鐵路大跨度勁性骨架拱橋外包混凝土澆筑方案分析

王小飛

（1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，武漢 430063；2.中鐵建大橋設計研究院，武漢 430063）

上承式混凝土拱橋具有跨越能力強、剛度大、承載能力強、造價低、后期養(yǎng)護維修工作量小等優(yōu)點，在山高谷深等地形地質條件合適的橋位處具有很強的競爭力［1］，近年來逐漸成為山區(qū)鐵路大跨度橋梁的一種主選結構形式，例如，滬昆鐵路北盤江特大橋跨度達到445 m，是世界上最大跨度的上承式混凝土拱橋。目前，混凝土拱圈的施工方法主要有懸臂法、轉體法和勁性骨架法［2］。勁性骨架法是利用型鋼或鋼管混凝土作為拱圈骨架兼作施工支架，分段分層澆筑外包混凝土，有效解決了大跨度混凝土拱橋因自重過大導致施工困難的問題［3］。勁性骨架外包混凝土的形成需要經歷一系列體系轉換，其力學模型和截面特性不斷變化，骨架受力往往是設計和施工的控制因素［4-9］。

本文以一座新建鐵路主跨337 m 上承式勁性骨架混凝土拱橋為背景，采用有限元法對勁性骨架在施工過程中的受力狀態(tài)進行分析，研究不同外包混凝土施工方案的受力特征。

1 工程概況

新建鐵路橋橋址處地勢起伏較大，相對高差約400 m，自然坡度60°～85°，是典型的山區(qū)V 形峽谷。因此，采用主跨337 m 上承式鋼管混凝土勁性骨架拱橋一跨跨越峽谷。該橋設計時速120 km，設計采用單線ZKH 活載，主拱計算矢高61.5 m，矢跨比1/5.48，拱軸線為拱軸系數2.0 的懸鏈線，建成后將成為國內最大跨度的單線鐵路拱橋，也是國內矢跨比最小的上承式鐵路拱橋。主橋立面布置見圖1。

圖1 主橋總體布置（單位：m）

主拱圈由勁性鋼管混凝土骨架外包C55混凝土構成。為方便施工，采用單箱雙室矩形截面（圖2）。頂板和腹板等厚，底板由拱頂向拱腳分段變厚，拱腳設2 m 實心段。全拱范圍設置11 道橫隔板，位于拱上立柱下方。

圖2 拱頂橫截面（單位：m）

拱肋勁性骨架采用鋼管混凝土構件，如圖3所示。上下弦主鋼管共6 肢，采用Q370qC 圓形鋼管，管內灌注自密實無收縮C60 混凝土；主鋼管外徑900 mm，壁厚24～48 mm；桁架腹桿采用∟90×90×12 角鋼組合構件；聯接系桿件采用∟75×75×10 角鋼組合構件。全橋勁性骨架總質量2 550 t，管內灌注混凝土1 280 m3，外包混凝土1.22萬m3。

圖3 主拱勁性骨架

2 有限元模型

勁性骨架拱橋在主拱建造過程中經歷多次體系轉換，拱圈強度和剛度是逐步形成的。大量工程實踐表明，應力疊加法考慮了拱圈各施工階段的荷載分布和截面特點，對各構件截面應力計算更加準確［3］。因此本文采用應力疊加法進行計算分析。

采用MIDAS/Civil 建立外包混凝土施工階段有限元模型，其中勁性骨架腹桿及橫撐采用空間梁單元模擬，鋼管混凝土弦管采用施工階段聯合截面梁單元模擬，通過調整剛度系數模擬鋼管對混凝土的套箍作用；外包混凝土采用施工階段聯合截面梁單元模擬，通過虛擬剛臂實現與勁性骨架的變形協調［10］。所有材料均假設為線彈性，混凝土結構重度為26.0 kN/m3，彈性模量為35.5 GPa，勁性骨架結構重度為76.98 kN/m3，彈性模量為206 GPa。外包混凝土在未達到強度時，僅作為均布荷載作用于勁性骨架弦管，達到強度后激活相應附加截面并鈍化等效濕重［11］。

3 外包混凝土澆筑方案分析

3.1 縱向分段分析

大跨度勁性骨架拱橋外包混凝土通常采用分環(huán)分段澆筑方法［2］。分段澆筑是指沿主拱縱向劃分多個施工面，同時均衡澆筑混凝土。施工過程中作用在勁性骨架上的混凝土荷載比較均勻，能夠有效平衡骨架各截面的應力。縱向分段數決定了施工作業(yè)面的數量和施工投入的人員、設備數量。本文以勁性骨架外包混凝土橫向分三環(huán)為例，分別研究了兩工作面、四工作面和六工作面3 種縱向分段方案（圖4）。同一工作面按各節(jié)段編號依次澆筑，各工作面相同編號的節(jié)段同時澆筑，主拱兩側對稱澆筑。

采用兩工作面法即從兩側拱腳向拱頂連續(xù)澆筑。采用四工作面法即從兩側拱腳和主拱1/4 處、3/4 處同時向拱頂澆筑混凝土。采用六工作面法即從兩側拱腳和主拱1/6 處、2/6 處、4/6 處、5/6 處同時向拱頂澆筑混凝土。后2種方法均通過多工作面均衡澆筑實現主拱圈調載。縱向不同分段方案中勁性骨架拱腳、拱頂截面應力變化曲線分別見圖5和圖6。

圖4 拱圈外包混凝土縱向分段示意

圖5 縱向不同分段方案中勁性骨架拱腳截面應力變化曲線

圖6 縱向不同分段方案中勁性骨架拱頂截面應力變化曲線

由圖5和圖6可知：

1）在每一環(huán)澆筑過程中，勁性骨架上弦均表現為瞬時壓應力減小（拉應力增大）、環(huán)末壓應力增大（拉應力減小），與勁性骨架下弦應力變化規(guī)律恰恰相反。這是因為在每一環(huán)澆筑過程中主拱為懸臂受力，上弦壓應力儲備減小，下弦壓應力增大，而成環(huán)后主拱由懸臂受力向拱圈全截面受壓體系轉換，下弦承擔的部分壓力轉移至上弦，內力重新分配。

2）勁性骨架最不利受力狀態(tài)發(fā)生在第一環(huán)澆筑過程中的拱腳截面，且與兩工作面法相比，縱向分段澆筑可顯著降低拱腳應力水平。在第一環(huán)澆筑過程中，拱腳上弦管內混凝土瞬時拉應力由24.2 MPa（兩工作面）降低至5.0 MPa（四工作面）和1.9 MPa（六工作面）；上弦鋼管瞬時拉應力由160 MPa 降低至70 MPa；拱腳下弦管內混凝土瞬時壓應力由18.4 MPa降低至12.0 MPa；下弦鋼管瞬時壓應力由200 MPa 降低至140 MPa。

3）由四工作面增加至六工作面時結構整體應力的變化規(guī)律如下。①拱頂截面下弦管內混凝土產生的壓應力在澆筑底板過程中迅速增大至11～12 MPa，隨后在腹板成環(huán)和頂板成環(huán)過程中受體系轉換的影響，應力緩慢增大，至澆筑完畢時永存應力維持在14.4 MPa（六工作面）和15.4 MPa（四工作面）；下弦鋼管的最大壓應力由99.1 MPa（兩工作面）增加至155.0 MPa（六工作面）和171.0 MPa（四工作面）。因此，工作面的增加可以減小拱頂下弦應力水平。②不同于普通鐵路拱橋，坦拱拱頂承受更大的彎矩作用，該受力特性決定了勁性骨架拱頂上弦為壓應力控制截面。隨著工作面數量的增加，拱頂上弦的瞬時壓應力和永存壓應力均有所增大。其中，上弦鋼管的最大壓應力從57 MPa（兩工作面）增加至220 MPa（四工作面）和232 MPa（六工作面），管內混凝土的最大壓應力由4.0 MPa（兩工作面）增加至20.0 MPa（四工作面）和21.6 MPa（六工作面）。因此，增加工作面對拱頂上弦受力產生不利影響。由四工作面增加至六工作面對結構正體應力的改善有利也有弊。

外包混凝土澆筑過程中拱頂截面撓度變化曲線見圖7，圖中撓度以向上為正、向下為負，并以澆筑開始位置為位移零點。可知，澆筑拱腳段混凝土會導致拱圈上撓，而澆筑拱頂段混凝土則使拱圈產生下撓。兩工作面法在第一環(huán)澆筑至主拱1/4 處時拱頂最大上撓量166 mm，底板合龍后下降至43 mm，隨后在腹板和頂板澆筑過程中撓度峰值依次為80，-52，-36，-101 mm。反復的撓度變化會增加結構的施工風險，因此必須控制拱圈變形，避免產生過大的反復撓曲變化。四工作面法在澆筑過程中也出現一定的反復撓曲變化，而六工作面法基本可以實現拱圈均勻加載，在外包混凝土澆筑過程中拱頂幾乎沒有上撓。

圖7 外包混凝土澆筑過程中拱頂截面撓度變化曲線

該橋沿主拱縱向共分為35 個節(jié)段，每個節(jié)段長10～11 m，若主拱橫向分三環(huán)澆筑，采用兩工作面法所需工期為14.4 個月，采用四工作面法需7.2 個月，而采用六工作面法僅需4.8 個月，但工作面的增加會使節(jié)段交界處未包混凝土的弦桿處于不利狀態(tài)，且掛籃設備和模板的數量會成倍增加。綜合需考慮結構的受力、變形、工期和大型臨時設施的成本，該橋采用六工作面法澆筑外包混凝土方案。

3.2 橫向分環(huán)分析

勁性骨架外包混凝土橫向分環(huán)的目的是先澆筑混凝土，使其在縱向盡快成環(huán)，待其獲得強度并參與工作后可以逐步提高主拱圈的剛度和承載能力，降低施工過程的結構瞬時應力和澆筑完成后的永存應力，使截面受力和變形控制在允許范圍內。考慮到施工的便捷性和經濟性，主拱圈的分環(huán)不宜過多。由于主拱截面較小，外包混凝土總方量僅1.22 萬m3，因此本文選擇3種方案進行對比分析，見圖8。

圖8 拱圈外包混凝土橫向分環(huán)

其中，一環(huán)方案為截面在橫向一次性澆筑完成；兩環(huán)方案將截面劃分為底板、下腹板、上腹板和頂板，其中下腹板和底板同時澆筑，待其合龍后同時澆筑上腹板和頂板；三環(huán)方案將截面劃分為底板、腹板和頂板，自下而上分環(huán)澆筑。橫向不同分環(huán)方案中骨架應力變化曲線見圖9。

1）由圖9（b）和圖9（d）可知，主拱圈外包混凝土自下而上分環(huán)澆筑，因此勁性骨架下弦在底板澆筑過程中應力迅速增大，隨后底板參與受力，對混凝土荷載進行了有效分擔，下弦鋼管和管內混凝土在腹板和頂板的澆筑過程中應力增大速率變緩。

圖9 橫向不同分環(huán)方案中骨架應力變化曲線

2）分析圖9 中同一澆筑方案可知，拱腳截面下弦壓應力大于上弦，而拱頂截面上弦壓應力大于下弦，這是因為坦拱拱腳承受負彎矩而拱頂承受正彎矩，該受力特性使得拱腳上弦在底板澆筑過程中出現了瞬時拉應力，其中一環(huán)方案1.33 MPa，兩環(huán)方案2.65 MPa，三環(huán)方案1.94 MPa，均小于C60 混凝土的軸心抗拉極限強度。

3）通過對比圖9 中3 種澆筑方案的瞬時應力和永存應力可知，隨著截面橫向分環(huán)數的增加，骨架鋼管和管內混凝土應力顯著降低。①一環(huán)方案澆筑過程中勁性骨架承受全部外荷載，應力水平明顯較其他兩方案高，上弦鋼管最大壓應力301 MPa，管內混凝土最大壓應力33.6 MPa，超出TB 10091—2017《鐵路橋梁鋼結構設計規(guī)范》和TB 10092—2017《鐵路橋涵混凝土結構設計規(guī)范》中材料的容許應力；②兩環(huán)澆筑方案鋼管最大壓應力259 MPa，管內混凝土最大壓應力25.6 MPa，亦超出TB 10092—2017 中材料的容許應力；③三環(huán)澆筑方案鋼管最大壓應力232 MPa，管內混凝土最大壓應力21.6 MPa，滿足規(guī)范要求。

外包混凝土澆筑完成后主拱撓度曲線見圖10。可知，外包混凝土澆筑完成后拱肋撓度隨主拱橫向分環(huán)數量的增加而減小。主拱撓度最大值分別為407 mm（一環(huán)方案）、372 mm（兩環(huán)方案）、360 mm（三環(huán)方案），其中兩環(huán)方案和三環(huán)方案均在拱頂下撓時最大，變化趨勢亦基本一致，符合二次拋物線的理想撓度。一環(huán)方案在主拱3/8～5/8均達到了下撓最大值，加劇了該橋的坦拱效應，對成橋后結構受力不利。

圖10 外包混凝土澆筑完成后主拱撓度曲線

通過分析可知，勁性骨架外包混凝土橫向分環(huán)有利于主拱受力，但施工工期也成倍增長。依據規(guī)范要求的骨架應力控制指標和主拱變形情況，該橋采用三環(huán)澆筑外包混凝土方案比較合理。

4 結論

1）勁性骨架拱橋的坦拱受力特性決定了其拱頂上弦為勁性骨架壓應力控制截面，而拱腳上弦為拉應力控制截面。采用多工作面法澆筑外包混凝土可將下弦承擔的部分壓力轉移至上弦，對勁性骨架的受力有利也有弊。

2）采用六工作面法澆筑基本可以實現拱圈均勻加載，拱頂基本無上撓，勁性骨架最大應力滿足規(guī)范要求。綜合慮結構受力、工期和大型臨時設施的成本，采用六工作面澆筑外包混凝土方案。

3）外包混凝土橫向分環(huán)有利于勁性骨架受力，隨著分環(huán)數的增加，骨架鋼管和管內混凝土的應力顯著降低。依據規(guī)范要求的骨架應力控制指標和骨架變形情況，采用三環(huán)澆筑外包混凝土方案比較合理。