大跨度鋼管混凝土勁性骨架箱形拱橋平轉施工穩定性研究

史永亮

（中鐵十六局集團路橋工程有限公司，北京 101500）

1 工程概況

四川化成大橋是一座凈跨150 m、寬8 m的上承式鋼筋混凝土箱形拱橋，橋型立面見圖1。主拱圈成拱工藝按“有平衡重平轉施工”設計，轉出的半跨橋體為帶混凝土底板的小直徑鋼管混凝土勁性骨架。主孔為上承式勁性骨架鋼筋混凝土箱形拱橋，凈矢高18.75 m，凈矢跨比1/8，拱軸系數m為1.988，主拱圈為等截面懸鏈線單箱雙室箱形拱。轉動體系立面構造見圖2。

圖1 橋型立面（單位：m）

主拱圈箱寬7.5 m，高2.8 m，拱箱側腹板、中腹板中心線距離為3.4 m，頂、底板厚0.3 m，側腹板和中腹板厚0.38 m，每個室的四角設有0.5 m×0.2 m倒角。每排立柱下和每排立柱間（2道）設有拱箱橫隔板，橫隔板厚度為0.25 m。拱腳至第2道橫隔板長度范圍內（11.537 m）設置頂、底加厚段，頂、底板厚度由30 cm加厚至拱腳斷面的50 cm。勁性骨架橫剖面見圖3。

圖2 轉動體系立面構造（單位：mm）

圖3 勁性骨架橫剖面（單位：mm）

本橋轉動體系為鋼筋混凝土底板和勁性骨架（型鋼和鋼管組成的桁架結構），是半跨鋼-混組合結構的拱形空間網架。下弦為寬7.5 m、厚12 cm的鋼筋混凝土底板，上弦為3片?377×12 mm的鋼管混凝土桿件，腹桿為雙肢角鋼2∠110×10的平面桁架，桁架中心線距離為3.4 m，桁架的縱向節間距離約為2.4 m，腹桿、上平聯以及橫剖面上的橫向剪刀撐都用型鋼通過節點板聯結形成三角形。這種轉動體系的特點是重量輕、剛度和強度大。

2 施工方案概述

在橋臺岸邊開挖基礎、澆筑上下轉盤基礎混凝土和背墻混凝土；在橋兩岸合適的地段制作鋼骨架，預拼裝合格后運送到拱圈模板支架上進行鋼骨架的空間組裝；在拱圈支架模板上，澆筑12 cm厚的底板混凝土，形成“帶混凝土底板的小直徑鋼管混凝土勁性骨架”；當背墻和底板混凝土的強度達到設計要求后，張拉脫架進行平轉［1-3］。

轉體合龍成拱后，進行無支架拱上加載施工，依次對稱澆筑：鋼管內混凝土→下腹板混凝土→上腹板混凝土→底板加厚混凝土→頂板混凝土，最后形成主拱圈。

3 轉體施工階段穩定性分析

通過MIDAS/Civil有限元軟件對四川化成大橋施工各階段進行特征值屈曲分析，根據穩定系數指導施工過程。在結構脫離支架后進行線性預測時，通過荷載等效的形式考慮錨板重量；做拱肋穩定性分析時，采用固接的形式將拉鎖與錨固背墻端及拱腳處連接起來。忽略背墻的回彈效應、不考慮材料非線性［4-6］。

采用板單元模擬不同厚度的拱肋側板、底板及隔板，采用梁單元模擬等效的鋼筋、保險墩及拉索。

將扣索連接于背墻端的邊界設置為固接，拱腳處亦設置為固接，略去背墻對結構穩定性分析的影響，分析在設計尺寸下拱肋完全脫離支架時的穩定情況。由計算可得，結構在自重下的一階失穩模態表現為整體面內失穩，且在拱腳處局部有所變形，前5階失穩模態中線彈性穩定系數及一階失穩模態見圖4和表1。

圖4 半拱階段一階失穩模態

轉體前且脫離支架后，裸拱狀態下的特征值穩定分析結果表明，該橋的一階失穩模態為結構整體面內失穩，拱腳局部側板發生了屈曲，這說明該橋在該初始拉索力條件下的沒有發現平面外失穩現象，相對與開口薄壁轉體拱圈施工階段的面外失穩的情況穩定性要好很多。但局部屈曲失穩仍然出現，應引起足夠的重視。對于實橋的穩定分析，只考慮一階失穩的特征值及特征向量。

在實際的工程設計中，不考慮結構的幾何非線性和材料非線性的穩定分析，得到的穩定系數必然偏大。大跨度拱橋設計中常采用較大的穩定系數，以保證施工安全和經濟合理。本橋在脫離支架后，施工階段的線彈性穩定安全系數為10.5。為了切實保證局部失穩不優先發生，應重視對箱的拱腳部位構造的設計。同時此結構相對于開口薄壁轉體結構穩定性要高［7-9］。

表1 線彈性穩定系數及失穩模態描述

4 勁性骨架合龍成拱后穩定性分析

4.1 二期混凝土澆筑順序分析

拱肋轉體施工合龍后，澆筑二期混凝土腹板及底板的加厚層，現澆混凝土尚未硬化之前，其增加的重量增加了結構發生失穩的可能性。

勁性骨架拱圈合龍后，二期混凝土澆筑的順序不同，將對拱圈的穩定性產生較大的影響，將從3種情況進行分析：先澆筑鋼管內混凝土（工況1）；腹板分上下腹板澆筑，先澆筑下腹板混凝土（工況2）；先澆筑底板加厚混凝土（工況3）［10］。

分析合龍后的勁性骨架在上述3種情況的一階失穩模態及穩定安全系數，見表2，工況1一階失穩模態見圖5。

表2 穩定系數與失穩模態

圖5 合龍后勁性骨架工況1一階失穩模態

由表2可知，在勁性骨架拱圈合龍后，先澆筑鋼管內混凝土對整個拱圈的穩定性影響較小，澆筑底板加厚混凝土穩定性影響較大，宜先澆筑鋼管內混凝土。

4.2 不同工況下的穩定安全性分析

二期混凝土先澆筑鋼管內混凝土，后澆筑腹板和底板加厚混凝土，按照此順序可分為6個施工階段：勁性骨架合龍（階段1）→澆筑鋼管內混凝土（階段2）→澆筑下腹板混凝土（階段3）→澆筑上腹板混凝土（階段4）→澆筑底板加厚混凝土（階段5）→澆筑頂板混凝土（階段6）。

結構的屈曲分析按照上述6種施工階段進行討論，對應的穩定安全系數及失穩模態見表3。

表3 結構穩定安全系數及失穩模態

由前文分析可知，拱腳勁性骨架局部失穩是二期混凝土澆筑完成前結構的主要失穩模態。由表3可知，當勁性骨架合龍后，整個結構穩定安全系數已提高到了25.2，且失穩模態表現為整體面內豎彎失穩；最不利工況發生在澆筑混凝土上腹板階段，穩定安全系數為15.4。拱圈由于新澆筑的混凝土尚未提供剛度，致使拱圈的局部受載過大，當新澆筑的混凝土達到一定齡期后可以提供相應的強度，此時結構的穩定性能又得到了提高，所以，需要特別注意混凝土澆筑順序與澆筑量。由其他工況的失穩模態可以看出，隨著拱圈的頂底板混凝土逐漸澆筑變厚，結構的穩定安全系數均大于澆筑腹板時的穩定安全系數。

5 成橋階段穩定性分析

勁性骨架主拱圈采用板單元和梁單元組合，立柱和T梁采用梁單元，其中拱圈內鋼筋籠和拱頂空腹段區域無法模擬結構采用外部荷載加載，拱圈頂部橋面采用虛擬橋面模擬，便于二期恒載和汽車荷載的加載。

MIDAS/Civil軟件進行結構分析時，不容許將屈曲分析與移動荷載分析同時進行，故需要通過等效的方式將移動荷載以最不利的方式按照靜力的形式施加在模型上，從而形成用于分析的確定荷載矩陣。

活載考慮以下工況：①結構自重+二期恒載（僅主拱圈）；②結構自重+二期恒載（含拱上建筑）；③結構自重+二期恒載+拱腳截面彎矩最不利工況；④結構自重+二期恒載+1/8截面彎矩最不利工況；⑤結構自重+二期恒載+1/4截面彎矩最不利工況；⑥結構自重+二期恒載+3/4截面彎矩最不利工況；⑦結構自重+二期恒載+拱頂截面彎矩最不利工況。

恒載+活載作用下的勁性骨架主拱圈穩定安全系數及失穩模態見表4及圖6。

表4 恒載+活載作用下勁性骨架主拱圈的穩定安全系數及失穩模態

圖6 恒載+活載作用下的勁性骨架主拱圈失穩模態

由表4可知，不同工況下的一階穩定安全系數均大于4，滿足JTG/T D65?06—2015《公路鋼管混凝土拱橋設計規范》要求［11］，結構處于安全狀態。將二期混凝土是否提供剛度作為2種情況分析：1）當拱上建筑與主拱圈尚未共同工作時，主拱圈上僅僅是增加了額外的荷載，此時拱圈穩定安全系數為23.77，失穩模態為面內失穩；2）當拱上建筑與主拱圈共同工作時，此時拱圈穩定安全系數為21.18，失穩模態亦為面內失穩，由此可知，拱上建筑削弱了結構穩定性，數值變化量為2.59。在考慮活載作用時，結構最低穩定性系數出現在工況②，即拱腳截面彎矩最不利情況，此時穩定安全系數為19.57，對比工況①與其他工況結構穩定性系數，活載對結構的穩定系數有一定的影響。

6 結論

1）轉體施工階段自重荷載穩定性研究表明，結構一階失穩基本以局部失穩引起平面內失穩為主，局部失穩容易發生在拱腳加勁骨架附近，宜對拱腳加勁骨架進行加固處理。

2）拱肋合龍后，通過對澆筑二期混凝土不同工況的穩定性能分析，發現最不利工況發生在澆筑混凝土腹板階段。拱圈由于新澆筑的混凝土尚未提供剛度，致使拱圈的局部受載過大，在澆筑腹板混凝土時，應當分層澆筑，適當減緩施工速度，待新澆筑的混凝土有一定的剛度后再繼續澆筑。

3）在成橋階段分析時，拱上建筑和主拱圈聯合作用對主拱圈的穩定起到削弱作用，同時汽車活載對穩定性也有一定的影響。

因此，在轉體施工階段及合龍后二期荷載澆筑階段，施工中要加強監控拱腳位置的勁性骨架出現局部失穩的可能性。通過合理的設計，正確的施工澆筑過程及構造措施可避免局部屈曲的出現。