兰州深安黄河大桥主桥顶推施工分析

李涵军

（宏润建设集团股份有限公司，上海市200235）

1 工程概况

兰州深安黄河大桥主桥采用下承式蝶形钢拱叠合梁桥，跨径156 m，桥宽36.5 m，梁高3.5 m，吊索间距8 m，主墩采用V型墩[1]。主桥的效果图如图1所示。

图1 兰州深安黄河大桥主桥效果图

根据施工现场情况，桥址处黄河水流较急，在汛期水位也比较高，而河床以下100 m范围内均为中密～密实状态的③5层卵石，水流对河床的冲刷也相对比较严重，河中成桩比较困难。

一般情况下跨河桥梁钢结构的施工，可采用先搭设满堂支架或少支架、然后在支架上拼装钢结构的施工方法；但是，对于该桥，由于特殊的地质与水文情况，如采用以上施工方法，水流对支架与河床的冲刷带来的施工风险比较大，施工措施费也比较高，必须减少水中支架的施工量。

经过详细的施工方法比选，兰州深安黄河大桥主桥采用岸上组拼钢结构部分（钢主梁与钢拱肋），然后采用顶推施工的方法，把钢结构顶推到位，最后进行吊杆和桥面板的安装[2]。

2 顶推施工方案与计算工况

该方法利用“顶”、“推”的两个步骤交替进行，先将整体钢箱桥面托起；向前推送；之后将桥体置于临时墩上；顶推油缸缩缸到底，继续实现下一个循环。通过往复顶推步骤的循环，最终将主桥送到预定的位置。顶推机械结构的顶升油缸安装于下部结构内，支撑面在临时墩上，下部结构和上部结构之间通过安装聚四氟乙烯板和不锈钢板进行滑动，滑动时顶升油缸和下部结构相对于临时墩不动。

根据施工方案[2]，在黄河北岸北滨河路以北的拼装区将主桥和主拱拼装完毕，由北向南沿顶推方向布置临时墩，利用临时墩和顶推设备完成整跨的顶推。综合考虑所处环境和结构受力等因素，该施工过程共布置8组16个临时墩。其中，河中布置L8、L9两组临时墩，加上位于主承台PM17外侧的临时墩L7及岸上的L6，这4组临时墩采用桩基础；岸上的L1～L5临时墩采用扩大基础。另外，在主承台PM16处布置一组简易设备。顶推时，在桥的顶推方向有前导梁引导桥体的顶推，同时尾部设有后导梁。总体布置如图2所示。

图2 拼装支架、临时墩立面布置图

顶推施工专业单位根据顶推过程中的不同状态列举了表1中的20种工况[3]。

表1 顶升施工过程的工况说明一览表

经分析比较，该项目保留了大部分的工况，个别未计算和补充计算的工况如下：

（1）取消了工况10、工况15和工况16的计算，因上述工况利用的临时墩与相邻工况一致，结构相对临时墩的位置也变化不大；

（2）工况18后面增加一个继续滑移5 m的工况，下文称为“工况18A”，用于计算前导梁到达L9后的整体受力情况；

（3）工况19后面增加一个继续滑移5 m的工况，下文称为“工况19A”，用于计算前导梁到达L10后的整体受力情况。

各计算工况对应的支点情况见表2所列。

究其原因，通常地应力大小与钻孔卸压范围呈正比例关系[19]。因此，水平地应力较小时，控制孔的卸压范围有限，其控制作用不明显；随着水平地应力的增大，控制孔足以影响到压裂孔，裂隙定向扩展效果明显。

表2 各计算工况对应的支承位置一览表

3 计算模型及考虑的因素

采用MIDAS软件建立空间杆系模型，计算模型如图3所示，模型共划分3 557个单元，模型考虑了各构件相互之间的实际几何相对关系，能够真实反映结构实际刚度。

图3 顶推方案计算模型

计算模型考虑结构自重和施工阶段风载。其中，主桥重量：按设计图纸计入隔板、加劲及临时加固撑杆等构件后共3 284 t；导梁重量：按方案设计图纸，前、后导梁均按132 t记；风荷载：按照施工阶段、兰州地区10 a一遇风速19.5 m/s，风荷载按《公路桥梁抗风设计规范》（JTG/T D60-1-2004）计算。荷载组合参照方案设计要求，纵、横向风按不同方向包络叠加后与自重组合。

计算模型中，临时墩处的竖向支承按刚性考虑；将水平方向考虑为弹性支承，弹簧刚度按橡胶块与临时墩的串联刚度取用，L6～L9还同时按m法考虑了桩基的水平弹簧刚度，L10仅考虑橡胶块的刚度。各临时墩顶水平向的综合刚度见表3所列。

表3 临时墩顶水平刚度一览表（单位：kN/m）

4 工况分析结果

由于文章篇幅所限，本文不再列出每个计算工况的结果（具体计算结果可参考文献[4]），下文将顶推过程中的临时墩最不利反力和钢结构及导梁各构件的应力变化趋势，以及结构变形进行汇总。

4.1 临时墩最不利反力

根据顶推过程中各工况的计算，将各临时墩可能出现的最不利反力进行汇总，详见表4所列。

表4 最不利反力汇总表（单位：kN）

由表4可见，L1～L6临时墩的最大竖向反力相差不多，L8在工况20下出现最大8 553 kN的竖向力；水平力而言，横桥向普遍较顺桥向大一些，考察计算结果发现，横桥向最大水平力都是支承在导梁上出现的，因为导梁主肢间基本无横向联系，建模时按分离的单元考虑，截面横向抗弯和抗扭刚度都很小，而支点横桥向位置与截面形心不重合，竖向反力会产生扭矩，需要支座的横桥向水平力来平衡，在导梁主肢间设置横向联系、大幅度提高主肢的抗扭刚度后，横向水平力可明显减小，因此，可以认为临时墩的设计仍是受顺桥向水平力控制。

4.2 结构应力

图4～图6所示为主桥钢结构与导梁各主要构件在顶推过程中的应力变化情况。

图4 拱肋应力汇总曲线图

图5 桥面系应力汇总曲线图

图6 导梁应力汇总曲线图

由图4可见，在整个顶推过程中，拱肋及横向连杆的应力水平都不高，拉压应力均在80 MPa以内，临时撑杆在个别工况下应力较大，工况19下出现最大压应力158 MPa；由图5可见，除主梁在工况19A和工况20下出现126 MPa的压应力外，桥面系构件的拉、压应力基本在100 MPa以内；由图6可见，导梁主肢在个别工况下出现约200 MPa的应力，其原因前文已做分析，提高主肢横向刚度和抗扭刚度后，应力水平会有明显改善，联系桁架主杆压应力水平偏高一些，分析发现较大应力均出现在主肢附近，建议适当提高与主肢连接处的桁架杆件规格。

4.3 结构变形

表5列出了主桥钢结构各主要构件与导梁在顶推过程中的竖向位移变化情况。

表5 结构竖向位移汇总一览表（单位：mm）

由表5可见，顶推过程中，拱肋变形在37 mm～50 mm之间、主梁变形在13 mm～44 mm之间，变形量和变化幅度都不是很大；导梁悬臂端受支点位置影响较大，变形为32 mm～316 mm。

5 结语

针对兰州深安黄河大桥主桥顶推施工方案，顶推施工单位对顶推过程进行了详细的分析，而工程总包单位在此基础上进行了仔细的结构复核工作，根据计算复核结果，提出了一些关于导梁设计的优化建议。

在具体的顶推施工过程中，在工程总包单位的协调管理下，顶推专业单位与施工监控单位对结构进行了监控，以事先的计算结果为依据来指导顶推施工，使监控实测结果和理论分析结果保持一定的吻合度，确保顶推施工过程中结构的安全。

主桥钢结构于2013年10月顺利地顶推到位，其成功的经验可为其它类似桥梁的施工所借鉴。

[1]上海市政工程设计研究总院.兰州市深安黄河大桥工程主桥施工图设计文件[R].2011.

[2]宏润建设集团股份有限公司.兰州市深安黄河大桥工程主桥施工组织设计文件[R].2012.

[3]上海同新机电控制技术有限公司.兰州深安黄河大桥主桥顶推施工计算书[R].2012.

[4]宏润建设集团股份有限公司.兰州市深安黄河大桥工程主桥顶推方案复核计算报告[R].2012.