高屏溪桥斜张钢缆吊装
庄辉雄
中华顾问工程司二高屏东监造工程处九如工务处计划经理
陈建州
中华顾问工程司二高屏东监造工程处九如工务所主任
美国伊利诺大学香槟校区土木结构工程博士
1概述
基于景观美学之特殊考虑，南二高燕巢九如段跨越高屏溪流域处建造一座 外型优
美之单桥塔非对称混合式斜张桥，全桥长 510公尺，主跨330公尺为 全焊接箱型钢梁，边跨180公尺为预力混凝土箱型梁，钢筋混凝土倒
塔高183.5公尺，其两侧斜张钢缆系统采视野幵放之单面混合扇形配置，
Y型桥
全桥
斜张钢缆系统为高屏溪斜张桥主要结构特色之一，并且是结构系统中力量传递 之最重要构件，全桥大部分重量及活载重均经由斜张钢缆传递至塔柱，再沿两侧塔脚 传至基础承载处。基于行车视野及桥梁造型之考虑，钢缆系统采单 面混合扇形配置， 一端锚碇于桥塔塔柱，另一端则锚碇于箱梁中央处。为兼顾 桥梁安全性、施工性及时 程性，于桥塔两侧各配置十四组斜张钢缆，除了主钢缆(Back stay )由四根钢缆 组成外，其余各组斜张钢缆均包含两根钢缆，钢缆标准锚锭间距于边跨箱梁段为 11.8公尺，于主跨为20公尺，于桥塔塔柱则约为3.8公尺。
高屏溪桥承包商泛亚/大成/川田/利德(短期结合)依据特订条款相关规定选 择奥地利Vorspann Technic (VT )公司为斜张钢缆组装及施工协力厂商，锚锭装 置采用VT公司所生产之HIDYN型式锚锭系统，钢绞索系由比利时
S. A. Fontainunion公司所生产之15. 7mm低松弛七线钢绞线组合而成，钢缆 外套管 为奥地利agru公司生产之外着同轴射出鲜红色色层高密度聚乙烯套管，内部柔性灌 浆材为法国elf微晶蜡。为确认各项组成构件能满足本工程斜张钢缆之功能需求， 于前置作业期间分别进行钢绞线低松弛试验、锚锭装置两百万次反复载重疲劳试验、 外套管热熔对接测试及微晶蜡试拌与试灌注等，并于施工期间依相关规定进行构件抽 样检查。另外，为确保钢缆施工能顺利完成，于施工初期提出钢缆施工计划书，包 含钢缆组装作业、钢缆架设施工及钢缆施拉原则等。
本工程于87年8月初开始组装临时钢缆，于10月初施拉临时钢缆索力，并 于87年9月底进行第一根永久钢缆组装作业，预计于88年7月初全桥斜张钢缆 可吊装完毕。本文特就高屏溪斜张桥钢缆之施工规划、施工方法及相关监测问题等作 一简介，以为往后类似施工案例之参考依据。
2施工规划
斜张钢缆为斜张桥结构系统中变异性最大之组合构件，其力学行为模式相当复 杂，不仅受外力影响，亦与本身系统组成方式及细部组件构造息息相关。一般而言， 为确保钢缆安装后之功能能符合设计原意，规划期间应就钢缆线型与配置、钢缆组成 细部
组件及相关测试进行研讨。
2. 1钢缆配置
高屏溪斜张桥于桥塔两侧各配置十四组斜张钢缆，除了最外侧主钢缆由四根钢 缆组成外，其余均包含两根钢缆。每根钢缆内含钢绞线股数乃依据设计阶段结构分析 之索力值配置而成，钢绞线设计容许应力为0.45 f s , fs-为钢绞线极限应力，并依 股数多寡将外套管分成TYPE A及TYPE B两种规格，TYPE A套管外径为28cm , TYPE B套管外径为22. 5cm , TYPE A适用于钢绞线股数多于61 ,其余则采用 TYPE Bo
钢缆配置重点除须考虑钢绞线股数及套管管径外，亦须考虑其几何形状，以决定 钢缆长度及两端锚锭系统安装位置。钢缆几何形状主要受自重及索力所影响，一般 而言，其几何形状可假设为悬垂曲线或抛物曲线，两者主要差异在于荷重加载位置假 设不同。本桥于设计阶段曾依据钢缆组成组件预估重量计算钢缆单位米荷重并考虑 加载位置随曲线分布，配合完工状态结构分析所得之钢缆两端轴向力，依据悬垂曲 线方程式计算钢缆长度、钢缆垂度及钢缆两端切线角度，以做为钢缆设计之参考数 据。
设计阶段所拟订之钢缆相关数据于施工前置作业期间均须重新检核，因索力分 布与桥梁施工方法息息相关，钢缆几何形状又受索力影响。为重新确认钢缆配置基本 数据，本桥于钢缆施工初期依据所拟订之施工方法重新计算索力值，并检核设计阶段 所配置钢绞线股数是否同时满足钢缆于施工阶段及完工状态之应力需求。除此之外， 并依据钢缆计算索力值及单位米荷重更新钢缆几何线形。线形推导所考虑之单位米荷 重包含单位米钢绞线重量（钢绞线密度为7. 85 t/m ）.微晶蜡重量（微晶蜡密度为 0. 95 t/m
3
3
）及HDPE外套管重量（外套管密度为0.95 t/m ）,依统计资料概估 TYPE A钢缆平均
3
单位米重约为140kg , TYPE B约为100 kg ,钢缆个别单位米荷重 详表一所示。
Cable no. B101U BlOlb B102 B103 B104 B105 B106 B107 BIOS B109 B110 Bill B112 B113 Bill
Strands Tube dia. Weight no. 91 91 69 82 76 69 83 88 73 75 68 57 44 65 55 (cm) 28 23 28 28 23 28 23 28 28 28 28 22. 5 22. 5 28 22. 5 (kg/cm) Cable no. Strands no. Tube Weight dia. (cm) 28 23 22. 5 28 23 28 23 28 28 28 28 22. 5 22. 5 22. 5 22. 5 130. 9 130.9 100.9 132.0 133.0 128.9 144.4 148. 5 139.2 135. 1 125.8 93. 7 82. 3 100.9 100.9 (kg/cm) 152. 7 F1O1U 152. 7 FlOlb 129.9 143.4 F102 F103 70 70 61 71 72 68 33 87 78 74 65 54 43 61 61 137. 2 Fl 04 129.9 144.4 149.6 F105 F106 F107 134. 1 F108 136. 1 F109 128.9 96. 8 83. 3 125.8 94. 7 F110 Fill F112 F113 Fill 表一
2. 2钢缆系统选定
本桥斜张钢缆系统设计规划时即根据功能需求进行钢缆组合组件适用性评估，并 拟订组合组件相关规定，其拉力杆件规划由平行钢绞线组合而成，两侧锚锭装置选择 具有抵抗高频率振动之锚锭系统，防蚀处理则采多重防蚀系 统，依序由HDPE套管外 层防护加上灌浆之内层防护，
并配合单根钢绞线本身
提供之两层防护形成四层防蚀系统，另为避免紫外线照射造成套管材质老化，规定于 套管外部采氟化塑料膜缠绕或同轴射出外着鲜红色之
HDPE色层保护
处理。VT公司即针对设计阶段所拟订之钢缆系统各项需求选定其相关组合组件，其各 项细部组件分述如下：
锚碇装置
一般预力钢腱由于不须考虑其几何线形因桥梁结构系统改变而伴随改变，其锚锭 构造仅设计承受轴向力；然而斜张钢缆锚锭构造不仅须设计承受轴向力，亦须考虑局 部弯矩效应，因钢缆几何形状会受桥梁结构系统的影响而产生改变，其锚锭处将因角 度变化而引起弯曲应力。为避免因经常性内应力变异造 成钢绞线疲劳强度降低，钢缆 锚锭构造设计上均包含一特殊内应力传递设施，依据内应力传递方式之差异而产生许 多不同型式之锚锭装置，如HIDYN、HIAIM、BL> HC等型式。
本桥斜张钢缆锚锭装置采用奥地利VT公司所生产之HIDYN型式锚锭系统，锚 锭装置依钢绞线股数需求分为VT61-140/150及VT91-140/150两种 型式。HIDYN 型式锚锭装置为一非裹握式(Unbounded type )锚锭机制，其力量传递主要组件为楔 子(Wedge ),原型锚锭设计采双重楔子配置，VT所生产之锚锭装置则采单一楔子设 计外加一偏向阻尼器(Deviation damper ),其细部构造计包含锚锭钢飯(Anchor plate )、保护套管(Penetration tube )、锚锭块(Anchor block )、锚锭螺帽 (Anchor nut )、 楔子(St ring-wedge )、固定板(St. SD fixation plate )、喇叭套管(Trumpet )、 转换套管(Transition pipe )、偏向阻尼器、保护帽(PE/St Protection cap )及 阻尼器(Damper )等组件，详图二所示。
L I-1 D M elcst
umerlc dcm^e： !
tFumpel
5D fl otLcn dole
penetroboH pipe
onchar nut
anchor plate
；
PE tronS? Crem pipe
DP￡ sheu > luibe
Vax f i 1! snq
H 11卩I fi* iriq
ring wedge 0? 62.
anchor blpck
prDleetlVi egp
SD de wot on damPer
钢绞线
斜张钢缆拉力杆件为钢缆的主体，材质须具有高强度特性，一般而言，依其制造 方式之差异约可分为五种型式，分别为钢绞缆(
Rope )、封闭式钢缆
(Locked coil rope )、平行钢棒(Parallel bar )、平行钢线(Parallel wire )及 平行钢绞线(Parallel strand )等。经评估数据显示，前两项钢材防锈蚀能力较差， 平行钢棒则具有疲劳强度低及极限强度低等缺点，前述三种拉力钢材均已不适用于现 代化斜张钢缆系统；
钢线及钢绞线两者则皆具有较佳之力学行
为及疲劳强度，惟前者须于工厂制作完成后再运至工地进行安装，后者则可于工地组 合及安装，较适用于运输困难之桥址。
本桥钢缆拉力杆件采VT公司所制造之CMM平行钢绞线，钢绞线母材来 自于比利时S. A. Fo ntai nun io n公司所提供之BS5896 1770级低松弛 15. 7mm之7线钢绞线。当单根整捆钢绞线自比利时运送至奥地利
VT工厂后，
即于钢绞线裸露表面被覆HDPE保护套管，并制作成四根一排之钢绞线束 (CMM-bands ),钢绞线于被覆HDPE保护套管前须填充油脂以组成内层防
护系统，达到防水、防蚀之目的。
钢缆外套管
斜张钢缆最外层防护之目的主要在于保护内层材料，亦可提供额外防蚀功能， 一般可采用方式为高密度聚乙烯套管、橡胶包套(Elastomeric wrapping )及钢管 (Steel pipe )等。高密度聚乙烯外套管优点是重量轻、低弹性模数、耐候性质良好 且有多种尺寸可供选择，另外，套管可于工地接合，施工性较佳；缺点是无法承受 过高之拉应力。橡胶包套具备高密度聚乙烯套管相似优点，惟必须于钢缆吊装后才能 安装，施工程序较繁琐。钢管则具有高刚度、高机械性与尺寸多样化等优点，且可适 用于高压力之填浆，但重量较重，接合不容易，且防锈能力不佳。
本桥钢缆最外层防护系统采高密度聚乙烯(HDPE )外套管，为避免紫外线影响套 管材质，于套管原料中添加碳粉，但黑色套管容易吸热，故于套管外层同轴射出约 2. 0~2. 5mm厚之鲜红色高密度聚乙烯色层。外套管依钢缆股数需求分为TYPE A及 TYPE B两种规格，其外径分别为225 mm及280mm ,厚度含色层为19. 5mm ,每制 作单元长度为11.8m ,其材质检验须符合ASTM D3350组件分类PE345434C/E之规 定，其中套管径向抗静水压力强度(Hydrostatic pressure )主要是依据钢缆组装及 灌浆方法而拟订。
外套管内灌浆材
斜张钢缆外套管内部灌浆材之目的在于提供多一层钢材防蚀措施，同时亦可提 高钢缆阻尼比，进而降低钢缆风力效应。一般灌浆材料有水泥浆、聚合物、石蜡及 无机油脂等，水泥灌浆可有效地防止因车辆冲撞、恶意破坏和磨损所带来的损坏，且 可提高防火性，但缺点在于吊装不易、灌注时间较长且易开裂造成锚锭处锈蚀；其余 柔性浆材虽防撞及防火能力差，但具有吊装施工容易及灌注压力低等之优点，不至于 造成套管永久变形，并可充分填满套管空隙，以达 到防水、防蚀之目的。
本工程钢缆内部灌浆材采法国elf公司所生产之微晶蜡，此微晶蜡在室温下 (20?25 \呈硬膏状半固体，具良好坚韧性及稳定性，即经过多次冷热循环、固液态 交替改变下，材料不会产生分解或变质现象。再者，此微晶蜡抗氧 化性极佳且不溶于 水，在填充于钢缆
外套管内部时可同时将外套管内之水分挤除，为钢材良好之防蚀材 料。对于钢缆因外力（如风力、地震力或活载重等）所产生之振动，微晶蜡亦具有减 振之功能。此外，钢缆外套管内部填充微晶蜡灌浆材亦可清除因荷电离子交换所引起 之金属腐蚀现象。
2.3前置试验项目斜张钢缆为本桥结构系统中最重要的一环，功能上须承受长期反 复载重，为确保其安全性及服务性，其各项组合组件质量要求均相当严谨，特订条款 中并拟订相关测试项目。承包商于前置作业时间即依据特订条款规定进行一系列相 关试验，分述如下： 锚碇装置疲劳试验
VT HIDYN型式锚锭系统之最大特色在于构造内含EPDM elastomeric damper及 HIDYN SD deviation damper双阻尼器，此构造机制设计之主要 目的在于降低弯矩效 应于应力传递过程中对锚锭处钢绞线之疲劳影响，
即钢缆
系统在受长期静态或动态载重后，其钢绞线仍可维持高疲劳强度之要求。为确认VT 锚锭系统能满足本桥对钢缆疲劳强度之要求，VT公司依特订条款规定将锚锭装置与 钢绞线锚固后进行两百万次反复载重试验，测试应力上限为0.45 fs ,应力变化范围 为 2000kg/cm S 测试标准乃参考 PTI 颁布之” Recommendation for stay cable design 、 test and installation \相关规 定。
疲劳试验系在德国慕尼黑大学材料试验室进行，依规定取样三只锚锭装置进行 测试，另为确认楔子与钢绞线间之咬合状况，取三根单股钢绞线进行前置
测试，计测试共包含单股钢绞线、VT44-140/150锚锭装置、VT61-140/150锚锭装置 及VT91-140/150锚锭装置等四项疲劳试验。前置测试结果显示，三根单股钢绞线于 两百万次反复载重后均无破裂情形发生，分析锚锭楔子应可提供适当之咬合功能。随
后进行三只取样锚锭装置反复载重试验，试验结果显 示除了 VT44-140/150夕卜，皆无 钢绞线断裂情况发生，VT44-140/150计有一根钢线断裂，断裂面积约占全部钢绞线 之0. 32 %。另外，锚锭装置各项组合组件于试验后均无破裂或永久变形发生，楔子因 反复载重造成之滑动位移量亦在合理范围内。综合上述试验结果可确认VT公司所生产 之 HIDYN 型式 VT44-140/150、VT61-140/150 及 VT91-140/150 锚锭装置均可满足本 桥对 斜张钢缆之疲劳强度要求。
钢绞线松弛试验
钢缆之预力钢材来自于比利时S. A. Fontainunion公司所生产之BS5896 1770 级低松弛15. 7mm之7线钢绞线，依据BS5896相关规定，钢绞线检验包含尺寸与 外表、物理性质及化学性质等项目，其中化性检验项目主要为钢绞线松弛率，因松弛 率与钢缆长期索力损失值有关。钢缆供货商VT公司依规定将其所使用之钢绞线送至奥 地利维也纳试验室TVFA进行各项材质测试，其测试重点项目之一即为钢绞线之松弛 行为。
TVFA依线径大小取一根适当长度之钢绞线试体，将其安装于试验机上， 维持室温于20 ±2 °逐步加载至初始载重，加载时间约 4.5分钟。测试过程
中，利用两支测微计以控制伸长量，确保钢绞索标示长度不变。经过1000小时后，将 定时纪录载重与初始载重作比较，计算其荷重损失率与时间之关系, 时之松
以判读1000小
弛率是否符合BS 5896之相关规定。除此之外，TVFA同时依据其试验纪录数据
计算松弛率与时间之方程式及方程式之相关参数，
提供未来承商依规定于工地取样进行100小时松弛试验之松弛率换算依据。 外套管热熔对接测试
本桥斜张钢缆外套管之制作长度由内侧编号 114之80m逐渐增长至外侧 编号101之330m,然外套管于工厂之制造单元长度仅为
11.8m,为达到钢
以
缆外套管制作长度之需求，外套管单元须逐一热熔对接（ Thermal butt
welding ）至制作长度。由于外套管为钢缆最外层防护系统，其制作质量将影响钢缆长 期
防蚀能力，为避免外套管制作时因热熔对接工作降低钢缆防蚀功能，本工程特订条 款规定外套管于热熔对接后，内、外部须坚实平顺，没有外观不良或内径变异等情形 发生， 且轴向抗拉强度及径向抗静水压力强度不得低 于套管原有材质。
为达到上述各项要求，VT公司于外套管制造完成后即于试验室进行各项热熔对接 影响参数测定，影响参数包含套管端口平整度、
加热温度、接合压力、
加压持续时间及硬化时间等，并依测试结果建立热熔对接程序以作为桥址处套 管热熔对接作业之遵循依据。外套管热熔对接采用
VT公司所提供之
KWH-315F系统热熔对接设备，主要包含一组套管固定座、加热飯、管口研 磨机及油压 机具等，如图三所示。
图三
依据影响参数测试结果所拟订之热熔对接操作程序约可分为四个步骤， 分
别为管口端洗、管口加热、管口接合及接合面硬化，其相关参数设定如表二所 示。依 据所拟订之热熔对接操作程序，
TYPE B套管制作时首先以研磨机将两
套管接合面端洗至密合误差小于 2mm,再以加热飯加压（约15?6b孔）热熔
HDPE外套管，温度维持在208 c.以符合ASTM D2657热接之温度要求，待外着鲜红色 聚乙烯色层熔出约
2. 5mm高时，即减压至1. 6bar,再持续加热
15.6bar,在
205秒后，抽出加热钺并于8秒内将两套管面重新接合且加压至 加压时间维持12秒后，逐渐降低压力，经冷却达
26分钟后方可移动外套管
并进行下一接头热熔对接作业。热熔对接作业之注意事项在于尽量缩短加热板抽出至 两端口重新接合之转换时间，同时须维持工作区清洁，避免套管受到阳光、尘埃及雨 水的影响
Initial Melting Pressure (bar) Type A Type B
Heating Plate Temp. Heating Press (bar) 1.9 1. 6 Time (sec) 205 205 Conversio n Time (sec) 8 max 8 max (bar) 19. 5 15. 6 Welding Contac Cooling t Press Time 14 12 31 26 Time (min) Zone (mm) 2. 5 2. 5； 19. 5 15. 6 208 208 rc) 表二
微晶蜡试拌及试灌注
由于国内并无斜张钢缆灌注微晶蜡之施工经验， 世界各国相同灌注范例亦 不多见，为拟订适用之灌注计划，包含灌注时机、灌注位置、灌注方式、灌注 压力、 微晶蜡液化温度及凝固所需时间等，
VT公司于施工前进行一系列试拌
及试灌注试验，计包含实验室模拟试验、奥地利 VT工厂仿真试验及桥址实体 试验。试验室模拟试验之目的仅在于观察熔化后微晶蜡于套管内钢腱间之凝结
过程及填充状况，其试验样品为一长约 50公分之HDPE套管，内置钢绞线后 将熔化之微晶蜡倒入，于微晶蜡凝结过程中观察其变化情形。
VT工厂模拟试验之主要目的在于建立微晶蜡灌注条件，并探讨微晶蜡对 外套管变 化之影响，试验样品为长50公尺之HDPE套管，内置钢绞线，微晶蜡拌合及灌注机具 为elf公司依据本桥斜张钢缆灌注需求所设计之拌合灌注车。为观察灌注作业期间套 管内微晶蜡流动与凝结情形，并于微晶蜡固化后检视微晶蜡于套管内之填充状况，试 验套管面
设三处窗口。另为量测微晶蜡经过套管后温度下降程度，在出浆口连接一透 明管将液态微晶蜡导入一收集桶中，并于收集桶中内设置一温度计以量测微晶蜡流出 后之温度变化， 藉以建立微晶
蜡状态变化与温度之关系，并作为拟订灌注温度之设定依据。除此之外，为研讨微晶 蜡灌注压力与温度对套管尺寸之影响，
于灌注作业期间同时纪录套管温
24小时后，分析套
度、轴向长度及径向长度等变化状况。当灌注作业完成约
管内微晶蜡应已固化，即进行套管弯曲试验，弯曲试验之测试曲度乃模拟钢缆 吊装阶 段套管所可能产生之最大曲度（R=3m）,其测试主要目的在于确认套管热熔接头可承 受吊装阶段之挠曲拉应力，
/J\\ O
VT工厂仿真试验之配置如图四所
图四
桥址实体试验之目的则在于确认VT工厂模拟试验所建立之灌注条件可适用于桥 址处，其确认方法主要是经由比对两试验之外在测试结果以判断桥址处 钢缆内部微晶蜡灌注程度，并依需要调整灌注温度及压力。实体试验于F114及B114 斜张钢缆微晶蜡灌注期间进行，其灌注材料、灌注机具、灌注方法及钢缆排列方式皆 与VT工厂模拟试验相同，唯一差异在于灌注作业方式。由于钢缆长约80公尺，且 呈1.72斜度置放于桥面上，灌注期间为避免液态微晶蜡自楔子间隙或喇叭套管与外 套管间渗岀，灌注作业分二阶段进行。第一阶段灌注前，HDPE外套管利用「象鼻」
(Elephant truss )装置架高并区分为两段，灌注孔位设于转换套管区域内，并低于 象鼻设
置最高点以促使微晶蜡灌注时能循同一方向填充，微晶蜡灌注温度依VT工厂 试验数据设定为96 co第一阶段灌注作业先以低压(约3bar )进行施作，待低位出浆 孔排出不含空气之微晶蜡约2~10公升后，即关闭低位出浆孔并停止灌注作业。约1 小时后，分析微晶蜡已初凝，即进行第二阶段灌注作业，本阶段作业则以5bar压 力进行灌注，待高位出浆孔排出不含空气之微晶蜡后，方可关闭出浆孔，再施以微压 后关闭灌注口，即完成钢缆微晶蜡灌注作业。依据观察纪录数据可证实所拟订之灌注 条件可适用于桥址处，并且可确保微晶蜡完全填满套管内空隙。
千斤顶律定测试
本桥斜张钢缆由于其设计力量相当大，且锚锭处位于箱梁内部不利于重型机具 搬运，因此钢缆施工厂商针对本工程之特性设计一套施拉索力之组合式千斤顶系统， 该系统主要由4支拉力容量各为85吨之千斤顶、一组钢绞线锚锭装置、一套固定架 (Blocking device )及一套支撑座(Chair )组合而成，其配置如图五所示。由于该 系统设计相当特殊，为确保机具可提供稳定且正确之力量，在系统组合完成后即进行 律定(Calibration )测试。基于系统设计之特性，千斤顶律定方式须模拟钢缆实际施 拉状况，即律定时千斤顶活塞须配合出力同时产生位移。为满足前述律定条件，律 定配置主要是利用两组千斤顶系统，各包含4支85吨千斤顶，相互以钢绞线连接， 并安装于钢构架上，其间锚锭方式与钢缆施拉时之锚锭方式相同，其中一组千斤顶系 统为预律定对象，另一组提供所需之反力。此外，欲律定之千斤顶上须再放置一标准 荷重计以检核该千斤顶之实际输出能量。进行律定作业时，乃将欲律定之油压千斤顶 施以一向外顶幵之油压，此时钢绞线随力量增大而加长，其力量作用促使欲律定之油 压千斤顶与荷重计同时承受压力荷重，藉由荷重计提供各个不同阶段油压计之读数 值，检核欲律定之油压千斤顶所对应之油压计读数，用以修正千斤顶之实际应力输出 量
图五
3斜张钢缆组装
钢缆组装作业主要分为三个阶段，分别为HDPE外套管热熔对接、钢绞线 裁制与 穿线及微晶蜡灌注等。由于斜张钢缆安装时受初始垂度所影响，其安装长度与设计长 度差异甚大，基于制作之需求，每根钢缆组装前须依据初始索力值分别计算钢绞线与 外套管制作长度及微晶蜡灌注量。
3. 1计算数据
虽然本标斜张钢缆设计图已标示每根钢缆之几何线形相关数据， 然该项数
据是以桥梁完工状态为计算依据，并未考虑施工阶段钢缆初始垂度及桥体施工拱度对 钢缆线形之影响，故不适用于作为钢缆制作时之参考资料。钢缆制作数据应参考钢缆 安装阶段之几何线形，该线形主要受钢缆初始垂度及桥塔与主梁 拱度所影响，其中以
初始垂度之影响最为可观。对于钢缆制作长度之决定除须考虑钢缆安装线形外，亦须 考虑千斤顶施拉所需之预留长度， 则须考虑温度效应所需之位移空间。
由于钢缆制作长度受实际施工状况影响，为避免制作错误造成安装困难，钢缆两 锚锭端飯之间长度、钢绞线裁制长度及HDPE外套管热熔对接长度之计算数据须于制作 前送审，经核可后方可进行制作，各项计算数据详表三。钢缆两锚锭端镀之间计算长 度主要以钢缆完工状态之悬垂长度为基准，
考虑安装阶 而HDPE外套管
段初始垂度与完工状态垂度之长度差异值。除此之外，桥塔与主梁之施工拱度对钢缆 安装长度所造成之影响亦列入考虑。
钢绞线裁制长度约等于前述钢缆两
锚锭端飯之间计算长度，但需额外考虑塔端锚锭所需之长度（约25公分）及千斤顶 施拉所需之预留长度（约
1公尺）。HDPE外套管热熔对接长度基本数
即前述两锚锭端飯之间计算长
据为两喇叭套管端口于安装阶段时之悬垂长度，
度扣除两端喇叭套管长度，另考虑外套管穿入喇叭套管内之最小必需长度及温 差缩 量，分别为主梁端70公分及塔柱端2公尺，温差缩量主要考虑发生于塔柱端，温差 值以40 ° C为计算依据。微晶蜡灌入量是以充满两锚锭端钗之间套 管内所有孔隙为计
算依据, 其计算量即等于管内孔隙总体积, 孔隙总体积之计算长度为前述两锚锭端飯
之间长度, 断面积为套管内径面积扣除钢绞线占用面
积。由于本项计算资料与套管内径及钢绞线外径有关，因受制作误差之影响，计算值
精确度相当有限，故仅供参考之用。
Cable no HDPE Length (m) Ap to Ap Length (m) Strands cutting Length (m) Cable no HDPE Length (m) Ap to Ap Length (m) Strands cutting Length (m)
B101U BlOlb B102 216. 28 213. 87 203. 29 220. 89 220. 22 208. 89 223. 44 222. 77 211.44 F101U FlOlb F102 324. 56 321.04 302. 81 329. 14 327. 07 307. 52 333. 59 331. 52 311.87 B103 B104 B105 B106 B107 BIOS B109 B110 Bill B112 B113
191. 55 179. 86 168. 25 156. 75 145. 36 134. 12 123. 09 112. 36 101.24 90. 87 80. 39 67. 21 197. 17 185. 53 173. 99 162. 58 151. 31 140. 24 129. 38 120. 61 108. 69 99. 29 90. 48 82.96 199. 72 188. 08 176. 54 165. 13 153. 86 142. 79 131. 93 121. 83 110. 91 101. 41 92. 53 85. 09 F103 F104 F105 F106 F107 F108 F109 F110 Fill FU2 FU3 FU4 282. 73 262. 88 243. 13 223. 52 204. 04 184. 75 165. 86 147. 20 128. 34 110. 51 93. 10 74. 39 237. 63 267. 75 217. 99 228. 33 208. 83 189. 55 170. 51 154. 25 133. 43 117. 09 101. 02 37. 22 291.88 271. 90 252. 04 232. 28 212. 68 193. 30 174.16 155. 87 136. 46 119.82 103. 47 89. 35 B114 表三
3. 2钢缆制作
钢缆制作每次以一对同编号钢缆为一制作单元， 114制作至101,唯基于箱型钢梁节块吊装施工需求，于
配合钢缆吊装顺序由编号
F114制作前须先行
组装临时钢缆以配合G2节块安装。此外，桥塔两侧同一编号钢缆之制作顺序是以边 跨优先，因主跨钢缆须待举升吊车前进后才能安装。每一单元之制作步骤分别为 HDPE外套管热熔对接、钢绞线裁制与穿线及微晶蜡灌注。
HDPE外套管之热熔对接
HDPE外套管热熔对接作业区位于边跨桥面版上临近
A1桥台处，为避免
阳光、灰尘及雨水之影响，对接工作是在一活动式遮蓬内进行，热熔对接之作业流程 乃依据VT公司于试验室中所拟订之步骤，
主要为管口端洗、管口加热、
管口接合及接合面冷却等四项，其操作程序详 2.3节。考虑桥址处施工条件与试验
室有所差异，为确认试验室所拟订之操作程序仍适用于桥址处套管热熔对 接工作，于 第一根钢缆外套管制作前进行三次热熔试接工作，并将样品制成试片进行拉力试验， 如图六所示，确认熔接处拉应力不低于原外套管母材拉应力设计值。
图六
外套管制作之热熔对接加工数目是以套管标准制作长度
11?8公尺为计算
基准，由于外套管全长并非11. 8公尺之倍数，故制作时均包含一节零星长度，该零 星段均安排于套管第二节位置（第一节套管连接于塔端喇叭套管）
，如此
可使每对套管之热熔接缝位置一致，较有利于钢缆外观。每根钢缆外套管制作时间主 要决定于接合面数目之多寡，每个接合面作业时间
TYPE A约为35分
钟，TYPE B约为30分钟，其中大部分时间为熔接面的冷却时间。
由于热熔对接工作关系着钢缆外套管之质量，操作者除了须确实依据操作 程序进行套管对接工作外，于从事本项工作之前亦须通过对接工作测试。
另外，
套管热熔接缝处须进行随机抽样检查，原计划拟进行放射线检查以确认对接不良处， 但考虑无任何相关判读标准以供参考，故改为接缝处取样进行试片拉力 试验以确认其 施工质量。
钢绞线裁制及穿线 裁剪，其钢绞线股数主耍是依据设计阶段计算书相关数据配置而成，整束钢绞线组成 主要以VT-CMM 4根一排钢绞线为主，但为配合零星股数之需求，另备有单根钢绞
本桥斜张钢缆外套管内配置平行钢绞线, 每根钢绞线依前述长度计算数据进行
线。
微晶蜡灌注
钢缆内部灌浆材系采法国elf公司所生产之微晶蜡，微晶蜡之拌合及灌注机具为 elf公司特别为高屏溪桥斜张钢缆设计之拌合灌注车，其后车箱设计包含两套容积各 为5000公升之巨型热熔储存槽，其热熔储存槽容积量设计主要以单根钢缆微晶蜡灌入 最大量为基准，本桥钢缆系统微晶蜡灌注量如图七所示。微晶蜡于室温下为固态，为 利于搬运及热熔作业，平时以方形块状储存，每块约10公斤重，由于固态微晶蜡于巨 型热熔储存槽内加热至
95 °C之高温
液态约需24小时，因此微晶蜡热熔作业须于灌注作业前一日即幵始进行。
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；輕 400 用 20。
<=to
°
114 113 112 111 110 109 108 107 106 105 104 103 102 101 101'
斜張鋼纜編號
一主跨 口邊跨
图七
一般斜张钢缆灌注作业依灌注时机之差异可分为吊装前灌注及吊装后灌注两种， 本桥斜张钢缆由于两端锚锭位置高差相当大，若考虑于吊装后再进行微晶腊灌注作 业，则须分阶段于不同高度幵灌注孔进行作业。基于考虑高空灌 注作业进行不易，承 商乃决定于吊装前即进行灌注作业，灌注位置主要配合钢 缆制作于桥面版上进行。钢 缆编号
114及113之微晶蜡灌注作业系采两阶段
灌注方式进行，如2. 3节所述，考虑两阶段灌注方式之主要原因在于避免液态 高温微 晶蜡由锚锭块楔子间或HDPE外套管与喇叭套管之间隙渗出，造成灌注作业无法持续 进行。但两阶段灌注作业方式须较长作业时间，因须待第一阶段灌注之微晶蜡凝固 后，方可进行第二阶段灌注作业，此一作业方式将不利于钢缆的施工进展，尤其针对 外侧较长钢缆。
为缩短微晶蜡灌注作业时间，后续钢缆微晶蜡灌注作业改采一次灌注方式进 行，对于前述液态微晶蜡渗出之处理方式，乃于锚锭块内侧锥孔处以胶布将 间隙封
闭，HDPE外套管与喇叭套管之间隙则以特殊夹具强迫闭合。微晶蜡灌 注作业仍就参 照试灌注试验所拟订之模式，钢缆沿桥面版纵向置放，约等于桥面版坡度，灌注时由 低处灌注孔注入，以利空气可于高处出浆口排出，低处灌 注口及高处出浆口均设于锚 锭块中未安装钢绞线之预留孔，另于低位端之喇叭套管高位处开一排气检查孔。灌注 作业须待微晶蜡加热至约
95°C液态后方可
进行，起初以低压（约0. 5bar ）进行灌注作业，当喇叭套管处之排气孔排出微量微 晶蜡液后，即可将排气孔关闭，待高处末端出浆口排出不含空气之微晶蜡液约2?10 公升后，再将出浆口关闭，再施以微压（约1. 5bar ）灌注，以确保微晶蜡能完全填 充套管内之孔隙。斜张钢缆灌注方式于编号106起又改回两阶段灌注方式，主要原 因在于锚锭块锥孔内侧胶布须取消以避免索力施拉作业失败，考虑因取消内侧胶布可 能造成液态微晶蜡外泄，故再次改变灌注作业方式。
当微晶蜡灌注作业完成后，为确认套管内微晶蜡填充状况，一般均检核其灌注 量，如有疑虑可由专业工程师利用敲槌敲击套管外壁所得之回响判读套管内微晶蜡之 填充情形，必要时亦可在套管上进行开孔检视。基于后续钢缆吊装 作业之需求，当微 晶蜡自锚锭装置出浆口流入收集桶后，亦针对桶中微晶蜡进行监测，监测项目有二， 一为液态微晶蜡灌注后随着时间之状态变化状况，另一为微晶蜡状态与温度之关系， 如图八所示。
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图八
4斜张钢缆架设
斜张钢缆在微晶蜡灌注作业完成约24小时后，并分析套管内微晶蜡已凝固，方 可进行钢缆吊装前置准备工作，准备工作项目包含锚锭装置保护措施、钢缆吊升机具 之配置及锚锭装置安装辅助机具之规划等，除此之外，套管表面须进行洁净处理。桥 塔两端钢缆吊装顺序为配合主梁施工流程以边跨钢缆优先进行，而钢缆两端锚锭装置 之安装顺序则以塔端优先，其考虑在于塔端主要是利用塔吊进行吊装作业，而塔吊所 能提供之安装拉力相当有限且无法掌控安装方向与角度。
塔端钢缆之架设主要是利用塔吊进行吊升作业，
并配合电动链滑车将锚锭
1/3
装置穿入保护套管内并固定。为利于锚锭装置安装作业，于喇叭套管前方
位置处及后方象鼻装置中间处各设一吊点， 前方吊点主要功能在于调整套管垂 直角度，角度调整机具为连接于吊索上方之一组电动可调式锁链装置，主要调整阶段 有二，首先于钢缆起吊前预先调整喇叭套管之垂直仰角，其次，当喇叭套管即将穿入 保护套管前可依安装角度需求进行微调。
后方吊点主要作用在于
吊起钢缆，并承受钢缆全部重量，吊点位于象鼻装置中间处，为避免吊升用钢索损伤 HDPE外套管，吊点处外套管外围缠绕高抗拉力特殊吊带用以连接吊升钢索。喇叭套管 之水平定位则利用塔式吊车水平移位配合连接于锚锭装置前端之导引线进行调整作 业。喇叭套
管尾端象鼻装置长约5公尺，具有半径3公尺及5公尺两种型式。其 设计之主要目的在于缓和喇叭套管尾端之外套管因钢缆自重所产生之折角，避免因折 角过大造成套管拉力破坏，进而降低钢缆防蚀能力。除此之外，象鼻装置于锚锭装置 固定前可提供必需之临时假固定功能。
塔端钢缆吊装作业进行前，先利用堆高机将整组锚锭装置上举至一支撑架上， 并于喇叭套管下方安装象鼻桁架装置，同时进行吊点连接作业。在吊起整组锚锭装置 前，先利用前端吊点初步调整喇叭套管之垂直仰角，使角度近似于桥塔保护套管之安 装角度，尔后，即利用塔吊将钢缆徐徐向上吊起，当喇叭套管就定位后并对准钢缆保 护套管前端孔口时，利用保护套管后端之小型电动链滑车将锚锭装置缓缓拉入保护套 管内，待端锚穿过桥塔之保护套管后，先利用链滑车配合象鼻桁架尾端之可动式连杆 将象鼻桁架固定于塔顶钢构上，再以锚锭螺帽将钢缆锚固于塔柱上。为避免HDPE 外套管因折角过大造成套管拉力破坏，桥塔处象鼻桁架须待钢缆施拉至初始索力，并 确认HDPE外套管折角趋于缓和后，再予以拆卸。
主梁端钢缆安装作业规划时须特别考虑安装所需之初始索力及钢缆中垂效应所造 成之影响，其作业方式是利用二至三部大型轮式吊车配合牵引机具及转向滚轮装置将 喇叭套管穿入预埋于箱梁内之保护套管内，再以锚锭螺帽将钢缆锚固于箱型梁。轮 式吊车之功能主要在于协助克服钢缆因自重作用所造成之中垂效应，进而降低安装锚 锭装置所需之拉力，吊车数量、能量及吊点位置与斜张钢缆安装长度有关，边跨侧约 需一至二部吊车，主跨侧则需二至三部吊车，吊车能量分别为45Ton、50Ton及 60Ton ,依钢缆需求配置。牵引机具除了 一组绞车用以提供钢缆安装所需之拉力，其 余三组链滑车主要功能在于调整锚锭装置安装角度，其机具能量依钢缆安装索力而 定。
主梁端锚锭装置安装作业开始时，首先利用轮式吊车于预设位置将钢缆缓缓吊 起，同时以绞车将锚锭装置往前拉至钢缆保护套管孔口，再利用链滑车调整安装角 度，当喇叭套管就定位后并对准保护套管孔口时，继续利用绞车将锚锭装置导入保护 套管内，最后，以锚锭螺帽固定锚锭装置于箱型梁锚锭飯上，完成箱梁端之锚锭装置 安装作业。导引锚锭装置穿入保护套管之牵引设备在安装作业初期主要为3.2吨承 载量之绞车及转向滚轮设备，但当主跨钢缆安装至编号108及边跨安装至106时, 由于绞车已无法提供安
装所须之全部拉力，因此改以小型千斤顶VT04/150配合绞车 进行牵引作业。
钢缆架设作业因受钢缆长度及重量影响困难度极高，为确保工作能顺利进行， 架设计划的拟订除需考虑上述施工机具之配置及架设顺序之规划，亦需考虑施工环境 对架设工作之影响。而施工环境影响因素中又以强风最为重要，因塔端钢缆系利用塔 吊作业，须准确地穿入保护套管内，当强风发生时将可能会造成钢缆晃动，进而影响 施工作业。基于施工安全性考虑，进行钢缆架设作业时，现地之风速须小于 50km/hr 。
5斜张钢缆施拉索力
斜张钢缆为斜张桥结构系统中之主要受力构件，其索力大小不仅与全桥应力息 息相关，亦左右桥体拱度线形之变化，而应力与线形为桥梁施工成败之关键，即索力 之正确性为施工之重要指标。钢缆索力行为较一般预力行为复杂，因索力会随着结构 系统及载重状态不同而改变，虽钢缆设计图已标示索力值，但该值仅代表钢缆于完工 状态受桥梁自重作用之相对应力，又可称为相对应于主梁制造形状之索力值，此一索 力值主要作为桥梁设计之依据，并未提供索力变化之讯息。
一般而言，造成索力变化之来源有二，一为通车期间受各种外载重之影响，其 次为施工阶段因结构系统改变或施工载重所产生之影响，前者与设计理念有关，后者 则受施工方法与施工机具所影响，两者之间即为设计图标示之钢缆索力值，钢缆索力 施拉目标值则为设计索力值扣除施工期间各项影响因素之累积值。由此可知，钢缆施 拉索力时所造成之误差将会改变钢缆设计索力值，进而影响结构系统应力分布及拱度 线形变化，故可说正确之索力目标值为钢缆施工之基本需求。
为确保索力目标值之准确性，索力施拉前置作业期间除须依据施工方法及施工 机具反推初始索力计算值外，并须规划施拉机具、施拉位置、施拉顺序、 施拉时机、 施拉方式及施拉步骤等事项以确保索力施拉目标值与计算值一致。除此之
外，由于本 桥结构系统相当复杂，分析所考虑之各项参数预测值均存在有某一程度之偏差量，此 一偏差量可能影响索力发展行为，故施工时须持续监测索力变化情形并进行回馈计 算。
钢缆施拉机具为VT公司针对本桥钢缆施工特性设计而成，考虑钢缆具有相当大 之目标索力值，且锚锭处位于箱形梁内部不利于重型机具搬运，施拉机具采组合式索 力施
拉系统，可于工地随时进行拆解及重新组合，该系统主要由千斤顶系统、锚锭系 统(Blocking device )、支撑系统(Chair )及油压系统组合而成。千斤顶系统主要 目的在于提供施拉钢绞线所需之力量，计包含4支拉力容量为85吨之千斤顶，另 有4支较小千斤顶用以提供楔子锚锭之初始力量；锚锭系统主要功能在于提供施拉索 力时钢绞线之临时锚锭；支撑系统则在于组合前两项系统，并座落于锚锭鞭上以提供 施拉时所需之反力。箱型梁内钢缆施拉机具之安装及拆除主要是利用移动式链滑车进 行，链滑车上方接一滚轮，滚轮则沿着安装于顶版下方之临时轨道移动。施拉机具移 动方式于主跨侧是利用小型吊车将整组施拉系统移至下一箱型钢梁节块之钢缆锚锭 处，边跨则须先行将施拉机具拆卸成两部份，再以小型台车将机具经由隔梁开孔运 送至下一个钢缆锚锭处重行进行组装。
钢缆索力施拉位置的决定主要在于考虑其施工性，设计阶段原规画于桥塔锚锭 端进行施拉作业，主梁锚锭处则规画为固定端。但基于考虑高空施拉作业进行不易， 且钢缆于通车阶段如须进行索力调整或钢绞线抽换，亦有高空作业衍生之种种难题， 故于施工初期即重新设定主梁锚锭处为索力施拉端。桥塔两侧钢缆索力施拉顺序规划 须避免因水平力差异值过大造成桥塔结构应力超载，原则上两侧钢缆须”同步”施拉 索力以反应真正应力分析结果，然考虑”同步操作”实际上是不可能，故依据索力施 拉步骤分阶段同时完成索力设定值，如此作业可降低索力差异值所造成之弯矩效应。 施拉时机之设定则在于降低温度效应对索力值之影响，并可提供正确的主梁高程变化 量及桥塔倾斜变位值以作为目标索力值调整判断之依据。除此之外，亦可建立完整监 测数据以作为斜张桥施工控制作业之参考依据。理论上，钢缆温度效应可经由结构计 算求得其影响值，然而由于本桥钢缆系统组成相当复杂，其内部温度变化量测不易且 热胀系数变异性高，预测其计算精度相当有限，故选择于夜间恒温状态下进行钢缆索 力施拉作业，以期降低温度效应对量测值之影响，进而提高量测作业之精度。
钢缆施拉索力前，承商除须依前置作业规划提送索力目标值、施拉时机、施拉方 式、施拉步骤及伸长量检核计算表外，并须设定施拉作业完成之确认对象，对象包含 索力值、主梁高程变化值及主梁高程绝对值，上述相关数据经核 可后方可准备进行施 拉作业。索力施拉作业进行前，除须确认相关机具及人员 皆已就定位外，操作手须再 一
次确认所有楔子均确实固定于锚锭块上，以避免施拉期间因楔子松动造成钢绞线脱 线，进而影响索力施拉作业。
钢缆索力施拉作业约分为6至8个阶段进行，第一阶段索力值称为初始索 力，最终阶段即为目标索力，阶段性施拉之主要目的在于配合拱度控制作业进行各项 监控值之阶段性量测工作及达到所谓同时施拉之作业要求。索力施拉作业系由VT公 司派遣常驻现地之专业技术工程师进行操作，由于相关配合作业 繁多，为利于作业之 进行，于箱型钢梁近桥塔处设一控制室，由控制人员利用无线电通讯系统与索力施拉 操作手及相关人员进行联系，同时对桥塔两侧计四根斜张钢缆施加阶段性索力并进行 相关量测工作。初始索力设定之目的主要为避免钢缆中垂效应影响伸长量判断之准确 性，目标索力则为达到设计索力之施工阶段索力施拉值。由于钢缆中垂效应为一高度 非线性行为，中垂量于低索力时变异性相当大，为求有效检核钢缆索力与伸长量之关 系，在钢缆完成架设作业后，即施以第一阶段初始索力（约达索力目标值之16- 18 %），并以此阶段 量测值作为后续各阶段量测值之基准。
钢缆索力施拉方式受施拉系统设计承载量之影响须就目标索力值之大小进行个别 规划，原则上，钢缆内部所有钢绞线以同时施拉为主，但若阶段性索力值超过千斤顶 系统容许承载量，则进行分组施拉工作。其作业方式须配合施拉阶段进行规划，首先 同时将所有钢绞线施拉至第一阶段初始索力，并检测桥面版与桥塔各处监测控制点位 高程，以作为后续阶段索力施拉作业之基准数据。后续阶段索力施拉方式则依其索力 值大小而定，若目标索力值小于千斤顶系统容许承载量（约340吨），即表示施拉机 具可同时施拉钢缆所含全部钢绞线，并依规划阶段施拉至目标索力值；若目标索力值 大于千斤顶系统容许承载量时，则部份阶段施拉作业须将全部钢绞线分成数组分别进 行施拉作业。分组施拉原理在于减少受力钢绞线根数，进而提高受拉钢绞线之内应 力，依序将各 组钢绞线施拉至设计内应力，达到各规划阶段索力值。分组数目主要依 据阶段索力值大小而定，分组钢绞线之配置原则在于确保锚锭块受力均匀分布。
进行分组施拉作业之前先将全部钢绞线依阶段设定施拉至千斤顶所能提供之最大 容许承载量，随后进行塞孔处理以保有前一施拉阶段之索力值，并依分组规划将施拉 机具锚锭系统上部份锚锭楔子卸下，藉以减少受力之钢绞线根数，再利用千斤顶将仍 锚锭于
施拉机具之钢绞线施拉至设定内应力，如此完成第一组钢绞线阶段性索力施拉 作业。当第一组钢绞线到达预设索力值后，将所规划之第二组钢绞线重新锚锭于施拉 机具上，并将第一组钢绞线之锚锭楔子解除，再进行第二组钢绞线阶段性索力施拉作 业，如此依序完成各组阶段性索力施拉工作。当全部钢绞线于该阶段之施拉作业完成 后，即依据上述分组施拉步 骤进行下一个阶段施拉作业，但分组数目及钢绞线分布配 置可能须依索力大小重新设定。
钢缆进行分组施拉作业时应特别考虑钢绞线内应力受桥体阶段性变形所造成之影 响，由于钢绞线组会因受力顺序不同而产生不同程度之内应力损失量，若分组施拉时 不修正此一差异性，则各组钢绞线之内应力将不相等。对于 损失量之修正，理论上， 可依据阶段性结构变形量反算内应力损失差异量，并将差异量回馈于索力施拉值。然 考虑内应力差异量计算精度相当有限，且施拉时不易控制，故改采钢绞线伸长量控制 以简化作业流程，仅于施拉目标索力时 依经验针对每组钢绞线之施拉顺序假设一索力补偿值，并经反复施拉各组钢绞线至伸 长量等长或误差量小于2~3mm。
6斜张钢缆施工周期
斜张钢缆施工循环作业主要可分为(1)HDPE外套管热熔对接；(2)钢绞线 裁切及穿线；(3)锚锭装置组立；(4)微晶蜡灌注；(5)钢缆吊装及(6)索力 施拉等六个作业项目，HDPE外套管热熔对接全部作业时间主要决定于热 熔对接头之 数目，即表示本项作业项目所需施工天数将随钢缆设计长度增加而 递增，参考统计资 料可知，本项工作所需作业天数约在2~4天。钢绞线裁切及穿线作业天数亦受钢缆设 计长度所影响，因钢绞线施工的困难度会随着设计长度变长而增加，根据统计数据 显示，钢绞线裁切及穿线所需作业时间约3~5天。至于锚锭装置组立，由于此项目属 固定作业内容，与钢缆设计长度无关，依现地施工纪录所载，其作业时间约需3 天。微晶蜡灌注作业天数须包含微晶蜡热熔及灌注两项工作之作业时间，根据数据显 示，虽然钢缆设计长度增加会延长灌注时间，但其影响有限，真正影响本项作业施工 天数主要来自于微晶蜡 热溶作业时间。依据灌注车作业能量可知，微晶蜡灌注速率 可达85 1/min ,即每小时约5000公升，每次
固态微晶蜡热熔体积最多为8000公 升，而其加温作业时间约需一天（加热至95 6故若所需微晶蜡热熔体积超过8000公 升，其全部工作天数将倍数成长。依据施工纪录数据可知，编号114至111四组斜 张钢缆，由于所需微晶蜡灌注总量小于灌注车一次所能热溶之容量,因此在完成钢缆制 作后，工作人员采一次全数完成主边跨共计四根钢缆之灌注作业。殆自编号110斜张 钢缆起，由于同时灌注四根钢缆之微晶蜡容量已超过灌注车所能负荷能量，因此灌注作 业需分批进行，如此一来，固状微晶蜡分批热溶的时间将会成为本项作业天数之决定因 素。有关钢缆之吊装作业时间，由于主跨钢缆须在举升吊车前进后才能安装，而举升吊 车则须待主跨箱型钢梁节块完成焊接后方能往下一节块推进，故本项作业时间将受箱 型钢梁节块焊接时程所影 响。钢缆索力施拉作业时程主要受目标索力值之影响，因本工 程所采用之施拉
系统容量为340吨，若目标索力值大于340吨则须进行分组施拉工作，一般
须较长作业时间，由于此项工作须进行锚锭楔子安装及解除作业。一般而言，外侧斜 张钢缆目标索力值均相当大，须采多步骤分组施拉索力，因此施工作业时间将逐渐延 长。图九所示为斜张钢缆编号 114至103施工循环作业时间
114 113 112 111 110 109 108
107 106 105 104 103
斜張鋼纜編號
图九
7结论
斜张钢缆系统为高屏溪斜张桥结构配置中之主轴，
亦是力量传递过程中之
主要路径，其构造本身具有相当程度之复杂性，且须承受长期反复载重，因此如何确 保其施工质量即为本工程施工之重点，
亦是本文说明之目的。除此之外，
由于钢缆索力分布与全桥内应力及线形拱度息息相关， 长期索力变化监控应为 桥梁通车后维护重点项目之一。
9高屏溪桥斜拉索安装 - 图文
