吊裝方案
構件安全和成橋狀態結構線型與內力的關鍵之一．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，引起變位並在塔身內產生剪力和彎矩，當塔身彎矩超過一定限額時，必將威脅到主塔的安全．另外，隨著塔身剪力的增大，鞍座兩側主纜的索力差也逐漸增大，可能會導致主纜相對於鞍座發生滑動，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重要．
近年來隨著泰州大橋、馬鞍山大橋和鸚鵡洲長江大橋等多塔多跨懸索橋的建設，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問題之一．陸文亮 採用倒拆分析法模擬泰州大橋加勁梁吊裝，對加勁梁吊裝方案進行比選，對施工狀態的參數敏感性進行了分析；錢亞萍 以馬鞍山長江公路大橋為研究對象採用倒拆分析法比較了兩種加勁梁吊裝施工順序下結構的回響，研究了主跨不對稱吊裝方案對中塔偏位、塔底應力及主纜鞍槽抗滑移穩定性的影響；普曉晶 分析了三塔懸索橋加勁梁吊裝階段的結構回響和索鞍頂推方案；還有眾多國內外學者 對多跨懸索橋，尤其是三塔四跨、三塔兩跨懸索橋的靜動力特性、中塔剛度及約束體系進行了研究．
現有研究主要以已建成工程為對象，跨徑範圍也局限於千米級，研究內容主要集中在中邊塔應力、偏位以及索鞍抗滑移穩定性，而對此過程中結構的動力回響研究較少．因此，本文以主跨2000m的超大跨徑三塔懸索橋為對象，運用參數分析法結合有限元數值分析，研究該結構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構的靜、動力性能回響，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
本文採用主跨2000m三塔四跨懸索橋方案為計算模型，結構設計參數如表1所示，主梁採用鋼箱梁結構形式，橋塔採用H型，為增加中塔剛度，中塔縱向採用A型．每個標準加勁梁節段長16m，與吊索間距相同，因此，每根吊索對應一個加勁梁吊裝梁段，加勁梁節段編號如圖1所示（單位：mm）．邊跨由邊塔向錨碇方向節段編號為S1～S37，主跨靠近邊塔的半跨由邊塔向跨中方向節段編號為L1～L62，主跨靠近中塔的半跨由中塔向跨中方向節段編號為R1～R62．由於中塔未設定鞍座偏移量，中塔兩側加勁梁關於中塔對稱吊裝．
根據主、邊跨加勁梁不同吊裝順序，採用如圖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）處進行邊跨合龍．
2 加勁梁吊裝結構回響對比
加勁梁主、邊跨關於邊塔對稱吊裝時，邊跨鞍座偏移量較空纜狀態大幅增加．對於混凝土邊塔，需要先向邊跨方向頂推鞍座，再向相反的主跨方向頂推，頂推過程複雜；對於鋼邊塔，施工過程中的邊塔塔頂偏移量遠大於運營狀態的最不利組合值，使得邊塔設計由施工階段控制，邊塔結構尺寸也需要隨之增加．因此，應採用關於邊塔非對稱加勁梁吊裝方案，通過調整邊跨加勁梁的吊裝進度，使得邊塔鞍座偏移量在空纜狀態時達到最大值，以減小混凝土邊塔的鞍座頂推量或鋼邊塔的塔頂位移．加勁梁吊裝完成時對上述四種方案的計算結果進行對比分析，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構動力特性，從而確定適合大跨徑三塔懸索橋體系的加勁梁吊裝方案．
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，橫坐標代表從空纜到成橋的施工進程，用施工工況表示．通過採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對偏移量的影響很小．主跨加勁梁的吊裝順序對偏移量有一定影響，從索塔向跨中方向吊裝（方案一和方案二）時，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，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．
主纜線型
主纜水平切線角
由於主跨主纜在中塔和邊塔塔頂鞍座處水平切線角的數值和變化規律相近，因此，本文僅列出邊塔處的計算結果．邊跨加勁梁吊裝順序對主跨切線角幾乎沒有影響．主跨加勁梁從索塔向跨中方向吊裝（方案一和方案二）時，主跨主纜切線角先增加後減小，最大值出現在吊裝過程中；從跨中向索塔方向吊裝（方案三和方案四）時，切線角先減小後增加，最大值出現在成橋狀態時．邊跨側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，邊跨主纜切線角先增加後減小，最大值出現在吊裝過程中；從錨碇向索塔方向吊裝（方案二和方案三）時，切線角先減小後增加，最大值出現在成橋狀態時．
加勁梁吊裝過程中，主纜線型變化會對臨時連線件受力產生很大影響．當加勁梁從索塔處開始吊裝時，主纜水平切線角增加，相鄰吊索間距減小，從而增大了臨時連線件軸力；與成橋狀態相比，主纜水平切線角的變化量大於從跨中開始吊裝的方案，臨時連線件所承受的剪力也更大．
在加勁梁吊裝設備方面，國內懸索橋施工中普遍採用的是跨纜吊機，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的允許作業角度範圍內，但從跨纜吊機使用過程中的安全性考慮，應儘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吊機的工作性能．
主纜與邊塔塔頂邊緣的水平距離
由於施工過程中塔頂鞍座與索塔固結，相對位置不發生變化，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，而主要由主纜水平切線角決定，且邊跨側的水平距離要小於主跨側．圖5為主纜與鋼邊塔塔頂邊緣的水平距離．對於鋼邊塔，當從索塔處開始吊裝時，水平距離先減小後增加，吊裝過程中的水平距離小於成橋狀態，但均為正值，主纜與塔頂不會接觸；當從主跨跨中或邊跨梁端處開始吊裝時，水平距離先增加後減小，吊裝過程中的水平距離大於成橋狀態．
對於混凝土邊塔，當從索塔處開始吊裝時，水平距離先減小後增加，吊裝過程中出現負值，主纜會與塔頂接觸；當從主跨跨中處開始吊裝時，水平距離先增加後減小，水平距離最小值出現在空纜狀態，主纜不會與塔頂接觸．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，因此其值均大於成橋狀態時的值，主纜不會與塔頂接觸．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，當主跨吊裝順序確定時，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於從邊跨梁端開始吊裝的方案．
合龍段的施工方法
對於大跨徑懸索橋的合龍段施工，一般有溫差和預偏兩種合龍方法．預偏合龍時，需要在索塔處對加勁梁施加牽引力，使得合龍空間大於合龍段的梁段長度，一般要求合龍段間距大於20cm．牽引梁段的總長度越小，吊索長度越長，則所需要的牽引力就越小，預偏合龍也就更容易實現．
採用預偏合龍時，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度見表2．主跨從索塔向跨中吊裝時，有4個合龍段，兩個主跨合龍段所需牽引的梁段長度相同且遠大於邊跨合龍段；而主跨從跨中向索塔吊裝時，有6個合龍段，中塔一側合龍段所需牽引的梁段長度達到2000m．四種施工方案均是2號合龍段的牽引梁段最長，合龍施工難度也最大．因此，本文僅對2號合龍段的施工過程進行有限元分析，並考慮索塔處塔梁間彈性索對溫差和預偏合龍的影響．與設計基準溫度相比，可以得到以下結論．
1）各方案的合龍段間距與降溫溫差均近似成正比關係．
2）合龍段施工期間設定彈性索時，由於彈性索對邊跨加勁梁縱橋向位移的限制作用，邊跨加勁梁吊裝順序對合龍段間距幾乎沒有影響；方案三的合龍段在中塔附近，中塔側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，溫降時兩側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）不設定彈性索時，方案三和方案四的主跨均在邊塔處設有合龍段，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，溫降引起的加勁梁收縮量較多，使得合龍段間距也更大．
4）由於方案一的主跨側加勁梁長度大於邊跨側，不設定彈性索後，邊跨加勁梁將向主跨方向產生縱橋向位移，使得合龍段間距減小；方案三中塔側加勁梁的收縮失去了彈性索的限制，使得合龍段間距比設定彈性索時大幅增加．牽引力與合龍段間距的關係如圖8所示，設定彈性索後的合龍段間距遠小於不設定彈性索時的間距，採用預偏合龍時塔梁間不應設定水平彈性索；合龍段間距與牽引力近似成正比關係，且牽引的梁段長度越小，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．
當合龍段間距為20cm時，可以看出：
1）採用溫差合龍時，邊跨加勁梁吊裝順序對合龍段施工影響很小；主跨從索塔向跨中方向吊裝時，塔梁間應設定彈性索；主跨從跨中向索塔方向吊裝時，塔梁間不設定彈性索可減小所需的溫降度數．
2）採用預偏合龍時，塔梁間不設定彈性索，方案二所需牽引的梁段長度最小，所需的牽引力也最小；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，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1000kN以內．
加勁梁吊裝過程中結構動力特性
本文僅對加勁梁吊裝過程中結構的豎彎和扭轉基頻進行了比較，可以得到以下主要結論：
1）在不同加勁梁拼裝率下，各方案的反對稱豎彎頻率均小於對稱豎彎，而邊跨加勁梁吊裝順序對豎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%時達到最小值；
3）由於方案一可在索塔處加勁梁吊裝完成後進行塔梁間水平彈性索的安裝，因此加勁梁吊裝全部完成時，方案一的反對稱豎彎頻率要高於方案三，但彈性索對對稱豎彎頻率影響很小；
4）與成橋狀態相比，方案一和方案三的反對稱豎彎頻率分別減少了138%和150%．
可以得到以下主要結論：
1）在加勁梁吊裝過程中，邊跨加勁梁吊裝順序對扭轉基頻幾乎沒有影響，而方案三的反對稱和對稱扭轉基頻均要高於方案一；
2）在加勁梁吊裝初期，各方案的扭轉振型均為對稱扭轉，當拼裝率達到30%～40%時，各方案的扭轉振型均轉換為反對稱扭轉；
3）結構的扭轉基頻如圖 10c所示，與成橋狀態相比，拼裝率為10%時的方案一和方案三扭轉基頻分別減少了550%和514%．
綜上所述，與成橋狀態相比，加勁梁吊裝過程中的結構豎彎頻率減小幅度較小，說明結構豎向剛度主要由主纜重力剛度提供，與加勁梁的關係不大，而結構的扭轉基頻則大幅下降．不同加勁梁吊裝順序對結構的動力特性影響較小，相對而言，方案一的結構豎向剛度較大，而方案三的顫振穩定性更好．
結論
本文以主跨2000m三塔懸索橋設計方案為研究對象，分析了不同加勁梁吊裝順序對邊塔鞍座偏移量、主纜線型以及施工階段結構動力特性的影響，得出以下主要結論．
1）邊跨加勁梁通過採用更合理的吊裝方案，可以實現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，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，開始吊裝階段的偏移量變化較大，隨著吊裝進行，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，邊塔主跨側主纜水平切線角先增加後減小，傾角大於成橋和空纜狀態，需要在混凝土邊塔塔頂邊緣預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，切線角先減小後增加，傾角小於成橋和空纜狀態，主纜與邊塔的最小距離出現在空纜狀態時，主纜不會與邊塔塔頂接觸．
3）由於主跨跨徑較大，單獨採用溫差或預偏合龍所需要的溫降度數或牽引力都較大，施工困難，因此，宜採用溫差和預偏合龍相結合的方法．溫降5℃時，主跨從跨中開始吊裝的方法牽引力相對較小，但如果合龍期間的溫度高於設計溫度，則所需的牽引力遠大於從索塔開始的吊裝方案，因此，需根據合龍時的環境溫度選擇合龍方案並確定牽引力值．
4）加勁梁吊裝過程中的結構豎彎和扭轉基頻均小於成橋狀態，其中豎彎基頻減小幅度較小，而扭轉基頻則大幅下降，結構的顫振穩定性問題將更加突出；加勁梁吊裝順序對結構的動力特性影響較小，相對而言，主跨從索塔開始吊裝時的豎彎基頻較大，但扭轉基頻較小．
綜上所述，超大跨徑三塔懸索橋體系宜採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，邊塔邊緣不需要設定臨時缺口，扭轉基頻較大，顫振穩定性更好，採用溫差和預偏合龍方法時所需要的牽引力小，但在開始吊裝階段應嚴格控制兩主跨非對稱吊裝的加勁梁節段數．
