賈麗君， 叢 霄， 林贊筆， 孫 斌(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 上海 200092)

建筑工程

超大跨徑三塔懸索橋加勁梁吊裝方案*

賈麗君， 叢 霄， 林贊筆， 孫 斌
(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 上海 200092)

為了尋找超大跨徑三塔懸索橋建設(shè)中更為有利的加勁梁吊裝方案，以主跨2 000 m三塔懸索橋?yàn)閷?duì)象，運(yùn)用參數(shù)分析結(jié)合有限元數(shù)值模擬的方法研究了主、邊跨加勁梁不同吊裝順序?qū)吽白屏?、主纜線型、合龍位置、合龍段施工方法以及吊裝過程中結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響.結(jié)果表明，超大跨徑三塔懸索橋主跨加勁梁宜從跨中向索塔方向吊裝，邊跨加勁梁宜從錨碇向邊塔方向吊裝，該方案下主纜水平傾角小，扭轉(zhuǎn)基頻較大，顫振穩(wěn)定性更好，且采用預(yù)偏合龍方法時(shí)所需要的牽引力小，因而按該方案吊裝對(duì)橋梁建設(shè)更為有利.

超大跨徑三塔懸索橋； 加勁梁吊裝順序； 邊塔鞍座偏移量； 主纜線型； 扭轉(zhuǎn)基頻； 顫振穩(wěn)定性； 結(jié)構(gòu)靜動(dòng)力性能； 數(shù)值方法

三塔懸索橋上部結(jié)構(gòu)的施工順序一般為：架設(shè)主纜、安裝吊索、逐段吊裝加勁梁(梁段之間采取鉸接)、剛接加勁梁，最后進(jìn)行二期恒載及附屬設(shè)施施工.而加勁梁的吊裝施工是關(guān)系到結(jié)構(gòu)各構(gòu)件安全和成橋狀態(tài)結(jié)構(gòu)線型與內(nèi)力的關(guān)鍵之一.隨著加勁梁的逐段安裝，中跨主纜在邊塔塔頂處的水平力將不斷增大，塔頂受到向跨中方向的水平推力，引起變位并在塔身內(nèi)產(chǎn)生剪力和彎矩，當(dāng)塔身彎矩超過一定限額時(shí)，必將威脅到主塔的安全.另外，隨著塔身剪力的增大，鞍座兩側(cè)主纜的索力差也逐漸增大，可能會(huì)導(dǎo)致主纜相對(duì)于鞍座發(fā)生滑動(dòng)，從而使主纜的線型失去控制.因此，大跨徑三塔懸索橋的加勁梁吊裝至關(guān)重要.

近年來隨著泰州大橋、馬鞍山大橋和鸚鵡洲長(zhǎng)江大橋等多塔多跨懸索橋的建設(shè)，多塔連跨懸索橋的施工研究日益成為土木工程界研究熱點(diǎn)問題之一.陸文亮[1]采用倒拆分析法模擬泰州大橋加勁梁吊裝，對(duì)加勁梁吊裝方案進(jìn)行比選，對(duì)施工狀態(tài)的參數(shù)敏感性進(jìn)行了分析；錢亞萍[2]以馬鞍山長(zhǎng)江公路大橋?yàn)檠芯繉?duì)象采用倒拆分析法比較了兩種加勁梁吊裝施工順序下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，研究了主跨不對(duì)稱吊裝方案對(duì)中塔偏位、塔底應(yīng)力及主纜鞍槽抗滑移穩(wěn)定性的影響；普曉晶[3]分析了三塔懸索橋加勁梁吊裝階段的結(jié)構(gòu)響應(yīng)和索鞍頂推方案；還有眾多國內(nèi)外學(xué)者[4-9]對(duì)多跨懸索橋，尤其是三塔四跨、三塔兩跨懸索橋的靜動(dòng)力特性、中塔剛度及約束體系進(jìn)行了研究.

現(xiàn)有研究主要以已建成工程為對(duì)象，跨徑范圍也局限于千米級(jí)，研究?jī)?nèi)容主要集中在中邊塔應(yīng)力、偏位以及索鞍抗滑移穩(wěn)定性，而對(duì)此過程中結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)研究較少.因此，本文以主跨2 000 m的超大跨徑三塔懸索橋?yàn)閷?duì)象，運(yùn)用參數(shù)分析法結(jié)合有限元數(shù)值分析，研究該結(jié)構(gòu)體系加勁梁吊裝施工過程中，主、邊跨在不同加勁梁吊裝順序下結(jié)構(gòu)的靜、動(dòng)力性能響應(yīng)，為超大跨徑三塔懸索橋的施工提供參考.

1 三塔懸索橋加勁梁吊裝方案

本文采用主跨2 000 m三塔四跨懸索橋方案為計(jì)算模型，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示，主梁采用鋼箱梁結(jié)構(gòu)形式，橋塔采用H型，為增加中塔剛度，中塔縱向采用A型.

表1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters for structure

每個(gè)標(biāo)準(zhǔn)加勁梁節(jié)段長(zhǎng)16 m，與吊索間距相同，因此，每根吊索對(duì)應(yīng)一個(gè)加勁梁吊裝梁段，加勁梁節(jié)段編號(hào)如圖1所示(單位：mm).邊跨由邊塔向錨碇方向節(jié)段編號(hào)為S1～S37，主跨靠近邊塔的半跨由邊塔向跨中方向節(jié)段編號(hào)為L(zhǎng)1～L62，主跨靠近中塔的半跨由中塔向跨中方向節(jié)段編號(hào)為R1～R62.由于中塔未設(shè)置鞍座偏移量，中塔兩側(cè)加勁梁關(guān)于中塔對(duì)稱吊裝.

圖1 加勁梁節(jié)段編號(hào)(左幅)Fig.1 Section number of stiffening girder (at left side)

根據(jù)主、邊跨加勁梁不同吊裝順序，采用如圖2所示的四種方案.方案一和方案二在偏向邊塔、距離跨中第三根吊索(L60)處進(jìn)行主跨合龍；方案三和方案四在臨近索塔第三根吊索(L3、R3)處進(jìn)行主跨合龍；方案一和方案四在臨近邊跨梁端的第三根吊索(S35)處進(jìn)行邊跨合龍；方案二和方案三在臨近邊塔的第三根吊索(S3)處進(jìn)行邊跨合龍.

2 加勁梁吊裝結(jié)構(gòu)響應(yīng)對(duì)比

加勁梁主、邊跨關(guān)于邊塔對(duì)稱吊裝時(shí)，邊跨鞍座偏移量較空纜狀態(tài)大幅增加.對(duì)于混凝土邊塔，需要先向邊跨方向頂推鞍座，再向相反的主跨方向頂推，頂推過程復(fù)雜；對(duì)于鋼邊塔，施工過程中的邊塔塔頂偏移量遠(yuǎn)大于運(yùn)營狀態(tài)的最不利組合值，使得邊塔設(shè)計(jì)由施工階段控制，邊塔結(jié)構(gòu)尺寸也需要隨之增加.因此，應(yīng)采用關(guān)于邊塔非對(duì)稱加勁梁吊裝方案，通過調(diào)整邊跨加勁梁的吊裝進(jìn)度，使得邊塔鞍座偏移量在空纜狀態(tài)時(shí)達(dá)到最大值，以減小混凝土邊塔的鞍座頂推量或鋼邊塔的塔頂位移.加勁梁吊裝完成時(shí)對(duì)上述四種方案的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，包括邊塔鞍座偏移量、主纜線型、合龍段施工方法和吊裝過程中的結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性，從而確定適合大跨徑三塔懸索橋體系的加勁梁吊裝方案.

圖2 加勁梁吊裝方案Fig.2 Erection scheme for stiffening girder

2.1 邊塔鞍座偏移量

各方案的邊塔鞍座偏移量如圖3所示，其中，橫坐標(biāo)代表從空纜到成橋的施工進(jìn)程，用施工工況表示.通過采用更有利的吊裝方案，可使各方案的偏移量均逐漸減小，鞍座頂推方向不變，且邊跨加勁梁吊裝順序?qū)ζ屏康挠绊懞苄?主跨加勁梁的吊裝順序?qū)ζ屏坑幸欢ㄓ绊?，從索塔向跨中方向吊裝(方案一和方案二)時(shí)，偏移量曲線斜率變化較小，鞍座頂推速度較一致；而從跨中向索塔方向吊裝(方案三和方案四)時(shí)，開始吊裝階段的偏移量變化較大，因而鞍座頂推量也較大，但隨著加勁梁的吊裝，曲線斜率逐漸減小，鞍座頂推量也越來越小.

2.2 主纜線型

2.2.1 主纜水平切線角

圖4為邊塔塔頂主纜水平切線角.由于主跨主纜在中塔和邊塔塔頂鞍座處水平切線角的數(shù)值和變化規(guī)律相近，因此，本文僅列出邊塔處的計(jì)算結(jié)果，如圖4a所示.邊跨加勁梁吊裝順序?qū)χ骺缜芯€角幾乎沒有影響.主跨加勁梁從索塔向跨中方向吊裝(方案一和方案二)時(shí)，主跨主纜切線角先增加后減小，最大值出現(xiàn)在吊裝過程中；從跨中向索塔方向吊裝(方案三和方案四)時(shí)，切線角先減小后增加，最大值出現(xiàn)在成橋狀態(tài)時(shí).邊跨側(cè)切線角主要受邊跨加勁梁吊裝順序的影響，如圖4b所示.從索塔向錨碇方向吊裝(方案一和方案四)時(shí)，邊跨主纜切線角先增加后減小，最大值出現(xiàn)在吊裝過程中；從錨碇向索塔方向吊裝(方案二和方案三)時(shí)，切線角先減小后增加，最大值出現(xiàn)在成橋狀態(tài)時(shí).

圖3 邊塔鞍座偏移量Fig.3 Saddle offset of side tower

加勁梁吊裝過程中，主纜線型變化會(huì)對(duì)臨時(shí)連接件受力產(chǎn)生很大影響[10].當(dāng)加勁梁從索塔處開始吊裝時(shí)，主纜水平切線角增加，相鄰吊索間距減小，從而增大了臨時(shí)連接件軸力；與成橋狀態(tài)相比，主纜水平切線角的變化量大于從跨中開始吊裝的方案，臨時(shí)連接件所承受的剪力也更大.

圖4 邊塔塔頂主纜水平切線角Fig.4 Tangent angle of main cable on top of side tower

在加勁梁吊裝設(shè)備方面，國內(nèi)懸索橋施工中普遍采用的是跨纜吊機(jī)，所要求的主纜最大水平切線角為30°.上述四種方案的最大水平切線角均在吊機(jī)的允許作業(yè)角度范圍內(nèi)，但從跨纜吊機(jī)使用過程中的安全性考慮，應(yīng)盡可能減小主纜的水平切線角.因此，主跨從跨中、邊跨和錨碇分別向索塔方向吊裝的方案更能適應(yīng)吊機(jī)的工作性能.

2.2.2 主纜與邊塔塔頂邊緣的水平距離

由于施工過程中塔頂鞍座與索塔固結(jié)，相對(duì)位置不發(fā)生變化，因此，主纜與邊塔塔頂邊緣的水平距離與邊塔鞍座偏移量無關(guān)，而主要由主纜水平切線角決定，且邊跨側(cè)的水平距離要小于主跨側(cè).圖5為主纜與鋼邊塔塔頂邊緣的水平距離.對(duì)于鋼邊塔，當(dāng)從索塔處開始吊裝時(shí)，水平距離先減小后增加，吊裝過程中的水平距離小于成橋狀態(tài)，但均為正值，主纜與塔頂不會(huì)接觸；當(dāng)從主跨跨中或邊跨梁端處開始吊裝時(shí)，水平距離先增加后減小，吊裝過程中的水平距離大于成橋狀態(tài).

圖6為主纜與混凝土邊塔塔頂邊緣的水平距離.對(duì)于混凝土邊塔，當(dāng)從索塔處開始吊裝時(shí)，水平距離先減小后增加，吊裝過程中出現(xiàn)負(fù)值，主纜會(huì)與塔頂接觸；當(dāng)從主跨跨中處開始吊裝時(shí)，水平距離先增加后減小，水平距離最小值出現(xiàn)在空纜狀態(tài)，主纜不會(huì)與塔頂接觸.

圖5 主纜與鋼邊塔塔頂邊緣的水平距離Fig.5 Horizontal distance between main cableand top edge of steel side tower

圖6 主纜與混凝土邊塔塔頂邊緣的水平距離Fig.6 Horizontal distance between main cableand top edge of concrete side tower

由圖6可知，邊跨主纜與邊塔塔頂邊緣的水平距離主要受邊塔鞍座偏移量的影響，在吊裝過程中逐漸減小，因此其值均大于成橋狀態(tài)時(shí)的值，主纜不會(huì)與塔頂接觸.邊跨主纜和邊塔的水平距離還與邊跨主纜的水平切線角有關(guān)，當(dāng)主跨吊裝順序確定時(shí)，邊跨從索塔開始吊裝的方案其切線角較大，因而其水平距離要小于從邊跨梁端開始吊裝的方案.

2.3 合龍段的施工方法

對(duì)于大跨徑懸索橋的合龍段施工，一般有溫差和預(yù)偏兩種合龍方法.預(yù)偏合龍時(shí)，需要在索塔處對(duì)加勁梁施加牽引力，使得合龍空間大于合龍段的梁段長(zhǎng)度，一般要求合龍段間距大于20 cm.牽引梁段的總長(zhǎng)度越小，吊索長(zhǎng)度越長(zhǎng)，則所需要的牽引力就越小，預(yù)偏合龍也就更容易實(shí)現(xiàn).

采用預(yù)偏合龍時(shí)，方案一和方案二的主跨合龍段施工在邊塔處牽引梁段，而方案三和方案四的中塔合龍段施工在中塔處牽引梁段.各合龍段所需牽引梁段的長(zhǎng)度見表2.主跨從索塔向跨中吊裝時(shí)，有4個(gè)合龍段，兩個(gè)主跨合龍段所需牽引的梁段長(zhǎng)度相同且遠(yuǎn)大于邊跨合龍段；而主跨從跨中向索塔吊裝時(shí)，有6個(gè)合龍段，中塔一側(cè)合龍段所需牽引的梁段長(zhǎng)度達(dá)到2 000 m.

表2 牽引梁段長(zhǎng)度Tab.2 Length of traction girder segment m

由表2可知，四種施工方案均是2號(hào)合龍段的牽引梁段最長(zhǎng)，合龍施工難度也最大.因此，本文僅對(duì)2號(hào)合龍段的施工過程進(jìn)行有限元分析，并考慮索塔處塔梁間彈性索對(duì)溫差和預(yù)偏合龍的影響.

與設(shè)計(jì)基準(zhǔn)溫度相比，整體溫度變化對(duì)合龍段間距的影響如圖7所示，可以得到以下結(jié)論.

1) 各方案的合龍段間距與降溫溫差均近似成正比關(guān)系.

2) 合龍段施工期間設(shè)置彈性索時(shí)，由于彈性索對(duì)邊跨加勁梁縱橋向位移的限制作用，邊跨加勁梁吊裝順序?qū)淆埗伍g距幾乎沒有影響；方案三的合龍段在中塔附近，中塔側(cè)加勁梁受彈性索的作用縱橋向位移較小，而方案一的合龍段在主跨跨中，溫降時(shí)兩側(cè)的加勁梁分別向索塔方向收縮，因而相同溫差下方案一的合龍段間距更大.

3) 不設(shè)置彈性索時(shí)，方案三和方案四的主跨均在邊塔處設(shè)有合龍段，因此合龍段間距相同；與方案二相比，方案一的邊跨加勁梁較長(zhǎng)，溫降引起的加勁梁收縮量較多，使得合龍段間距也更大.

4) 由于方案一的主跨側(cè)加勁梁長(zhǎng)度大于邊跨側(cè)，不設(shè)置彈性索后，邊跨加勁梁將向主跨方向產(chǎn)生縱橋向位移，使得合龍段間距減?。环桨溉兴?cè)加勁梁的收縮失去了彈性索的限制，使得合龍段間距比設(shè)置彈性索時(shí)大幅增加.

圖7 系統(tǒng)溫度變化對(duì)合龍段間距的影響Fig.7 Effect of system temperature variationon spacing of closure segment

牽引力與合龍段間距的關(guān)系如圖8所示，設(shè)置彈性索后的合龍段間距遠(yuǎn)小于不設(shè)置彈性索時(shí)的間距，采用預(yù)偏合龍時(shí)塔梁間不應(yīng)設(shè)置水平彈性索；合龍段間距與牽引力近似成正比關(guān)系，且牽引的梁段長(zhǎng)度越小，所需的牽引力也越小，在相同牽引力作用下，方案二的合龍段間距最大，其次是方案一，而方案三和方案四最小.

當(dāng)合龍段間距為20 cm時(shí)，不同合龍方式所需的溫降讀數(shù)或牽引力如表3所示，從表3中可以看出：

1) 采用溫差合龍時(shí)，邊跨加勁梁吊裝順序?qū)淆埗问┕び绊懞苄?；主跨從索塔向跨中方向吊裝時(shí)，塔梁間應(yīng)設(shè)置彈性索；主跨從跨中向索塔方向吊裝時(shí)，塔梁間不設(shè)置彈性索可減小所需的溫降度數(shù).

圖8 牽引力與合龍段間距的關(guān)系Fig.8 Relationship between traction forceand spacing of closure segment

表3 不同合龍方式對(duì)比Tab.3 Comparison between different closure schemes

2) 采用預(yù)偏合龍時(shí)，塔梁間不設(shè)置彈性索，方案二所需牽引的梁段長(zhǎng)度最小，所需的牽引力也最??；而方案三和方案四相差不大，所需的牽引力很大.

3) 溫降5 ℃時(shí)，各方案所需的牽引力均明顯減小，其中方案三和方案四的牽引力減小到1 000 kN以內(nèi).

2.4 加勁梁吊裝過程中結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性

本文僅對(duì)加勁梁吊裝過程中結(jié)構(gòu)的豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻進(jìn)行了比較，結(jié)構(gòu)的豎彎基頻如圖9所示，可以得到以下主要結(jié)論.

1) 在不同加勁梁拼裝率下，各方案的反對(duì)稱豎彎頻率均小于對(duì)稱豎彎，而邊跨加勁梁吊裝順序?qū)ωQ彎基頻幾乎沒有影響；

2) 隨著加勁梁拼裝率的增加，方案一的反對(duì)稱豎彎基頻逐漸增加，而方案三則略有減小，在拼裝率約為80%時(shí)達(dá)到最小值；

3) 由于方案一可在索塔處加勁梁吊裝完成后進(jìn)行塔梁間水平彈性索的安裝，因此加勁梁吊裝全部完成時(shí)，方案一的反對(duì)稱豎彎頻率要高于方案三，但彈性索對(duì)對(duì)稱豎彎頻率影響很?。?/p>

4) 與成橋狀態(tài)相比，方案一和方案三的反對(duì)稱豎彎頻率分別減少了13.8%和15.0%.

結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)基頻如圖10所示，可以得到以下主要結(jié)論.

圖9 結(jié)構(gòu)豎彎基頻Fig.9 Fundamental vertical bendingfrequency of structure

1) 在加勁梁吊裝過程中，邊跨加勁梁吊裝順序?qū)εまD(zhuǎn)基頻幾乎沒有影響，而方案三的反對(duì)稱和對(duì)稱扭轉(zhuǎn)基頻均要高于方案一；

2) 在加勁梁吊裝初期，各方案的扭轉(zhuǎn)振型均為對(duì)稱扭轉(zhuǎn)，當(dāng)拼裝率達(dá)到30%～40%時(shí)，各方案的扭轉(zhuǎn)振型均轉(zhuǎn)換為反對(duì)稱扭轉(zhuǎn)；

3) 結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)基頻如圖10c所示，與成橋狀態(tài)相比，拼裝率為10%時(shí)的方案一和方案三扭轉(zhuǎn)基頻分別減少了55.0%和51.4%.

圖10 結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)基頻Fig.10 Fundamental torsional frequency of structure

綜上所述，與成橋狀態(tài)相比，加勁梁吊裝過程中的結(jié)構(gòu)豎彎頻率減小幅度較小，說明結(jié)構(gòu)豎向剛度主要由主纜重力剛度提供，與加勁梁的關(guān)系不大，而結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)基頻則大幅下降.不同加勁梁吊裝順序?qū)Y(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性影響較小，相對(duì)而言，方案一的結(jié)構(gòu)豎向剛度較大，而方案三的顫振穩(wěn)定性更好.

3 結(jié) 論

本文以主跨2 000 m三塔懸索橋設(shè)計(jì)方案為研究對(duì)象，分析了不同加勁梁吊裝順序?qū)吽白屏?、主纜線型以及施工階段結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的影響，得出以下主要結(jié)論.

1) 邊跨加勁梁通過采用更合理的吊裝方案，可以實(shí)現(xiàn)各方案邊塔鞍座偏移量均逐漸減小，鞍座頂推方向不變；主跨從索塔向跨中方向吊裝時(shí)，偏移量曲線斜率變化較小，鞍座頂推速度較為一致；主跨從跨中向索塔方向吊裝時(shí)，開始吊裝階段的偏移量變化較大，隨著吊裝進(jìn)行，鞍座偏移量變化逐漸減小.

2) 主跨從索塔向跨中方向吊裝時(shí)，邊塔主跨側(cè)主纜水平切線角先增加后減小，傾角大于成橋和空纜狀態(tài)，需要在混凝土邊塔塔頂邊緣預(yù)留缺口以避免主纜與邊塔接觸；主跨從跨中向索塔方向吊裝時(shí)，切線角先減小后增加，傾角小于成橋和空纜狀態(tài)，主纜與邊塔的最小距離出現(xiàn)在空纜狀態(tài)時(shí)，主纜不會(huì)與邊塔塔頂接觸.

3) 由于主跨跨徑較大，單獨(dú)采用溫差或預(yù)偏合龍所需要的溫降度數(shù)或牽引力都較大，施工困難，因此，宜采用溫差和預(yù)偏合龍相結(jié)合的方法.溫降5 ℃時(shí)，主跨從跨中開始吊裝的方法牽引力相對(duì)較小，但如果合龍期間的溫度高于設(shè)計(jì)溫度，則所需的牽引力遠(yuǎn)大于從索塔開始的吊裝方案，因此，需根據(jù)合龍時(shí)的環(huán)境溫度選擇合龍方案并確定牽引力值.

4) 加勁梁吊裝過程中的結(jié)構(gòu)豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻均小于成橋狀態(tài)，其中豎彎基頻減小幅度較小，而扭轉(zhuǎn)基頻則大幅下降，結(jié)構(gòu)的顫振穩(wěn)定性問題將更加突出；加勁梁吊裝順序?qū)Y(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性影響較小，相對(duì)而言，主跨從索塔開始吊裝時(shí)的豎彎基頻較大，但扭轉(zhuǎn)基頻較小.

綜上所述，超大跨徑三塔懸索橋體系宜采用主跨從跨中向索塔方向、邊跨從錨碇向邊塔方向的吊裝方案，其主纜水平傾角小，邊塔邊緣不需要設(shè)置臨時(shí)缺口，扭轉(zhuǎn)基頻較大，顫振穩(wěn)定性更好，采用溫差和預(yù)偏合龍方法時(shí)所需要的牽引力小，但在開始吊裝階段應(yīng)嚴(yán)格控制兩主跨非對(duì)稱吊裝的加勁梁節(jié)段數(shù).

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Erectionschemeforstiffeninggirderofsuperlongspantriple-towersuspensionbridge

JIA Li-jun, CONG Xiao, LIN Zan-bi, SUN Bin
(College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

In order to find a more favorable erection scheme for stiffening girder of triple-tower suspension bridge during construction, a triple-tower suspension bridge with the main span of 2 000 m was taken as the object, and the influence of different erection sequences of both mid-span and side-span stiffening girders on the saddle offset of side-tower, main cable type, closure position, construction method for closure segment, and dynamic response of structure in the erection process was studied with the combination method of parameter analysis and finite element numerical simulation. The results indicate that it is preferable to erect girders from the mid-span to the tower for the main span stiffening girder of super long span triple-tower suspension bridge, and it is suitable to erect girders from the anchor to the side tower for the side-span stiffening girder. The proposed scheme has small horizontal dip angle of main cable, large fundamental torsional frequency, better flutter stability and small traction force with employing the pre-closure method. Therefore, the proposed scheme is more beneficial to bridge construction.

super long span triple-tower suspension bridge; erection sequence of stiffening girder; saddle offset of side-tower; main cable type; fundamental torsional frequency; flutter stability; static and dynamic performance of structure; numerical method

2016-04-13.

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(2013CB036303).

賈麗君(1967-)，女，浙江上虞人，副教授，博士，主要從事大跨度橋梁結(jié)構(gòu)理論等方面的研究.

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10.7688/j.issn.1000-1646.2017.06.19

TU 997

A

1000-1646(2017)06-0702-08

(責(zé)任編輯：鐘 媛 英文審校：尹淑英)