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Conception et technologie de construction clé de l'acier
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Conception et technologie de construction clé de l'acier

Jan 20, 2024

Rapports scientifiques volume 13, Numéro d'article : 6626 (2023) Citer cet article

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Cet article présente un nouveau type de pylône composite acier-béton qui a été appliqué au pont du Cinquième Yangtze de Nanjing (un pont à haubans à trois pylônes avec une portée principale de 600 m). Pour ce nouveau type de pylône, les coques en acier sont reliées au béton par des connecteurs et des goujons de cisaillement PBL, et les coques en acier intérieures sont reliées aux coques en acier extérieures par des cornières. L'analyse numérique et les essais sur modèle grandeur nature montrent que la structure du pylône présente d'excellentes propriétés mécaniques et d'excellentes performances de construction. L'application de la technologie BIM, la recherche et le développement d'épandeurs spéciaux et de plates-formes de construction garantissent l'installation précise des structures. L'assemblage modulaire hautement fabriqué en usine de la structure de coque en acier renforcé peut réduire efficacement l'intensité et la difficulté des opérations sur site et améliorer la qualité du projet, avec de faibles risques de construction. Considérant que, l'application réussie de ce pylône composite sandwich acier-béton-acier marque la formation d'un ensemble complet de technologie de construction de pylône composite sandwich acier-béton-acier, qui peut être largement utilisé dans des ponts similaires.

Les pylônes sont les composants porteurs critiques des ponts supportés par des câbles chargés de transmettre les charges des câbles à la fondation du pont. La stabilité des ponts dépend donc de la stabilité et de la rigidité des pylônes. La recherche et le développement d'une structure de pylône avec des propriétés mécaniques améliorées, une préfabrication industrielle, un montage plus rapide et une qualité fiable sont primordiaux pour l'ingénierie des ponts.

Traditionnellement, les pylônes des ponts autoportés sont réalisés à l'aide de pylônes à structure d'acier ou de pylônes à structure en béton1. Bien que les pylônes à structure en acier présentent les avantages de la préfabrication en usine et des montages modulaires, leur application est bien moindre que celle des pylônes en béton en raison de leur coût élevé. En raison des exigences de rigidité élevées pour le pylône, les pylônes doivent avoir une plus grande section transversale, et donc plus d'acier est utilisé, ce qui entraîne un coût de construction d'environ trois fois celui d'un pylône en béton. Le pylône en béton présente les avantages d'une grande rigidité, d'une bonne stabilité et de coûts de construction réduits. Pourtant, sa méthode de construction est une série d'étapes compliquées, c'est-à-dire l'installation du squelette rigide, la liaison des barres d'armature, l'installation et l'ajustement des coffrages et le coulage du béton. Les opérations de construction reposent principalement sur le travail manuel avec une faible standardisation et préfabrication, ce qui entraîne de longues périodes de construction, une intensité d'exploitation élevée du site, des risques élevés et des cycles d'occupation prolongés des équipements.

Les pylônes composites acier-béton présentent de nombreux avantages par rapport aux pylônes en acier et en béton. La structure en acier peut faire gagner beaucoup de temps grâce à la préfabrication en usine et à l'installation modulaire. En même temps, il peut également être utilisé comme gabarit pour le coulage du béton. La structure en acier contraint le béton, améliorant encore sa capacité portante. La combinaison de l'acier et du béton hérite également des avantages des rigidités élevées du pylône en béton.

Les pylônes composites acier-béton sont principalement utilisés dans les pylônes aux formes géométriques complexes. Par exemple, en raison de la géométrie complexe du pont à haubans d'Alamillo, la conception originale du pylône en béton armé a été modifiée pour une structure composite afin de réduire le temps nécessaire à la construction. Par conséquent, un boîtier métallique extérieur relié au béton a remplacé de nombreuses barres d'acier, ce qui aurait pris beaucoup plus de temps à installer2. L'action composite est obtenue par des connecteurs à goujons directement soudés dans les plaques d'acier principales formant le carter extérieur et les raidisseurs horizontaux des plaques principales qui ont également été pris en compte dans la transmission de l'effort tranchant entre l'acier et le béton. Hsu et al. ont étudié le comportement observé des colonnes en caisson sandwich constituées de tubes en acier à double paroi mince avec du béton entre eux soumis à une flexion et à une charge axiale combinées. Les résultats montrent que la forte performance des éléments sandwich est supérieure à celle de l'élément tubulaire rempli de béton correspondant. L'amélioration de la résistance atteint jusqu'à 45 % pour les profilés sandwich à tubes extérieurs non compacts3. La colonne supérieure du pylône du pont Stonecutters adopte une structure composite acier-béton. La structure métallique est en acier inoxydable et seuls des goujons soudés sont utilisés pour relier l'acier et le béton6. Tao et al. ont étudié la résistance et la rigidité de poteaux tubulaires en acier remplis de béton avec des raidisseurs longitudinaux intérieurs ou extérieurs soudés sous compression axiale4. Xie et al. ont étudié une forme innovante de construction en sandwich acier-béton-acier, dans laquelle les deux plaques d'acier sont reliées entre elles par une série de connecteurs de barres transversales soudés simultanément par friction aux deux extrémités5. Zeng et al. conçu et produit cinq spécimens avec des connecteurs à plaque perforée et cinq spécimens avec des connecteurs à goujons soudés pour étudier le comportement observé du pylône composite acier-béton à double peau sous charge axiale et charge axiale constante combinée avec charge latérale cyclique, respectivement7. Leng WH a étudié la méthode de calcul de la capacité portante des connecteurs de cisaillement PBL du pylône courbe composite acier-béton précontraint du pont de Lichuan et les facteurs affectant le retrait et le fluage du béton dans la coque en acier8. JY Richard Liew et al. ont étudié les performances d'une structure composite sandwich innovante avec des connecteurs à crochet en J, y compris des poutres composites sandwich, des plaques composites sandwich et des murs sandwich composites soumis au souffle, aux chocs, à la fatigue et aux charges statiques9. Wei et al. étudié sur le mécanisme de transmission d'effort d'un pylône mixte acier-béton avec un pylône supérieur en acier et un pylône inférieur en béton à la jonction acier-béton par un essai sur modèle réduit10. Wang et al. ont étudié les effets de différentes formes de section et connecteurs de cisaillement sur le pylône composite acier-béton, et les résultats ont montré que, par rapport à la section rectangulaire, la section rectangulaire avec chanfreins a une plus grande capacité à résister au flambage local, et les connecteurs de cisaillement peuvent augmenter considérablement la capacité portante et la ductilité du pylône composite acier-béton1.

Cependant, les pylônes composites acier-béton sont principalement utilisés dans les ponts à haubans avec des portées inférieures à \(200\,\textrm{m}\) en Chine, mais ces pylônes n'ont généralement qu'une coque extérieure en acier. Les cas d'application rendus publics de projets de pylônes de ponts composites acier-béton sont présentés dans le tableau 1. Cette étude introduit un nouveau type de pylône composite acier-béton, la coque en acier est reliée au béton par des connecteurs et des goujons de cisaillement PBL, et la coque intérieure en acier est reliée à la coque extérieure en acier par des cornières. Les barres d'armature pénétrantes des connecteurs de cisaillement PBL sont également utilisées comme armature primaire du béton. Les coques intérieures et extérieures en acier servent également de coffrage pour le coulage du béton et, enfin, forment un pylône composite en sandwich acier-béton-acier. Ce type de pylône est, pour la première fois, appliqué aux ponts à câbles d'une portée supérieure à \(500\,\textrm{m}\). Ce type de pylône présente les avantages d'une préfabrication élevée, d'une construction rapide, d'une qualité fiable, d'une bonne ténacité et plasticité et d'un bel aspect. Cet article présentera spécifiquement la conception et la construction d'un pylône composite en sandwich acier-béton-acier appliqué dans un pont à haubans avec une portée principale de \(600\,\textrm{m}\). La recherche de ce projet est d'une grande importance pour promouvoir la mise à niveau industrielle de la construction de ponts de la construction à la fabrication, et elle pourrait également être utilisée comme référence pour des types de ponts similaires.

Le pont de cette étude est le pont du fleuve Jiangxinzhou Yangtze à Nanjing (JYRB), connu sous le nom de cinquième pont du fleuve Nanjing Yangtze, qui a été ouvert en 2020. JYRB est un pont à haubans à poutres composites en acier-UHPC avec trois pylônes et des avions à double câble. Sa disposition d'envergure est \(80\,\textrm{m}+218\,\textrm{m}+2\times 600\,\textrm{m}+218\,\textrm{m}+80\,\textrm{m}\). La figure 1 montre la disposition de JYRB. La poutre principale, d'une hauteur de \(3,6\,\textrm{m}\) et d'une largeur de \(35,3\,\textrm{m}\), comprend six voies de circulation et deux trottoirs. De plus, il comprend une poutre-caisson en acier plat et une couche de BUHP avec des granulats grossiers reliés par des goujons de cisaillement. Les trois pylônes sont un pylône central d'une hauteur de \(177,407\,\textrm{m}\) et deux pylônes latéraux identiques d'une hauteur de \(169,7\,\textrm{m}\). Les trois pylônes principaux sont tous des pylônes en forme de losange dans le sens longitudinal mais des pylônes à un seul pilier dans le sens transversal. Vingt paires de câbles sont ancrées de chaque côté des pylônes, et un total de 240 câbles sont utilisés dans ce pont.

Vue d'ensemble du pont de la rivière Jiangxinzhou Yangtze à Nanjing. (a) vue en élévation ; (b) section de poutre-caisson en acier.

Disposition de la structure du pylône central et du pylône latéral. (a) pylône central dans le sens transversal ; (b) pylône central dans le tracé du profil dans le sens transversal. (c) pylône central dans le sens longitudinal ; (d) pylône central dans le tracé du profil dans le sens longitudinal. (e) pylône latéral dans le sens transversal ; (f) pylône latéral dans le tracé du profil dans le sens transversal ; (g) pylône latéral dans le sens longitudinal ; (h) pylône latéral dans la disposition du profil dans le sens longitudinal. (Unité : cm).

Avec le pylône central comme exemple, le pylône peut être divisé en parties supérieure, médiane et inférieure, et une poutre transversale est conçue à la jonction des parties médiane et inférieure (voir Fig. 2). La hauteur des parties supérieure, centrale et inférieure est \(55.007\,\textrm{m}\), \(81.550\,\textrm{m}\) et \(40.850\,\textrm{m}\), respectivement. La partie inférieure est une structure longitudinale à deux membres, et chaque membre adopte la section en caisson à trois cellules (voir Fig 3a). Les deux membres de la partie inférieure se séparent progressivement vers le haut et la distance maximale entre les deux membres est \(7\,\textrm{m}\), tandis que les deux membres de la partie médiane se rassemblent progressivement vers le haut jusqu'à ce que la partie supérieure se confond en un seul membre. Les sections standard des parties centrale et supérieure sont représentées respectivement sur les Fig. 3b,c. Les structures de coque en acier sont illustrées à la Fig. 4 pour ces sections de pylône.

Sections du pylône : (a) section standard de la partie inférieure du pylône ; (b) section standard de la partie médiane du pylône ; (c) section standard de la partie supérieure du pylône. (Unité : cm).

Le pylône central (latéral) est divisé en 37 (36) segments, et la hauteur du segment standard (le plus haut) du pylône est de 4,8 \ (\, \ textrm {m} \)(\ (5,2 \, \ textrm {m} \)). L'enveloppe en acier du pylône est composée de tôles intérieures et extérieures en acier, de raidisseurs verticaux et horizontaux, de goujons, de cornières de liaison, etc. (Fig. 2). L'épaisseur standard de la plaque d'acier extérieure est \(14\,\textrm{mm}\), dont \(20\,\textrm{mm}\) et \(16\,\textrm{mm}\) sont utilisés pour une partie de la plaque d'acier extérieure au-dessus et au-dessous de la poutre inférieure et du premier segment de la partie inférieure du pylône. L'épaisseur standard des plaques murales intérieures est de \(6\,\textrm{mm}\). La taille du raidisseur vertical est \(128\times 10\,\textrm{mm}\), tandis que la taille du raidisseur horizontal est \(200\times 10\,\textrm{mm}\). L'espacement standard de ces raidisseurs est \(400\,\textrm{mm}\), les raidisseurs sont localement élargis pour s'adapter à l'assemblage en acier de l'angle. Les trous \(\phi 60\,\textrm{mm}\) sont percés sur le raidisseur vertical pour traverser les armatures horizontales, et les trous \(\phi 86\,\textrm{mm}\) et \(\phi 80\,\textrm{mm}\) sont percés sur le raidisseur horizontal pour traverser les armatures verticales. De plus, des trous \(\phi 70\,\textrm{mm}\) sont percés sur les raidisseurs horizontaux pour le coulage et la vibration du béton. Les barres d'armature adoptent des barres d'armature de qualité HRB400, et les diamètres des barres d'armature verticales et horizontales sont \(36\,\textrm{mm}\) et \(22\,\textrm{mm}\) respectivement. Il convient de noter que du fait que les armatures traversent les raidisseurs, les raidisseurs et les armatures ne sont plus seulement des raidisseurs et des armatures au sens simple. Ils se combinent pour former des connexions de cisaillement PBL, réalisant ainsi le travail collaboratif de la structure en acier et du béton. Les goujons de cisaillement de diamètre \(22\,\textrm{mm}\) et de hauteur \(150\,\textrm{mm}\) après soudage sont soudés au centre de la grille rectangulaire formée par le raidisseur vertical et le raidisseur horizontal, ce qui renforce encore la liaison entre le béton et la coque en acier. Les plaques d'acier extérieures et intérieures sont reliées en un tout par l'acier d'angle \(L75\times 8\,\textrm{mm}\), ce qui est bénéfique pour contrôler la déformation de la coque en acier lorsque le béton est coulé et augmente le segment de rigidité globale de la coque en acier. Les panneaux en acier intérieurs et extérieurs et les raidisseurs de la coque en acier sont en acier Q345C, et le reste des panneaux est en acier Q235B. Le béton du pylône est un béton à retrait compensé C50.

Structures à coque en acier du pylône : (a) structure à coque en acier de la partie inférieure du pylône ; (b) structure de coque en acier de la partie médiane du pylône ; (c) structure de coque en acier de la partie supérieure du pylône. (Unité : cm).

La traverse est une poutre-caisson rectangulaire en acier d'une hauteur de \(2,0\,\textrm{m}\) et d'une largeur de \(4,6\,\textrm{m}\). L'épaisseur de la tôle d'acier de la traverse est de \(20\,\textrm{mm}\). La hauteur du raidisseur longitudinal est \(160\,\textrm{mm}\), l'épaisseur de la plaque est \(16\,\textrm{mm}\) et l'épaisseur du diaphragme est \(12\,\textrm{mm}\). Il y a 12 faisceaux de \(\phi 15.2-22\) torons d'acier précontraints externes à faible relaxation et à haute résistance disposés le long de la poutre inférieure, qui sont tendus aux deux extrémités avec une contrainte de contrôle de tension de \(1209\,\textrm{MPa}\). De plus, il y a 12 faisceaux de \(\phi 15.2{-}15\) torons d'acier précontraints externes à haute résistance et à faible relaxation disposés le long de la direction longitudinale à la jonction de la partie supérieure et de la partie médiane, qui sont tendus aux deux extrémités avec une contrainte de contrôle de tension de \(1395\,\textrm{MPa}\).

Contrairement aux ponts à haubans traditionnels, la rigidité globale des ponts à haubans à trois pylônes est généralement plus négligeable en raison des deux travées médianes sans piles auxiliaires. Par conséquent, différentes méthodes sont envisagées pour améliorer la rigidité globale de la structure du pont à haubans à trois ou plusieurs pylônes et la stabilité du pylône central :

Améliorer la rigidité du pylône pour assurer la rigidité globale et les performances structurelles de la structure ;

Augmenter la hauteur de la poutre principale pour améliorer sa rigidité de la poutre principale ;

Installer des câbles auxiliaires pour augmenter la rigidité de la direction longitudinale du milieu du pylône afin d'améliorer la rigidité globale et les performances structurelles de la structure ;

Des câbles croisés sont utilisés pour l'ancrage au milieu de la travée principale afin de former un système de fermes pour améliorer la rigidité globale et les performances de la structure.

Cependant, l'augmentation de la hauteur de la poutre principale pour améliorer la rigidité globale de la structure est plus adaptée aux ponts à haubans multi-pylônes avec des portées plus petites. Par exemple, le pont français de Millau adopte cette méthode. Néanmoins, il n'est pas économique pour un pont à haubans multi-pylônes avec de grandes portées comme JYRB. L'installation des câbles auxiliaires entre les pylônes peut jouer un rôle dans les ponts à haubans multi-pylônes de moyennes et petites portées. Bien connu, l'affaissement augmente significativement avec l'augmentation de la longueur du câble, réduisant ainsi la rigidité globale et la stabilité du câble11. Par conséquent, cette approche a un impact minimal sur les ponts à haubans multi-pylônes de longue portée. Pour les ponts à haubans d'une portée principale allant jusqu'à \(600\,\textrm{m}\), la méthode des câbles croisés peut en effet améliorer la rigidité globale, mais l'influence mutuelle des vibrations induites par le vent des haubans aux intersections de câbles et la manière de les supprimer efficacement sont des questions qui nécessitent des recherches supplémentaires. Par conséquent, ce projet adopte la méthode d'augmentation de la rigidité du pylône pour améliorer la rigidité globale. Pour les pylônes conventionnels en ligne dans le sens longitudinal, la rigidité globale du pylône médian doit être augmentée si la largeur longitudinale du pylône médian augmente. Supposons que la rigidité globale réponde aux exigences de la spécification lorsque le pylône conventionnel en ligne dans le sens longitudinal est adopté. Dans ce cas, la largeur du pylône central le long de la direction longitudinale doit être supérieure à \(16\,\textrm{m}\) selon les résultats de calcul du modèle Midas, ce qui entraîne une faible efficacité économique. Cette méthode doit donc être améliorée. Cependant, l'ouverture longitudinale de la colonne de pylône peut améliorer considérablement la rigidité longitudinale du pylône médian. Cela devrait être un plan plus économique et raisonnable.

Théoriquement, le pylône longitudinal en forme de A est la structure la plus efficace pour le pylône à ouverture longitudinale. Cependant, cela peut augmenter la taille de la fondation dans le sens longitudinal et les surfaces bloquant l'eau. La partie inférieure sous le tablier du pont du pylône est rétractée pour former un pylône en forme de losange, ce qui peut réduire la quantité d'ingénierie du pylône et de la fondation tout en assurant la rigidité globale du pylône.

Si le pylône est ouvert longitudinalement en forme de losange et que le pylône à double colonne est toujours utilisé transversalement, le pylône aura quatre pieds au-dessus du tablier du pont. Cela se traduira par des forces complexes pour cette structure de pylône. De plus, les haubans et le pylône à quatre pieds coexistent dans un même espace, ce qui entraîne des lignes spatiales compliquées et des effets visuels médiocres. Il est nécessaire d'utiliser un pylône à un seul pilier dans le sens transversal. Par conséquent, l'apparence générale sera concise et lisse, produisant un effet visuel unique.

Pour le pylône à colonne unique qui occupe l'espace central de la poutre principale, l'optimisation de la taille de la structure latérale du pylône dans le but de répondre à diverses exigences structurelles et techniques est le point de départ pour réduire l'échelle du projet et réduire l'investissement du projet. Il est adapté aux conditions de construction de JYRB et répond aux exigences de force structurelle d'un pont à haubans avec une portée principale de \(600\,\textrm{m}\). Si des pylônes en béton sont utilisés pour JYRB, la dimension latérale minimale du pylône sera de \(6,6\,\textrm{m}\). Pour optimiser davantage les dimensions latérales de la structure du pylône, les efforts suivants doivent être effectués : sélection des matériaux et composition structurelle. Bien que des pylônes en acier aient été utilisés en Chine avec une expérience de conception et de construction mature. De plus, le pylône de la structure en acier a une excellente capacité portante, des performances sismiques et une durabilité structurelle. Sa surface extérieure lisse et propre facilite l'obtention d'un meilleur effet esthétique. Cependant, la construction de pylônes de structure en acier nécessite de gros équipements d'usinage et de levage, ce qui peut augmenter le coût du projet. Il convient de noter que pour un seul pylône, tel qu'un pylône en forme de losange dans le sens longitudinal, la rigidité en flexion et la rigidité en compression des pylônes à structure en acier sont désavantageuses si les dimensions géométriques du pylône en structure en acier et du pylône en béton sont les mêmes. Par conséquent, combinant les avantages et les inconvénients du pylône en béton et du pylône en acier, les pylônes composites acier-béton peuvent être un bon choix.

Étant donné que l'espacement des ouvertures longitudinales du pylône affectera la rigidité globale de l'ensemble du pont lorsque l'espacement des ouvertures longitudinales est trop petit, la rigidité globale de l'ensemble du pont peut ne pas être suffisante. Lorsque l'espacement des ouvertures longitudinales est trop grand, cela ne sera pas économique. Par conséquent, un modèle d'éléments finis du système de barres de l'ensemble du pont a été établi pour déterminer un espacement raisonnable des ouvertures longitudinales. De plus, l'espacement des ouvertures longitudinales des pylônes intermédiaires a été utilisé comme paramètre pour déterminer l'impact de l'espacement des ouvertures longitudinales sur les déformations de la poutre principale sous charge vive, afin de déterminer l'impact de l'espacement des ouvertures longitudinales des pylônes intermédiaires sur la rigidité globale du pont. La figure 5 montre la déformation maximale de la poutre principale sous des charges de vie avec différents espacements d'ouverture longitudinale du pylône central. Comme le montre la Fig. 5, lorsque l'espacement des ouvertures longitudinales du pylône central est inférieur à 18 m, la valeur de déformation maximale de la poutre principale sous les charges de vie dépassera la déflexion limite du code chinois L/400. Cela montre que si un seul pylône longitudinal en forme de losange est utilisé pour un pont à haubans d'une portée principale de 600 m, l'espacement des ouvertures longitudinales ne peut être inférieur à 18 m pour répondre aux exigences de rigidité globale du pont. Compte tenu de la rigidité, de l'esthétique, de l'économie et de la commodité de construction, l'espacement final des ouvertures longitudinales du pont est fixé à 21 m.

L'espacement des ouvertures longitudinales du pylône central.

Le pylône est un élément de flexion excentrique, tandis que la rigidité axiale \(\textrm{EA}\) et la rigidité en flexion \(\textrm{EI}\) sont deux indices importants pour mesurer la capacité du pylône à résister à la déformation par la force externe. Par conséquent, le modèle de base est abstrait sur la base des pylônes réels pour comparer les performances de rigidité des pylônes en acier, en béton et en composite. À titre de comparaison, une section de boîte avec un profil extérieur de \(5\,\textrm{m}\times 5\,\textrm{m}\) est sélectionnée. L'épaisseur de paroi du pylône en béton et du pylône composite est \(1\,\textrm{m}\), et l'épaisseur de paroi du pylône en acier est calculée sur la base du coût équivalent. Comme le montre la figure 6, il y a un total de 332 barres d'armature dans la section du pylône en béton, qui sont disposées en deux couches. L'espacement des barres d'armature est de \(100\,\textrm{mm}\), le diamètre des barres d'acier est de \(36\,\textrm{mm}\) et l'épaisseur de la profondeur de couverture en béton est de \(25\,\textrm{mm}\). Ils ont conservé les sections de pylône en composite et en béton à la même teneur en acier pour s'assurer que les coûts des matériaux étaient les mêmes. En ce qui concerne le pylône de JXZB, l'épaisseur de la coque extérieure en acier pourrait être de \(14\,\textrm{mm}\) et l'épaisseur de la coque intérieure en acier pourrait être de \(6\,\textrm{mm}\) par conversion. Pour que le coût du matériau du pylône en acier soit cohérent avec celui du pylône en béton, il est calculé sur la base de \(6000\,\textrm{yuan}/\textrm{ton}\) pour l'acier et de \(500\,\textrm{yuan}/\textrm{square}\) pour le béton, et l'épaisseur de coque en acier convertie est de \(25,26\,\textrm{mm}\).

Trois types de diagrammes en coupe : (a) section en béton ; (b) profilé en acier ; (c) Profil composite sandwich acier-béton-acier.

Pour les trois sections transversales du pylône ci-dessus, la comparaison de la rigidité en compression axiale \(\textrm{EA}\) et de la rigidité en flexion \(\textrm{EI}\) est présentée dans le tableau 2. Les résultats du calcul de la rigidité de la section proviennent du calculateur de section du logiciel d'éléments finis Midas.

Il ressort du tableau que la rigidité axiale de la section de pylône composite est la même que celle de la section de pylône en béton et que la rigidité en flexion de la section de pylône composite est légèrement supérieure à celle de la section de pylône en béton. Les sections de pylône en composite et en béton ont une rigidité de section nettement supérieure à celle des sections de pylône en acier. Par conséquent, la section de pylône composite hérite des avantages de la rigidité importante des sections de pylône en béton. Dans le même temps, les coques en acier du pylône à structure composite sont utilisées comme une partie des structures sollicitées, qui peuvent remplacer une partie des barres d'armature pour réduire le nombre de barres d'armature et réduire la difficulté de construction. Les coques en acier peuvent également être utilisées comme gabarit pour améliorer la commodité et l'efficacité de la construction. En résumé, le pylône composite présente des avantages en termes de propriétés mécaniques et de construction par rapport aux pylônes en acier et en béton.

Le modèle d'éléments finis de JXZB a été établi via Midas Civil pour simuler le processus des étapes de construction afin de déterminer la position de la section la plus défavorable et les conditions de travail les plus défavorables. Par la suite, le modèle d'analyse locale de segment de pylône à l'aide d'éléments solides a été établi via l'ANSYS. La contrainte de traction maximale du béton est \(8,39\,\textrm{MPa}\), et la contrainte de compression maximale est \(-18,3\,\textrm{MPa}\), qui apparaît au segment ZT1. La contrainte de traction maximale de la coque en acier est \(54,6\,\textrm{MPa}\), et la contrainte de compression maximale est \(-125\,\textrm{MPa}\), qui apparaît au niveau du segment ZT11, voir Fig. 7. Bien que la contrainte de traction maximale du béton dans la coque en acier dépasse la valeur de conception de la résistance à la traction du béton C50, la largeur de fissure maximale calculée est \(0,087\,\textrm{mm}\ ), qui est inférieure à la valeur limite du code chinois. Par conséquent, la résistance du pylône composite sandwich acier-béton-acier répond aux exigences du code chinois. De plus, le logiciel Midas a également calculé les facteurs de sécurité de stabilité non linéaire structurelle de 103 cas de calcul dans les phases de construction et d'exploitation. Les résultats du calcul sont présentés sur la figure 8. On peut voir sur la figure qu'avec le développement de la construction, le coefficient de stabilité non linéaire K devient progressivement plus petit. Après l'achèvement du pont, la valeur tend à être stable et est toujours plus significative que la limite de spécification. Peut-être que certaines personnes sont plus préoccupées par la résistance au cisaillement de la clé de cisaillement PBL et le vide du béton. D'autres équipes de recherche ont mené des études expérimentales sur les clés de cisaillement PBL horizontales et verticales de JXZB, et les résultats montrent que les clés de cisaillement PBL horizontales et verticales de JXZB ont toutes une bonne résistance au cisaillement. Pour le taux de vide du béton, notre équipe de recherche le teste également dans un test modèle grandeur nature. Pour des résultats spécifiques, veuillez consulter le contenu de la section suivante.

Le résultat de calcul le plus défavorable du pylône sous l'état limite de service.

L'espacement des ouvertures longitudinales du pylône central.

Le pylône composite sandwich acier-béton-acier est désormais la première application dans un pont de grande portée. En raison de sa structure complexe unique, il n'est pas facile à fabriquer, à installer et à construire. Pour vérifier la faisabilité et l'adaptabilité du processus de construction, un test de processus modèle grandeur nature de ce pylône a été réalisé, en se concentrant sur le levage et le positionnement de la coque en acier, la connexion de renforcement sur site, le processus de coulage du béton, la performance de travail du béton et la loi des changements de température et de déformation. Grâce au test de processus de modèle à grande échelle, les processus de construction d'un segment de coque en acier du pylône ont été prévisualisés, les problèmes dans les processus de construction ont été trouvés et les questions nécessitant une attention ont été mises en avant pour guider la construction formelle du pylône.

Sur la base de l'expérience de construction précédente, il est déterminé que le processus de construction du pylône composite sandwich acier-béton-acier est le suivant :

Fabriquer et pré-assembler les segments de coque en acier en usine ;

Transporter les segments de coque en acier ;

Hisser les segments de coque en acier ;

Assemblez les segments de coque en acier ;

Connectez les barres d'armature dans la coque en acier et soudez les segments de la coque en acier ;

Couler et vibrer le béton dans la coquille d'acier;

Faire durcir le béton dans la coque en acier ;

Ciselez le dessus du béton et enlevez le laitier;

Hissez le segment suivant de la coque en acier.

Sélection des segments de test

La sélection des segments d'essai doit refléter les caractéristiques structurelles de chaque segment des pylônes et les éventuelles difficultés de construction, et elle doit également refléter les points clés du contrôle de la qualité de la construction du segment de pylône à chaque étape. Combinant avec l'économie, après mûre réflexion, le segment BT24 (branche unique) et \(800\,\textrm{mm}\) de la partie supérieure du segment BT23 (relié au segment BT24) du pylône latéral ont été choisis comme segments du modèle d'essai à grande échelle. Le segment BT24 se trouve dans le segment le plus élevé des parties médianes du pylône latéral, comme illustré sur la figure 2g. Le modèle de test a une hauteur de \(5,6\,\textrm{m}\) et un poids de \(30,5\,\textrm{t}\). La structure du modèle grandeur nature du segment d'essai est illustrée à la Fig. 9.

Processus de test

Les segments de coque en acier sont fabriqués et assemblés en usine. Ensuite, ils sont transportés sur le site du pont après avoir passé l'inspection et l'acceptation. Le segment de coque en acier BT23 est hissé en place par une grue de voiture. Ensuite, il est fixé le segment de coque en acier BT23 sur la fondation. Le béton de hauteur \(30\,\textrm{cm}\) inférieure est pré-coulé, et le béton de hauteur \(50\,\textrm{cm}\) restant est coulé avec le segment de coque en acier BT24. Une fois que le béton pré-coulé a atteint la résistance de conception, le segment de coque en acier BT24 est hissé et le positionnement initial est terminé. Fixez temporairement les segments de coque en acier avec des pièces assorties temporaires entre les segments. Les pièces d'adaptation temporaires sont libérées une fois la connexion par soudage entre les segments de coque en acier terminée. Le soudage symétrique est utilisé pour la connexion des segments afin d'éviter un gradient de température excessif de la coque en acier dû au soudage asymétrique. Une fois les soudures qualifiées, les barres d'armature verticales seront connectées. Lorsque les segments de coque en acier sont connectés, le béton sera coulé couche par couche. L'épaisseur de chaque couche de béton est d'environ \(40\,\textrm{cm}\). Le stockage et l'entretien de l'eau sont effectués lors de la prise initiale du béton.

Surveillance des données

En raison de la minceur de la tôle d'acier, il est nécessaire de surveiller la déformation de la tôle d'acier pendant tout le processus. Des capteurs de déformation sont disposés sur la surface de la plaque d'acier pour obtenir les déformations du processus de levage, de soudage et de coulage du béton, comme illustré à la Fig. 10. Dans le même temps, pour garantir la qualité du béton à retrait compensé, la température et la déformation du béton ont également été surveillées lors du test. La souche et la température sont recueillies par le collecteur de données multifonction Changsha Jinma JMBV-1116. Les données de déplacement sont recueillies par un comparateur à cadran électronique. La disposition des points de mesure correspondants est illustrée à la Fig. 10. Une fois le durcissement du béton terminé, des tests par ultrasons sont utilisés pour détecter le taux d'évidement de la coque en acier.

Modèle de segment à grande échelle.

Disposition des points d'étude du modèle grandeur nature : (a) distribution des points d'étude sur la carte d'élévation ; (b) répartition des points de levé dans la section du pylône.

Déformation de la coque en acier

Pendant le processus de levage, quatre points de levage sont placés sur la paroi externe de la coque en acier externe du segment de coque en acier de sorte que la déformation relative maximale puisse se produire dans la coque en acier interne. Les résultats de l'analyse par éléments finis du levage montrent que le déplacement maximal se produit sur la coque intérieure en acier, la valeur de déplacement est \(1,3\,\textrm{mm}\), voir Fig. 11a. Les résultats de mesure réels pendant le levage montrent que le déplacement maximal de la coque en acier se produit sur la coque en acier interne pendant le processus de levage, et la valeur de déplacement est \(1.1\,\textrm{mm}\), ce qui est cohérent avec les résultats de l'analyse par éléments finis.

Le champ de température inégal du processus de soudage est sujet à une déformation de soudage résiduelle. Supposons que la valeur de déformation de soudage soit considérable, ce qui affectera l'installation et la fiabilité de la structure. Par conséquent, il est nécessaire de faire attention à la déformation résiduelle du soudage. Selon les résultats de mesure réels, la déformation de soudage de la section supérieure du segment de coque en acier est illustrée à la Fig. 11b. La déformation maximale pendant le processus de soudage est d'environ \(1,2\,\textrm{mm}\). Il montre que le processus de soudage a une influence négligeable sur la déformation de la coque en acier.

La déformation de la coque en acier : (a) les résultats de l'analyse par éléments finis du levage ; (b) la déformation de soudage de la section supérieure.

Les valeurs de déformation de la coque en acier sont mesurées pour obtenir l'influence de la pression latérale et de la chaleur de réaction d'hydratation sur la déformation de la coque en acier lorsque le béton est coulé. Le tableau 3 montre les valeurs de déformation maximales de la coque en acier de la couche externe et de la coque en acier de la couche interne des sections typiques (section supérieure, section médiane et section inférieure) du segment. On peut voir dans le tableau 3 que la déformation de la coque extérieure en acier est supérieure à celle de la coque intérieure en acier, et la déformation de la section supérieure est similaire à celle de la section inférieure, mais les deux sont supérieures à la déformation de la section médiane. Cela peut être lié à l'inclinaison du segment de coque en acier. En général, le niveau de déformation du segment est relativement faible et la valeur de déformation maximale est inférieure à \(1,5\,\textrm{mm}\). Par conséquent, le processus de coulage du béton a peu d'effet sur la déformation de la coque en acier.

La température du béton

Comme l'expérience a été réalisée sur le terrain en hiver, la température était d'environ 0 à \(5,0\,^{\circ }\textrm{C}\). Par conséquent, le béton est mélangé avec de l'eau chaude et la température de l'eau de gâchage est \(16,8\sim 17,5\,^{\circ }\textrm{C}\). La température du béton sortant de la station de malaxage est d'environ \(8,5\,^{\circ }\textrm{C}\), et la température de pompage du béton est d'environ \(10,0\,^{\circ }\textrm{C}\). Les résultats de la surveillance de la température du noyau en béton ont montré que :

Après le coulage du béton, la température interne du béton a commencé à augmenter, la température la plus élevée était \(47,2\,^{\circ }\textrm{C}\), l'augmentation réelle de la température maximale du béton était d'environ \(37,0\,^{\circ }\textrm{C}\), et le pic de température est apparu à \(43\textrm{h}\) après le début du coulage du béton ;

La différence de température maximale entre l'intérieur du béton et la surface s'est produite 49h après le coulage, et la différence de température était de \(27,1\,^{\circ }\textrm{C}\) ;

La température interne du béton est la même que la température ambiante de \(193\,\textrm{h}\) après le début du coulage, et la dissipation de la température interne est terminée.

Courbe historique de la température du béton.

Le modèle d'éléments finis de l'analyse de la chaleur d'hydratation du modèle expérimental a été établi en utilisant des éléments solides dans un logiciel d'éléments finis. Selon les résultats du calcul de la température de simulation, l'analyse de l'historique de la chaleur d'hydratation est effectuée et comparée aux valeurs réelles mesurées sur place. La courbe temporelle de la température du béton est illustrée à la Fig. 12. On peut voir sur la Fig. 12 que la température maximale calculée du béton modèle est \(46,7\,^{\circ }\textrm{C}\), ce qui est un peu différent de la valeur réelle mesurée via le capteur de température. Le pic de température calculé et le temps d'apparition du pic de température du béton sont cohérents avec la valeur mesurée. La loi des montées et descentes de température du béton est cohérente avec les valeurs mesurées, ce qui montre que le résultat du calcul est précis et fiable. Pour la température élevée dans le cas d'été (la température ambiante est de \(28,0\,^{\circ }\textrm{C}\)), les résultats des calculs montrent que l'élévation de température maximale dans le béton est de \(67,8\,^{\circ }\textrm{C}\), l'heure du pic de température apparaît \(44\,\textrm{h}\) après le début du coulage, et l'élévation de température est d'environ \(39,8\,^{\circ }\textrm{C }\). Par conséquent, des mesures telles que l'abaissement de la température de coulée, le contrôle de la température et de l'humidité de la zone de coulée sur site et le choix du temps de coulée approprié doivent être prises pendant la saison chaude pour garantir que la température interne du béton répond aux exigences de conception.

La déformation du béton

L'effet du contrôle de la déformation du béton peut être vérifié en fonction de la déformation du béton dans différentes parties. Les données de mesure du champ de déformation du béton collectées ont été organisées et dessinées dans des courbes d'historique de déformation du béton, comme le montre la Fig. 13. On peut voir sur la Fig. 13 que la valeur de déformation maximale observée à l'intérieur du béton est d'environ \ (111 \ fois 10 ^ {-6} \), et la valeur de déformation minimale est d'environ \ (-35 \ fois 10 ^ {-6} \). L'historique des changements de déformation est cohérent avec l'historique des changements de température du béton. Le temps d'apparition de la valeur de déformation maximale est le même que le temps d'apparition de la valeur de température maximale, et l'augmentation de la température interne du béton a une influence plus significative sur la déformation du béton. Après la dissipation de la chaleur dans le béton (\(193\,\textrm{h}\)), la valeur de déformation de chaque point de mesure est stable et la valeur de déformation des différents points de mesure est stable à \(5,8\times 10^{-6}{\sim }-35\times 10^{-6}\). La déformation du béton change lentement avec la fluctuation de la température ambiante.

Courbe d'historique de déformation du béton.

Le taux d'évidement de la coque en acier

Un carré \(40\times 40\,\textrm{cm}\) est utilisé comme grille de contrôle, et chaque grille est une zone de mesure commune. Chaque surface de la coque en acier est divisée en zones de mesure standard. S'il y a des vides de béton dans la zone de mesure standard carrée \(40\times 40\,\textrm{cm}\), la grille sera affinée dans la zone de mesure et la taille de la grille affinée sera \(10\times 10\,\textrm{cm}\). La zone vide avec moins de 0,5 grilles raffinées est ignorée et la zone vide avec plus de 0,5 grilles raffinées est comptée comme 1 grille raffinée. La figure 14 montre la distribution des zones vides sur la base des résultats mesurés. On peut voir sur la figure de distribution des vides que le taux de vide de la partie supérieure de la coque en acier est nettement supérieur à celui de la partie inférieure, ce qui peut être causé par le flottement et l'accumulation de bulles d'air internes pendant le processus de coulage du béton. Le taux de vide des deux côtés de la coque extérieure en acier est supérieur à celui du milieu, tandis que le taux de vide au milieu de la coque intérieure en acier est supérieur à celui des deux côtés. Les données statistiques sont présentées dans le tableau 4. Le taux de vide de l'enveloppe extérieure en acier est d'environ 10 à 15 % et le taux de vide de l'enveloppe intérieure en acier est d'environ 6 à 11 %. Le taux de vide total de l'enveloppe extérieure en acier est de 12,41 % et le taux de vide total de l'enveloppe intérieure en acier est de 7,86 %. Cela signifie que le taux de vide de la coque intérieure en acier est nettement inférieur à celui de la coque extérieure en acier. Par conséquent, il est nécessaire d'améliorer davantage la méthode de coulée et les conditions de durcissement dans la construction du pont proprement dit pour réduire le taux de vide, comme le renforcement de la vibration des zones vides possibles ou du tuyau d'échappement intégré et en même temps l'adoption de certaines mesures d'isolation pendant le durcissement du béton pour réduire la différence de température entre la coque en acier et le béton. Pour les zones présentant des vides importants, un coulis secondaire peut être nécessaire pour l'assainissement.

Résultats de la détection du creusement du béton.

Le pylône composite sandwich acier-béton-acier est un nouveau type de pylône qui combine des structures permanentes et temporaires. La coque en acier n'est pas seulement impliquée dans la force structurelle, mais également dans un coffrage de coulée de béton. Les barres d'armature du pylône sont positionnées et assemblées avec la coque en acier en usine, ce qui élimine le processus d'assemblage des renforts sur site, réalisant ainsi la construction rapide du pylône. Selon la hauteur et le poids du segment de pylône, la coque en acier dans la partie inférieure est hissée par une grue flottante et la coque en acier dans la partie médiane et supérieure est hissée par une grue sur pylône. L'installation de la partie inférieure utilise le support de construction temporaire du bloc 0 # de la poutre principale comme plate-forme de travail de construction, et l'installation des parties médiane et supérieure utilise un système de plate-forme d'exploitation à ascension automatique hydraulique.

Le positionnement et l'installation précis du premier segment de la coque en acier constituent la base pour assurer la construction du pylône, et sa précision d'installation affecte directement la précision d'installation de l'ensemble du pylône. Les segments de coque en acier ayant été usinés en usine, l'installation in situ n'est qu'une reproduction de l'assemblage en usine, et sa position spatiale n'est pas réglable segment par segment comme un pylône en béton. Par conséquent, l'espace pour la plaque inférieure et la surface supérieure du premier segment de pylône doit être très précis. JYRB utilise les aspects suivants pour assurer le positionnement précis du pylône (voir Fig. 15) :

Utilisation de la technologie BIM (Building Information Modeling) pour analyser la collision et le positionnement des barres d'armature. Un modèle BIM a été établi, comprenant le premier segment du pylône avec le positionnement des pièces encastrées, la plate-forme et la base du pylône, et la réalisation d'une inspection de collision. Localisez avec précision les positions spécifiques de chaque barre d'armature intégrée verticale à travers le modèle BIM pour réaliser l'alignement précis de la barre principale verticale intégrée sur la surface supérieure de la plate-forme et de la barre principale verticale préinstallée dans la coque en acier.

Deux plaques de positionnement de barres d'armature sont installées dans la plate-forme pour améliorer la précision des barres d'armature encastrées. Les trous de barres d'armature sur les plaques de positionnement sont positionnés et percés avec précision par des machines-outils CNC (Computer Numerical Control).

Encastrer des cadres de positionnement pour assurer la précision d'installation de la coque en acier du premier segment. Des cadres de positionnement vertical et horizontal sont fixés au pied de la coque en acier du premier segment en usine. Dans le même temps, un autre cadre de positionnement est intégré lors de la construction de la plate-forme pour assurer la précision d'installation du premier segment de la coque en acier.

Utilisation de la technologie de connexion à manchon de verrouillage conique. Il est difficile de contrôler et d'adapter l'interface entre les segments en raison de la section profilée de grande taille. Des facteurs tels que les raidisseurs de murs internes et externes, l'acier d'angle, les barres d'acier horizontales et les étriers entrecroisés, ainsi que les déformations imprévisibles et l'impact du coulage du béton, affectent tous la précision d'installation du premier segment de la coque en acier. De ce fait, il est difficile d'utiliser des manchons filetés droits pour connecter les barres d'armature verticales. Les manchons de verrouillage coniques relient les barres d'armature verticales dans le processus de construction, ce qui résout le problème de connexion des barres d'armature pré-encastrées dans les segments de grande section.

Technologie de positionnement précis pour le premier segment.

Étant donné que les segments de la coque en acier sont des structures de forme spéciale et que le centre du segment ne se chevauche pas dans la projection verticale, cela entraîne des difficultés plus importantes pour le positionnement précis du levage du segment. Pour cette raison, un nouveau type d'écarteur d'entretoise de précision réglable a été développé pour le levage segmenté. Comme le montre la Fig. 16, l'écarteur se compose de 4 poutres, de quatre paires de joints de connexion supérieur et inférieur et de câbles en acier. En ajustant les longueurs des poutres d'écartement et en réglant la manille de réglage à l'extrémité des câbles en acier, la fonction de réglage de la distance du point de levage, de l'inclinaison du segment et du centre de gravité de levage est réalisée. Il résout le problème de levage des segments de coque en acier de forme spéciale du pylône.

Levage et positionnement précis du segment de coque en acier.

Pour localiser et connecter rapidement le segment au segment installé, des pièces correspondantes sont installées entre ces segments en usine. Une fois la connexion inter-segment terminée, le dispositif correspondant est libéré. Lors de l'exécution d'un réglage de position précis sur site, ajustez d'abord les plaques d'acier de support des huit pièces correspondantes au bas du segment de coque en acier en fonction des données correspondantes de l'usine et des instructions de surveillance. Deuxièmement, chaque branche de pylône conserve un clou de poinçonnage de point de verrouillage de pièce assortie et en enlevant les trois pièces correspondantes restantes, clous de poinçonnage et boulons afin que le segment puisse être légèrement tourné dans le plan horizontal. Dans le même temps, les pièces correspondantes sont maintenues en place et le côté est rempli de plaques d'acier pour la correction de la torsion. Une fois l'ajustement en place, il doit être revérifié et le processus suivant peut être construit une fois les exigences satisfaites.

Il est à noter que le segment de coque en acier n'a pas été usiné sur la face frontale. Par rapport au pylône de structure en acier avec la face d'extrémité usinée, les segments de coque en acier non usinés présentent une faible précision de base verticale et une précision de pré-assemblage, le mauvais effet de fixation des pièces correspondantes. À cet égard, le pylône composite sandwich acier-béton-acier sera plus sujet aux erreurs que les pylônes en acier. Par conséquent, il est nécessaire de définir plus de segments de réglage pour corriger et ajuster l'erreur.

La plate-forme d'escalade automatique hydraulique est largement utilisée dans la construction de hauts pylônes dans l'ingénierie des ponts. Le système d'escalade classique comprend deux parties : des rails et une plate-forme d'escalade. Dans la construction d'escalade, la piste est généralement escaladée en premier et suivie de la plate-forme de construction. Le processus de construction de l'ensemble du système est compliqué et la période de construction est prolongée. Les voies et la plate-forme de construction adoptent une conception différente, augmentant la taille et le poids de l'espace de l'ensemble du système.

Une nouvelle plate-forme d'escalade automatique hydraulique est utilisée pour construire des pylônes de ponts composites en acier-béton-acier. Cette nouvelle plate-forme grimpante automatique comprend trois couches pour fournir une plate-forme d'exploitation pour le levage de la coque en acier, le soudage inter-segments et le revêtement de surface. Dans le même temps, le système introduit également un ensemble de systèmes de contrôle intelligents, c'est-à-dire de petits systèmes hydrauliques standard, des systèmes de surveillance en temps réel et des systèmes d'alerte précoce intelligents, voir Fig. 17. Par rapport à la plate-forme d'escalade traditionnelle, cette plate-forme d'escalade automatique réalise l'escalade synchrone de la voie et de la plate-forme de construction, réduisant les étapes de fonctionnement et le poids total du dispositif d'escalade. Dans le même temps, la plate-forme d'exploitation manuelle est évolutive, ce qui évite les travaux de démontage et d'assemblage manuels répétés, améliorant ainsi l'efficacité du travail et la résistance au vent de la plate-forme de construction.

Plate-forme élévatrice automatique hydraulique.

Une pompe automobile coule le béton de la partie inférieure du pylône. Du fait de la limitation de la hauteur de pompage de la pompe automobile, le béton des parties médiane et supérieure est convoyé par une grande grue à pylône hissant la trémie. L'affaissement du béton peut être contrôlé à \(18\sim 20\,\textrm{cm}\), assurant la performance de la construction en béton. Le stockage à froid est utilisé pour refroidir le sable et la pierre pendant les chaleurs estivales. Dans le même temps, le mécanisme de glace pilée est utilisé pour refroidir l'eau de gâchage afin de contrôler l'entrée du béton dans les coques en acier afin de garantir que la température à cœur du béton ne dépasse pas \(65,0\,^{\circ }\textrm{C}\). Des trous de vibration sont réservés sur la plaque de renfort horizontale dans la coque en acier. Pendant le coulage du béton et le processus de vibration, la tige vibrante est insérée dans le trou vibrant pour assurer la compacité du béton. Lors du coulage du béton à proximité du parement de la coque en acier, les trous de vibration et d'aération du béton de diamètre \(70\,\textrm{mm}\) ouverts sur les plaques de renforcement circonférentielles sont pleinement utilisés pour assurer la qualité de la construction de coulage du béton.

Pour éviter les fissures entre le béton et la coque en acier dues à la perte rapide d'eau à la surface du béton, le béton supérieur doit être protégé par un stockage de l'eau dans le temps après la prise initiale du béton, et la profondeur de stockage de l'eau ne doit pas être inférieure à \(10\,\textrm{mm}\). Quarante-huit heures après la prise finale du béton, la surface supérieure est ébréchée avec un pic électrique et la profondeur est contrôlée à environ \(10\,\textrm{mm}\). Le laitier de béton, après ciselage, est nettoyé avec un aspirateur pour améliorer l'efficacité et l'effet d'élimination du laitier. Le coulage et le durcissement du béton sont illustrés à la Fig. 18.

Coulage et cure du béton dans une coque en acier.

Les pylônes composites sandwich acier-béton-acier ont été appliqués pour la première fois dans de tels ponts à haubans de longue portée. Il a obtenu des résultats idéaux en augmentant le taux de production en usine, en accélérant la construction et en réduisant la main-d'œuvre. La comparaison avec les pylônes en béton et les pylônes en acier en termes d'investissement dans la construction et d'efficacité de la construction est présentée dans le tableau 5.

Il ressort du tableau 5 qu'il existe peu d'installations temporaires pour la construction de pylônes composites sandwich acier-béton-acier, la vitesse de construction est d'environ 1,4 fois celle des pylônes en béton et l'apport de main-d'œuvre n'est que d'environ 1/4 de celui des pylônes en béton. La plupart des travaux sont effectués en usine, ce qui peut augmenter considérablement le taux de construction de pylônes en usine et garantir la qualité de la construction. En raison de la réduction de la main-d'œuvre, la gestion et le contrôle de la sécurité sont faciles à mettre en œuvre et la sécurité du personnel de construction est améliorée. Bien que les pylônes en acier puissent être plus importants que les pylônes composites sandwich acier-béton-acier à ces égards, les coûts de construction des pylônes en acier sont environ trois fois supérieurs à ceux des pylônes en béton en raison du grand équipement de levage requis pour les pylônes en acier. Cependant, les pylônes composites sandwich acier-béton-acier ne coûtent que 1,2 fois celui des pylônes en béton. Par conséquent, il dépense un peu plus que le pylône en béton et obtient de meilleurs résultats dans de nombreux autres aspects. Le pylône composite en sandwich acier-béton-acier peut être un bon choix pour les ponts à câbles de grande portée.

Le pylône composite acier-béton-acier est un nouveau type de pylône composite acier-béton qui a été appliqué pour la première fois au pont à haubans de longue portée. Cette étude se concentre sur les idées de conception et les principales techniques de construction de ce type de pylône et tire les conclusions suivantes :

Les résultats des calculs montrent que les pylônes du pont présentent de bonnes propriétés mécaniques et peuvent assurer la sécurité de l'ouvrage.

Le test du modèle de processus à grande échelle a confirmé la faisabilité d'une construction rapide de la structure et a fourni une alerte précoce des problèmes possibles dans les constructions réelles.

L'application de la technologie BIM, la recherche et le développement d'épandeurs spéciaux et de plates-formes de construction garantissent l'installation précise des structures.

L'assemblage modulaire fabriqué en usine de la structure de coque en acier renforcé réduit efficacement l'intensité et la difficulté des opérations sur site, améliore la qualité du projet et réduit le risque de construction.

L'application réussie de ce pylône de pont marque la formation d'un ensemble complet de technologies de construction de pylônes composites sandwich acier-béton-acier, qui peuvent être largement utilisés dans des ponts similaires.

Certaines ou toutes les données, modèles ou codes qui appuient les conclusions de cette étude sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

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Cette étude a été soutenue par la Natural Science Foundation of Hunan Province, China (No. 2021JJ40593) et les fonds ouverts du Key Laboratory of Bridge Engineering Safety Control du Ministry of Education of Changsha University of Science and Technology, China (No. 19KB08). Ces programmes sont grandement appréciés.

Collège de génie civil, Université des sciences et technologies de Changsha, Changsha, Hunan, Chine

Bida-Pei

CCCC Second Harbor Engineering Company Ltd., Wuhan, Hubei, Chine

Aixiu Chong, Huan Xia et Xueyun Kang

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BP a conçu et conçu la recherche. AC et XK ont effectué la simulation numérique et les essais sur le terrain. BP et HX ont analysé les données. BP a effectué les vérifications grammaticales et l'examen du contenu. Tous les auteurs ont examiné le manuscrit.

Correspondance à Bida Pei.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Pei, B., Chong, A., Xia, H. et al. Conception et technologie clé de construction d'un pylône composite sandwich acier-béton-acier pour un pont à haubans de grande portée. Sci Rep 13, 6626 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-33316-7

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Reçu : 04 octobre 2022

Accepté : 11 avril 2023

Publié: 24 avril 2023

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-023-33316-7

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