大瑞鐵路瀾滄江特大橋施工關鍵技術研究

任為東

(中鐵工程設計咨詢集團有限公司,北京 100055)

1 工程概況

瀾滄江特大橋是新建大理至瑞麗鐵路大理至保山段的“咽喉”工程，大橋橫跨瀾滄江大峽谷，位于我國地形最為復雜的橫斷山脈西段。大瑞鐵路為國家“十一五”規劃西部地區交通基礎設施建設重點工程，設計標準為Ⅰ級雙線鐵路，設計速度160 km/h。瀾滄江特大橋橋跨布置為1-32 m+2-24 m+1-32 m簡支箱梁+363 m上承式拱橋+1-32 m簡支箱梁，橋梁全長528.1 m，橋面設置有車站，橋面寬度14.5 m。瀾滄江特大橋主橋計算跨徑342 m，為上承式勁性鋼骨架鋼筋混凝土提籃拱橋。

橋址附近兩岸山體坡角最大超過80°，局部甚至直立。峽谷內全年季風時間占一半以上，風速最大超過26 m/s，橋面距離江面超過270 m，施工難度在國內橋梁建設史上極為罕見。橋跨立面布置見圖1。

圖1 瀾滄江特大橋橋跨立面布置(單位：mm)

本橋主要的施工難點除了基礎施工外，重點需要解決拱肋勁性骨架鋼結構和外包混凝土的施工方案。

2 主橋拱肋結構

全橋長528.1 m，主跨為上承式勁性鋼骨架鋼筋混凝土拱橋。拱肋為計算跨徑342 m、矢高82.416 m、矢跨比為l/4.15、拱軸系數m=3.4的懸鏈線拱，每條拱肋為單個混凝土箱形截面，內包勁性鋼骨架，拱頂處拱肋混凝土箱截面高為6.9 m，拱腳截面徑向高為10.9 m。兩條拱肋內傾角6.8°，以適應拱頂剛架墩及橋面系布置。每條拱肋箱寬4.4 m，為單箱單室，腹板壁厚1.0～0.6 m，上、下翼緣板壁厚1.1 m。拱肋內鋼勁性骨架平、立面見圖2、圖3。

圖2 拱肋勁性骨架立面(單位：m)

圖3 拱肋勁性骨架平面(單位：m)

全橋共設置20道橫撐，橫撐也為混凝土箱形截面，內包鋼管桁架作為勁性骨架，橫撐弦管為空鋼管。拱肋每肋截面為4管式鋼桁架，拱腳處上下弦管中心處桁架高9.5 m，拱頂高5.5 m。上、下弦管的鋼管外徑為1.0 m，壁厚根據受力部位的不同采用26，36，42，46 mm。豎向腹桿除拱腳處受力需要采用鋼箱截面外，其余為焊接工形截面或寬翼緣H型鋼，拱肋斷面見圖4[1]。

圖4 拱肋斷面(單位：mm)

3 拱肋勁性鋼骨架施工方案研究

3.1 施工方案比選

拱橋相比其他形式的橋梁，其最大的難點就是拱肋的安裝，往往由于施工方案的好壞而決定了拱橋的成敗。國內外大跨度拱橋常用的施工方法有支架法、纜索吊裝、平轉、豎轉等方法。由于大跨度拱橋的矢高較大，采用支架法施工的成本太高而基本上不采用。針對瀾滄江特大橋的拱肋勁性鋼骨架安裝主要比較了纜索吊裝、平轉、豎轉3種方法。

纜索吊裝每次吊裝一個節間的拱肋桁架，重約600 kN，全橋共80個節段，至少需要8～9個月時間；纜索吊裝方法安裝拱肋勁性鋼骨架，施工過程中勁性鋼骨架為柔性拉索的大懸臂結構，節段間連接為空中作業，安裝就位異常困難，焊接質量也難以保證；瀾滄江橋橋位位于峽谷內，風場環境多變，風力大，施工面臨較大的安全風險；另外，由于節段施工工期長，也大大增加了橋梁施工的技術風險[2]。

對于平轉法施工，由于橋址處兩岸巖體陡峭，需要進行大面積爆破形成平轉場地，有可能導致大規模地質災害，不利于環境保護，所以不是一個合適的施工方案[3]。

而采用豎轉法，可以利用兩岸陡峭的巖體支撐勁性骨架，拱肋拼裝時的懸臂小，位移還可通過拉索進行控制，且可以利用塔吊進行拱肋立式拼裝，鋼結構安裝對位、焊接條件好，需要的施工場地小，適合本橋的場地條件，安全可靠、方便快捷。

拱橋的豎轉施工近年來已有很多成功的經驗，其中代表性的橋梁廣州丫髻沙大橋，其主跨為360 m的鋼管混凝土拱橋，主拱拱肋采用了“變角度、變索力”的豎轉法施工，每岸的拱肋豎轉質量為2 050 t[4]。

由于普通千斤頂都是用來做提升作業，當往下放時會帶來一定的施工風險，隨著近幾年國內建筑行業的大型桿件越來越多地采用整體提升技術，連續頂升千斤頂技術越來越完善，千斤頂在保證安全的前提下不僅能上提還能下放。連續千斤頂下降操作流程如下。

第一步，荷重縮缸：上錨緊、下錨松、主油缸開始縮缸，構件下降一段距離。第二步，錨具切換：主油缸縮缸至距下極限還有一小段距離，停止縮缸，下錨緊，上錨停。第三步，縮缸拔上錨：主油缸再縮缸一小段距離，可松開上錨。第四步，空載伸缸：上錨松，下錨緊，主油缸伸缸至距上極限還有一小段距離，停止伸缸。第五步，錨具切換：上錨緊、下錨停、主油缸無動作。第六步，荷重伸缸，拔下錨：上錨緊、主油缸再伸缸一小段距離，松下錨，重復第一步。

按上述步驟油缸反復操作，構件便可實現下降的動作，實際操作通過對千斤頂的構造改進使提升和下降的操作原理基本一致，安全有保證。

通過上述施工方案比較，確定了拱肋勁性骨架鋼結構采用豎轉施工方案。

3.2 拱肋勁性骨架豎轉方案

在初步設計階段，拱肋勁性骨架施工方案是一次豎轉方案，見圖5。每岸勁性骨架桿件通過施工塔吊逐根進行安裝。由于受工期限制，每岸需各配置2臺塔吊，以滿足單根桿件拼裝需求。先利用汽車吊機安裝塔吊，再在拱座上安裝拱肋豎轉轉軸，同時對基礎以上山坡巖體進行加固及小面積開挖，并在開挖后的巖體上用錨桿鉆機鉆孔，安裝鋼絞線錨桿、灌漿、張拉，設置混凝土巖錨，利用巖錨作為拱肋支撐架、剛性支撐、拉索固定支撐點和錨固點，然后搭設拱肋支撐架用于勁性骨架下部節段的支撐，以保證拱肋拼裝線形滿足要求。利用塔吊逐根拼裝勁性骨架桿件，同步安裝拱肋剛性支撐。往上逐段拼裝勁性骨架，同時需逐層安裝拉索，以增強勁性骨架的剛度，減小其懸臂變形，拉索上端錨固在勁性骨架節點上，下端分別錨固在巖體上和拱腳上；另外，需在勁性骨架上設置幾道橫橋向八字浪風纜索用于提高勁性骨架的橫向穩定[5]。

圖5 拱肋一次豎轉示意(大理岸)

3.3 豎轉方案優化

結合施工單位進場后臨時開挖對橋位處地形的改變情況，同時對塔吊和纜索吊進行拱肋鋼桿件安裝的方案進行了充分比較，在施工圖設計階段將一次豎轉優化為二次豎轉方案，并將原利用塔吊進行鋼節段吊裝改為纜索吊吊裝，見圖6、圖7。

圖6 拱肋二次豎轉施工布置示意

圖7 大理岸一次豎轉就位示意

主要步驟：安裝跨越峽谷的纜索吊，在兩岸山體上分別施工拱肋鋼結構拼裝支架；利用纜索吊吊裝鋼構件，在支架上進行拼裝；啟動錨固在保山側山體上的牽引拉索控制系統，開始大理側上半段拱肋的第一次豎轉；待上部拱肋豎轉65°后安裝下扣索，此時對上、下扣索進行初張拉，并焊接上、下半段拱肋間中間轉鉸處拱肋的合龍段鋼管，完成大理側拱肋第一次豎轉；啟動大理側拱肋第二次豎轉，豎轉前，調整牽引拉索與扣索內力，使中間轉鉸處的拉壓桿連接內力接近為零，解除中間轉鉸附近的約束；啟動牽引拉索，同步緩放大理側拱肋上的上、下扣索，使半跨拱肋整體向下豎轉40°后停止，此時拆除拱肋牽引拉索。掛設保山側拱肋牽引拉索及扣索。同樣操作保山側拱肋豎轉，待兩岸拱肋都豎轉到位后，調整拱肋線形達到設計要求后，進行主拱跨中合龍施工。

4 豎轉施工方案結構設計

分別考慮豎轉過程中的8種主要工況進行計算，豎轉施工工況劃分如下。

工況1：豎轉啟動，上半拱脫離支架，下半拱仍靠著山坡上；工況2：兩岸上半拱肋各豎轉20°；工況3：兩岸上半拱肋各豎轉40°；工況4：大理上拱肋豎轉65°，瑞麗側上拱肋豎轉55°，轉至上下拱肋合拼位置，中間鉸未合龍，未撤去剛性桿，上扣索每索初拉力1 240 kN；工況5：中間鉸合龍，撤去拉壓桿和山體支撐，扣索每索初拉力施加1 240 kN；工況6：二次豎轉20°，上扣索每索初拉力1 240 kN；工況7：二次豎轉40°；工況8：豎轉至合龍狀態，調索至拱頂高程一致。

4.1 拱座豎轉鉸(圖8)

豎轉鉸在豎轉過程中的結構受力見表1(以大理岸拱肋為例)。

表1 下轉鉸反力

豎轉鉸底轉盤與水平面傾斜10°放置(圖9)，最不利工況下合力同豎轉鉸中軸線夾角34.28°，小于45°，可以保證整個施工過程中轉鉸的安全。

圖9 拱座豎轉鉸反力夾角示意

4.2 中間轉鉸

中間轉鉸為二次豎轉的關鍵構件，為保證同一岸拱肋中間轉鉸的四個銷軸位于同一平行地面的直線上，在每條拱肋上、下兩部分拱肋節段上分別通過腹桿形成一個三角桁片，每個三角桁片下面對應1根φ1.2 m內灌混凝土的橫撐鋼管，鋼管通長設置，連接每岸的兩條拱肋，通過橫撐鋼管確保銷軸定位和傳力[6]，見圖10。

圖10 中間轉鉸結構

對中間轉鉸整體受力進行轉體過程分析，確定了每岸拱肋第一次豎轉啟動時的工況為最不利工況，以此工況荷載作為輸入荷載條件對中間轉鉸進行有限元分析。經計算發現，當耳板同支腿相交處進行焊接連接時，耳板、支腿的局部應力遠超出鋼材屈服強度，這是由于不必要的約束造成的，根據計算結果，在設計文件中明確此處不允許焊接。當不考慮耳板同支腿焊接連接時，耳板最大應力發生在銷孔處，最大主拉應力為211 MPa，最大主壓應力為291 MPa。支腿最大主拉應力為262 MPa，最大主壓應力為459 MPa，其中最大主壓應力超出鋼結構屈服值，但應力超限結構范圍非常小，經分析不會影響結構受力。支腿受力分析見圖11、圖12。

圖11 支腿主拉應力(單位：MPa)

圖12 支腿主壓應力(單位：MPa)

中間轉鉸的每個銷軸直徑為300 mm，外設銅套。每個銷軸上承受最大荷載為3 750 kN，經計算孔壁壓力100 MPa，銷軸抗剪應力為35 MPa，滿足受力要求[7]。

4.3 拱肋拉壓桿(圖13)

圖13 拉壓桿結構

拉壓桿在拱肋第一次豎轉時用于抵抗拱肋上拉索對中間轉軸以下拱肋的拉力，當上半部分拱肋豎轉就位后，拱肋豎向成為半拱，這時拉壓桿開始受壓，對拱肋起到穩定支撐作用。每岸拉壓桿為平面桁架結構，其中弦桿為1.2 m×0.8 m的鋼箱結構，鋼箱頂、底板壁厚20 mm，腹板壁厚16 mm；桁架間的腹桿為φ600 mm×8 mm鋼管。同拱肋側通過分配梁連接到每條拱肋的兩根上弦鋼管上，另一端通過分配梁連接到2號墩的承臺上，拉壓桿作為傳力桿件將荷載最終傳遞到2號墩承臺上。經計算最不利工況每岸的拉壓桿最大壓力為7 292 kN，對應的弦桿鋼箱截面應力為52.7 MPa。轉體施工期間在拉壓桿上設置傳感器監測其內力變化，在第二次豎轉時當桿件內力接近0，及時解除拉壓桿同拱肋的連接，保證拱肋轉體不受影響。

5 拱肋外包混凝土施工設計

結合本橋拱肋結構形式，拱肋勁性骨架外包混凝土施工提出了“八工作面分段施工法”、“三環八工作面五節施工法”、“四環八工作面五節施工法”3個施工比較方案，通過計算分析，比較鋼管混凝土桁架及外包混凝土的受力情況，選出最優方案[8-10]。

5.1 外包混凝土施工方案比較

方案1：八工作面分段施工法

全橋共設8個工作平面(半跨4個)，每個工作面同時施工，每次每工作面澆筑1個節段(1～2節間不等)，每節段均為完整的箱梁節段(包括底、腹、頂板及其倒角)。

方案2：三環八工作面五節施工法

“三環”分別對應單箱單室箱梁的底板環、腹板環和頂板環，施工中先形成底板環，再形成腹板環，最后是頂板環。每環施工按“八工作面五節施工法”進行，見圖14。

圖14 底板環八工作面施工示意

方案3：四環八工作面五節施工法

四環八面法是在三環八面法基礎上演變而來的，保持底板和頂板的施工不變，將原來的腹板環一分為二，分為腹板下環和腹板上環，四環劃分見圖15。四環的澆筑順序依次為：底板環—腹板下環—腹板上環—頂板環，每環內的施工仍維持“八工作面五節施工法”不變。

圖15 拱肋混凝土四環澆筑分布示意

5.2 計算結果對比

(1)主鋼管應力

表2給出了3個模型在外包混凝土階段和施工成橋階段的主鋼管峰值應力。

表2 外包施工法模型主鋼管峰值應力(壓應力為負) MPa

從表2可見，方案1成橋時主鋼管峰值力最大，方案2、方案3鋼管最大應力基本一致，應力峰值比分段施工法降低近6%。另外，提取3個施工方案計算模型中拱肋截面鋼管在外包完成階段的鋼管應力圖發現，分段施工法的應力曲線起伏最大，即應力分布最不均勻，分環法應力分布好于分段法應力分布。

(2)外包混凝土應力

表3給出了3種模型在外包混凝土階段和施工成橋階段的外包混凝土峰值應力。

表3 外包混凝土峰值應力(壓應力為負) MPa

從表3可見，方案3外包混凝土的峰值應力最為良好，方案1次之，方案2應力最大。分析原因是由于方案3分四環澆筑，使得每次澆筑的腹板混凝土濕重降低，同時改變了峰值應力出現的位置；方案1分段施工，雖然濕重會比較大，但是由于箱梁截面可以全截面參與受力，受力相對比較均勻。

(3)截面內力

選取拱腳截面內力作為對比對象，由表4可知，就拱腳內力而言，分段施工法得到的內力最小。

表4 拱腳截面內力

(4)施工穩定性系數

3個外包混凝土方案都有較高的穩定安全系數，各種施工方案在施工過程中最小的穩定系數都大于8，均能滿足施工穩定性。

5.3 結論

(1)從應力計算結果看，方案2、方案3采用分環后可以有效降低鋼管應力的變化幅度。方案3四環八面法，鋼管應力和外包混凝土的拉應力都是3個方案中最小的，其中混凝土最大拉應力為1.04 MPa。

(2)3個施工方案均能滿足施工穩定性，雖然方案1的拱腳截面內力最小，但方案2、方案3也都可以滿足截面受力要求。

(3)施工方面，分環更方便施工。

結合各方因素綜合考慮，最終設計采用基于四環八面法施工的外包混凝土施工方案，但實際實施時對每一環的施工分段進行了更進一步優化和細化，形成最終的“四環多工作面”施工工序。最終外包混凝土恒載工況最大壓應力10.8 MPa，沒出現拉應力；恒載工況鋼管最大應力255 MPa。

6 結語

瀾滄江鐵路特大橋主跨342 m的拱肋施工是全橋的關鍵施工工序，結合峽谷區域風場特點，開展了全橋整個施工過程的抗風數值分析，確保了大橋的施工安全；通過有限元理論計算，分析了內填外包混凝土的鋼管混凝土截面復雜的受力性能，并將成果納入《鐵路橋梁鋼管混凝土結構設計規范》編制中；創新采用了拱肋勁性骨架二次豎轉和分環多工作面外包混凝土施工工藝，形成了大跨度山區鐵路混凝土拱橋拱肋全套施工工藝，成功解決了陡峭山區鐵路拱橋施工技術難題。

2016年11月15日瀾滄江特大橋鋼管勁性骨架轉體合龍，每岸豎向轉體質量達2 500 t。2019年1月拱肋外包混凝土完成施工。2020年6月29日全橋土建結構基本完工。通過施工過程監測監控，拱肋實際受力和變形同理論計算基本一致。