劲性骨架砼拱桥外包混凝土浇筑方案分析

王藐民 吴海军 余海洋 陆 萍

(1. 重庆交通大学土木工程学院， 重庆 400047； 2. 重庆市江津区建设工程质量监督站， 重庆 402260)



劲性骨架砼拱桥外包混凝土浇筑方案分析

王藐民1吴海军1余海洋2陆 萍1

(1. 重庆交通大学土木工程学院， 重庆 400047； 2. 重庆市江津区建设工程质量监督站， 重庆 402260)

以在建广安官盛渠江特大桥为研究对象，采用Midas/Civil 2015分别建立4个不同分环方案的有限元模型，并进行了施工相关参数的计算。探讨了在拱圈外包混凝土浇筑过程中，不同分环浇筑方案对结构线形和稳定性的影响。发现分环数量对拱肋线形有显著影响，分环越多，则外包过程中的拱顶挠度越小，外包完成后的拱肋线形越好；前后两环mi与mi-1差值对稳定性影响较大，差值越小、分环数越多，结构越稳定。

拱桥； 劲性骨架； 外包混凝土； 分环方案； 线形； 稳定性

1 工程概况

广安官盛渠江特大桥为中承式劲性骨架钢筋混凝土拱桥，跨径为320 m，主孔净跨径为300 m变截面悬链线无铰拱，净矢高75 m，净矢跨比1/4，拱轴线为悬链线，拱轴系数为1.5。拱顶截面径向高3.5 m，拱脚截面径向高6.0 m；肋宽为3.0 m；标准段顶、底板厚0.65 m，腹板厚0.65 m；拱圈拱脚至第1、2根立柱中间为渐变段，顶、底板混凝土厚度由2.75 m线性变化至0.65 m，腹板厚度由1.0 m线性变化至0.65 m。吊杆和拱上立柱间距为12.8 m，吊杆处设置厚55 cm的横隔板。拱圈由C100钢管砼劲性骨架外包C50砼形成。

主要设计标准：设计荷载公路-I级；设计车速60 km/h；主桥桥面宽26.5 m；通航标准为内河航道IV-3级航道。

广安官盛渠江特大桥主桥立面布置图如图1所示，主拱圈截面图如图2所示。

图1 主桥立面布置图

2 外包混凝土浇筑分环方案

为提高施工效率，本桥浇注拱圈外包混凝土时分2环进行浇筑；每环在纵向分为8个工作面，每个工作面再分为5段，然后各个工作面同时逐段浇筑直至该环合龙。拱圈外包混凝土纵向浇筑示意图见图3。

图2 主拱圈截面图

为研究拱圈外包混凝土浇筑过程中分环方案对结构线形的影响[1]，以分环数为变量，其他参数相同，对4个不同分环方案进行对比分析。

方案1：拱圈外包混凝土分2环进行浇筑：底板+下半腹板→上半腹板+顶板；

方案2：拱圈外包混凝土分3环进行浇筑：底板→腹板(上、下腹板)→顶板；

方案3：拱圈外包混凝土分4环进行浇筑：底板→下腹板→上腹板→顶板；

方案4：拱圈外包混凝土分6环进行浇筑：底板→下腹板(外侧)→下腹板(内侧)→上腹板(外侧)→上腹板(内侧)→顶板。

图3 拱圈外包混凝土纵向浇筑顺序图

设

mi=Ai/A

式中：Ai—— 第i环浇筑的拱圈外包混凝土截面面积，cm2；A—— 拱圈外包混凝土截面总面积，cm2；i—— 浇筑外包混凝土的分环数。

方案1：拱脚m1=0.360，m2=0.620； 拱顶m1=0.480，m2=0.520。

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

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

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

拱圈外包混凝土分环浇筑示意图见图4。

图4 各分环方案浇筑顺序图

3 有限元模型建立

3.1 全桥模型

采用大型有限元软件Midas/Civil 2015分别对4个分环方案进行建模。忽略钢管对管内混凝土的套箍作用，采用双单元法模拟钢管混凝土结构[2]。拱肋钢管混凝土、横撑、横梁、桥面梁格及扣塔采用梁单元模拟，外包混凝土、桥面钢板及混凝土铺装采用板单元与梁单元节点的方式模拟[3]，吊杆、扣背索采用桁架单元模拟。钢管内混凝土按照主拱降温15 ℃计算徐变影响。外包混凝土按照Midas/Civil内徐变公式考虑徐变影响[4]。全桥模型共有：单元22 352个，其中，桁架单元84个，梁单元17 080个，板单元5 188个；节点7 824个。全桥模型如图5所示。

图5 MidasCivil 全桥模型

模型考虑了从吊装劲性骨架到全桥成桥完整的施工过程，因此次研究讨论的是拱圈外包混凝土的分环方案对结构线形及稳定性的影响，故只列出浇筑外包混凝土的施工过程，以方案1为例，施工阶段划分为：底板+下腹板i浇筑(激活湿重荷载)→底板+下腹板i刚度形成(激活混凝土单元、钝化湿重荷载)(其中i=1～5)→顶板+上腹板i浇筑(激活湿重荷载)→顶板+上腹板i刚度形成(激活混凝土单元、钝化湿重荷载)(其中i=1～5)。

4 各方案拱肋线形对比分析

根据文献可知，在大多数劲性骨架拱桥外包混凝土浇筑过程中，拱顶会出现反复上挠；拱圈外包结束后，拱肋线形不佳[5-6]。故对各方案在拱圈外包过程中的拱顶挠度变化和外包完成后的拱肋线形进行对比分析。

4.1 外包混凝土浇筑过程中各方案的线形分析

将4个方案的施工阶段转换成同一种表达形式(其中i=1～5)，施工阶段1 — 10：底板i浇筑→底板刚度形成；施工阶段11 — 20：下腹板(外侧)i浇筑→下腹板(外侧)刚度形成；施工阶段21 — 30：下腹板(内侧)i浇筑→下腹板(内侧)刚度形成；施工阶段31 —40：上腹板(外侧)i浇筑→上腹板(外侧)刚度形成；施工阶段41 — 50：上腹板(内侧)i浇筑→上腹板(内侧)刚度形成；施工阶段51 — 60：顶i浇筑→顶刚度形成。以方案1为例，第1环浇筑底板+下腹板：施工阶段1 —30；第2环浇筑上板+顶板：施工阶段31 — 60。

外包混凝土浇筑过程中各方案的拱顶挠度变化如图6所示。图中拱顶挠度为负值表示向下变形。

图6 各方案拱顶挠度变化图

由图6可知，外包过程中4个方案拱顶均出现了上挠。方案1拱顶在浇筑第2环外包混凝土时出现上挠，最大值为151.9 mm；方案2拱顶在浇筑第2环外包混凝土时出现上挠，最大值为120.2 mm；方案3拱顶在浇筑第3环外包混凝土时出现上挠，最大值为107.8 mm；方案4拱顶在浇筑第4环外包混凝土时出现上挠，最大值为102.1 mm。可见，每次浇筑混凝土的方量会影响浇筑过程中拱顶的变形，分环越多，浇筑混凝土的方量越少，拱顶上挠值越小。

4.2 外包混凝土浇筑完成后各方案的拱肋线形

为方便作图比较，以拱肋挠度作为对象进行线形对比。浇筑完成后各方案的拱肋挠度见图7。

由图7可以看出，各方案的主拱挠度变化趋势基本一致，都是L/4处下挠最大，拱顶挠度相对较小。方案1在此处挠度为225.1 mm，其拱顶挠度为151.0 mm，两者差值为74.1 mm；方案2在此处挠度为219.7 mm，其拱顶挠度为122.2 mm，两者差值为97.5 mm；方案3在此处挠度为201.9 mm，其拱顶挠度为139.3 mm，两者差值为62.6 mm；方案4在此处挠度为195.6 mm，其拱顶挠度为156.6 mm，两者差值为39 mm。

图7 外包混凝土浇筑完成后主拱挠度图

4个方案的拱肋挠度分布不符合理想挠度(二次抛物线)。方案4的拱肋线形优于其他方案，可见，分环越多，mi越小，拱肋线形越好。

5 不同分环方案对结构稳定性的影响

劲性骨架拱桥施工成败的关键是施工过程中的稳定性问题，因此还必须对其稳定性参数进行计算[7]。表1列举出了拱圈外包混凝土浇筑阶段结构的弹性稳定系数，以反映整个拱圈外包浇注过程结构的稳定性。

表1 外包混凝土阶段稳定系数(无量纲)表

注：方案1中浇筑下腹板① — ④段为实际施工中浇筑底板+下腹板① — ④段，浇筑顶板① — ④段为实际施工中浇筑顶板+上腹板① — ④段；方案2浇筑上腹板① — ④段为实际施工中浇筑上腹板+下腹板① — ④段。

从表1可以看出，方案1在浇筑第1环即顶板+上腹板过程中，由于m1较大，合龙成拱之前受力主要由劲性骨架承担，因此浇筑该环时结构的弹性稳定系数相对较小，其最小值产生在浇筑第1环第①段时，稳定系数为7.544。当第1环合龙成拱后，形成了较强的钢混结构，因此在第2环浇筑过程中稳定系数较高。方案2在浇筑第2环过程中各阶段稳定系数较小，最小值为5.976，同时也是各方案中的最小值。这是因为第1环的m1较小，虽已合龙，但整体刚度较小，而第2环m2比m1大1倍，由于前后两环mi比mi-1大很多，对结构受力不利，因此导致了结构的弹性稳定系数小。方案3、4的稳定系数都较大。各方案中弹性稳定系数均大于4[3]，故均满足规范要求。

外包混凝土浇筑过程中结构的稳定性并不与分环数呈线形变化关系。各环mi的均匀性对稳定性影响较大，前后两环mi与mi-1差值越小，对结构稳定越有利。

6 结 语

通过对劲性骨架拱桥拱圈外包混凝土不同分环浇筑方案的拱肋线形进行比较分析，同时从稳定性方面对外包浇筑过程中结构的安全性给出评价，得出如下结论:

(1) 每次浇筑混凝土的方量会影响浇筑过程中拱顶的变形，分环越多，拱顶上挠值越小。

(2) 4个方案的拱肋挠度分布不符合理想挠度(二次抛物线)。方案4的拱肋线形优于其他方案。分环越多，拱肋线形越好。

(3) 前后两环mi与mi-1差值对稳定性影响较大，差值越小、分环数越多对结构稳定越有利。建议在分环时尽量对外包混凝土截面进行均匀分环，保证mi与mi-1的差值在合理范围内。

[1] 谢邦珠，庄卫林，蒋劲松，等．钢管混凝土劲性骨架成拱技术的兴起和发展[C].第二十一届全国桥梁学术会议论文集(上册)，2014:19-22．

[2] 张犇．大跨劲性骨架混凝土箱拱桥施工优化设计[D]．重庆:重庆交通大学，2011:23-24．

[3] 朱伯芳．有限单元法原理与应用[M]．第3版．北京:中国水利水电出版社，2009:8-14．

[4] JTG/T D65-06-2015．公路钢管混凝土拱桥设计规范[S]．北京:人民交通出版社，2015:19.

[5] 郑皆连．在劲性拱骨架上实现混凝土连续浇注的探讨[J]．重庆交通大学学报，2011,30(增刊2):1100-1105.

[6] 杨峰．大跨劲性骨架混凝土拱桥外包混凝土浇筑分段研究[D].重庆:重庆交通大学,2013:8-11.

[7] 谢尚英，钱冬生．劲性骨架施工阶段非线性稳定分析[J]．土木工程学报，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

国家自然科学基金项目“交变荷载与侵蚀环境耦合作用下斜拉索腐蚀疲劳损伤机理与寿命预测模型研究”(51478071)

王藐民(1992 — )，男，重庆交通大学在读硕士研究生，研究方向为大跨径桥梁设计理论。

吴海军(1975 — )，男，教授，研究方向为桥梁结构分析与耐久性。E-mail：583921237@qq.com。

U445.47

A

1673-1980(2017)03-0071-04