63 kN·m。除拱腳附近截面外，下弦鋼管繞Y軸的彎矩都在-32.11～19.99 kN·m范圍內(nèi)，由彎矩引起的應(yīng)力不超過21.51 MPa。因此在澆筑外包混凝土過程中彎矩對下弦鋼管的應(yīng)力影響較小。

由上面的分析可知，造成鋼管應(yīng)力在某處有很明顯的跳躍原因是：在工作面N+1的①段與工作面N的⑤段的交界處由于澆筑順序的原因而形成了截面形式的突變，其A和I發(fā)生了很大變化，從而導(dǎo)致兩截面應(yīng)力相差較大。造成了應(yīng)力圖的跳躍現(xiàn)象。方案1中，相鄰梁截面最大差值為164 MPa。方案1與方案3、方案4下弦鋼管最大差值為88 MPa。

3.1.2 頂板合攏前

頂板合攏前上、下弦鋼管應(yīng)力如圖9～圖10。圖中“-”為壓應(yīng)力，“+”為拉應(yīng)力。

圖9 頂板合攏前各方案上弦桿應(yīng)力Fig. 9 Upper chord stress of different schemes before roof web closure

圖10 頂板合攏前各方案下弦鋼管應(yīng)力Fig. 10 Stress of lower chord steel tubes of different schemes before roof web closure

由圖9～圖10可知，方案1中相鄰截面應(yīng)力最大差值為153.5 MPa；方案2中相鄰兩截面最大差值為63 MPa；方案3中相鄰兩截面最大差值為51.5 MPa；方案4中相鄰兩截面最大差值為47.5 MPa。方案1在工作面交界處鋼管應(yīng)力較方案2、3、4有更明顯的跳躍，這是因?yàn)榉桨?在1環(huán)中mi更大，截面積變化更大，因此鋼管相鄰兩截面的應(yīng)力差值越大。

可以很明顯的看出，分環(huán)澆筑次數(shù)對下弦鋼管應(yīng)力的均勻程度有很大的影響，2環(huán)(方案1)澆筑會產(chǎn)生明顯的應(yīng)力跳躍，分環(huán)越多應(yīng)力變化越平緩。因此在選擇外包混凝土澆筑方案時適當(dāng)增加分環(huán)數(shù)，減小每環(huán)mi，可以減小鋼管應(yīng)力的突變。

3.2 管內(nèi)混凝土應(yīng)力對比分析

本橋首次采用C100高強(qiáng)混凝土作為鋼管內(nèi)灌混凝土，以提高勁性骨架的強(qiáng)度和剛度。內(nèi)灌混凝土在頂板混凝土合攏前的應(yīng)力分布規(guī)律如圖11～圖12。圖中“-”為壓應(yīng)力，“+”為拉應(yīng)力。

圖11 上弦鋼管內(nèi)混凝土應(yīng)力Fig. 11 Concrete stress of upper chord steel tubes

圖12 下弦鋼管內(nèi)混凝土應(yīng)力Fig. 12 Concrete stress of lower chord steel tubes

上弦鋼管內(nèi)混凝土應(yīng)力圖中方案1～方案4的最大值分別為34.1、34.2、29.1、25.2 MPa；下弦鋼管內(nèi)混凝土應(yīng)力圖中方案1～4最大值分別為33.7、28.8、25.2、24.1 MPa。對比鋼管應(yīng)力可知，外包過程中內(nèi)灌混凝土的應(yīng)力與鋼管應(yīng)力分布規(guī)律一致，表明內(nèi)灌混凝土與鋼管共同參與受力，也證明了采用雙單元法模擬鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的正確性。

3.3 外包混凝土應(yīng)力對比分析

3.3.1 頂板合攏前

頂板合攏前為外包混凝土澆筑過程最不利工況，外包混凝土應(yīng)力分布如圖13。圖中“-”為壓應(yīng)力，“+”為拉應(yīng)力。

圖13 頂板合龍前拱圈外包混凝土應(yīng)力Fig. 13 Concrete stress of the externally wrapped concrete before roof web closure

由圖13可以看出，方案1外包混凝土的應(yīng)力明顯小于方案2、3、4，其最大壓應(yīng)力值比方案2小4 MPa。這是因?yàn)榉桨?第1環(huán)澆筑的m1大，合攏后形成更大的截面與勁性骨架共同承擔(dān)下1環(huán)的澆筑，由式(1)可知其外包混凝土應(yīng)力會更小。而方案2的應(yīng)力比方案1、3、4的應(yīng)力大，這是因?yàn)樵诘?環(huán)澆筑底板完成后，第2環(huán)澆筑上腹板+下腹板，澆筑的m2比方案3、4的大，底板混凝土承受的力就更大，因此方案2外包混凝土應(yīng)力相對更大。各方案外包混凝土壓應(yīng)力最大值：方案1為8.61 MPa，方案2為12.61 MPa，方案3為11.1 MPa，方案4為10.6 MPa，均小于fcd=22.4 MPa，故都滿足要求。

3.3.2 10年收縮徐變后

本橋成橋后，考慮10年收縮徐變得到外包混凝土應(yīng)力分布如圖14。圖中“-”為壓應(yīng)力，“+”為拉應(yīng)力。

圖14 10年收縮徐變后拱圈外包混凝土應(yīng)力Fig. 14 Concrete stress of the externally wrapped concrete after shrinkage and creep in 10 years

由于澆筑外包混凝土分環(huán)方案的不同，在10年收縮徐變后方案1的外包混凝土應(yīng)力始終比方案2～方案4小，其最大值為8.23 MPa，較方案2小2.27 MPa。而方案2～方案4的外包混凝土應(yīng)力基本相同。圖14中各方案的應(yīng)力跳躍是橋面吊桿在與拱圈交接處局部應(yīng)力不均勻引起的。

可見，外包混凝土分環(huán)數(shù)對外包混凝土應(yīng)力有較大影響，對比圖14與圖13可以發(fā)現(xiàn)，m1的大小對其影響最大。在滿足勁性骨架承載力、穩(wěn)定性及施工安全要求的前提下，m1值越大，外包混凝土的應(yīng)力越小。

4 結(jié) 論

筆者通過對外包混凝土澆筑過程中不同分環(huán)方案的鋼管、內(nèi)灌混凝土、外包混凝土應(yīng)力進(jìn)行對比分析，得出如下結(jié)論:

1)在澆筑外包混凝土過程中，分環(huán)數(shù)對勁性骨架應(yīng)力大小及應(yīng)力分布的均勻程度有明顯影響，2環(huán)(方案1)澆筑會產(chǎn)生明顯的應(yīng)力突變，且應(yīng)力較大，分環(huán)越多應(yīng)力變化越平緩，勁性骨架應(yīng)力越小。

2)在縱向澆筑拱圈外包混凝土?xí)r，兩工作面交界處由于澆筑順序的原因而形成了截面形狀的突變，鋼管應(yīng)力會出現(xiàn)不同程度的突變現(xiàn)象，因此建議對此處的鋼管進(jìn)行適當(dāng)?shù)募訌?qiáng)處理。

3)外包混凝土分環(huán)數(shù)對外包混凝土應(yīng)力有較大影響，其中m1的大小對其影響最大。

4)由于勁性骨架主要是在施工中起支架的作用，在拱圈外包混凝土合攏后，便退化為鋼筋混凝土拱橋中鋼筋的作用[11]。因此在滿足勁性骨架承載力、穩(wěn)定性及施工安全要求的前提下，適當(dāng)增大m1，減少分環(huán)數(shù)，能有效的減小外包混凝土的應(yīng)力水平。

[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.

XIE Bangzhu, ZHUANG Weilin, JIANG Jinsong, et al. The rise and development of CFST arch formation technology [C]//Proceedingsofthe21stNationalBridgeAcademicConference,2014.

[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.

ZHANG Ben.TheConstructionDesignoftheLong-spanRigidFrameConcreteBoxAchBridge[D].Chongqing:Chongqing Jiaotong University, 2011.

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

ZHU Bofang.TheFiniteElementMethodTheoryandApplication[M]. 3rd ed. Beijing: China Water & Power Press, 2009.

[4] 中華人民共和國交通運(yùn)輸部.公路鋼管混凝土拱橋設(shè)計規(guī)范:JTG/T D65-06—2015 [S]．北京:人民交通出版社, 2015.

Ministry of Transport of the People’s Repvblic of China.SpecificationsforDesignofHighwayConcrete-filledSteelTubularAchBridges:JTG/TD65-06—2015[S]. Beijing:China Communications Press, 2015.

[5] 李勇,聶建國,陳宜言,等．深圳彩虹大橋設(shè)計與研究[J]．土木工程學(xué)報, 2002, 35(5): 52-56.

LI Yong, NIE Jianguo, CHEN Yiyan, et al. Design and research on Shenzhen rainbow bridge[J].ChinaCivilEngineeringJournal, 2002, 35(5): 52-56.

[6] 謝尚英．鋼管混凝土拱橋在泵送混凝土?xí)r的行為特點(diǎn)[J]．西南公路, 1998(3): 14-17.

XIE Shangying. Behavioral trait of CFST arch bridge during core concrete pouring [J].SouthwestHighway, 1998(3): 14-17.

[7] 陳寶春．鋼管混凝土拱橋?qū)嵗?一)[M]．北京:人民交通出版社, 2002.

CHEN Baochun.ExampleCollectionofCFSTArchBridge(No.1) [M]. Beijing:China Communications Press, 2002.

[8] 葛俊穎．橋梁工程軟件midas Civil使用指南[M]．北京:人民交通出版社, 2015.

GE Junying.GuidetotheUseofBridgeEngineeringSoftwaremidasCivil[M]. Beijing:China Communications Press, 2015.

[9] 劉劍．大跨徑鋼管混凝土勁性骨架拱橋主拱圈施工方案研究[D]．西安:長安大學(xué), 2007.

LIU Jian.StudyontheConstructionMethodoftheMainAchofLong-spanCFSTStiff-skeletonAchBridge[D].Xi’an:Chang’an University, 2007.

[10] 鄭皆連．在勁性拱骨架上實(shí)現(xiàn)混凝土連續(xù)澆注的探討[J]．重慶交通大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2011，30(增2)，1109-1105+1158.

ZHENG Jielian. Discussion on placing concrete uninterruptedly on closure arch rigid skeleton[J].JournalofChongqingJiaotongUniversity(NaturalScience), 2011,30(Sup2),1109-1105+1158.

[11] 王鋒．考慮施工過程的大跨度勁性骨架混凝土拱橋受力性能研究[D]．長沙:中南大學(xué), 2008.

WANG Feng.StudyonMechanicalBehaviorofLongSpanStiffFrameConcreteArchBridgeConsideringConstructionProcess[D].Changsa:Central South University, 2008.

InfluenceofPouringCycleSchemesofExternallyWrappedConcreteofConcreteArchBridgewithStiffSkeletononStructureMechanics

WU Haijun, WANG Miaomin, LIU Ping

(School of Civil Engineering, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074,P.R.China)

Abstract: Taking Guansheng-Qujiang River Grand Bridge in construction in Guang’an as the research object, Midas/Civil 2015 was used to establish the finite element models of four different pouring cycle schemes respectively, and the complete construction process was calculated. The influence of different pouring cycle schemes on the structure mechanics during the externally wrapped concrete pouring process outside arch ring was discussed. It is discovered that the pouring cycle number will significantly affect the stress of stiff skeleton and the externally wrapped concrete. The greater the number, the gentler stress change and the less the stress of stiff skeleton. And the influence of the value ofm1on the stress of externally wrapped concrete is obvious. On the premise of meeting the bearing capacity, stability and construction safety, the greater the value ofm1, the less stress of the externally wrapped concrete is. Finally, some suggestions are given in view of the construction speed and the stress of the structure.

bridge engineering; arch bridge; stiff skeleton; externally wrapped concrete; different pouring cycle schemes; structural mechanical properties

10.3969/j.issn.1674-0696.2017.11.01

2016-06-25；

2016-09-12

吳海軍(1975—)，男，山西武功人，教授，博士，主要從事大跨徑橋梁設(shè)計理論、橋梁施工監(jiān)控及橋梁健康監(jiān)測的研究。

王藐民(1992—)，男，四川達(dá)州人，碩士，主要從事大跨徑橋梁設(shè)計理論、橋梁施工監(jiān)控的研究。E-mail：525919202@qq.com。

U445.47

A

1674-0696(2017)11-001-06

(責(zé)任編輯：朱漢容)