悬索桥基准索股的空缆状态

悬索桥基准索股的空缆状态 罗 喜 恒 ()同济大学 ,上海 200092 提 要 本文首先分析了影响悬索桥主缆线形的各种因素 ,然后采用精确的悬索桥缆索系 统分析程序 ,对两座典型悬索桥的主缆线形进行了计算分析 ,比较了成缆空缆状态与基准索 股空缆状态 ,得出了一些有意义的结论 ,供设计和施工时参考 。 关键词 悬索桥 ,主缆 ,基准索股 ,空缆状态 Ca ble Fin ish Stage of Datum Strand f or Suspension Bridge L U O Xiheng ( )To ngji U niversit y , Shanghai 200092 Abstract Facto rs t hat affect t he cable shape of suspensio n bridge are st udied. U sing an exact analysis p rogram of cable system , t he cable shape of t wo t ypical suspensio n bridges are calculat2 ed , and co mpariso n is made bet ween cable finish stage of w hole cable and of dat um st rand. So me usef ul co nclusio ns are o btained fo r references in t he design and co nst ructio n of suspensio n bridges. Key words suspensio n bridge , main cable , dat um st rand , cable finish stage 要通过空缆状态的计算来求得 ,因而空缆状 态是悬索桥设计计算和施工监控中的一项 1 引 言 重要内容 。 主缆是悬索桥的主要承重构件之一 ,其 另外 ,由于现代大跨度悬索桥吊索一般 ( 架设方法可分为两大类 ,即空中纺线法 A S 是不可调的 ,主缆架设的精度对最后的桥面 ) ( ) 法和预制索股法 PWS 法。目前国内已 线形乃至整个结构受力状态的优劣有着直 建悬索桥均采用 PWS 法 ,但不论采用哪一 接的影响 ,因而对其架设精度的要求也就较 种方法架设 ,中 、边跨一般都根据标高进行 高 ,如中跨 1385 m 的江阴大桥基准索股的 控制 ,锚跨则按张拉力控制 ;同时 ,由于所受 1 的荷载不同 ,虽然成桥状态时主塔两侧主缆 架设精度要求为 15 mm,这就对空缆状态 水平力是相等的 ,但空缆状态时往往是不平 的计算提出了更高的要求 。衡的 ,此时 ,为了保证施工中主塔的安全 ,避 如前所述 ,空缆状态计算的主要目的是 免鞍座两侧主缆因缆力相差过大而产生相 为主缆架设提供依据 。当采用 PWS 法时 , 对于鞍座的滑动 ,鞍座安装时一般设置一定 主缆架设是以索股为单位进行的 ,架设的第 一根索股为基准索股 ,基准索股是根据绝对 则根据相对于基准索股的高差进行相对垂 据几何关系即可得出各索股各段的无应力 度调整 ,因此 ,可直接用来指导施工的应是 ,再按无应力长度不变的原则求出空缆 长度 基准索股的空缆状态 。然而目前文献中所 状态下的鞍座预偏量和主缆线形等 。鉴于 指的空缆状态一般是悬索桥主缆架设完成 悬索桥主缆线形计算的特殊性 ,为保证计算 且没有其它荷载作用时主缆的几何和力学 的精度 ,使计算模型尽量贴近实际结构 ,程 2 状态,也就是成缆空缆状态 ,然后由这种 序编制时着重考虑了以下几个方面 : () 空缆状态根据几何关系反推出基准索股控 1主缆或索股采用考虑弹性变形的 4 制点的标高等参数 。事实上 ,这是一种存在 悬链线 精 确 解 析 解模 拟 , 这 种 方 法 将 无 应力长度视作悬索的一个属性 ,其自重沿无 一定误差的近似方法 ,首先因为在索股架设 过程中主塔会产生压缩变形 ,其次在这一过 应力长度均布 ,在计算过程中 ,各索段的重 程中塔顶还会产生水平变位 ,特别是在象江 量始终保持不变 ,与实际情况较为吻合 ,也 阴大桥那样边跨有附加索股的场合 。 便于建立各计算阶段之间的内在联系 。 () 2考虑鞍座的影响 :鞍座是使主缆沿 文献 3 通过鞍座的移动刚度计算了索 股的架设线形 ,但其方法有一定的局限性 , 一定的曲线转向的构件 ,直接约束着主缆的 不能考虑散索鞍槽半径变化和转轴式散索 变形 ,在任何情况下主缆均应与鞍座相切 , 有分析表明 ,鞍座对主缆线形 ,特别是空缆 鞍的情况 , 无 法 用 于 加 劲 梁 架 设 阶 段 的 计 线形 ,有较大的影响 。为此 ,成桥状态计算 算 ,文中也没能给出基准索股线形与主缆线 时 ,考虑塔顶鞍座 ,位置未知或已知两种情 形的分析比较 。为此 ,本文首先分析了影响 况 ,前者先按 IP 点计算 ,然后根据鞍座半径 主缆线形的各种因素 ,给出了三个基本概念 确定其圆心位置 ,而散索鞍因为是由几个不 同半径的圆弧组成 ,且具有平弯的复杂空间 的定义 ,然后采用精确的悬索桥缆索系统分 体 ,而锚跨索股又是离散的空间索股 ,因此 析程序 ,对两座典型悬索桥的主缆空缆线形 只考虑其位置确定的情况 。空缆状态计算 进行了分析 ,比较成缆空缆状态与基准索股 时 ,主缆与鞍座的相对位置已经确定 ,其计 空缆状态 ,得出了一些有意义的结论 ,供设 算方法与成桥状态鞍座位置已知时相似 ,但 计和施工时参考 。 此时主缆的无应力长度是已知的 ,计算时必 须保证主缆的无应力长度不变这一计算原 则 ;另外 ,索股架设时 ,还必须考虑散索鞍临 2 计算方法简述 时固定的场合 。 ( () 数值分析法是悬索桥主缆 或索股 ,下 3考虑索股离散性的影响 :由于索股 ) 同线形计算的一种有效方法 ,采用悬索的 锚固空间的需要 ,锚跨索股是离散的空间索 股 。锚跨索股长度的计算是悬索桥设计时 精确解析解 ,通过平衡条件和边界条件迭代 出主缆的线形和索力等 ,自动计入了悬索的 的一个难点 ,关系到索股长度计算的精度 , 同时 ,索股架设时又存在如何确定锚跨索股 各种非线性因素 ,因而具有计算精度高 、速 合理张拉力的问题 。为此 ,将锚跨索股分析 度快 、能方便模拟主缆与鞍座的接触问题以 与主缆线形计算结合起来 ,先通过成桥状态 及鞍座的顶推 、考虑锚跨索股的离散性等优 点 ,当各阶段的吊索力确定时 ,其计算结果 计算精确确定各索股与散索鞍的切点和无 应力长度 ,从而提高索股长度的计算精度 ; 也就是精确的 。 然后 ,通过对索股架设过程的分析 ,即可得 本文采用数值分析法 ,总的步骤是先由 成桥状态计算得出中 、边跨主缆的线形 、无 应力长度和锚跨各索股的无应力长度等 ,根 Δ 出基准索股的空缆状态 、索股架设过程中结 水平位移一般很小 , 这时的 P - 效应的 影响也就很有限 ,因此可以简单地采用叠加 构的变化情况特别是锚跨索股张拉力的变 ,从而为索股架设时的索股张拉提供 原理计算由塔顶水平力 、竖向力和偏心弯矩 化情况 依据 。 三者共同引起的塔顶水平位移 。 () 4由于设计时主缆线形是未知的 ,因 为了更好地理解空缆状态 、鞍座预偏量而吊索长度及其重量也是未知的 ,计算时可 和鞍座顶推这几个概念 ,有必要定义以下三 在主缆线形计算的同时 ,自动得出与其相应 个基本概念 : () 的吊索长度和重量 ,从而简化了整个计算过 1鞍座的相对偏移量 ,是指鞍座与塔 程 ,提高计算效率 。 顶的水平向相对位置 。如果令成桥状态的 () 5考虑主塔刚度的影响 :在索股架设 相对偏移量为零 ,则主缆架设前的鞍座相对 偏移量就是鞍座的预偏量 ,而鞍座的顶推实 及随后的加劲梁吊装过程中 ,塔顶鞍座与主 塔是临时固接的 ,这样塔顶在施工过程中不 际上就是改变鞍座的相对偏移量 。 () 2鞍座的绝对偏移量 ,是指当前鞍座 可避免地会产生水平位移 ,主塔也就会承受 一定的水平力 ,另外 ,随着作用在塔顶的竖 位置与成桥状态相比的水平向偏移量 。对 向力的逐步增大 ,塔顶的竖向位移也会逐渐 塔顶鞍座而言 ,相当于鞍座相对于塔根部的 水平向偏移量 ,也相当于鞍座的相对偏移量 增大 ,从而影响主缆的平衡位置 ,因此主缆 与塔顶水平位移之和 。显然 ,即使未进行鞍 线形计算时必须考虑主塔刚度的影响 。 () () 6鞍座顶推的模拟 :考虑了主塔刚度 座顶推 即保持相对偏移量不变,随着塔顶 水平位移的不断变化 。塔顶鞍座的绝对偏 的影响 ,即可得出施工过程中主塔所受的水 平力和塔顶位移的变化情况 ,根据给定的条 移量也在不断变化 ;由于不考虑散索鞍底座 件即可确定塔顶鞍座顶推的时间 ,通过改变 的变形 ,散索鞍的偏移量总是绝对偏移量 。 () 鞍座与塔顶的相对关系 ,即可模拟鞍座的顶 3自由空缆状态 ,是指不受主塔约束 的 、完全由主缆自身确定的一种空缆状态 , 推这一悬索桥特有的施工工况 。 () 相当于此时鞍座在塔顶可自由滑动 ,即塔顶 7考虑猫道的影响 :猫道是悬索桥施 鞍座两侧的主缆水平力相等 。与此相对应 , 工时特有的临时设施 ,由于锚固在主塔上且 当塔顶鞍座与主塔临时固接后 ,主缆的平衡 具有一定的刚度和重量 ,猫道对主塔的变形 有一定的约束作用 ,从而对主缆的平衡位置 位置受到主塔刚度的影响 ,是一种受到约束 的空缆状态 。自由空缆状态下 ,虽然主塔承 有一定影响 ,特别是在主缆刚度较小的索股 架设初期 ,猫道的影响较为明显 。 受的水平力为零 ,但此时作用在塔顶的竖向 () 力是偏心的 ,可以计算出与之对应的塔顶水 8能考虑施工中可能遇到的各种因 素的影响 ,如温度变化 、锚碇位移等 。 平位移 ,从而得出塔顶鞍座的相对偏移量 。 考虑了以上几个方面 ,悬索桥缆索系统 分析程序就能很方便 、精确地解决主缆架设 3 算例分析 和加劲梁吊装过程中与主缆有关的各种问 题了 。 为了分析成缆空缆状态与基准索股空 由于主塔通常是变截面的 ,这种结构在 缆状态两者之间的区别 ,下面对以江阴大桥 水平力 、竖向力和偏心弯矩共同作用下的精 和润扬大桥的数据为基础的计算模型进行 确分析 ,必须采用有限元分析程序 。但考虑 分析 ,其中 ,江阴大桥的边跨有 8 根附加索 到施工过程中因受主塔强度的限制 ,塔顶的 () 股 一根主缆, 而润扬大桥 则 没 有 附 加 索 股 。计算时均不考虑温度变化 、猫道等的影 中跨垂度为 149. 605m ,空缆状态主缆线容重 响 ,但考虑了塔顶鞍座重量的影响 。 以江为 40. 4699kN/ m ; 塔 顶 抗 推 刚 度 取 4228 6 阴长江公路大桥的数据为基础的 kN/ m ,抗压刚度取 5 ×10kN/ m , 塔顶考虑 0. 08m 的预抬高量 ;塔顶鞍座主缆中心处半 计算模型的主要参数取值如下 :中跨跨径为 1385 . 042 m ,左边跨跨径为 336 . 424 m ,右边 径为 9. 0m ,散索鞍鞍槽底半径为 2. 4,9. 0 跨 跨 径 为 309 . 346 m ; 主 缆 弹 性 模 量 为 m ,成桥时鞍座位置均取设计位置 ;索股高度 8 2 ( 为 59. 5mm ,按此计算的中跨主缆中心与基 2 . 0387 ×10kN/ m, 中 跨 主 缆 169 根 索 2 ) 股 面 积 为 0 . 4825 m, 线 容 重 为 38 . 65 准索 股 中 心 之 间 的 距 离 为 446mm ; 为 简 化 ( ) kN/ m , 边 跨 主 缆 177 根 索 股 面 积 为 计 ,取完全对称的计算模型 。 2 0 . 5053 m,线容重为 40 . 45 kN/ m ,塔顶鞍座作为比较 ,计算了以下四种工况 : 工况圆心至边跨主缆中心处的距离为 8 . 8156 m , A :成缆自由空缆状态 ;工况 B :基准索股自由 至中跨主缆中心处的距离为 8 . 8 m ,散索鞍 空缆状态 ;工况 C : 基准索股空缆状态 ,塔顶 鞍槽底半径为 2 . 4,9 . 0 m ,成桥时鞍座位置 鞍座预偏量采用工况 A 的绝对偏移量 ;工况 均取设 计 位 置 ; 塔 顶 抗 推 刚 度 取 为 6116 . 2 D :基准索股空缆状态 ,塔顶鞍座预偏量采用 6 kN/ m ,抗压刚度取 5 ×10kN/ m ,塔顶考虑 工况 A 的相对偏移量 。 0 . 043 m 的预抬高量 ;索股高度为 60 mm ,按 表 1 和表 2 分别给出了江阴大桥和润扬 此计算的中跨主缆中心与基准索股中心之 大桥四种空缆状态的汇总和比较 ,由于对称 间的距离为 420 mm 。 性 ,表 2 只给左半跨的数据 。表中散索鞍偏 以润扬大桥的数据为基础的计算模型的 移量以向锚跨侧为正 ,塔顶鞍座的偏移量和 主要参数取值如下 :中跨跨径为 1490. 051m , 塔顶水平位移以向右为正 ,塔顶竖向位移以 向下为正 ,控制点位置除工况 A 为主缆中心 边跨跨径为 470m ,主缆弹性模量为 1. 97 × 8 2 ( ) 10kN/ m,主缆 184 根索股面积为 0. 5156 的数值外 ,均为基准索股中心处的数值 。 2 m,成桥状态主缆线容重为 41. 4699kN/ m , 表 1 江阴大桥空缆状态汇总和比较 计算工况 A B C D A - B A - C A - D ()左散索鞍偏移量 ? 0 . 5508 0 . 5849 0 . 5960 0 . 5793 - 0 . 0341 - 0 . 0452 - 0 . 0285 - 1 . 1658 - 1 . 1197 - 1 . 1650 - 1 . 0978 - 0 . 0461 - 0 . 0008 - 0 . 0680 左塔顶鞍座绝对偏移量 ( )m - 1 . 0942 - 1 . 1177 - 1 . 1658 - 1 . 0942 0 . 0235 0 . 0716 0 . 0000 相对偏移量 1 . 0254 0 . 9884 1 . 0245 0 . 9639 0 . 0370 0 . 0009 0 . 0615 右塔顶鞍座绝对偏移量 ( )0 . 9600 0 . 9865 1 . 0254 0 . 9600 - 0 . 0265 - 0 . 0653 0 . 0000 m 相对偏移量 ()右散索鞍偏移量 ? 0 . 5519 0 . 5861 0 . 5968 0 . 5784 - 0 . 0342 - 0 . 0449 - 0 . 0265 - 0 . 0715 0 . 0020 0 . 0008 - 0 . 0035 - 0 . 0695 - 0 . 0723 - 0 . 0680 塔顶水平位移左塔 ( )0 . 0653 0 . 0019 - 0 . 0009 0 . 0039 0 . 0635 0 . 0662 0 . 0615 m 右塔 0 . 0144 0 . 0004 0 . 0004 0 . 0004 0 . 0140 0 . 0140 0 . 0140 塔顶竖向位移左塔 ( )0 . 0143 0 . 0004 0 . 0004 0 . 0004 0 . 0139 0 . 0139 0 . 0139 m 右塔 - 859 . 2372 - 859 . 1594 - 859 . 0636 - 859 . 2060 - 0 . 0778 - 0 . 1736 - 0 . 0312 左边跨跨中X ( )m 108 . 3358 108 . 2304 107 . 9841 108 . 3500 0 . 1054 0 . 3517 - 0 . 0142 Y - 0 . 1234 - 0 . 1189 - 0 . 1235 - 0 . 1202 - 0 . 0045 0 . 0001 - 0 . 0032 中跨跨中X ( )74 . 1295 73 . 5475 73 . 7195 73 . 4494 0 . 5820 0 . 4100 0 . 6801 m Y 845 . 9502 845 . 8557 845 . 7767 845 . 9091 0 . 0945 0 . 1735 0 . 0411 右边跨跨中X ( )115 . 6083 115 . 4594 115 . 2583 115 . 5955 0 . 1489 0 . 3500 0 . 0128 m Y 表 2 润扬大桥空缆状态汇总和比较 计算工况 A B C D A - B A - C A - D ()0 . 6661 0 . 7170 0 . 7176 0 . 6789 - 0 . 0509 - 0 . 0515 - 0 . 0128 左散索鞍偏移量 ? - 1 . 9790 - 1 . 9821 - 1 . 9863 - 1 . 7360 0 . 0031 0 . 0073 - 0 . 2430 左塔顶鞍座绝对偏移量 ( )- 1 . 7158 - 1 . 9746 - 1 . 9790 - 1 . 7158 0 . 2588 0 . 2632 0 . 0000 m 相对偏移量 ( )- 0 . 2632 - 0 . 0075 - 0 . 0073 - 0 . 0202 - 0 . 2557 - 0 . 2559 - 0 . 2430 塔顶水平位移 m ( )0 . 0149 0 . 0004 0 . 0004 0 . 0004 0 . 0145 0 . 0145 0 . 0145 塔顶竖向位移 m - 977 . 9315 - 977 . 7762 - 977 . 7703 - 978 . 1265 - 0 . 1553 - 0 . 1612 0 . 1950 左边跨跨中X ( )117 . 2688 116 . 8647 116 . 8435 118 . 1139 0 . 4041 0 . 4253 - 0 . 8451 m Y ( )83 . 3327 82 . 9166 82 . 9340 81 . 9107 0 . 4161 0 . 3987 1 . 4220 中跨跨中 mY 首先比较成缆自由空缆状态和基准索 A 的绝对偏移量 对鞍座预偏量按工况 股自由空缆状态 ,从表 1 和表 2 可以看出 : 设置的工况 C ,其塔顶鞍座的绝对偏移量与 () 1关于塔顶鞍座的绝对偏移量 ,润扬 工况 A 相差不大 ,江阴大桥仅为 0 . 8 mm ,润 大桥二者相差 3 mm ,且工况 B 比工况 A 要 扬大桥为 7 . 3 mm ,但工况 C 的索股中跨跨 ( 大 ,这主要是因为主塔压缩变形的差异 约 中标高与按工况 A 推算出的标高还是有一 ) 14 mm引起的 ; 与此相反 ,江阴大桥的工况 定差异的 ,江阴桥 ,前者高约 10 mm ,润扬桥 B 比工况 A 小 ,且平均相差高达 41 mm ,这 则前者高约 47 mm ,大于江阴大桥基准索股 显然是因为江阴大桥中边跨有附加索股的 的架设精度 。值得注意的是 ,江阴桥工况 C 缘故 ; 的塔顶水平位移是向中跨侧的 。 () 2二者的中跨跨中标高 ,江阴大桥相 表 3 左塔顶鞍座两侧索力汇总 单位 : kN 差 582 mm ,润扬大桥相差 416 mm ,且基准索 算例 项目 A B C D 股均在主缆中心之下 。由主缆中心与基准桥梁 索股中心之间的距离可知 ,江阴大桥工况 B 江 424 . 6 444 . 0 426 . 9 452 . 9 左侧水平力阴 的中跨跨中标高比按工况 A 推算的基准索 444 . 7 444 . 0 444 . 7 443 . 7 右侧水平力大 股标高低 162 mm ,而润扬大桥则高 30 mm , 490 . 8 512 . 4 493 . 4 522 . 2 左侧索力桥 这显然是由塔顶鞍座的绝对偏移量的差异 471 . 7 471 . 1 471 . 1 470 . 7 右侧索力 引起的 ; 457 . 3 457 . 4 456 . 6 511 . 0 左侧水平力润 457 . 3 457 . 4 457 . 5 453 . 8 右侧水平力() 扬 3由于索股的跨中控制点在成桥状 大 511 . 4 511 . 6 510 . 7 568 . 6 左侧索力态与主缆中心控制点在一个截面内 ,因此 , 桥 486 . 8 486 . 9 487 . 0 483 . 5 右侧索力边跨跨中控制点的位置比较起来要复杂一 些 ,但同中跨跨中一样 ,这种差异主要是由 表 3 给出了各工况左塔顶鞍座两侧切 塔顶鞍座的绝对偏移量的差异引起的 ; 点处的索股水平力和拉力 , 除工况 D 索力 另外 ,从表 1 和表 2 可以看出 ,两座桥基 相差较大外 ,其余工况的索力相差都不大 。 准索股空缆状态时的塔顶水平位移均很小 , ( ) 根据主缆 索股与鞍座之间的摩擦系数计 一般都只有几个毫米 ,最大的是润扬大桥的 5 μ ) θ( μ 算公式:= m T/ T/,除工况 D 的2 1 工况 D ,为 20mm ,但此时的塔顶鞍座绝对偏 ( 值较 大 江 阴 大 桥 为 0 . 12 , 润 扬 大 桥 为 移量比工况 B 小了 246mm ,由此可见 ,这时 ) μ0 . 20外 ,其余工况的 均小于 0 . 1 ,而根据 () 的主缆 只有一根索股刚度远小于主塔的刚 度 ,塔顶鞍座的绝对偏移量主要取决于此时 实桥试验测定的摩擦系数在 0 . 3 左右 ,设计 5 的鞍座相对偏移量 ,也就是预偏量 。 时一般采用的摩擦系数为 0 . 15 。因此 , 采用工况 B 或 C 的鞍座预偏量都是完全可 行的 ,索股不会产生相对于鞍槽的滑动 。 顶实际标高等参数计算得出 。 4 结 论 参考文献 计算表明 ,成缆自由空缆状态与基准索 股自由空缆状态的线形存在较大差异 ,特别 1 王 峻 ,杨 宁 ,吉 林. 江阴长江公路大桥 是在边跨主缆有附加索股的场合 ,而塔顶鞍 主缆施工 A . 见 :江苏省长江公路大桥建设 座预偏量取成缆自由空缆状态的绝对预偏 指挥部 . 江阴长江公路大桥 工程 路基工程安全技术交底工程项目施工成本控制工程量增项单年度零星工程技术标正投影法基本原理 建设论文集 量时计算出的基准索股控制点标高也与由 北京 :人民交通出版社 ,2000 C . 成缆空缆状态线形倒推出的标高存在较大 2 史建三 . 悬索桥大缆架设计算的索长分析法 误差 ;另外 ,只要保证鞍座两侧的索力差在 () J . 桥梁建设 . 1993 4:30 - 37 . 96 . 合适的范围内 ,并根据基准索股的空缆线形 唐茂林 ,沈锐利 ,强士中 . 大跨径悬索桥丝股 3 得出其控制点的标高 ,且计算基准索股空缆 架设线形计算的精确方法 J . 西南交 通 大 状态时考虑各种因素的影响 ,则塔顶鞍座预 偏量的计算方法并不十分重要 ,如本文算例 () 学学报 ,36 3:303 - 307 , 2001 . 中 ,采用工况 B 或 C 的鞍座预偏量都是可 4 Irvine , H M . Cable st ruct ures M . Lo ndo n : 行的 ,因此 ,基准索股的空缆线形应根据其 The M I T Press ,1981 . 15 - 20 自身的无应力长度 、鞍座的实际预偏量和塔 5 Koei Takena ,etc. Slip behavior of cable against saddle in suspensio n bridges. J . St ruct . Eng. , () ASCE ,118 2: 377 - 391 ,1992 . ()上接第 20 页 行分析时 ,应当按几何非线性有限元法考虑 表 6 工况 ?和工况 ?作用下缆索受力比较 最大风压和最大风吸作用下对结构的影响 , 荷载工况 ? 荷载工况 ? 保证在各种荷载状态下结构的整体稳定性 。 缆索 由于本工程中网壳杆件长细比多在 60,90 风压作用 索内正 风压作用 索内正 编号 下索拉力 应力 下索拉力 应力 之间 ,在进行结构内力及变形分析时 ,可忽 ( )( )( )( )kN M Pa kN M Pa 略节点刚度的影响 ,按空间杆系结构进行分 8049 . 4 789 . 3 2693 . 2 264 . 1 索 1析 。 3130 . 8 630 . 2 891 . 5 179 . 5 索 2尤其值得关注的是 ,本文在确定结构的 908 . 3 182 . 8 638 . 2 128 . 5 索 3 构件分布时 ,充分考虑了加工制作和施工的 1951 . 7 392 . 8 7 . 390 1 . 5 索 4 372 . 8 750 . 4 1089 . 8 219 . 4 索 5 便宜性 。在最大程度上满足结构受力及变 3305 . 7 665 . 4 1588 . 5 319 . 7 索 6形的前提下 , 充分考虑工程的经济指标 ,降 mm 低结构的用 钢 量 , 设 计 最 终 用 钢 量 限 制 在 表 7 荷载工况 ?作用下节点位移 2 节点编号 位移 x 位移 y 位移 z 140 kg/ m 左右 。 367 - 75 . 0 69 . 8 3 . 7 参考文献 784 0 - 88 . 7 - 354 . 7 1389 0 - 41 . 3 38 . 2 1 沈祖炎 ,陈扬骥 1 网架与网壳 1 上海 :同济大 学出版社 ,1997 王勖成 ,邵 敏 1 有限单元法基本原理和数 2 3 结 论 值方法 1 北京 :清华大学出版社 ,1997 3 王肇民 ,U . Peil 编著 1 塔桅结构 1 上海 :同济通过对南京江宁体育场东 、西看台顶篷 大学出版社 ,1989 的结构选型及设计分析可知 ,在对由桅杆 、 4 董石麟 1 预应力大跨度空间钢结构的应用与 缆索和网壳组成的斜拉空间钢结构体系进 展望 1 浙江建筑 ,2002