钢管混凝土拱桥具有抗震性能优、经济性好、施工便捷等优点，近30年来得到迅速发展；目前，国内已建成钢管混凝土拱桥460余座，超过500 m跨径钢管混凝土拱桥3座^[1]。然而，钢管混凝土的承载能力与管内混凝土的灌注质量关系密切，主拱管内混凝土灌注一直以来都是施工的重点和难点，随着主拱跨径增大，管内混凝土的方量、泵送距离、强度随之增大，导致管内混凝土灌注难度进一步提升^[2-4]。

目前，国内外对泵送混凝土研究主要集中在房屋建筑领域，《混凝土泵送施工技术规程》(JGJ/T 10—2011)提出了小直径泵管内混凝土(管径125 mm，150 mm)的泵送压力计算方法，但是该规范仅采用坍落扩展度来计算混凝土的泵送压力, 评价指标单一，难以全面反应现代高态混凝土的可泵性，而大直径钢管内的混凝土泵送压力尚无明确的计算方法。2003年，邹中权、钟新谷等人对某钢管混凝土主拱顶升灌注进行了实桥测试研究，通过钢管内混凝土流动特性分析，剖析了堵管现象发生的机理，据此提出了防止堵管现象发生的几种措施；2013年，四川合江长江一桥建设团队开展了钢管混凝土主拱灌注工艺试验，提出了真空辅助连续接力灌注施工工艺；2018年，藏木雅鲁藏布江双线特大桥建设团队开展了钢管混凝土主拱灌注的工艺试验，对钢管内混凝土的入泵和出泵工作性能变化情况进行了测试研究。可以看出，目前对于大直径钢管内混凝土灌注的研究主要为施工工艺方面，尚未对大直径钢管内混凝土的工作性能、运动状态和泵送压力开展系统研究。因此，本研究依托四川合江长江三桥开展主拱管内混凝土灌注工艺试验，研究灌注过程对管内混凝土各项性能的影响规律，以及管内混凝土的运动模式，并根据试验和实桥测试数据，修正小直径泵管内混凝土(管径125 mm，150 mm)泵送压力计算公式，提出大直径钢管内混凝土(管径1 300 mm)泵送压力计算方法。

四川合江长江三桥主跨507 m，为目前世界最大跨径飞燕式钢管混凝土拱桥，大桥主拱主管直径1.3 m，主拱矢高119 m，全桥主拱管内C70混凝土5 716 m³，单根主拱管内混凝土灌注方量714.5 m³，四川合江长江三桥总体布置如图 1所示。

图 1 四川合江长江三桥总体布置(单位: m) Fig. 1 General layout of the Sichuan Hejiang Third Yangtze River Bridge(unit: m)

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大桥主拱管内混凝土采用3级接力连续灌注工艺，纵桥向按3级接力灌注法，将每个半拱分为3级，依次连续灌注，即第1级主拱管内混凝土灌注时，泵管连接主拱第1级灌注口，混凝土由此灌注进入主拱内；第2(3)级主拱管内混凝土灌注时，混凝土通过布置于第1(1, 2)级主拱上的泵管，灌注进入主拱内^[5-6]，如图 2所示；横桥向按设计灌注顺序，分为8次间断灌注，如图 3所示。由于主拱第3级管内混凝土灌注时，泵送压力最大，本次试验选取主拱第3级管内混凝土灌注工况为模拟对象。

图 2 三级接力连续灌注施工工艺(单位: m) Fig. 2 Three-stage relay continuous pouring construction technology(unit: m)

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图 3 管内混凝土灌注顺序 Fig. 3 Pouring sequence of concrete in pipe

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主拱第3级管内混凝土灌注时，泵送压力由两部分构成，第1部分为布置于第1级和第2级主拱之上泵管内混凝土产生的泵送压力，第2部分为第3级主拱钢管内混凝土产生的泵送压力。为使试验与实桥灌注的泵送压力相同，将布置于第1级和第2级主拱之上的弧长205 m泵管，等效换算为一定长度的水平泵管，并在试验现场迂回布置，模拟第1部分的泵送压力^[7-8]；现场以不同角度布置管径1.3 m的足尺试验钢管，模拟第3级主拱管内混凝土的灌注过程。

本次试验选用ϕ125 mm高压泵管，主拱第3级管内混凝土灌注时，根据试验现场条件，将第1级和第2级主拱上弧长205 m泵管，按等效泵送压力换算为水平直泵管和弯头，由259 m水平直泵管，11个90°弯头，2个165°弯头和2个135°弯头组成^[9]。试验钢管选取长度20 m，直径1.3 m的足尺模型钢管，按0°，45°，90°这3种不同角度布置开展对比试验，如图 4~图 5所示。为得到管内混凝土泵送过程中的各项性能指标，在泵管和试验钢管的各代表截面布置压力传感器和流速传感器，进行动态压力和流速数据采集。

图 4 试验钢管测点布置(单位: m) Fig. 4 Layout of measuring points on test steel pipe(unit: m)

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图 5 试验钢管布置 Fig. 5 Arrangement of test steel pipe

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本次试验采用C70自密实混凝土，具体配合比如表 1所示。胶凝材料选用P·O 42.5普通硅酸盐水泥，一级粉煤灰，SiO₂含量90% 的加密硅灰；砂粒径0~4.75 mm，细度模数2.98，石粉含量7.9%；碎石为5~16 mm连续级配(5~10 mm粒径与10~16 mm粒径比例为3∶7)，压碎值13.9%，母岩抗压强度168 MPa。

主拱管内混凝土灌注要求混凝土满足较长泵送时间的施工要求，须对其泵送性能、缓凝性能、收缩性能等指标进行严格控制^[10-12]，实验室制备出的混凝土各项性能指标见表 2。

为研究泵送过程对管内混凝土性能的影响，对泵管内混凝土现场取样，研究坍落度、扩展度、含气量、塑性黏度、强度指标的影响规律，试验结果见表 3，图 6，图 7。

图 6 泵送前后混凝土含气量和塑性黏度 Fig. 6 Comparison of air contents and plastic viscosities before and after pumping

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图 7 泵送前后混凝土工作性能 Fig. 7 Comparison of concrete working performance before and after pumping

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(1) 工作性能：经历远距离泵送过程，混凝土与管壁摩擦运动消耗掉部分自由水，此外，混凝土与管壁发生高速相对运动，加剧了混凝土水化反应，导致坍落度和扩展度有所降低。若入泵管前的混凝土出现离析、分层浮浆，在经过泵送过程后，离析、分层、浮浆现象将进一步加重；若入泵管前的混凝土包裹性好，在经过泵送过程后，混凝土状态稳定，工作性能变小；因此，泵送混凝土配合比设计时，应合理进行富裕浆体配合比设计，同时避免混凝土泌水离析。

(2) 塑性黏度：高压泵送过程中，管内混凝土在泵管壁的剪切力作用下，大部分混凝土发生了剪切滑移，相对于混凝土搅拌作用，泵管内的剪切速率更大，被剪切部分胶凝材料颗粒的物理和化学结合被破坏，充分分散，塑性黏度降低约25%~30%。

(3) 含气量和抗压强度：相比入泵前混凝土，排出泵管混凝土的含气量增加约20%~30%，这是由于泵送过程中部分气体被压入并溶解于混凝土内部，混凝土含气量有所增加，因此实际灌注时应加强钢管内排气，适当延长拱顶出浆口冒浆时间；随着泵送过程结束，压力消失使得气泡从液相中缓慢溶出，其含气量将降低，因此泵送前后的混凝土28 d抗压强度变化极小。

混凝土在凝固前并不是理想的流体，而是介于液体和固体之间的一种黏塑性体，其在管内的运动规律与管径关系密切^[13]。混凝土在小直径泵管内为“活塞式”整体推进运动，其运动模式已经有大量学者开展了相关研究，主要有3种情况(图 8)：(1)当混凝土与管壁之间的附着力大于混凝土内部剪切力时，为宾汉姆流动体。(2)当混凝土与管壁之间的附着力小于混凝土内部剪切力时，为有滑移的宾汉姆流动体。(3)当混凝土与管壁之间的附着力小于混凝土内部剪切力时，且混凝土内部的抗剪强度比剪切应力大，为半固体流动^[14-16]。

图 8 混凝土在小直径钢管内的3种运动状态 Fig. 8 Three movement states of concrete in small-diameter steel pipe

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本次试验对主拱大直径钢管内混凝土运动模式开展研究，通过试验钢管内部影像设备动态记录，不同倾斜角度的钢管内混凝土运动模式。3组试验的泵送速度均为30 m³/h，泵管内混凝土的运动速度为0.67 m/s，试验钢管内混凝土的运动速度为0.006 3 m/s，结合钢管内混凝土运动可以看出，混凝土在大直径钢管内的运动速度十分缓慢，主要为混凝土内部之间的剪切运动，混凝土与钢管壁的相对流速极小，明显区别于“活塞式”整体推进运动状态。

(1) 泵管内混凝土的泵送压力

《混凝土泵送施工技术规程》(JGJ/T 10—2011)规定了水平泵管内混凝土的泵送压力计算方法，其黏着系数K₁、速度系数K₂均采用坍落度指标进行评价，然而高流态自密实混凝土的流变性能与塑性混凝土有很大区别，其塑性黏度与坍落度之间并不具有线性关系，仅根据混凝土的坍落度大小来计算泵管内混凝土的泵送压力必然误差很大^[17-18]。

因此，基于《混凝土泵送施工技术规程》(JGJ/T 10—2011)水平泵管内混凝土的泵送压力计算公式原理，采用实测黏着系数K₁、速度系数K₂，对原公式进行修正。利用公式(3)，根据实测的多组泵送压力值P、混凝土的塑性黏度值μ，混凝土的平均流速v，建立多项式方程连立求解，得到黏着系数K₁和速度系数K₂的取值计算方法：

(1)

(2)

式中，μ为混凝土的塑性黏度值；v为混凝土的平均流速。

将上述计算得到的黏着系数和速度系数，代入《混凝土泵送施工技术规程》(JGJ/T 10—2011)水平泵管内混凝土的泵送压力计算式(3)，得到高流态自密实混凝土的泵送压力计算式(3)。

(3)

式中，r为混凝土输送管半径；为混凝土泵分配阀门切换时间与活塞推压混凝土时间的比值，取0.3；α为泵送混凝土的径向与轴向压力之比，取值0.9。

为验证上述公式的准确性，对试验过程和实桥灌注共计7组计算值与试验值进行比较，结果如表 4所示。

由表 4可见，计算值与试验值的偏差率≤3.37%，即计算结果与试验结果吻合良好，说明利用上述公式计算高流态自密实泵管内混凝土的泵送压力切实可行。

(2) 主拱钢管内混凝土的泵送压力

管内混凝土泵送压力由3部分组成，即混凝土与管壁的摩擦阻力、混凝土的自身剪切力、混凝土的重力。本次试验主拱钢管内混凝土的泵送压力实测结果如图 9所示，可以看出，随着钢管内混凝土持续灌注，试验钢管4个测试截面的管内混凝土泵送压力均线性增加；由于灌注过程中混凝土罐车轮换交替，所以泵送压力曲线出现多次“阶梯水平段”，在混凝土罐车轮换交替过程中，管内混凝土泵送压力维持在恒定值，管内混凝土在该过程不发生运动，混凝土与管壁的摩擦阻力和混凝土的自身剪切力均为零，因此可以得出钢管内混凝土泵送压力主要由重力产生。

图 9 实测泵送压力 Fig. 9 Measured pumping pressures

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结合试验钢管内混凝土运动状态也可看出，试验钢管内混凝土的运动速度极小，主要为混凝土内部之间“翻滚”运动，因此，管内混凝土与管壁之间的摩擦阻力、混凝土内部之间剪切运动产生的剪切力均很小，可忽略不计；钢管内混凝土重力是试验钢管内混凝土泵送压力的主要组成部分，需纳入泵送压力计算。参考液体压强计算公式，将混凝土与管壁摩阻力、混凝土自身剪切力用放大系数λ计入，得到大直径钢管混凝土的泵送压力计算式(4)。

(4)

式中，ρ为混凝土实测容重；g为重力加速度；h为管内混凝土泵送垂直高度；λ为管径放大系数，当主拱管径1.3 m时，λ取值1.05。

通过现场工艺试验得到了大直径钢管混凝土(管径1 300 mm)的泵送压力计算公式，依据该公式对相同管径的四川合江长江三桥实桥灌注进行泵送压力计算分析。在实桥灌注过程中，对1^#，2^#，4^#，7^#主拱的部分灌注过程采集了泵送压力数据，并将实测数据与式(4)计算结果进行了对比，如表 5所示。

表 5中泵送压力实测值，为每一级灌注开始和结尾两个时刻，泵车的泵送压力读数之差。由表 5可见，计算值与试验值的偏差率≤9.77%，即计算结果与试验结果吻合良好，说明上述公式可用于指导大直径主拱钢管内混凝土(管径1 300 mm)灌注的泵送压力计算。

在四川合江长江三桥的主拱管内混凝土实桥灌注中，单根主拱管内混凝土714.5 m³灌注平均用时12 h，混凝土工作性能稳定，灌注过程的泵车泵送压力波动幅度较小，本次工艺试验较好地保障了实桥的顺利灌注。试验提出的混凝土工作性能指标、泵管和钢管内混凝土的运动模式和泵送压力计算方法，可为今后钢管混凝土拱桥的泵送设备选型、混凝土可泵性指标等灌注施工提供借鉴和参考。

本试验方法较为准确地模拟了实桥主拱管内混凝土顶升灌注工况，保障了实桥主拱管内混凝土顺利灌注，通过试验研究，得到如下主要结论。

(1) 经历高压泵送过程，由于自由水的减少和水泥水化反应，坍落度和扩展度有所降低；由于泵送过程中部分气体被压入并溶解于混凝土内部，导致混凝土含气量有所增加；高压泵送过程对混凝土抗压强度影响极小。

(2) 混凝土在钢管(直径1.3 m)和泵管(直径0.125 m，0.15 m)内的运动模式有着本质不同，大直径钢管内混凝土为“翻滚式”缓慢运动，混凝土与钢管壁的相对流速极小；泵管内混凝土为“活塞式”整体快速推进运动，泵送压力主要由混凝土与泵管壁的摩擦阻力产生。

(3) 采用流变参数对泵管内混凝土的泵送压力计算公式进行了修正，基于液体压强公式提出主拱大直径钢管内混凝土的泵送压力计算方法，其计算值与试验值吻合良好，可为泵管和主拱大直径钢管的管内混凝土泵送压力计算提供借鉴和参考。

(4) 主拱大直径钢管内混凝土泵送压力计算时，不同管径主拱的管径放大系数可能不同，还需要进一步开展不同管径主拱的混凝土灌注工艺试验或实桥测试研究，确定出管径放大系数取值方法，指导不同管径主拱的混凝土泵送压力计算。