劲性骨架混凝土拱桥外包混凝土分环浇筑方案对结构受力的影响

吴海军 ，王藐民，陆 萍

(重庆交通大学 土木工程学院，重庆 400074)

劲性骨架混凝土拱桥外包混凝土分环浇筑方案对结构受力的影响

吴海军 ，王藐民，陆 萍

(重庆交通大学 土木工程学院，重庆 400074)

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，并进行了完整的施工阶段计算。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受力的影响。发现分环数量对劲性骨架及外包混凝土应力均有明显影响；分环越多，劲性骨架应力变化越平缓，其应力越小；m1的大小对外包混凝土应力影响较大，在满足劲性骨架承载力、稳定性及施工安全要求的前提下，m1值越大，外包混凝土的应力越小。最后，从兼顾施工速度及结构受力角度提出了一些建议。

桥梁工程；拱桥；劲性骨架；外包混凝土；分环方案；结构受力

0 引 言

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，吊杆处设厚55 cm的横隔板。拱圈由C100钢管混凝土劲性骨架外包C50混凝土形成。

劲性骨架为钢管混凝土弦杆和钢管腹杆组成的桁架结构，每肋左、右腹板设上、中、下3道弦杆，其中上、下弦杆采用351×14～18 mm、内灌C100混凝土的钢管混凝土，中弦杆采用273×10～12 mm、内灌C100混凝土的钢管混凝土；弦杆通过152×10～12 mm的空钢管腹杆连接而构成桁架结构，横隔板对应位置设临时交叉斜撑。横撑劲性骨架采用型钢组成桁架结构，横撑弦杆与腹杆、平联均通过节点板焊接。

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，主拱圈截面图如图2。

图1 主桥立面布置(单位：cm)Fig. 1 Elevation of main bridge

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

1 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如图3。

为研究拱圈外包混凝土浇筑过程中分环方案对结构行为的影响[1]，以分环数为变量，其他相同，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环进行浇注：底板+下半腹板→上半腹板+顶板；

方案2：拱圈外包混凝土分3环进行浇注：底板→腹板(上、下腹板)→顶板；

方案3：拱圈外包混凝土分4环进行浇注：底板→下腹板→上腹板→顶板；

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

式中：Ai为第i环浇筑的拱圈外包混凝土截面面积；A为拱圈外包混凝土截面面积；i为浇筑外包混凝土的分环数。

方案1： 拱脚m1=0.36；m2=0.62

拱顶m1=0.48；m2=0.52

方案2：拱脚m1=0.15；m2=0.54；m3=0.31

拱顶m1=0.25；m2=0.45；m3=0.3

方案3：拱脚m1=0.15；m2=0.21；m3=0.33；

m4=0.31

拱顶m1=0.25；m2=0.23；m3=0.22；

m4=0.3

方案4：拱脚m1=0.15；m2=0.105；m3=0.105；

m4=0.165；m5=0.165；m6=0.31

拱顶m1=0.25；m2=0.115；m3=0.115；

m4=0.11；m5=0.11；m6=0.3

拱圈外包混凝土分环示意图，如图4。

图4 各分环方案浇筑顺序Fig. 4 Pouring sequence of different pouring cycle schemes

2 分析模型建立

2.1 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。由于施工阶段混凝土应力应变较低，可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]。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Midas/Civil内徐变公式考虑徐变影响[4]。模型不考虑温度变化及基础沉降等因素的影响。在混凝土灌注阶段的施工仿真分析中，对钢管内液态混凝土的处理已经达到共识[5-7]:分析计算时不考虑液态混凝土刚度作用，直接把它视为外加荷载作用在钢管拱肋上。

外包混凝土的浇筑过程采用Midas/Civil中施工阶段分析的激活、钝化功能进行模拟[8]。模拟过程为：在外包混凝土浇筑完成但未形成强度前，将混凝土湿重按照梁单元荷载施加在钢管拱肋上。待混凝土形成强度后，钝化梁单元荷载，激活浇筑的外包混凝土单元。

全桥模型共有单元22 352个，其中桁架单元84个，梁单元1 780个，板单元5 188个。节点7 824个，全桥模型如图5。

图5 Midas/Civil 全桥模型Fig. 5 Finite element model of whole bridge by Midas/Civil

2.2 施工阶段划分

模型考虑了从吊装劲性骨架到全桥成桥完整的施工过程，因笔者讨论的是拱圈外包混凝土的分环方案对结构行为的影响，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)。

3 各方案受力对比分析

认为在每环合拢前，浇筑最后一段混凝土但未形成强度时为该环施工过程中的最不利工况[9]。

3.1 钢管应力对比分析

3.1.1 下腹板合拢前

下腹板合拢前上、下弦钢管应力如图6～图7，图中“-”为压应力，“+”为拉应力。

图6 下腹板合拢前各方案上弦杆应力Fig. 6 Upper chord stress of different schemes before lower web closure

图7 下腹板合拢前各方案下弦钢管应力Fig. 7 Stress of lower chord steel tubes of different schemes before lower web closure

从图6～图7中可以看出，方案1的上、下弦钢管应力比方案3、4大，而方案3、4两者的应力大小几乎相同。这是因为方案1底板与下腹板一起浇筑，其m1更大，且混凝土没有形成完整的一环，结构体系没有发生变化，因此钢管所承受的力也更大。而方案3、4底板已经合拢，与劲性骨架形成钢-混组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、下弦钢管应力小，其差值为9～20 MPa。

注意到在下弦钢管应力图中，方案1、3、4的钢管应力在某处有很明显的跳跃。在浇筑外包混凝土过程中，钢管应力表达式如式(1)[10]：

(1)

式中：δ0为钢管初始应力；A为截面积；I为截面惯性矩；N为轴向力；M为弯矩。

下腹板和拢前各方案下弦钢管绕Y轴的弯矩如图8。其中以顺桥向为X轴，横桥向为Y轴，高度方向为Z轴。图中“-”为负弯矩，“+”为正弯矩。

图8 下腹板合拢前各方案下弦钢管弯矩Fig. 8 Moment of lower chord steel tubes of different schemes before lower web closure

由图8知，下腹板和拢前各方案下弦钢管绕Y轴的弯矩最大值出现在拱脚处，其中方案1的拱脚弯矩值最大，为80.63 kN·m。除拱脚附近截面外，下弦钢管绕Y轴的弯矩都在-32.11～19.99 kN·m范围内，由弯矩引起的应力不超过21.51 MPa。因此在浇筑外包混凝土过程中弯矩对下弦钢管的应力影响较小。

由上面的分析可知，造成钢管应力在某处有很明显的跳跃原因是：在工作面N+1的①段与工作面N的⑤段的交界处由于浇筑顺序的原因而形成了截面形式的突变，其A和I发生了很大变化，从而导致两截面应力相差较大。造成了应力图的跳跃现象。方案1中，相邻梁截面最大差值为164 MPa。方案1与方案3、方案4下弦钢管最大差值为88 MPa。

3.1.2 顶板合拢前

顶板合拢前上、下弦钢管应力如图9～图10。图中“-”为压应力，“+”为拉应力。

图9 顶板合拢前各方案上弦杆应力Fig. 9 Upper chord stress of different schemes before roof web closure

图10 顶板合拢前各方案下弦钢管应力Fig. 10 Stress of lower chord steel tubes of different schemes before roof web closure

由图9～图10可知，方案1中相邻截面应力最大差值为153.5 MPa；方案2中相邻两截面最大差值为63 MPa；方案3中相邻两截面最大差值为51.5 MPa；方案4中相邻两截面最大差值为47.5 MPa。方案1在工作面交界处钢管应力较方案2、3、4有更明显的跳跃，这是因为方案1在1环中mi更大，截面积变化更大，因此钢管相邻两截面的应力差值越大。

可以很明显的看出，分环浇筑次数对下弦钢管应力的均匀程度有很大的影响，2环(方案1)浇筑会产生明显的应力跳跃，分环越多应力变化越平缓。因此在选择外包混凝土浇筑方案时适当增加分环数，减小每环mi，可以减小钢管应力的突变。

3.2 管内混凝土应力对比分析

本桥首次采用C100高强混凝土作为钢管内灌混凝土，以提高劲性骨架的强度和刚度。内灌混凝土在顶板混凝土合拢前的应力分布规律如图11～图12。图中“-”为压应力，“+”为拉应力。

图11 上弦钢管内混凝土应力Fig. 11 Concrete stress of upper chord steel tubes

图12 下弦钢管内混凝土应力Fig. 12 Concrete stress of lower chord steel tubes

上弦钢管内混凝土应力图中方案1～方案4的最大值分别为34.1、34.2、29.1、25.2 MPa；下弦钢管内混凝土应力图中方案1～4最大值分别为33.7、28.8、25.2、24.1 MPa。对比钢管应力可知，外包过程中内灌混凝土的应力与钢管应力分布规律一致，表明内灌混凝土与钢管共同参与受力，也证明了采用双单元法模拟钢管混凝土结构的正确性。

3.3 外包混凝土应力对比分析

3.3.1 顶板合拢前

顶板合拢前为外包混凝土浇筑过程最不利工况，外包混凝土应力分布如图13。图中“-”为压应力，“+”为拉应力。

图13 顶板合龙前拱圈外包混凝土应力Fig. 13 Concrete stress of the externally wrapped concrete before roof web closure

由图13可以看出，方案1外包混凝土的应力明显小于方案2、3、4，其最大压应力值比方案2小4 MPa。这是因为方案1第1环浇筑的m1大，合拢后形成更大的截面与劲性骨架共同承担下1环的浇筑，由式(1)可知其外包混凝土应力会更小。而方案2的应力比方案1、3、4的应力大，这是因为在第1环浇筑底板完成后，第2环浇筑上腹板+下腹板，浇筑的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外包混凝土应力相对更大。各方案外包混凝土压应力最大值：方案1为8.61 MPa，方案2为12.61 MPa，方案3为11.1 MPa，方案4为10.6 MPa，均小于fcd=22.4 MPa，故都满足要求。

3.3.2 10年收缩徐变后

本桥成桥后，考虑10年收缩徐变得到外包混凝土应力分布如图14。图中“-”为压应力，“+”为拉应力。

图14 10年收缩徐变后拱圈外包混凝土应力Fig. 14 Concrete stress of the externally wrapped concrete after shrinkage and creep in 10 years

由于浇筑外包混凝土分环方案的不同，在10年收缩徐变后方案1的外包混凝土应力始终比方案2～方案4小，其最大值为8.23 MPa，较方案2小2.27 MPa。而方案2～方案4的外包混凝土应力基本相同。图14中各方案的应力跳跃是桥面吊杆在与拱圈交接处局部应力不均匀引起的。

可见，外包混凝土分环数对外包混凝土应力有较大影响，对比图14与图13可以发现，m1的大小对其影响最大。在满足劲性骨架承载力、稳定性及施工安全要求的前提下，m1值越大，外包混凝土的应力越小。

4 结 论

笔者通过对外包混凝土浇筑过程中不同分环方案的钢管、内灌混凝土、外包混凝土应力进行对比分析，得出如下结论:

1)在浇筑外包混凝土过程中，分环数对劲性骨架应力大小及应力分布的均匀程度有明显影响，2环(方案1)浇筑会产生明显的应力突变，且应力较大，分环越多应力变化越平缓，劲性骨架应力越小。

2)在纵向浇筑拱圈外包混凝土时，两工作面交界处由于浇筑顺序的原因而形成了截面形状的突变，钢管应力会出现不同程度的突变现象，因此建议对此处的钢管进行适当的加强处理。

3)外包混凝土分环数对外包混凝土应力有较大影响，其中m1的大小对其影响最大。

4)由于劲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拢后，便退化为钢筋混凝土拱桥中钢筋的作用[11]。因此在满足劲性骨架承载力、稳定性及施工安全要求的前提下，适当增大m1，减少分环数，能有效的减小外包混凝土的应力水平。

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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

吴海军(1975—)，男，山西武功人，教授，博士，主要从事大跨径桥梁设计理论、桥梁施工监控及桥梁健康监测的研究。

王藐民(1992—)，男，四川达州人，硕士，主要从事大跨径桥梁设计理论、桥梁施工监控的研究。E-mail：525919202@qq.com。

U445.47

A

1674-0696(2017)11-001-06

(责任编辑：朱汉容)