蓼子大橋位于重慶市城口縣蓼子鄉，是一座計算跨徑為252m的中承式鋼箱拱橋，矢跨比f=1:4.5，拱軸線型為懸鏈線，拱軸系數m=1.3。拱肋為平行拱，中心間距28m，采用變高度等寬箱形截面，箱頂寬2.4m，截面法向高度范圍3～5.5m。全橋設有四道箱形截面的K撐，考慮到拱肋及K撐長期暴露在雨量充沛的潮濕環境，其設計采用免涂耐候鋼（Q420qNHD）鋼板。城口岸側下方有國道G347通過，橋梁兩岸拱座、橋臺處地形陡峻，交通條件較差。

▲ 視頻號《在現場》欄目曾在2022年12月份對蓼子大橋通車儀式進行報道

由于單個轉體拱肋長度134米、寬度2.4米、高度3至5.5米，與拱腳轉盤合重約4600噸，單拱肋復合轉體是采用多次平、豎轉組合的方式，每幅單拱肋都先上行豎轉44度，再平轉182度，然后又下行豎轉30度。轉動體95%重量作用于直徑僅2米的轉盤之上，猶如芭蕾舞者旋轉之時將全身重量集于足尖。單拱肋轉體橫向剛度小、抗風穩定性弱的特點，使得整個轉體過程就是一次在空間嚴格受限條件下技術難度極高的騰挪旋轉，被稱為“空中芭蕾”。

蓼子大橋兩岸地勢復雜，不適用纜索吊斜拉扣掛工藝。在城口岸適合布置斜拉扣掛錨碇的位置為一陡坎，巖體風化、破碎、松散，錨碇處開挖施工難度和支護工作量都極大。如加大錨碇設置距離，則錨碇將處于相鄰標段A3標長灣大橋（連續剛構橋）主橋及引橋橋區，相關工程施工受阻，延誤工期；開州岸的錨碇合理布置位置為一處滑坡堆積體，且該岸山體斜坡更加陡峻，坡度約70度，左右錨碇位置高差極大，將對纜索吊系統的橫向剛度、抗扭、扣索力的平衡控制均提出極大挑戰；如加大錨碇距離，則需設置在主橋后方互通區，會影響互通區的主線橋和匝道橋施工。

采用雙拱肋整體同步轉體也有很多不足，一是轉盤體積大，山體開挖量大；二是轉盤尾部伸出至懸崖側較長，需要在懸崖峭壁上搭設轉盤澆筑支承系統，存在結構材料用量多、懸空作業多、安全風險高的缺陷。此外，城口岸懸崖下為一縣道，轉盤施工勢必會對交通帶來很大影響。

因此，通過綜合計算、分析，蓼子大橋最終選定單拱肋分幅復合式轉體施工的工藝，即單拱肋首先上行豎轉至比設計高程高的位置，然后進行平轉，平轉到位后，再下行豎轉至設計高程進行合龍。

如圖1所示，靠山側的拱肋繞山內側進行平轉，靠陡崖側的拱肋繞山外側進行平轉，可以有效解決整體轉體時轉盤過大、開挖方量大、邊坡防護量大等問題。另一方面，為進一步節省拱肋臥拼的支架用量，在城口岸左幅采用提升塔架對拱肋先進行豎向提升，之后接力進行后續設定模式的斜拉豎轉施工，關于各拱肋所涉及的轉體動作明細見表1。由表可知，蓼子大橋轉體施工中最大豎轉提升角度達47°，最大豎轉下放角度達28°，平轉最大角度達182°。如包含前序的豎提動作，轉體次數多達13次，其所采用的三維空間復合式轉體模式可適應任意復雜陡峻斜坡的不利地形地勢。

圖1 單拱肋分幅復合式轉體施工示意圖

轉體體系由豎轉體系和平轉體系兩部分組成，如圖2所示。豎轉體系包括豎轉鉸、扣塔、索鞍、轉向撐架、轉向滑塊、扣索、用于改善扣塔受力的平衡索、用于脫架階段幫助上轉盤實現受力平衡的后錨索和后錨梁、用于提高后錨梁穩定性的巖錨索等。平轉體系包括球鉸、撐腳、環道和牽引索反力座等。

圖2 轉體體系設置

轉體實施的主要環節包括：張拉后錨索，建立后錨系統，分級同步張拉扣索和平衡索，進行拱肋脫架，隨即完成拱肋長度配切工作。之后拱肋開始上行豎轉，豎轉一定角度后，由于扣索索力會隨拱肋高度的增加而有所減小，為保證扣塔的受力狀態合理，需分級釋放部分平衡索。待上行豎轉結束后，解除后錨系統，同時臨時固封豎轉鉸。前述程序完成后啟動平轉，牽拉平轉牽引索，待轉盤轉至指定位置后，在上轉盤尾部張拉后錨索，重新建立后錨系統，并解除豎轉鉸臨時固結，準備開始下行豎轉。下行豎轉一定角度后，由于扣索的索力會隨著拱肋高度的降低而明顯增大，同樣為保證扣塔的受力狀態合理，需重新張拉之前上行豎轉階段中釋放掉的部分平衡索。下行豎轉至指定高程后，等待對岸拱肋進行合龍。需要指出的是，蓼子大橋合龍時不設合龍段，直接瞬時合龍。

結合工程進展及現場地形條件，開州岸拱肋借助已有引橋結構實現拱肋的反向異位拼裝。引橋為計算跨徑40m的簡支轉連續T形梁橋，拱肋在其上方反向臥拼。為改善T形縱梁的受力，提出一種可實現荷載優化分布的控制措施：在臥拼支架立柱下方設置一定厚度的混凝土條基，并在條基上方設置型鋼桿件，可以將原來支架立柱底部傳遞至單片T梁的集中荷載有效地擴散到2～3片T梁中，從而減小每一片T梁的受荷，保證引橋結構不發生任何損傷，所有的構件均在彈性狀態工作，如圖3所示。

圖3 借助引橋的拱肋反向異位拼裝

由于不具備如開州岸有利地勢或結構支承條件，基于優質、高效、安全、經濟多種目標需求，在城口岸拱肋建造中，設計一種豎向提升和斜拉豎轉協作體系，將豎向提升和斜拉豎轉兩種豎轉工藝結合起來，充分發揮各自優勢，既在最小高度完成拱肋的拼裝施工，最大程度節省了材料、機具的投入，又可以接力實現后續一系列的轉體施工。前后兩種體系的轉換核心是如圖4所示的提升塔架能夠按照預先設定的模式發揮功能，該塔架設置有可拆卸的低位支承橫梁、高位支承橫梁和頂部承重橫梁。首先拱肋借助多組臥拼支架和提升塔架的低位支承橫梁完成拱肋的低姿位臥拼，然后借助設置在塔架頂部承重橫梁下方的千斤頂實現拱肋的豎向提升，待拱肋到達指定高度后，架設安裝高位支承橫梁，再將拱肋擱置在高位支承橫梁上方，隨即拆除塔架的頂部承重橫梁及千斤頂等附屬組件，安裝扣索，開始進行上行豎轉施工。

（a）豎向提升前-拱肋擱置在低位支承橫梁

（b）豎向提升后-拱肋擱置在高位支承橫梁

圖4 不同姿位支承的拱肋

橋址山區陣風效應突出，單拱肋分幅轉體施工時，施工過程中轉動體系的抗風性能是最需要關注的問題之一。針對單拱肋的轉體過程，分別進行了靜風荷載作用下的結構響應和穩定性計算、脈動風作用下結構的抖振響應計算、基于精細化有限元模型的豎轉軸局部受力狀態分析。計算結果表明：在4、6、8級風作用下，轉動體結構響應均處于彈性階段，且穩定性有充分保障。為了進一步提高體系的抗風性能，項目團隊還研發了一種能夠快速臨時固結豎轉鉸的構造，可以在短時間內迅速安裝和拆除，助力實現快速轉體，減小突遇山區陣風的概率。另一方面，項目團隊連續三年觀測整理橋址區的風速、風向數據，為轉體窗口期的選擇提供重要依據。同時建立了如圖5所示意的蓼子大橋轉體施工監測系統，圍繞關鍵構件以及結構特征點，可以從力、位移、應變等多個指標參量著手對結構體系力學狀態進行實時評估。經多方面評估后，轉體施工選擇在不高于6級風（風速-13.8m/s）的天氣情況下進行。

圖5 蓼子大橋施工監測系統

此次蓼子大橋合龍不設合龍段，每側拱肋按照監控計算長度進行配切，如圖6所示，合龍斷面設置成斜面，直接進行瞬時合龍。合龍方式簡單、快捷，安全風險低。

圖6 無合龍段合龍

除傳統的測量手段外，項目團隊依托Cyclone 、Geomagic Control、CATIA、Matlab等系列軟件，量測地形坐標，融合結構物幾何信息，構建時空鏈網，對拱肋轉體的全過程進行動態仿真模擬。基于3D數字化信息模型，推演關鍵信息數據，指導轉體施工精準實施，圖7為某一施工時段的城口岸地形三維掃描成像結果。

圖7 城口岸三維掃描成像

基于時空鏈網的高精度BIM模型的探索應用，使得城口岸右幅以及開州岸左幅繞山內側平轉的拱肋在翻山時，其懸臂端距離山體最凸的巖體頂面能夠成功控制在目標范圍1米之內，平轉90°的前后過程，拱肋順山頂的樹木頂端擦著樹梢掠過，仿佛給大山梳了一次頭，見圖8。

圖8 大山梳頭

為配套轉體施工，獨立研發了一種可負載行走式拱上吊機。與傳統空載行走、懸臂端起吊的拱上吊機不同，該負載行走式拱上吊機的起吊位置可以是拱肋投影下任何位置而非必須在懸臂端，橋道系鋼梁拼裝平臺無須覆蓋全橋的投影區域。該吊機對拼裝場地要求更低且更加靈活，能夠有效減少對拱肋下方空間的占用。該吊機能夠按照預期正常發揮功能的關鍵問題有三：一是吊機在拱肋目標弧形區域范圍內行走時不發生順橋向的傾斜或傾覆，二是吊機在兩側拱肋的移動要有較高的同步性，三是拱肋中間部分的橫梁組件能夠自動適應吊機在拱肋不同位置處的坡度變化，可保證其始終處于正截面受彎的受力狀態。因此該吊機在設計時有針對性地設置有行走子系統、起吊子系統、承重子系統、牽引子系統和同步控制子系統，總體組成見圖9，具體組件及其功能見表2。

圖9 拱上吊機總體組成

全橋K撐共有四道，最大重量60噸，在架設安裝時最大提升高度160 m，沿拱肋方向最大負載行走距離約70 m。橋道系縱橫梁共劃分為19組，其中標準節段18組，最大節段重量90噸，合龍段1組，重量32t，在架設安裝時最大起吊高度110 m，沿拱肋方向最大負載行走距離約100 m。采用自主研發的拱上吊機，借助1000余平方米的“谷底微梁場”拼裝場地，在不足一個月的時間內順利完成了蓼子大橋全橋4道K撐以及19組橋道系鋼梁的架設安裝工作。需要特別說明的是，該拱上吊機同樣適用于非纜索吊安裝拱肋的拱橋橫撐及鋼梁架設。

（a）吊裝K撐

（b）吊裝橋道系鋼梁

圖10 吊裝K撐及鋼梁

蓼子大橋拱肋地面拼裝自2022年4月份開始，8月底進行了拱肋轉體，11月中上旬完成K撐及橋道系鋼格梁的架設，12月底可實現竣工通車，8個多月即可完成250米拱橋上部全部結構施工。相較于傳統的纜索吊斜拉扣掛工藝，此施工時間僅能完成塔架的拼裝、試吊和拆除工作。蓼子大橋的施工速度在同等類型、同等規模橋梁施工中名列前茅。單拱肋分幅復合式轉體及可負載行走式拱上吊機這兩項原創性技術，可為同等類型橋梁施工提供借鑒。