加劲梁又称为刚性梁。悬索桥加劲梁主要起支承和传递荷载的作用，是承受风载和其他横向水平力的主要构件。大跨径悬索桥的加劲梁大都采用钢结构。一般采用桁架梁和扁平钢箱梁。楼板上开有较大尺寸（大于800mm）的洞口时，应在洞口周边设置加劲的小梁。预应力混凝土加劲梁仅适用于跨径500m以下的悬索桥，大多采用箱形梁。

构件安全和成桥状态结构线型与内力的关键之一．随着加劲梁的逐段安装，中跨主缆在边塔塔顶处的水平力将不断增大，塔顶受到向跨中方向的水平推力，引起变位并在塔身内产生剪力和弯矩，当塔身弯矩超过一定限额时，必将威胁到主塔的安全．另外，随着塔身剪力的增大，鞍座两侧主缆的索力差也逐渐增大，可能会导致主缆相对于鞍座发生滑动，从而使主缆的线型失去控制．因此，大跨径三塔悬索桥的加劲梁吊装至关重要．

近年来随着泰州大桥、马鞍山大桥和鹦鹉洲长江大桥等多塔多跨悬索桥的建设，多塔连跨悬索桥的施工研究日益成为土木工程界研究热点问题之一．陆文亮 采用倒拆分析法模拟泰州大桥加劲梁吊装，对加劲梁吊装方案进行比选，对施工状态的参数敏感性进行了分析；钱亚萍 以马鞍山长江公路大桥为研究对象采用倒拆分析法比较了两种加劲梁吊装施工顺序下结构的响应，研究了主跨不对称吊装方案对中塔偏位、塔底应力及主缆鞍槽抗滑移稳定性的影响；普晓晶 分析了三塔悬索桥加劲梁吊装阶段的结构响应和索鞍顶推方案；还有众多国内外学者 对多跨悬索桥，尤其是三塔四跨、三塔两跨悬索桥的静动力特性、中塔刚度及约束体系进行了研究．

现有研究主要以已建成工程为对象，跨径范围也局限于千米级，研究内容主要集中在中边塔应力、偏位以及索鞍抗滑移稳定性，而对此过程中结构的动力响应研究较少．因此，本文以主跨2000m的超大跨径三塔悬索桥为对象，运用参数分析法结合有限元数值分析，研究该结构体系加劲梁吊装施工过程中，主、边跨在不同加劲梁吊装顺序下结构的静、动力性能响应，为超大跨径三塔悬索桥的施工提供参考．

1 三塔悬索桥加劲梁吊装方案

本文采用主跨2000m三塔四跨悬索桥方案为计算模型，结构设计参数如表1所示，主梁采用钢箱梁结构形式，桥塔采用H型，为增加中塔刚度，中塔纵向采用A型．每个标准加劲梁节段长16m，与吊索间距相同，因此，每根吊索对应一个加劲梁吊装梁段．边跨由边塔向锚碇方向节段编号为S1～S37，主跨靠近边塔的半跨由边塔向跨中方向节段编号为L1～L62，主跨靠近中塔的半跨由中塔向跨中方向节段编号为R1～R62．由于中塔未设置鞍座偏移量，中塔两侧加劲梁关于中塔对称吊装．

根据主、边跨加劲梁不同吊装顺序，采用四种方案．方案一和方案二在偏向边塔、距离跨中第三根吊索（L60）处进行主跨合龙；方案三和方案四在临近索塔第三根吊索（L3、R3）处进行主跨合龙；方案一和方案四在临近边跨梁端的第三根吊索（S35）处进行边跨合龙；方案二和方案三在临近边塔的第三根吊索（S3）处进行边跨合龙．

2 加劲梁吊装结构响应对比

加劲梁主、边跨关于边塔对称吊装时，边跨鞍座偏移量较空缆状态大幅增加．对于混凝土边塔，需要先向边跨方向顶推鞍座，再向相反的主跨方向顶推，顶推过程复杂；对于钢边塔，施工过程中的边塔塔顶偏移量远大于运营状态的最不利组合值，使得边塔设计由施工阶段控制，边塔结构尺寸也需要随之增加．因此，应采用关于边塔非对称加劲梁吊装方案，通过调整边跨加劲梁的吊装进度，使得边塔鞍座偏移量在空缆状态时达到最大值，以减小混凝土边塔的鞍座顶推量或钢边塔的塔顶位移．加劲梁吊装完成时对上述四种方案的计算结果进行对比分析，包括边塔鞍座偏移量、主缆线型、合龙段施工方法和吊装过程中的结构动力特性，从而确定适合大跨径三塔悬索桥体系的加劲梁吊装方案．

边塔鞍座偏移量

各方案的边塔鞍座偏移量图中，横坐标代表从空缆到成桥的施工进程，用施工工况表示．通过采用更有利的吊装方案，可使各方案的偏移量均逐渐减小，鞍座顶推方向不变，且边跨加劲梁吊装顺序对偏移量的影响很小．主跨加劲梁的吊装顺序对偏移量有一定影响，从索塔向跨中方向吊装（方案一和方案二）时，偏移量曲线斜率变化较小，鞍座顶推速度较一致；而从跨中向索塔方向吊装（方案三和方案四）时，开始吊装阶段的偏移量变化较大，因而鞍座顶推量也较大，但随着加劲梁的吊装，曲线斜率逐渐减小，鞍座顶推量也越来越小．

主缆线型

主缆水平切线角

由于主跨主缆在中塔和边塔塔顶鞍座处水平切线角的数值和变化规律相近，因此，本文仅列出边塔处的计算结果．边跨加劲梁吊装顺序对主跨切线角几乎没有影响．主跨加劲梁从索塔向跨中方向吊装（方案一和方案二）时，主跨主缆切线角先增加后减小，最大值出现在吊装过程中；从跨中向索塔方向吊装（方案三和方案四）时，切线角先减小后增加，最大值出现在成桥状态时．边跨侧切线角主要受边跨加劲梁吊装顺序的影响．从索塔向锚碇方向吊装（方案一和方案四）时，边跨主缆切线角先增加后减小，最大值出现在吊装过程中；从锚碇向索塔方向吊装（方案二和方案三）时，切线角先减小后增加，最大值出现在成桥状态时．

加劲梁吊装过程中，主缆线型变化会对临时连接件受力产生很大影响．当加劲梁从索塔处开始吊装时，主缆水平切线角增加，相邻吊索间距减小，从而增大了临时连接件轴力；与成桥状态相比，主缆水平切线角的变化量大于从跨中开始吊装的方案，临时连接件所承受的剪力也更大．

在加劲梁吊装设备方面，国内悬索桥施工中普遍采用的是跨缆吊机，所要求的主缆最大水平切线角为30°．上述四种方案的最大水平切线角均在吊机的允许作业角度范围内，但从跨缆吊机使用过程中的安全性考虑，应尽可能减小主缆的水平切线角．因此，主跨从跨中、边跨和锚碇分别向索塔方向吊装的方案更能适应吊机的工作性能．

主缆与边塔塔顶边缘的水平距离

由于施工过程中塔顶鞍座与索塔固结，相对位置不发生变化，因此，主缆与边塔塔顶边缘的水平距离与边塔鞍座偏移量无关，而主要由主缆水平切线角决定，且边跨侧的水平距离要小于主跨侧．对于钢边塔，当从索塔处开始吊装时，水平距离先减小后增加，吊装过程中的水平距离小于成桥状态，但均为正值，主缆与塔顶不会接触；当从主跨跨中或边跨梁端处开始吊装时，水平距离先增加后减小，吊装过程中的水平距离大于成桥状态．

对于混凝土边塔，当从索塔处开始吊装时，水平距离先减小后增加，吊装过程中出现负值，主缆会与塔顶接触；当从主跨跨中处开始吊装时，水平距离先增加后减小，水平距离最小值出现在空缆状态，主缆不会与塔顶接触．平距离主要受边塔鞍座偏移量的影响，在吊装过程中逐渐减小，因此其值均大于成桥状态时的值，主缆不会与塔顶接触．边跨主缆和边塔的水平距离还与边跨主缆的水平切线角有关，当主跨吊装顺序确定时，边跨从索塔开始吊装的方案其切线角较大，因而其水平距离要小于从边跨梁端开始吊装的方案．

合龙段的施工方法

对于大跨径悬索桥的合龙段施工，一般有温差和预偏两种合龙方法．预偏合龙时，需要在索塔处对加劲梁施加牵引力，使得合龙空间大于合龙段的梁段长度，一般要求合龙段间距大于20cm．牵引梁段的总长度越小，吊索长度越长，则所需要的牵引力就越小，预偏合龙也就更容易实现．

采用预偏合龙时，方案一和方案二的主跨合龙段施工在边塔处牵引梁段，而方案三和方案四的中塔合龙段施工在中塔处牵引梁段．各合龙段所需牵引梁段的长度见表2．主跨从索塔向跨中吊装时，有4个合龙段，两个主跨合龙段所需牵引的梁段长度相同且远大于边跨合龙段；而主跨从跨中向索塔吊装时，有6个合龙段，中塔一侧合龙段所需牵引的梁段长度达到2000m．四种施工方案均是2号合龙段的牵引梁段最长，合龙施工难度也最大．因此，本文仅对2号合龙段的施工过程进行有限元分析，并考虑索塔处塔梁间弹性索对温差和预偏合龙的影响．与设计基准温度相比，可以得到以下结论．

1）各方案的合龙段间距与降温温差均近似成正比关系．

2）合龙段施工期间设置弹性索时，由于弹性索对边跨加劲梁纵桥向位移的限制作用，边跨加劲梁吊装顺序对合龙段间距几乎没有影响；方案三的合龙段在中塔附近，中塔侧加劲梁受弹性索的作用纵桥向位移较小，而方案一的合龙段在主跨跨中，温降时两侧的加劲梁分别向索塔方向收缩，因而相同温差下方案一的合龙段间距更大．

3）不设置弹性索时，方案三和方案四的主跨均在边塔处设有合龙段，因此合龙段间距相同；与方案二相比，方案一的边跨加劲梁较长，温降引起的加劲梁收缩量较多，使得合龙段间距也更大．

4）由于方案一的主跨侧加劲梁长度大于边跨侧，不设置弹性索后，边跨加劲梁将向主跨方向产生纵桥向位移，使得合龙段间距减小；方案三中塔侧加劲梁的收缩失去了弹性索的限制，使得合龙段间距比设置弹性索时大幅增加．设置弹性索后的合龙段间距远小于不设置弹性索时的间距，采用预偏合龙时塔梁间不应设置水平弹性索；合龙段间距与牵引力近似成正比关系，且牵引的梁段长度越小，所需的牵引力也越小，在相同牵引力作用下，方案二的合龙段间距最大，其次是方案一，而方案三和方案四最小．

当合龙段间距为20cm时，可以看出：

1）采用温差合龙时，边跨加劲梁吊装顺序对合龙段施工影响很小；主跨从索塔向跨中方向吊装时，塔梁间应设置弹性索；主跨从跨中向索塔方向吊装时，塔梁间不设置弹性索可减小所需的温降度数．

2）采用预偏合龙时，塔梁间不设置弹性索，方案二所需牵引的梁段长度最小，所需的牵引力也最小；而方案三和方案四相差不大，所需的牵引力很大．

3）温降5℃时，各方案所需的牵引力均明显减小，其中方案三和方案四的牵引力减小到1000kN以内．

加劲梁吊装过程中结构动力特性

本文仅对加劲梁吊装过程中结构的竖弯和扭转基频进行了比较，可以得到以下主要结论：

1）在不同加劲梁拼装率下，各方案的反对称竖弯频率均小于对称竖弯，而边跨加劲梁吊装顺序对竖弯基频几乎没有影响；

2）随着加劲梁拼装率的增加，方案一的反对称竖弯基频逐渐增加，而方案三则略有减小，在拼装率约为80%时达到最小值；

3）由于方案一可在索塔处加劲梁吊装完成后进行塔梁间水平弹性索的安装，因此加劲梁吊装全部完成时，方案一的反对称竖弯频率要高于方案三，但弹性索对对称竖弯频率影响很小；

4）与成桥状态相比，方案一和方案三的反对称竖弯频率分别减少了138%和150%．

可以得到以下主要结论：

1）在加劲梁吊装过程中，边跨加劲梁吊装顺序对扭转基频几乎没有影响，而方案三的反对称和对称扭转基频均要高于方案一；

2）在加劲梁吊装初期，各方案的扭转振型均为对称扭转，当拼装率达到30%～40%时，各方案的扭转振型均转换为反对称扭转；

3）结构的扭转基频与成桥状态相比，拼装率为10%时的方案一和方案三扭转基频分别减少了550%和514%．

综上所述，与成桥状态相比，加劲梁吊装过程中的结构竖弯频率减小幅度较小，说明结构竖向刚度主要由主缆重力刚度提供，与加劲梁的关系不大，而结构的扭转基频则大幅下降．不同加劲梁吊装顺序对结构的动力特性影响较小，相对而言，方案一的结构竖向刚度较大，而方案三的颤振稳定性更好．

本文以主跨2000m三塔悬索桥设计方案为研究对象，分析了不同加劲梁吊装顺序对边塔鞍座偏移量、主缆线型以及施工阶段结构动力特性的影响，得出以下主要结论．

1）边跨加劲梁通过采用更合理的吊装方案，可以实现各方案边塔鞍座偏移量均逐渐减小，鞍座顶推方向不变；主跨从索塔向跨中方向吊装时，偏移量曲线斜率变化较小，鞍座顶推速度较为一致；主跨从跨中向索塔方向吊装时，开始吊装阶段的偏移量变化较大，随着吊装进行，鞍座偏移量变化逐渐减小．

2）主跨从索塔向跨中方向吊装时，边塔主跨侧主缆水平切线角先增加后减小，倾角大于成桥和空缆状态，需要在混凝土边塔塔顶边缘预留缺口以避免主缆与边塔接触；主跨从跨中向索塔方向吊装时，切线角先减小后增加，倾角小于成桥和空缆状态，主缆与边塔的最小距离出现在空缆状态时，主缆不会与边塔塔顶接触．

3）由于主跨跨径较大，单独采用温差或预偏合龙所需要的温降度数或牵引力都较大，施工困难，因此，宜采用温差和预偏合龙相结合的方法．温降5℃时，主跨从跨中开始吊装的方法牵引力相对较小，但如果合龙期间的温度高于设计温度，则所需的牵引力远大于从索塔开始的吊装方案，因此，需根据合龙时的环境温度选择合龙方案并确定牵引力值．

4）加劲梁吊装过程中的结构竖弯和扭转基频均小于成桥状态，其中竖弯基频减小幅度较小，而扭转基频则大幅下降，结构的颤振稳定性问题将更加突出；加劲梁吊装顺序对结构的动力特性影响较小，相对而言，主跨从索塔开始吊装时的竖弯基频较大，但扭转基频较小．

综上所述，超大跨径三塔悬索桥体系宜采用主跨从跨中向索塔方向、边跨从锚碇向边塔方向的吊装方案，其主缆水平倾角小，边塔边缘不需要设置临时缺口，扭转基频较大，颤振稳定性更好，采用温差和预偏合龙方法时所需要的牵引力小，但在开始吊装阶段应严格控制两主跨非对称吊装的加劲梁节段数．