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    全圓模板臺(tái)車在自密實(shí)混凝土澆筑中上浮力的控制技術(shù)*

    2022-02-02 13:47:42姚韋靖
    施工技術(shù)(中英文) 2022年23期
    關(guān)鍵詞:方量支撐力抗浮

    施 筍,姚韋靖

    (1.北京住總市政道橋工程有限責(zé)任公司,北京 100028;2.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院,安徽 淮南 232001)

    0 引言

    隨著我國(guó)工程建設(shè)速度加快,在隧道結(jié)構(gòu)和輸水隧洞結(jié)構(gòu)施工中,自密實(shí)混凝土結(jié)合模板臺(tái)車的應(yīng)用越來(lái)越廣泛。自密實(shí)混凝土在隧洞(道)結(jié)構(gòu)中,實(shí)現(xiàn)模板臺(tái)車一次澆筑成型的同時(shí),由于模板臺(tái)車上浮引起臺(tái)車端頭封堵板偏位跑模、臺(tái)車結(jié)構(gòu)變形破壞、抗浮支撐變形、隧洞(道)澆筑的混凝土結(jié)構(gòu)被拆除返工等問(wèn)題,給施工造成極大困擾,因此,在自密實(shí)混凝土澆筑中,找出影響模板臺(tái)車上浮的關(guān)鍵,并形成關(guān)鍵技術(shù)是確保成型隧洞(道)結(jié)構(gòu)質(zhì)量和順利施工的關(guān)鍵。

    目前對(duì)混凝土結(jié)合臺(tái)車的施工應(yīng)用研究較多,對(duì)控制模板臺(tái)車上浮的技術(shù)缺少研究且不完善。張俊英等在阿基米德定律基礎(chǔ)上分析臺(tái)車上浮力,總結(jié)關(guān)于浮力的相關(guān)理論公式。高淑嫻通過(guò)貼應(yīng)變片得出浮力與時(shí)間的關(guān)系曲線,并提出混凝土與模板間的黏附系數(shù)。王長(zhǎng)春等提到現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)浮力大小,但未闡述實(shí)測(cè)過(guò)程和方法。由此可見,目前主要集中于對(duì)模板臺(tái)車所受浮力大小的理論研究,對(duì)混凝土澆筑不同階段模板臺(tái)車抗浮力的變化和分布規(guī)律研究較少,對(duì)控制模板臺(tái)車上浮的研究針對(duì)性不強(qiáng)。北京市南水北調(diào)東干渠工程輸水隧洞長(zhǎng)約44km,結(jié)構(gòu)內(nèi)凈空直徑4 600mm,結(jié)構(gòu)厚400mm,輸水隧洞采用全圓針梁模板臺(tái)車(以下簡(jiǎn)稱“模板臺(tái)車”)自密實(shí)混凝土一次澆筑成型,施工倉(cāng)位分別長(zhǎng)12,7.5m,自密實(shí)混凝土澆筑方量累計(jì)達(dá)28萬(wàn)m3,為避免由于模板臺(tái)車上浮影響輸水隧洞結(jié)構(gòu),在已有研究基礎(chǔ)上,對(duì)模板臺(tái)車浮力變化進(jìn)行理論分析和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試,找出澆筑過(guò)程中臺(tái)車浮力變化規(guī)律,從而為控制模板臺(tái)車上浮提供依據(jù),研究模板臺(tái)車抗浮力分布規(guī)律對(duì)優(yōu)化模板臺(tái)車的抗浮設(shè)計(jì)具有重要意義。

    1 模板臺(tái)車浮力變化規(guī)律理論分析

    1.1 模板臺(tái)車計(jì)算模型建立

    1)計(jì)算模型

    為更準(zhǔn)確、更真實(shí)地反映模板臺(tái)車上浮隨著混凝土澆筑的變化情況,本文以現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際臺(tái)車數(shù)據(jù)資料為依據(jù)(以12m倉(cāng)位為例),建立基于ANSYS的1∶1模板臺(tái)車三維計(jì)算模型,其有效計(jì)算長(zhǎng)度12m,外徑4 620mm,該模型綜合考慮臺(tái)車材料性質(zhì)、主要構(gòu)件形狀和尺寸、不同構(gòu)件連接特點(diǎn)等因素,浮力變化以靜態(tài)壓強(qiáng)的形式體現(xiàn)。模板臺(tái)車三維計(jì)算模型和單元?jiǎng)澐秩鐖D1所示。

    圖1 模板臺(tái)車三維計(jì)算模型

    2)材料屬性

    模型中各主要變形構(gòu)件包括針梁、模板、抗浮裝置、門架等,均賦予實(shí)際材料的力學(xué)性能參數(shù)進(jìn)行計(jì)算,12m臺(tái)車模型與實(shí)際臺(tái)車自重均為69t。

    3)邊界條件

    抗浮裝置端頭均設(shè)置為垂直位移約束,位移為0;針梁兩端為垂直位移約束,位移為0;模板一端采用法向位移約束,根據(jù)實(shí)際情況,允許存在少量垂直位移。模型邊界條件情況如圖2所示。

    圖2 模型邊界條件

    4)加載條件

    考慮臺(tái)車自重,施加重力場(chǎng);模板周圍施加法向變化壓強(qiáng)ρg·max(h-y,0),其中ρg為混凝土密度,取25kN/m3,g為重力加速度,y為豎直坐標(biāo),h為混凝土液面高度(均以模板底部中心為坐標(biāo)原點(diǎn))。

    5)抗浮支撐力監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

    抗浮支撐力監(jiān)測(cè)點(diǎn)設(shè)置在每根抗上浮絲桿以及模板固定端,監(jiān)測(cè)自由端抗浮支撐、中間抗浮支撐-1和中間抗浮支撐-2、固定端抗浮支撐的支撐力和模板固定端所受的豎向力變化,如圖3所示。

    圖3 模板臺(tái)車抗浮支撐力監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布示意

    1.2 計(jì)算結(jié)果分析

    根據(jù)模型加載條件,結(jié)合施工情況,對(duì)臺(tái)車模板施加法向變化壓強(qiáng)的高度范圍為從模板最低點(diǎn)至二襯結(jié)構(gòu)最高點(diǎn),總高度5.01m,自下而上平均分為50步進(jìn)行逐漸加載計(jì)算,每步上升高度為100.2mm,相當(dāng)于對(duì)混凝土面逐漸上升過(guò)程進(jìn)行模擬。

    由有限元計(jì)算及臺(tái)車上浮量分析可知,0~24步混凝土澆筑方量為0~37.72m3,為控制臺(tái)車上浮的關(guān)鍵階段。當(dāng)澆筑方量達(dá)37.73m3時(shí),混凝土液面高度為2.4m,高出臺(tái)車中心線9cm。

    控制階段的臺(tái)車各部位抗浮支撐力變化關(guān)系如圖4a所示。

    圖4 臺(tái)車總抗浮支撐力變化規(guī)律

    1)由圖4a可看出,澆筑方量0~22.83m3期間,抗浮支撐力≤0,由于臺(tái)車自重對(duì)各抗浮支撐產(chǎn)生向下的拉力,使抗浮支撐均處于受拉狀態(tài)。

    2)澆筑方量達(dá)22.83m3時(shí),即液面高度達(dá)0.9m,抗浮支撐力為0,說(shuō)明F浮=G臺(tái)。

    3)澆筑方量為22.83~37.72m3(液面高度為0.9~2.4m)時(shí),抗浮力均處于線性增大狀態(tài),此階段為澆筑控制的關(guān)鍵階段。此階段臺(tái)車所承受的總抗浮支撐力變化規(guī)律如圖4b所示。由圖4b可看出,總抗浮支撐力F總=71.115x-1 665.6,其中x為澆筑液面在0.9~2.4m的澆筑方量,總抗浮支撐力以變化速率71.115kN/m3遞增。

    (1)

    4)當(dāng)澆筑方量為37.73m3時(shí),抗浮支撐力達(dá)到最大,抗浮支撐力如表1所示。

    表1 抗浮支撐力統(tǒng)計(jì)

    由表1可看出,模板固定端(與已施工完成的結(jié)構(gòu)搭接位置)承受40%以上的浮力,抗浮支撐所受總力為1 043.55kN。

    2 模板臺(tái)車浮力現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試試驗(yàn)

    2.1 試驗(yàn)概況

    根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果,在現(xiàn)場(chǎng)選取12m倉(cāng)位測(cè)試模板臺(tái)車上浮支撐力,驗(yàn)證有限元計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的匹配性。

    現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試模板臺(tái)車共設(shè)置4處抗浮支撐,其中固定端、自由端兩端抗浮支撐各采用8根絲桿共同支承,中間位置的抗浮支撐采用1臺(tái)機(jī)械千斤頂??垢≈瘟y(cè)試是在臺(tái)車抗浮裝置處安裝軸力計(jì),共安裝6臺(tái)(1~6號(hào))軸力計(jì),1,2號(hào)軸力計(jì)位于臺(tái)車自由端,3,4號(hào)軸力計(jì)位于臺(tái)車中間抗浮支撐位置,5,6號(hào)軸力計(jì)位于臺(tái)車固定端。軸力計(jì)現(xiàn)場(chǎng)安裝位置如圖5所示。

    圖5 模板臺(tái)車軸力計(jì)安裝平面及縱斷面

    1)每澆筑完1小罐車(2.5~2.7m3)記錄1次各軸力計(jì)讀數(shù)。

    2)1,2,5,6號(hào)軸力計(jì)監(jiān)測(cè)記錄從混凝土澆筑開始至完成;3,4號(hào)軸力計(jì)監(jiān)測(cè)記錄從混凝土澆筑開始至62.5m3(澆筑至62.5m3中間抗浮支撐拆除)。

    3)澆筑速度分別為10~12,6~8m3/h。

    4)混凝土采用3m3容量小罐車隧道內(nèi)運(yùn)輸,地泵送入模板臺(tái)車內(nèi)。

    2.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

    通過(guò)統(tǒng)計(jì)、總結(jié)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù),得出試驗(yàn)倉(cāng)位中最大抗浮支撐力對(duì)應(yīng)的混凝土澆筑方量和模板臺(tái)車上浮支撐力分布比例(見表2,3),并以其中兩倉(cāng)為例繪制試驗(yàn)澆筑方量和自由端支撐、中間抗浮支撐、固定端支撐的支撐力間關(guān)系曲線(見圖6)。

    表2 混凝土最大監(jiān)測(cè)支撐力對(duì)應(yīng)澆筑方量

    表3 支撐力占最大浮力比例 %

    圖6 試驗(yàn)倉(cāng)支撐力監(jiān)測(cè)曲線

    2.2.1混凝土澆筑的4個(gè)控制階段

    1)第1階段 混凝土澆筑0~10m3時(shí)(混凝土液面剛接觸臺(tái)車模板底部),臺(tái)車各部位抗浮支撐力無(wú)變化,說(shuō)明模板臺(tái)車所受浮力小或未受到浮力,混凝土入倉(cāng)速度為10~12m3/h。

    2)第2階段 混凝土澆筑(10~37)m3±3m3(混凝土液面高0.1~2.4m)時(shí),抗浮支撐力急劇增大,當(dāng)澆筑37m3(混凝土液面高約2.4m)時(shí),抗浮支撐力最大,混凝土入倉(cāng)速度為6~8m3/h。將抗浮支撐力與混凝土澆筑量擬合成線性關(guān)系y=Ax+B,參數(shù)A為33.871,偏差為1.17;參數(shù)B為-383.765,偏差為29.45,擬合關(guān)系如圖7所示。

    圖7 抗浮支撐力與混凝土澆筑方量函數(shù)關(guān)系

    3)第3階段 澆筑過(guò)程中,模板臺(tái)車抗浮支撐力最大時(shí),繼續(xù)澆筑2.5~2.7m3,混凝土液面上升0.25m左右,支撐力突然下降4%~6%,混凝土入倉(cāng)速度為6~8m3/h。

    4)第4階段 從第3階段至完成澆筑,固定端和自由端抗浮支撐的支撐力最終平穩(wěn),混凝土入倉(cāng)速度為10~12m3/h。

    2.2.2抗浮支撐力總結(jié)

    1)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試時(shí),自密實(shí)混凝土澆筑過(guò)程中抗浮支撐最大浮力約1 000kN,固定端抗浮支撐力僅占總支撐力的1%左右,自由端抗浮支撐力占總支撐力的50%以上,靠近自由端的抗浮支撐力比靠近固定端的抗浮支撐力大4.5%左右。

    2)通過(guò)數(shù)據(jù)進(jìn)一步統(tǒng)計(jì)分析,抗浮支撐在計(jì)算過(guò)程中可簡(jiǎn)化成彈性支座,單根支撐剛度約50kN/m。

    3 結(jié)果對(duì)比

    綜合分析比較有限元計(jì)算結(jié)果、現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果,得到如下結(jié)論。

    1)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試中,抗浮支撐力相比于有限元計(jì)算支撐力,偏差為-9%~2.5%,每個(gè)位置支撐力占總支撐力的比例偏差≤3%。

    2)實(shí)測(cè)浮力起算點(diǎn)在混凝土液面到達(dá)模板底部時(shí)軸力計(jì)有讀數(shù)變化,而有限元計(jì)算模型中,混凝土液面高于模板底部0.9m后抗浮支撐力為正;支撐力最大值對(duì)應(yīng)的混凝土液面和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)相匹配。

    3)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù)曲線顯示支撐力達(dá)到最大點(diǎn)后突降,再趨于平穩(wěn),而有限元計(jì)算曲線達(dá)到最高點(diǎn)后便趨于平穩(wěn)。

    結(jié)合以上結(jié)果,有限元計(jì)算能有效體現(xiàn)模板臺(tái)車在自密實(shí)混凝土澆筑過(guò)程中的總支撐力和每個(gè)位置支撐力大小及分布規(guī)律,對(duì)模板臺(tái)車抗浮支撐優(yōu)化起指導(dǎo)作用,對(duì)模板臺(tái)車上浮控制以實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)為主,控制方法如下:①第1階段F浮=0,0≤H≤0.006D,H為混凝土液面與到臺(tái)車模板底部的距離,可快速澆筑;D為臺(tái)車直徑;②第2階段F浮=1.4ρgx-6G,0.006D≤H≤0.57D,ρg=24kN/m3,G為臺(tái)車荷載(kN),x為澆筑方量(m3),現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試表明,混凝土液面上升速度為0.6~0.8m/h;③第3,4階段F浮在第2階段達(dá)到峰值突然下降4%~6%后,至混凝土澆筑完成均趨于穩(wěn)定,0.57D

    為驗(yàn)證結(jié)論實(shí)用性,在模板臺(tái)車結(jié)論的基礎(chǔ)上,運(yùn)用4個(gè)階段的控制方法,現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)直徑相同、長(zhǎng)度變?yōu)?.5m臺(tái)車的支撐力分布和支撐力變化規(guī)律,進(jìn)一步證明混凝土的澆筑控制方法、支撐力分布規(guī)律、支撐力最大值公式的適用性。

    4 結(jié)語(yǔ)

    本文通過(guò)理論分析和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn),對(duì)自密實(shí)混凝土澆筑過(guò)程中模板臺(tái)車抗浮支撐所受的支撐力變化規(guī)律、分布規(guī)律及控制模板臺(tái)車上浮方法進(jìn)行研究,得出如下結(jié)論。

    1)結(jié)構(gòu)分段流水施工時(shí),固定端位置的抗浮支撐承受的支撐力小,固定端位置的抗浮支撐可進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),但固定端搭接模板承受的抗浮力最大,建議增加搭接模板剛度,避免模板受壓變形嚴(yán)重。

    2)模板臺(tái)車的中間位置為單根抗浮支撐,剛度偏低,不利于控制臺(tái)車上浮,建議在設(shè)計(jì)中增加中間位置的抗浮支撐剛度以減小臺(tái)車上浮。

    3)在有限元分析中,考慮臺(tái)車系統(tǒng)為整體結(jié)構(gòu),模板臺(tái)車浮力控制起點(diǎn)是從臺(tái)車支撐力由負(fù)值變成正值時(shí)對(duì)應(yīng)的混凝土澆筑方量。實(shí)際操作中,由于臺(tái)車模板是通過(guò)絲桿、油缸與針梁鉸接連接,臺(tái)車支撐力抵抗浮力過(guò)程是通過(guò)先抵消模板質(zhì)量再逐漸增加到整個(gè)臺(tái)車質(zhì)量,現(xiàn)場(chǎng)控制需從混凝土液面接觸模板底部開始。

    4)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試過(guò)程中,最大支撐力對(duì)應(yīng)澆筑方量存在上下浮動(dòng),因澆筑速度快時(shí),最大支撐力對(duì)應(yīng)的混凝土方量大;澆筑速度慢時(shí),最大總支撐力對(duì)應(yīng)的混凝土方量小,但最大總支撐力對(duì)應(yīng)的混凝土液面高度在臺(tái)車中心線以上0.07D高度上下浮動(dòng)。

    5)自密實(shí)混凝土總支撐力的關(guān)系式和臺(tái)車質(zhì)量有關(guān),并不是臺(tái)車越重越能控制臺(tái)車上浮,而最終靠模板臺(tái)車的抗浮支撐和澆筑控制實(shí)現(xiàn)。

    6)控制臺(tái)車澆筑速度是直接控制上浮的關(guān)鍵,對(duì)于不同尺寸的整體模板臺(tái)車,混凝土澆筑速度可按“快慢快”原則,即第2階段控制臺(tái)車澆筑速度,以每小時(shí)混凝土液面在臺(tái)車內(nèi)上升的高度為基準(zhǔn)。

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