王秀蘭， 張?jiān)讫垼?柴生波， 蒲廣寧

(1.西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，陜西 西安 710054； 2.中交二航局第二工程有限公司，重慶 400016;3.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710054)

0 引言

近十年來(lái)，國(guó)內(nèi)外先后建造了泰州長(zhǎng)江大橋、馬鞍山大橋以及鸚鵡洲長(zhǎng)江大橋、韓國(guó)新世紀(jì)大橋，溫州甌江北口大橋等多塔懸索橋，伴隨這一新興結(jié)構(gòu)的出現(xiàn)，多塔懸索橋也成為當(dāng)今橋梁工程的研究熱點(diǎn)[1]。建造多塔懸索橋面臨的主要問(wèn)題是“中塔效應(yīng)”，多塔懸索橋的中塔缺乏邊主纜的有效約束，使多塔體系剛度不足，受到不平衡活載時(shí)，加勁梁撓度過(guò)大，影響其使用性能[2]；若中塔剛度較大，則會(huì)使主纜與中塔鞍座的抗滑穩(wěn)定性降低，影響結(jié)構(gòu)安全[3-4]，增加抗滑板的措施可以增大主纜與中塔之間的抗滑穩(wěn)定性[5-7]，但提高中塔剛度必然增大中塔塔底彎矩，降低多塔懸索橋的經(jīng)濟(jì)性。并且，僅在恒活載比值超過(guò)一定限值時(shí)，才存在使結(jié)構(gòu)變形及主纜抗滑同時(shí)滿足的中塔剛度[8]。為了解決多塔懸索橋的這些問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者從纜索的布置形式出發(fā)對(duì)傳統(tǒng)的單纜結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)。Gimsing[9]提出了雙層主纜的構(gòu)想，通過(guò)在同一索面設(shè)置垂度不同的兩根主纜，共同承擔(dān)橋面荷載。雙纜多塔懸索橋?yàn)榻鉀Q多塔懸索橋結(jié)構(gòu)剛度不足的問(wèn)題提供了新的解決思路，然而，作為一種新型橋梁結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)參數(shù)的選取尚缺乏相關(guān)研究。

雙纜體系的提出引起廣泛關(guān)注，眾多學(xué)者對(duì)其一些力學(xué)特性進(jìn)行了研究。Gimsing、Georgakis[9]比較了雙纜多塔懸索橋與傳統(tǒng)的三塔懸索橋體系以及A字形橋塔多跨懸索橋的變形及主纜用鋼量，認(rèn)為雙纜體系的主纜用鋼量將比傳統(tǒng)體系多約20%，橋塔材料用量減小約15%，但未給出相關(guān)依據(jù)；陳艾榮、陳文明[10]比較了包括雙纜體系在內(nèi)的幾種新型纜索體系，認(rèn)為雙纜體系非常適合應(yīng)用于大跨度懸索橋；張新軍[11]通過(guò)研究，認(rèn)為雙纜體系具有良好的結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性，抗風(fēng)穩(wěn)定性高于傳統(tǒng)懸索橋；肖汝誠(chéng)[12]研究了活載作用下雙纜多塔懸索橋的變形及橋塔受力，認(rèn)為雙纜多塔懸索橋在剛度方面具有優(yōu)勢(shì)，活載引起的橋塔剪力及彎矩均遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)多塔懸索橋；柴生波研究了均布荷載在雙纜中的分配原理[13]，推導(dǎo)了雙纜體系對(duì)橋塔的約束剛度表達(dá)式[14-15]，發(fā)現(xiàn)雙纜體系對(duì)橋塔的約束作用遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)懸索橋體系，采用雙纜體系可有效增大結(jié)構(gòu)剛度并減小中塔受力，并進(jìn)一步指出雙纜體系并不會(huì)增加主纜的用鋼量[16]；張清華等[17]對(duì)比分析了傳統(tǒng)懸索橋和雙纜體系豎向剛度的差異，發(fā)現(xiàn)雙纜體系能夠有效提高結(jié)構(gòu)豎向剛度，大幅減小中塔塔頂兩側(cè)主纜不平衡水平力；王秀蘭、柴生波通過(guò)構(gòu)建等效彈簧模型，推導(dǎo)了大跨度雙纜懸索橋的最大撓度計(jì)算方法[18]，提出了采用同一根主纜作為相鄰兩跨的上纜和下纜的一種新型的雙纜布置方案，推導(dǎo)出了雙纜懸索橋的抗滑移安全系數(shù)[19]，并以主纜抗滑系數(shù)以及加勁梁撓度作為控制指標(biāo)，推導(dǎo)出了中塔剛度的上、下限值的解析方式[20]。

雙纜體系能有效提高多塔懸索橋結(jié)構(gòu)剛度已成共識(shí)，但由于雙纜體系中結(jié)構(gòu)參數(shù)的合理取值尚不明確。特別是雙纜的垂跨比取值，對(duì)結(jié)構(gòu)剛度、及主纜抗滑均有重要影響。為明確雙纜懸索橋的上下纜垂跨比的合理取值，本研究采用“上纜變下纜”的主纜布置形式，根據(jù)現(xiàn)有理論確定滿足要求的橋塔剛度，擬定不同主纜垂跨比的雙纜懸索橋模型，通過(guò)數(shù)值模擬研究主纜垂跨比對(duì)結(jié)構(gòu)變形、主纜抗滑穩(wěn)定性的及主纜用鋼量的影響，并與傳統(tǒng)多跨懸索橋進(jìn)行對(duì)比，推薦適宜的主纜垂跨比。

1 雙纜體系參數(shù)取值原則

多塔懸索橋最不利荷載工況為其中一個(gè)主跨滿布荷載，其余各跨均不加載，此時(shí)中塔塔頂承受的不平衡水平力最大，主纜抗滑穩(wěn)定性降至最低，加勁梁撓度達(dá)到最大。對(duì)這一荷載工況下的結(jié)構(gòu)變形及主纜抗滑，已有相關(guān)研究成果[18-20]。

1.1 主纜面積

根據(jù)活載作用下雙纜的受力特點(diǎn)，采用相同主纜作為相鄰兩跨的上纜和下纜的設(shè)計(jì)[19]，可以有效解決雙纜體系的主纜抗滑問(wèn)題。

根據(jù)圖1所示的三塔兩跨雙纜懸索橋示意圖，A,B為兩根主纜。At，Ab共用同一根主纜，分別為相鄰兩跨的上纜和下纜，因此面積相等，主纜面積為Ac，根據(jù)文獻(xiàn)[19]有:

(1)

(2)

式中,qt，qb分別為上纜和下纜承擔(dān)的恒載大?。籪t，fb分別為上纜和下纜垂度；nt，nt分別為上纜和下纜的垂跨比；L為主跨跨度；Ac為主纜面積；γ為主纜重度；[σ]為主纜容許應(yīng)力值。式(1)確定的上下纜荷載分配比例可以確保恒載狀態(tài)下主纜在中塔鞍座兩側(cè)纜力相等。

1.2 中塔剛度

雙纜體系的中塔剛度上、下限值分別由主纜在中塔的抗滑安全系數(shù)及結(jié)構(gòu)剛度決定。在活荷載作用下雙纜多塔懸索橋主纜變形如圖1所示，以加勁梁的最大允許撓度值確定中塔剛度的下限值[20]。

圖1 雙纜多塔懸索橋變形Fig.1 Deformation of double-cable multi-pylon suspension bridge

假定邊塔位移為0，可以得到中塔剛度下限值Kt，min表達(dá)式如下：

(3)

r2=(ptL/8nt)+(pbL/8nb)

式中，pt，pb為上纜和下纜所承擔(dān)的活荷載，pb=pu(nb)/[u(nb)+u(nt)]；Kt為橋塔剛度；Kc為主纜對(duì)橋塔提供的縱向剛度；[δf2]為跨中撓度最大允許值。

隨著橋塔剛度的增大，相鄰兩跨主纜不平衡水平力增大，主纜抗滑安全性降低，以主纜抗滑安全系數(shù)確定中塔剛度的上限值[20]。

采用加載跨下纜和非加載跨上纜控制雙纜體系的抗滑設(shè)計(jì)，可以得到中塔剛度上限值Kt，max表達(dá)式如下：

(4)

式中，X=r3r5r6+r3r5；Y=r3r6wt+r5r6fb+r4r5r6-r5ft+r3wb+r3pb；Z=r6wtfb+r4r6wt-wbft-pbft。

r4=pbL2/EbAbu(nb),

式中，θAt，θAb為塔頂處非加載跨上纜和加載跨下纜與水平線的夾角；wt，wb為上、下纜分別承擔(dān)的恒載集度(包含主纜自重)。

2 雙纜體系主要參數(shù)的確定

2.1 研究流程

已有研究發(fā)現(xiàn)，雙纜垂跨比取值對(duì)結(jié)構(gòu)剛度、主纜在中塔的抗滑穩(wěn)定性均有重要影響。為明確雙纜多塔懸索橋主纜垂跨比合理取值范圍，首先需擬定滿足結(jié)構(gòu)變形及主纜抗滑要求的雙纜多塔懸索橋結(jié)構(gòu)參數(shù)。本研究采用研究流程如圖2所示。

圖2 研究流程Fig.2 Research process

根據(jù)“上纜變下纜”的纜索布置方式，擬定三塔懸索橋，單個(gè)主跨長(zhǎng)度L=1 000 m，橋面恒載集度為240 kN/m，下纜垂跨比取為1/9～1/5，上纜垂跨比取為1/15～1/11，從加載跨跨中撓度和主纜抗滑安全系數(shù)兩個(gè)方面分析主纜垂跨比對(duì)雙纜體系力學(xué)性能的影響，從而確定適宜的主纜垂跨比。

2.2 恒載分配比及主纜面積

恒載分配比例是雙纜體系設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵參數(shù)，根據(jù)《公路懸索橋設(shè)計(jì)規(guī)范》[21]對(duì)主纜安全系數(shù)的要求，令恒載作用下主纜應(yīng)力為600 MPa，通過(guò)式(1)、式(2)對(duì)上下纜荷載分配比例和主纜面積進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表1和表2所示。

由表1可以看出，上下纜荷載分配比例隨著上纜垂度的增大和下纜垂度的減小而增大；由表2可以看出，主纜面積隨著上纜垂度和下纜垂度的增大而減小。

表1 上、下纜恒載分配比例Tab.1 Dead load distribution ratio of top and bottom cables

表2 主纜面積(單位：m2)Tab.2 Cross-sectional area of main cable (unit: m2)

2.3 中塔剛度上、下限值

中塔剛度的取值是多塔懸索橋設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵力學(xué)問(wèn)題，根據(jù)《公路懸索橋設(shè)計(jì)規(guī)范》要求，加勁梁撓跨比不得超過(guò)1/250，主纜抗滑安全系數(shù)K不得小于2。通過(guò)式(3)、式(4)，以主纜抗滑安全系數(shù)和加勁梁撓度作為控制指標(biāo)，計(jì)算雙纜三塔懸索橋中塔剛度的上、下限值，以確定適宜的中塔剛度取值，計(jì)算結(jié)果如表3所示。

表3 中塔剛度上、下限值(單位：MN·m-1)Tab.3 Upper and lower limits of middle pylon stiffness (unit: MN·m-1)

表3可以看出，中塔剛度取值范圍隨著上纜垂度的減小和下纜垂度的增大而增大，當(dāng)上下纜垂度相差較大時(shí)，中塔剛度下限值為負(fù)值，這使得雙纜懸索橋在設(shè)計(jì)過(guò)程中可以采用柔性塔，解決了中塔剛度過(guò)大導(dǎo)致主纜抗滑安全性降低的問(wèn)題。

3 數(shù)值模擬

為分析垂跨比對(duì)雙纜多塔懸索橋撓度和主纜抗滑安全系數(shù)的影響，采用Midas civil建立三塔兩跨傳統(tǒng)懸索橋和雙纜懸索橋有限元模型(圖3)，主要構(gòu)件材料如表4所示。用受拉桁架單元模擬主纜及吊桿，用梁?jiǎn)卧M橋塔及加勁梁，加勁梁采用單梁模型，加勁梁與吊桿用鋼臂連接。

表4 主要構(gòu)件材料參數(shù)Tab.4 Material parameters of main components

圖3 多塔懸索橋模型Fig.3 Finite element model of multi-pylon suspension bridge

懸索橋各主跨長(zhǎng)度均為1 000 m，橋面恒載集度為240 kN/m，根據(jù)表1中荷載在上、下纜中的分配比例確定上下纜分別承擔(dān)的恒載集度。為了便于對(duì)比，傳統(tǒng)懸索橋和雙纜懸索橋橋塔高度均取250 m，對(duì)其中一個(gè)主跨施加均布荷載，活載集度為p=40 kN/m。根據(jù)表3確定的中塔剛度，在上下限值范圍內(nèi)，分別取3個(gè)不同的中塔抗推剛度Kt=1 000，5 000，10 000 kN/m(均為兩根塔柱的抗推剛度之和)，對(duì)不同垂跨比進(jìn)行研究，傳統(tǒng)懸索橋主纜垂跨比分別取1/12～1/9，雙纜懸索體系上纜垂跨比取1/15～1/11，下纜垂跨比取1/9～1/5。傳統(tǒng)懸索橋主纜面積取值原則與雙纜體系相同，恒載作用下主纜應(yīng)力水平為600 MPa。由于邊跨主纜對(duì)邊塔提供的縱向約束剛度較大，且隨著邊中跨比而改變，因此模型中約束邊塔塔頂位移，以消除邊中跨比的影響。加勁梁剛度在大跨度懸索橋中作用有限，加勁梁截面慣性矩取較小值，本例中加勁梁慣性矩取為0.96 m4，表5列出了部分垂跨比下的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

表5 部分垂跨比結(jié)構(gòu)主要參數(shù)Tab.5 Main structural parameters corresponding to partial sag-span ratios

3.1 加勁梁撓度

傳統(tǒng)懸索橋加勁梁加載跨最大撓度如圖4所示。由圖4可知，當(dāng)Kt=1 000 kN/m時(shí)，傳統(tǒng)多塔懸索橋加勁梁撓度為5.04～6.22 m；Kt=10 000 kN/m時(shí)，加勁梁撓度為4.02～4.14 m；加勁梁撓跨比均大于4 m(撓跨比大于1/250)。為使加勁梁撓度滿足要求，進(jìn)一步增大橋塔剛度至Kt=10 200 kN/m時(shí)，主纜垂跨比為1/9，加勁梁撓跨比才降至1/250。

圖4 傳統(tǒng)多塔懸索橋加勁梁撓度(單位：m)Fig.4 Deflection of stiffening girder in traditional multi-pylon suspension bridge(unit: m)

雙纜多塔懸索橋加勁梁加載跨最大撓度如圖5所示。由圖5可知，當(dāng)Kt=1 000 kN/m時(shí)，雙纜多塔懸索橋加勁梁撓度為1.37～5.22 m；Kt=10 000 kN/m 時(shí)，加勁梁撓度最大值為1.24～3.81 m。比較圖5(a)～(c)可以看出，雙纜體系的結(jié)構(gòu)剛度主要取決于主纜垂跨比，結(jié)構(gòu)變形隨著上纜垂度的減小和下纜垂度的增大而減小。

圖5 雙纜多塔懸索橋加勁梁撓度(單位：m)Fig.5 Deflection of stiffening girder in double-cable multi-pylon suspension bridge(unit: m)

比較圖4、圖5可以看出，傳統(tǒng)體系加勁梁撓度均超過(guò)4 m，撓跨比大于1/250，結(jié)構(gòu)剛度過(guò)低。采用雙纜體系時(shí)，當(dāng)Kt=1 000 kN/m時(shí)，僅少數(shù)垂跨比加勁梁撓度不滿足要求，當(dāng)上下纜垂度分別取1/15，1/5時(shí)，加勁梁撓度為1.19 m，遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)多塔懸索橋。雙纜多塔懸索橋其纜索體系剛度遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)懸索橋，當(dāng)采用合理的垂跨比時(shí)，雙纜體系的加勁梁撓度遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)體系。

當(dāng)Kt=1 000 kN/m時(shí)，采用不同主纜垂跨比時(shí)，傳統(tǒng)多塔懸索橋撓度值最大降低19%，雙纜多塔懸索橋撓度值降低74%；當(dāng)Kt=10 000 kN/m時(shí)，改變主纜垂跨比，傳統(tǒng)多塔懸索橋撓度值降低3%，雙纜多塔懸索橋撓度值降低了67%。橋塔剛度從1 000 kN/m 增大至10 000 kN/m，采用不同主纜垂度的傳統(tǒng)多塔懸索橋撓度值降低了22%～36%；雙纜多塔懸索橋撓度值降低了10%～25%。由此可見(jiàn)，傳統(tǒng)多塔懸索橋結(jié)構(gòu)剛度主要由中塔剛度控制，雙纜多塔懸索橋的剛度主要由主纜垂跨比控制，橋塔剛度對(duì)雙纜體系的剛度影響較小。橋塔剛度較柔時(shí)，可以通過(guò)增大上下纜垂度差值來(lái)提高結(jié)構(gòu)剛度(增大下纜垂度，或減小上纜垂度)。上下纜垂度應(yīng)保持一定差值(采用較小下纜垂度的同時(shí)，不宜采用較大的上纜垂度)。雙纜多塔懸索橋可以采用較柔的中塔，中塔剛度取值的可行范圍遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)懸索橋。

3.2 主纜抗滑安全系數(shù)

由于采用上纜變下纜的主纜布置時(shí)，主纜抗滑穩(wěn)定性由加載跨下纜及非加載跨上纜控制[19]，圖7中計(jì)算結(jié)果均為此主纜的抗滑安全系數(shù)。

主纜抗滑安全系數(shù)可由《公路懸索橋設(shè)計(jì)規(guī)范》中計(jì)算公式求得[21]：

(5)

式中，μ為主纜與槽底或隔板間的摩擦系數(shù)，泰州長(zhǎng)江大橋μ取為0.2[7]；αs為主纜與鞍槽的包角，αs=θct+θcl其中θct，θcl分別為塔頂處兩側(cè)主纜與水平線的夾角；Fct為塔頂處加載跨主纜拉力；Fcl為塔頂處非加載跨主纜拉力?？够踩禂?shù)模型值通過(guò)模型中塔頂兩側(cè)加載跨下纜和非加載跨上纜內(nèi)力值以及兩根纜索與鞍座的包角由式(5)求得。

傳統(tǒng)懸索橋主纜抗滑安全系數(shù)如圖6所示。由圖6可知，當(dāng)Kt=1 000 kN/m時(shí)，傳統(tǒng)多塔懸索橋主纜抗滑安全系數(shù)為5.87～8.44；Kt=10 000 kN/m時(shí)，主纜抗滑安全系數(shù)為2.4～3.25。傳統(tǒng)多塔懸索橋主纜抗滑安全系數(shù)受橋塔剛度影響較大。

圖6 傳統(tǒng)多塔懸索橋抗滑安全系數(shù)Fig.6 Antiskid safety coefficient of traditional multi-pylon suspension bridge

雙纜多塔懸索橋主纜抗滑安全系數(shù)如圖7所示。由圖7可知，當(dāng)Kt=1 000 kN/m時(shí)，雙纜多塔懸索橋主纜抗滑安全系數(shù)為2.47～5.33；Kt=10 000 kN/m時(shí)，主纜抗滑安全系數(shù)為2.07～2.50。主纜抗滑安全系數(shù)隨著橋塔剛度的增大而減小。通過(guò)圖7(a)～ 圖7(c)可以看出，主纜抗滑安全系數(shù)隨著下纜垂度的減小而增大。圖7(a)可以看出，橋塔剛度較小時(shí)，主纜垂度對(duì)雙纜體系的主纜抗滑性能影響較大，主纜抗滑安全系數(shù)隨著上纜垂度的增大而增大；圖7(c)可以看出，橋塔剛度較大時(shí)，若采用較小的下纜垂跨比(下纜垂跨比1/9～1/7)，隨著上纜垂跨比的增大，主纜抗滑安全系數(shù)先增大后減小。

圖7 雙纜多塔懸索橋抗滑安全系數(shù)Fig.7 Antiskid safety coefficient of double-cable multi-pylon suspension bridge

比較圖6、圖7(a)～圖7(c)可知，橋塔剛度對(duì)傳統(tǒng)體系懸索橋主纜抗滑影響較大，而對(duì)雙纜多塔懸索橋主纜抗滑穩(wěn)定性的影響相對(duì)較小。

3.3 單個(gè)主跨主纜用鋼量

本研究采用“上纜變下纜”的布置方案，與文獻(xiàn)[16]中的研究相比，上、下纜荷載分配比例以及主纜面積為定值，主纜面積按恒載狀態(tài)下，跨中主纜應(yīng)力為600 MPa確定。模型值與理論值結(jié)果一致，通過(guò)模型中對(duì)單元質(zhì)量的計(jì)算結(jié)果，單個(gè)主跨主纜用鋼量如圖8、圖9所示。

圖8 主纜用鋼量與垂跨比的關(guān)系Fig.8 Relationship between steel consumption and sag-span ratio of main cable

圖9 雙纜體系用鋼量與垂跨比的關(guān)系Fig.9 Relationship between steel consumption and sag-span ratio in double-cable system

傳統(tǒng)單根主纜懸索橋每個(gè)主跨主纜用鋼量在4 400～6 100 t之間，而雙纜體系懸索橋用鋼量在4 200～6 200 t之間，雙纜體系與傳統(tǒng)體系多跨懸索橋主纜用鋼量均與主纜垂跨比有關(guān)，隨著主纜垂跨比的減小，主纜用鋼量增大。雙纜體系主纜用鋼量隨著下纜垂度和上纜垂度的減小而增大，這是因?yàn)殡S著上、下纜垂度的減小，上纜與下纜之間的恒載分配比例增大，主纜水平力增大，從而導(dǎo)致主纜用鋼量增大。

傳統(tǒng)多跨懸索橋隨著主纜垂跨比從1/9減小至1/12時(shí)，單個(gè)主跨主纜用鋼量從4 414.9 t增大至6 077.1 t。若采用雙纜體系，當(dāng)上下纜垂跨比分別為1/11，1/5時(shí)，單個(gè)主跨主纜用鋼量為4 241.4 t；當(dāng)上下纜垂跨比分別為1/15，1/9時(shí)，單個(gè)主跨主纜用鋼量為6 155.3 t。由此可見(jiàn)，雙纜體系懸索橋主纜用鋼量與傳統(tǒng)體系用鋼量基本一致，當(dāng)采用較大的上下纜垂度時(shí)，雙纜體系的用鋼量甚至小于傳統(tǒng)體系多跨懸索橋。

4 結(jié)論

(1)雙纜體系的結(jié)構(gòu)剛度主要取決于主纜垂跨比，結(jié)構(gòu)變形隨著上纜垂度的減小和下纜垂度的增大而減小；上纜垂跨比增大或下纜垂跨比減小時(shí)，主纜對(duì)中塔的縱向約束剛度減小，橋塔剛度對(duì)結(jié)構(gòu)變形影響較大。

(2)垂跨比對(duì)主纜滑抗滑性能的影響取決于塔的剛度，主纜抗滑安全系數(shù)隨著橋塔剛度的增大而減小，隨著下纜垂跨比的減小而增大。橋塔剛度較小時(shí)，主纜垂跨比對(duì)雙纜體系的主纜抗滑性能影響較大，主纜抗滑安全系數(shù)隨著上纜垂跨比的增大而增大；橋塔剛度較大，下纜垂跨比較小時(shí)，隨著上纜垂跨比的增大，主纜抗滑安全系數(shù)先增大后減小。

(3)與傳統(tǒng)懸索橋體系相比，雙纜體系加勁梁變形和主纜抗滑穩(wěn)定性受橋塔剛度的影響較小。當(dāng)采用合理的垂跨比時(shí)，雙纜體系的加勁梁撓度遠(yuǎn)小于傳統(tǒng)體系，同時(shí)主纜抗滑穩(wěn)定性可以滿足設(shè)計(jì)要求，橋塔剛度的可行性范圍遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)多跨懸索橋，雙纜多塔懸索橋的中塔可以采用柔性橋塔。

(4)雙纜體系懸索橋主纜用鋼量與傳統(tǒng)體系用鋼量基本一致，主纜用鋼量隨著下纜垂度和上纜垂度的增大而減小。當(dāng)采用較大的上、下纜垂度時(shí)，雙纜體系的用鋼量甚至小于傳統(tǒng)體系懸索橋。

(5)在雙纜懸索橋設(shè)計(jì)中，下纜垂跨比適宜取值為1/8～1/6，上纜垂跨比適宜取值為1/14～1/11。當(dāng)橋塔剛度較小時(shí)，以加勁梁撓度為主要控制指標(biāo)，應(yīng)增大上、下纜垂度差值；當(dāng)橋塔剛度較大時(shí)，以主纜抗滑安全性為主要控制指標(biāo)，應(yīng)減小上、下纜垂度差值。