吊桿索力偏差對鋼箱拱梁組合橋拱肋受力性能的影響

盧舒舒，陳道富，黃漢輝，鄭垂孟

（1.福建林業職業技術學院 交通工程系，福建 南平 353000；2.南平市土地發展集團有限公司，福建 南平 353000；3.福建船政交通職業學院 土木工程學院，福建 福州 350000；4.南平武夷發展集團有限公司，福建 南平 353000）

鋼箱拱梁組合橋為外部靜定、內部超靜定結構，車輛荷載作用在主梁后，通過吊桿傳遞至拱肋，最終傳遞至拱腳。在拱腳位置，鋼箱拱梁組合橋拱肋和主梁通常交匯在一起，并與端橫梁形成一個整體，主梁不僅需承受外界荷載的作用，同時需平衡拱腳附近的水平推力[1]。吊桿在鋼箱拱梁組合橋中起著將主梁荷載傳遞至拱肋的關鍵作用，因而吊桿索力的變化與偏差會影響其受力性能。

為研究和提高基于頻率法測量拱橋吊桿索力的精度，何雄君等[2]、李紅等[3]、樓紀昂[4]、燕啟清等[5]、趙新銘等[6]采用試驗和有限元分析方法開展基于頻率法測量橋梁吊桿索力方面的研究，并提出相關修正計算方法；王建宇等[7]以實際工程為背景對成橋開展索力測試，深入分析吊桿抗彎剛度、計算長度對頻率法索力測試誤差的影響規律；王健飛[8]采用ANSYS 有限元分析方法得出經典張緊弦和鉸接梁的邊界短吊桿時的誤差很大；盛宏玉[9]經過試驗研究得出當吊桿長度大于20 m 時運用交通部推薦的計算公式滿足精度要求的結論；楊圣潔等[10]經過多種試驗方法對比研究得出磁通量法測量短吊桿索力的精準度高，適用性更理想。可以看出，前人大多采用頻率法測試在役拱橋的吊桿索力，存在索力偏差，亟待進一步對其精準控制。由于現場吊桿索力測量環境通常較為惡劣，受風、施工環境、吊桿實際邊界條件等的影響，吊桿索力測量誤差仍然存在10%以上，特別是對于運營期間的鋼箱拱梁組合橋而言，吊桿索力偏差達10%～30%[11]。由此可見，鋼箱拱梁組合橋吊桿索力偏差在實際工程中是普遍存在的。胡方健等[12]采用有限元分析方法研究索力偏差對混凝土斜拉橋受力性能的影響，結果表明索力偏差對斜拉橋主梁受力性能和安全性有重要影響，同時，索力偏差的增大會降低斜拉橋截面應力的可靠度。拱肋是鋼箱拱梁組合橋的主要承重構件，事關橋梁的施工、運營安全。因此，研究吊桿索力偏差對鋼箱拱梁組合橋拱肋受力性能的影響非常有必要。

以某鋼箱拱梁組合橋為研究對象，對比研究頻率法和磁通量法兩種方法在測定長、短吊桿索力時的優缺點，對實測值與設計值加以對比分析，評價兩種方法的適用條件和準確性。基于此，開展有限元分析，得到不同位置吊桿索力偏差對鋼箱拱梁組合橋拱肋內力和變形的影響，為后續同類型橋梁設計、管養提供參考與借鑒。

1 工程背景

某鋼箱拱梁組合橋主橋計算跨徑為230 m，是中國首座采用“支架拼裝+斜拉扣掛相結合”非對稱施工工藝的下承提籃式鋼箱系桿拱橋。主橋拱肋截面形式采用箱型鋼結構，橋面外側左右兩道。吊索采用PES(FD)7-73 鍍鋅（環氧）鋼絲拉索，為兩端叉耳式，梁端為張拉端。吊桿為雙索面布置，每面拱有35 根。吊桿最長為35.921 m，最短為5.72 m。吊桿由拱頂朝拱腳方向依次編號為DS1～DS18，橋梁半跨立面布置見圖1(a)。

圖1 橋梁總體布置Fig.1 General layout of the bridge

2 吊桿索力測試結果分析

國內外對拱橋吊桿索力測定主要有直接測定，如：千斤頂油壓表法、壓力傳感器法；間接測定，如頻率法、磁通量法等。其中，直接測量法的測量精度更高，適用于單根吊桿的瞬間張拉，張拉過程會影響其余吊桿實際索力值，故先張拉的吊桿無法確定其實際索力值。壓力傳感器法雖可用于長期監測，但需要預先安裝傳感器，適用范圍因此受到限制，且傳感器不可反復利用，致使價格高昂，不建議使用。頻率法是利用信號處理技術測量頻率，并不需要預埋傳感器，因其操作方便、經濟便捷、設備可重復使用、測試效率高和精度相對較高等優點，在國內工程中頻率法成為前人測量索力最普遍的選擇。然而，采用頻率法進行測試時，吊桿受實際邊界條件、截面剛度、難以精確計算吊桿長度等因素的影響，使得如何建立吊桿的力學模型成為精確計算吊桿索力的一個重難點。此外，拱腳附近短吊桿的低階頻率也較難通過頻率法測出。磁通量法為無損、非接觸性測量法，施工安裝方便，測量精度高、信號抗干擾能力強，既可以在施工階段進行索力控制測量，也可以在成橋后進行索力監測。

在拱梁組合橋中，叉耳式吊桿(兩端均為叉耳，如圖1(b)所示)的使用越發廣泛，此類吊桿的邊界條件更接近于兩端鉸接，而目前技術比較成熟且應用較廣泛的頻率法和磁通量法就主要以兩端鉸接、兩端固結拉索吊桿為對象。基于此，本文重點介紹頻率法和磁通量法兩種方法。

2.1 頻率法

頻率法在成橋后對吊桿索力進行測試時，具有操作簡便、易于實現等優點，常用于長期監測。頻率法利用附著在吊桿上的高靈敏壓阻式加速度傳感器，首先獲取吊桿在環境激勵下的時域和頻域響應，確定吊桿自振頻率，然后根據索力與自振頻率間的相關關系換算為吊桿索力。基于學者理論推導結果可知，吊桿索力與吊桿兩端約束條件和抗彎剛度等因素有關。

若將吊桿簡化為兩端鉸接，根據弦振動理論，索力與振動頻率間的顯式關系為：

式中：l 為吊桿的計算長度；n 為吊桿的自振振型階次；T 為吊桿索力；ρ 為吊桿的質量密度；EI 為吊桿抗彎剛度；fn為吊桿的第n 階自振頻率。

若不考慮吊桿的抗彎剛度，會使吊桿索力計算結果精度難以保證。由式(1)可以看出，誤差與吊桿長度有關，吊桿較短時，抗彎剛度影響較大，當吊桿長度增大至一定程度，剛度的影響甚微，索力公式為：

在實際工程中，如果提前考慮吊桿剛度及實際邊界條件，就可以準確識別吊桿索力值，并能準確判別吊桿的抗彎剛度。當兩端固結并考慮抗彎剛度時，吊桿索力公式為：

當吊桿邊界條件為兩端固結時，吊桿索力計算公式為：

通過多參數簡化公式的思路，分析計算推導出在不同邊界條件下，拱橋吊桿索力與拉索1 階固有頻率的實用表達式。實際工程中，利用相關設備對吊桿的自振頻率、長度和抗彎剛度等參數進行精確識別，判斷出何種邊界條件，然后選取不同的公式求解索力。基于1 階頻率的3 種不同邊界條件下的索力計算公式

兩端固結則有：

兩端鉸接則有：

式中：f 為吊桿的基頻，D 為吊桿的直徑，ξ 為無量綱參數，，H 為常數，（H 的迭代公式為：，迭代初值H0=4ρl2f2，迭代到前后兩次值相差不到1%為止）。

2.2 磁通量法

磁通量法是基于吊桿的磁彈效應法利用磁通量傳感器來測量吊桿索力。吊桿材質通常采用鐵磁性材料，將小型電磁傳感器植入吊桿，當鐵磁性材料在受到外界荷載作用時，內部磁導率會隨之改變，通過測量此變量，即可測定吊桿的索力。磁通量傳感器由兩層線圈組成，當磁通量傳感器運作時，初級線圈兩端通入脈沖激勵信號勵磁拉索，次級線圈中產生相應的感應電壓（Vind），其中，電壓積分值（Vout）由感應電壓對時間積分得到，感應電壓由磁通量變化決定，而磁通量又與吊桿的磁導率有關。相對磁導率為吊桿的磁導率相對于拉索無受力狀態時積分電壓增量μ，積分電壓增量計算方法為：

擬合吊桿的積分電壓增加值μ 和索力T 的關系[13-14]，即：

式中：C0、C1、C2、C3為標定系數，通過張拉試驗測得。

磁通量法測量吊桿索力為非接觸性測量，不損傷橋梁結構，不需要對吊桿進行表面處理，表面的保護層保存完好。可直接監測吊桿整個測量量程范圍內的狀態，過載保護能力強，索力監測中，測量精準，動態響應快，重復性好，壽命長，可實現全天候測量。然而對于吊桿需進行多次施加標準荷載進行標定，建立積分電壓增量與拉索內力的線性關系后，才能進一步測定拉索內力，整個標定過程繁瑣。

2.3 吊桿索力測試結果及誤差比較

為能夠準確測得某鋼箱拱梁組合橋實際成橋吊桿索力，并保證能夠達到設計成橋索力，試驗吊桿索力測量采用頻率法和磁通量法相結合。圖2 給出某鋼箱拱梁組合橋測點布置照片。由圖2 可以看出，進行索力測試前，每根吊桿布設1 個索力監測點，共計70個吊桿索力監測點，其中，頻率法使用設備DH5906W無線索力測試分析系統，采用獨立分布式模塊結構，利用Wifi 無線通訊擴展，由加速度傳感器、采集儀、筆記本電腦等建立的可移動小型數據測試采集系統，將加速度傳感器安裝在吊桿底端附近，采用頻率為50 Hz，記錄時間為180 s，以獲得吊桿的自振頻率；磁通量法在吊桿上安裝磁通量傳感器測量磁通量的變化，磁通量傳感器采用試驗室0.3 級700T 應變片壓力傳感器，與之相連的磁彈儀采用美國PS-500 型磁彈儀。吊桿索力監測點編號見本文第1 節。

圖2 吊桿索力監測點布設Fig.2 Layout of monitoring points for suspender cable force

圖3 對比分析成橋后頻率法與磁通量法的實測與設計吊桿索力之間的誤差。由圖3 可以看出，采用磁通量法監測得到的吊桿索力實測值與設計值之間的誤差較小，頻率法在拱腳附近的吊桿索力實測值與設計值之間的誤差較大，對于L/4 至3L/4 跨徑范圍內，利用頻率法和磁通量法監測得到的吊桿索力誤差相對較小，且索力實測值與設計值較為接近。究其原因可知，L/4 跨徑范圍內的吊桿索力誤差較大的主要原因是該位置的吊桿長度較短，使得吊桿柔度較小，吊桿頻率測量誤差較大。

圖3 上游側吊桿索力測試結果對比Fig.3 Comparison of measurement results of cable force on the upstream suspender

圖4 和圖5 分別對比分析成橋后上游南、北兩側采用頻率法和磁通量法實測長、短吊桿索力與設計索力的誤差，其中北側用B 表示，南側用N 表示。文獻[15]規定：拱橋吊桿的成橋索力實測值與仿真計算結果的差值的控制標準為±10%。由圖4 可以看出，頻率法監測短吊桿(l＜21 m)實測索力與設計索力的最大誤差達到了12.73%，最小為5.64%，總體趨近于±13%，且誤差波動較大；磁通量法監測短吊桿實測索力與設計索力的最大誤差不超過4.4%，最小為0.53%，總體保持在±5%以內，且誤差較為穩定。由圖5 可以看出，頻率法監測長吊桿（l≥21 m）實測索力與設計索力的最大誤差為-7.45%，最小為0.23%，誤差范圍控制在±8%，磁通量法測量長吊桿（l≥21 m）兩者最大誤差為4.66%，最小為-0.19%，總體仍保持在±5%以內。可以看出，頻率法和磁通量法均適用于鋼箱拱梁組合橋長吊桿的索力監測，綜合考慮到頻率法在可操作性、經濟性、適用范圍等性能方面具有較明顯的優勢，因此可在長吊桿支撐鋼箱拱梁組合橋的吊桿索力測試中采用頻率法來監測索力。但短吊桿索力的監測不宜采用頻率法，而磁通量法不受吊桿長度影響，實測索力與設計索力誤差較小，精準度高，適用性更為理想，在短吊桿索力的監測中宜采用磁通量法。

圖4 上游南北側短吊桿索力誤差分析Fig.4 Analysis of the cable force deviation of the short suspender on the north and south sides of the upstream

圖5 上游南北側長吊桿索力誤差分析Fig.5 Analysis of the cable force deviation of the long suspender on the north and south sides of the upstream

3 索力偏差對鋼箱拱梁組合橋受力性能的影響

3.1 有限元分析模型的建立

采用MIDAS/CIVIL 建立某鋼箱拱梁組合橋空間系桿有限元模型，對結構進行分析計算。某鋼箱拱梁組合橋有限元分析模型見圖6。采用梁單元模擬拱肋、主梁、橫梁、橋面板和輔助墩等構件，采用桁架單元模擬吊桿。某鋼箱拱梁組合橋有限元分析模型節點、梁單元和桁架單元分別共計1307 個、1121 個和70個。此模型充分考慮橋梁各部分結構剛度的模擬和各種荷載的作用過程。

圖6 某鋼箱拱梁組合橋結構總體模型Fig.6 Overall structure model of a steel box arch-girder composite bridges

3.2 有限元分析模型準確性校核

為校驗所建立有限元分析模型的準確性，根據CJJT 233—2015《城市橋梁檢測與評定技術規范》[16]的相關要求，對某鋼箱拱梁組合橋進行靜載試驗。靜載試驗車輛荷載采用文獻[16]推薦的三軸土方車，前軸、中軸和后軸的實際軸重分別為92、17 和173 kN，車輛總重為439 kN；前軸與中軸軸距和中軸與后軸軸距分別為3.8 m 和1.35 m。為了避免累贅敘述和突出研究重點，以拱肋L/4 截面最大負彎矩偏載、拱腳最大負彎矩和拱頂最大正彎矩工況為例，分別命名為工況1～工況3。并根據本文的分析重點是吊桿索力偏差對拱肋受力性能的影響，因而以實際車輛作用所得拱肋應變和位移與理論值進行對比，由此進行某鋼箱拱梁組合橋有限元分析模型準確性的校核。車輛荷載布置見圖7，靜載試驗總共采用11 輛三軸土方車。在正式開始進行靜載試驗前，需先進行預加載試驗，一方面是測試橋梁響應是否正常，保證后續靜載試驗過程中的橋梁安全，另一方面是測試橋梁關鍵截面所布設位移計、應變計等設備是否能夠正常工作。此外，為保證橋梁安全，橋梁靜載試驗采用分級加載方式進行，本荷載工況共分5 級。在每級荷載加載完成后，持荷5 分鐘，待各項數據穩定后再采集相應數據。當該工況加載完成后，按原級荷載方式進行分級卸載。在靜載試驗的每個階段，均需將實測數據與理論分析結果進行對比分析，當兩者相差較大或者不滿足規范要求時，需暫停靜載試驗，待查明原因后，方可進行下一步工序。

圖7 實際車輛荷載布置Fig.7 Actual vehicle load arrangement

通過有限元分析可得，設計荷載作用下，某鋼箱拱梁組合橋拱肋L/4 截面、拱腳和拱頂彎矩分別為-10481、-4344 和6757 kN·m，對應實際車輛荷載作用下的彎矩分別為-9993、-4268 和6800 kN·m，3個工況的試驗效率系數在0.95～1.01，滿足文獻[16]規定的靜載試驗效率系數需在0.95～1.05 區間內。為測得不同荷載工況作用下，某鋼箱拱梁組合橋拱肋的力學性能和結構剛度，在某鋼箱拱梁組合橋拱肋拱腳、L/4 和拱頂截面上布設應變和位移測點，分別見圖8(a)和圖8(b)。

圖8 實測與理論值對比Fig.8 Comparison of measured and theoretical values

圖8 對比分析某鋼箱拱梁組合橋拱肋實測結果與理論計算結果。由圖8 可以看出，某鋼箱拱梁組合橋拱肋應變與理論計算結果基本吻合，兩者最大誤差小于7.7%，說明所建立的某鋼箱拱梁組合橋有限元分析模型能夠真實反映橋梁的力學性能和荷載傳遞。由圖8 還可以看出，某鋼箱拱梁組合橋拱肋實測位移與理論計算結果基本吻合，兩者最大誤差小于9.0%，說明本文所建立的某鋼箱拱梁組合橋有限元分析模型能夠真實反映橋梁的結構剛度。由此說明基于本文所建立的某鋼箱拱梁組合橋有限元分析模型所得分析結果具有較好的準確性。

3.3 吊桿索力偏差結果分析

根據文獻[11]可知，現有新建或者已建鋼箱拱橋吊桿索力偏差范圍為10%～30%，為分析吊桿索力偏差對鋼箱拱梁組合橋受力性能的影響，選擇上游側半跨吊桿作為研究對象，分別分析了各個吊桿索力分別偏差-30%、-20%、-10%、10%、20%和30%時，對鋼箱拱梁組合橋拱肋受力性能的影響。為了突出分析重點，以吊桿索力未發生偏差（即吊桿索力為設計索力）的模型為基本模型，吊桿索力發生不同偏差時所得的力學性能均基于模型進行對比分析。

3.3.1 吊桿索力偏差分析

圖9 和圖10 對比分析每根吊桿索力發生不同偏差時對拱肋拱頂和拱腳所受軸力和彎矩的影響。由圖9 可以看出，吊桿索力偏差基本不會影響鋼箱拱梁組合橋拱腳和拱頂所受軸力的分布規律。當吊桿索力偏差在-30%～30%區間變化時，拱肋拱腳所受軸力最大變化量小于0.9%，拱肋拱頂所受軸力最大變化量小于0.4%，說明吊桿索力偏差對拱肋拱腳和拱頂所受軸力影響很小。由圖9 和圖10 可以看出，與其他位置吊桿相比，當BDS9 吊桿（L/4 跨位置）發生索力偏差時，對拱肋所受軸力和彎矩影響較大，影響程度最大可達26.1%。由圖10 還可以看出，吊桿索力偏差對鋼箱拱梁組合橋拱肋拱腳所受彎矩的影響明顯大于拱頂所受彎矩。

圖10 吊桿索力偏差對拱肋拱腳和拱頂所受彎矩的影響Fig.10 The effect of the cable force deviation of the suspender on the deformation of the arch rib at the arch crown

由圖11 可以看出，當L/4 跨徑范圍內的吊桿索力偏差在-30%～30%區間變化時，拱肋拱頂最大變形量小于0.3%，說明短吊桿索力偏差對拱肋拱頂變形影響很小。此外，拱肋拱頂變形隨長吊桿索力的偏差呈線性變化，當長吊桿索力偏差在-30%～30%區間變化時，拱肋拱頂變形最大變化量達到2.15 倍。由此說明長吊桿索力偏差對拱肋拱頂變形的影響比短吊桿索力偏差對拱肋拱頂變形的影響更明顯。

圖11 吊桿索力偏差對拱肋拱頂變形的影響Fig.11 The effect of the cable force deviation of the suspender on the deformation of the arch rib at the arch crown

3.3.2 不同組合工況下的吊桿索力偏差分析

根據單根吊桿索力偏差對鋼箱拱梁組合橋拱肋拱腳和拱頂受力性能分析可以得知，L/4 截面與跨中截面的吊桿索力偏差對鋼箱拱梁組合橋拱肋拱腳和拱頂受力影響較大。因此，在雙根吊桿索力偏差分析時，選擇編號BDS10 和DS1 這兩類吊桿進行組合偏差分析，設置不同的工況（吊桿索力偏差組合），見圖12。其中：(1)工況一指上游南北兩側的L/4 跨吊桿索力發生對稱偏差；(2)工況二指上游北側的L/4 跨吊桿與下游北側的L/4 跨吊桿索力發生對稱偏差；(3)工況三指上游北側的L/4 跨吊桿與下游南側的L/4 跨吊桿索力發生對稱偏差；(4)工況四指上游側的跨中吊桿與下游側的跨中吊桿索力發生對稱偏差；(5)工況五指上游北側的L/4 跨吊桿索力發生偏差；(6)工況六指上游側的跨中吊桿索力發生偏差。

圖12 雙根吊桿索力偏差組合工況Fig.12 Combined working condition of the cable force deviation of the double suspender

由圖13 可以看出，雙根吊桿索力對稱偏差時，鋼箱拱梁組合橋拱肋拱腳和拱頂所受內力的分布規律與單根吊桿索力偏差相同。雙根吊桿索力對稱偏差時，橫向對稱偏差與跨中原點對稱偏差情況（工況二、三、四）下，吊桿索力偏差對拱肋拱腳和拱頂軸力影響較小，與單根吊桿索力偏差相比，當雙根吊桿索力對稱偏差在-30%～30%區間變化時，拱肋拱腳和拱頂最大軸力偏差量與吊桿BDS10（L/4 跨吊桿）變化不超過0.4%。說明任意兩根對稱吊桿索力偏差引起的拱肋拱腳和拱頂軸力變化可近似認為是單根吊桿索力偏差引起的拱肋拱腳和拱頂軸力變化。

圖13 吊桿索力偏差組合對拱肋拱腳和拱頂軸力的影響Fig.13 The effect of the cable force deviation combination of the suspender on the axial force of the arch rib at the arch foot and arch crown

由圖14 可以看出，雙根吊桿索力對稱偏差與單根吊桿索力偏差一樣，也對拱肋拱腳和拱頂彎矩的影響較大，彎矩偏差量均在10%以上，尤其是橫向對稱偏差情況下，雙根吊桿索力對稱偏差對拱肋拱腳彎矩影響較大，與單根吊桿索力偏差相比，當雙根吊桿索力對稱偏差在-30%～30%區間變化時，拱肋拱腳最大彎矩偏差量比DS1 吊桿（跨中吊桿）索力偏差時增加了6.41%。拱肋拱頂彎矩偏差量較大，尤其是跨中橫向對稱偏差對拱頂彎矩的影響更大，當雙根吊桿索力對稱偏差在-30%～30%區間變化時，拱肋拱頂最大彎矩偏差量比DS1 吊桿索力偏差時增加15.55%。

圖14 吊桿索力偏差組合對拱肋拱腳和拱頂彎矩的影響Fig.14 The effect of the cable force deviation combination of the suspender on the bending moment of the arch rib at the arch foot and arch crown

由圖15 可以看出，雙根吊桿索力對稱偏差時，橫向對稱偏差與跨中原點對稱偏差情況（工況二、三、四）下，吊桿索力偏差基本不影響拱肋拱頂變形，拱肋拱頂變形只在縱向對稱偏差情況（工況一）下較大，但與DS1 吊桿索力偏差相比，變形偏差量成倍減小，當雙根吊桿索力對稱偏差在-30%～30%區間變化時，拱肋拱頂變形最大變化量僅為DS1 吊桿索力偏差時的46.7%。由此說明單根吊桿索力偏差對拱肋拱頂變形的影響比雙根吊桿索力對稱偏差對拱肋拱頂變形的影響更明顯。

圖15 吊桿索力偏差組合對拱肋拱頂變形的影響Fig.15 The effect of the cable force deviation combination of the suspender on the deformation of the arch rib at the arch crown

4 結論

（1）頻率法和磁通量法均適用于鋼箱拱梁組合橋長吊桿的索力監測，頻率法具有可操作性、經濟性和適用范圍等特點，在長吊桿索力監測中宜采用頻率法。但頻率法測量短吊桿實測索力與設計索力的最大誤差達到了12.73%，最小為5.64%，誤差波動較大，不宜采用頻率法監測短吊桿索力，宜采用磁通量法。

（2）吊桿索力偏差基本不會影響鋼箱拱梁組合橋拱肋所受軸力，但對拱肋所受彎矩影響較大。吊桿索力偏差對鋼箱拱梁組合橋拱肋拱腳所受彎矩的影響明顯大于拱頂所受彎矩。當吊桿索力偏差在-30%～30%區間變化時，與其他位置吊桿相比，當BDS9 吊桿（L/4 跨位置）發生索力偏差時，對拱肋所受軸力和彎矩影響較大，影響程度最大可達26.1%。拱肋拱頂變形隨長吊桿索力的偏差線性變化，拱肋拱頂變形最大變化量達2.15 倍，長吊桿索力偏差對拱肋拱頂變形的影響比短吊桿索力偏差對拱肋拱頂變形的影響更明顯。

（3）雙根吊桿索力發生對稱偏差時，拱肋拱腳和拱頂軸力變化可近似認為是單根吊桿索力偏差引起的拱肋拱腳和拱頂軸力變化。雙根吊桿索力對稱偏差對拱肋拱腳和拱頂軸力影響較小；對拱肋拱腳和拱頂彎矩的影響較大，尤其是上下游跨中吊桿索力對稱偏差對拱頂彎矩的影響更大。南北側雙根吊桿索力對稱偏差對拱肋拱頂變形的影響較大，對其余雙吊桿對稱偏差影響較小，可忽略不計；且與雙根吊桿索力發生對稱偏差相比，單根吊桿索力偏差對拱肋拱頂變形的影響更明顯。