大跨徑懸索橋纜索抗火模擬方法

王瑩，劉沐宇

?

大跨徑懸索橋纜索抗火模擬方法

王瑩，劉沐宇

(武漢理工大學道路橋梁與結構工程湖北省重點實驗室，湖北武漢，430070)

利用有限元軟件ANSYS建立武漢鸚鵡洲長江大橋全橋簡化梁單元、關鍵部位實體單元的三維空間熱?結構耦合有限元模型。研究結果表明：采用油罐車HCinc升溫曲線計算獲得火災下懸索橋主跨跨中吊索破壞時間為 24 min，破壞溫度為481 ℃；通過吊索最高溫度隨硅酸鋁防火層厚度變化的關系曲線，確定吊索外包防火層的厚度為1.0 cm，主纜外包防火層的厚度為0.5 cm。計算吊索不同高度截面處的溫度場分布，當吊索截面溫度小于破壞時的溫度時獲得吊索的火災防護高度為8 m。為防止主纜最外層鋼絲溫度過高，獲得主纜的火災防護范圍為距主跨跨中30 m和距邊墩處15 m。

三塔四跨懸索橋；油罐車燃燒；主纜吊索；破壞時間；防火層；防護范圍

在橋梁運營過程中，油罐車燃燒火災時有發生，如2009年美國密西根1輛裝有可燃物的油罐車與1輛貨車相撞引發火災，大火使車輛相撞處的高架橋在20 min后發生破壞坍塌，105 min后消防人員才將大火撲滅[1]。多塔懸索橋結構整體柔性大，一旦發生油罐車燃燒事件，不僅會造成人員重大傷亡，而且會對橋梁結構造成損傷。因此，對大跨徑懸索橋抗火模擬方法進行研究對保障橋梁結構運營安全至關重要。GARLOCK等[2]對美國過去10 a內由于火災而發生破壞的橋梁進行了統計分析，指出橋梁因火災發生破壞的次數大大多于因地震破壞的次數。劉世忠等[3]以火災下受損的大嶝大橋為背景，采用火災分析軟件ANSYS建立該橋熱分析模型，計算受損橋跨的溫度場，獲得了橋梁高溫溫度場、損傷范圍與深度。田 偉[4]對武漢市鸚鵡洲長江大橋汽車燃燒下的高溫力學性能進行了研究，制定了橋梁運營期的汽車燃燒風險防范措施。陳玲珠等[5]對比了中國規范、歐洲規范和英國規范中的鋼?混凝土組合梁抗火設計方法,并根據各國規范計算預測了鋼?混凝土組合梁的臨界溫度和耐火極限。以往人們對火災作用下橋梁的溫度場數值模擬基本采用一維或二維的簡化方法，將結構離散為線單元，誤差較大[6?8]。本研究利用有限元軟件ANSYS，建立鸚鵡洲長江大橋全橋簡化梁單元、關鍵部位實體單元的三維空間熱?結構耦合有限元模型。此模擬方法在大大減少模型單元數目的基礎上，既能精確計算模擬主纜和吊索的三維空間溫度場分布，又能將主纜和吊索同懸索橋全橋進行連接，計算主纜吊索高溫下的力學性能。針對油罐車燃燒提出懸索橋纜索抗火模擬方法，確定主纜和吊索防火層的材料的厚度、吊索的防護高度、主纜的防護范圍。

1 熱?結構耦合計算理論與建模方法

在時間段[1，2]上對結構應用能量能守恒進行求解[9?10]，得到火災下結構三維瞬態熱傳導方程：

式中：為物體在位置(,,)處、時刻時的溫度；為受火時間；為材料的質量密度；為材料的比熱容；，和為結構的三維坐標；為材料的導熱系數。橋梁遭受火災時受火面為第3類邊界條件，即

式中：為已知正數；為結構的邊界曲面上溫度的已知函數；為溫度；為溫度梯度。確定結構的瞬態溫度場后，將溫度作為熱荷載進行結構分析，溫度應力等效成由溫度變化引起的初應變。根據應力與位移平衡方程及最小勢能原理，得

式中：為位移向量；和為應變矩陣和應力矩陣；為形函數矩陣；為彈性矩陣；p為分布面力；p為體積力；為結構的勢能。解出結點位移，然后利用單元特性計算得到單元應力或者內力。

1.1 鸚鵡洲大橋熱?結構耦合有限元模型的建立

采用有限元軟件ANSYS建立鸚鵡洲長江大橋全橋有限元模型。橋梁總長為(200+850+850+200) m即 2 100 m，共143個節段。主梁為空間梁單元+空間板殼單元混合模型，全橋主梁共設14個空間殼單元精細化節段，分別為邊跨端部和節段，邊跨跨中節段，邊塔處和節段，中跨跨中節段，中塔處和節段。其他節段采用空間梁單元，并與精細化節段進行連接，如圖1所示。

圖1 鸚鵡洲長江大橋三維有限元模型

進行熱分析時，鋼梁空間精細化節段采用shell57單元，其他節段采用beam188單元，混凝土橋面板采用solid70，主纜和吊索采在鋼梁精細化階段上采用solid70單元，其他節段采用link33單元, 中塔鋼節段上塔柱采用shell57單元, 邊塔采用solid70單元；熱分析結束后，鋼梁精細化節段轉化為shell63單元，混凝土橋面板轉化為solid45單元，主纜和吊索在鋼梁精細化階段處轉化為solid45單元，在其他節段轉化為link10單元，中塔鋼節段轉化為shell63單元，邊塔轉化為solid45單元，如表1所示。全橋共有節點426 951個，單元404 852個。

表1 熱?結構耦合有限元模型單元分類

1.2 熱?結構耦合建模方法有效性驗證

為了驗證本研究中熱?結構耦合建模方法的有效性，研究選取1989年英國鋼結構公司(英國鋼結構技術實驗室)的抗火試驗進行驗證[1]。試驗梁采用鋼?混凝土組合梁，鋼梁采用工字形截面，跨度為4.5 m。梁的尺寸布置及試驗測點布置如圖2和圖3所示。

圖2 試驗梁立面測點布置圖

圖3 試驗梁橫斷面測點布置圖

試驗中火源放置在梁的底部，按照ISO834升溫曲線[11]進行升溫。在鋼梁的頂板、底板和腹板上均布置溫度采集測點。試驗中規定：鋼梁腹板的溫度取腹板測點溫度的平均值，鋼梁頂板和底板的溫度取頂板和底板測點溫度的平均值。

采用熱?結構耦合建模方法建立試驗梁的熱?結構耦合有限元模型。熱分析時，鋼梁采用shell57單元，混凝土板采用solid70單元；熱分析完成后，進行結構分析，鋼梁轉化為shell63單元，混凝土板轉化為solid45單元，模型共包含2 080個單元，3 556個節點。火災燃燒階段鋼梁各部位的溫度試驗值與有限元計算值的對比結果如圖4所示。

1—頂板溫度有限元值；2—頂板溫度試驗值；3—底板溫度有限元值；4—底板溫度試驗值；5—腹板溫度有限元值；6—腹板溫度試驗值。

火災燃燒階段試驗梁跨中撓度試驗值與有限元計算值的對比結果如圖5所示。由圖4和圖5可知：溫度和撓度的試驗值和有限元計算結果非常接近，證明ANSYS熱?結構耦合建模方法是有效的。

1—跨中撓度有限元值；2—跨中撓度試驗值。

2 工程概況

鸚鵡洲長江大橋位于武漢市中心城區，主橋為世界上最大的三塔四跨結合梁懸索橋，跨度為(200+850+850+200) m，橋式立面布置見圖6。

圖6 鸚鵡洲長江大橋總體布置

主纜采用直徑為5.25 mm的鍍鋅高強鋼絲制作，公稱抗拉強度為1 770 MPa。采用預制平行鋼絲束股法架設，每根預制束股由127根鋼絲制作成菱形，如圖7所示。每根主纜的鋼絲總數為14 478根，主纜索夾外的直徑為706 mm，單纜面積為3 134 cm2。

圖7 主纜橫截面布置圖

吊索橫截面布置如圖8所示。其中：1515.0 mm表示單根吊索由151根直徑為5.0 mm的鋼絲構成；85 mm表示吊索保護層外側直徑為85 mm；13 mm PE表示吊索外設置有13 mm厚的PE防腐層；PE為有機防腐材料。

圖8 吊索橫截面布置圖

3 材料熱工參數與油罐車升溫曲線

3.1 鋼絲熱工參數選取

國內外學者對鋼絲熱工參數的取值進行了大量研究，本研究計算時按照文獻[12?17]中的研究成果對鋼絲的熱工參數進行取值，具體表達式如下：

3.2 油罐車升溫曲線

橋梁火災和建筑火災有很大的區別：起火源不同，燃燒環境不同，救火措施不同。對于橋梁結構，油罐車燃燒火災規模最大，持續時間最長，危害最大。通過試驗研究得出適合小型石油火災的HC火災升溫曲線[18?19]，并在此曲線基礎上乘以放大系數得到HCinc升溫曲線。本研究中的油罐車升溫曲線采用法國規定的HCinc曲線，如圖9所示。

圖9 油罐車HCinc升溫曲線

HCinc升溫曲線的表達式為

式中：為時間，min。

4 吊索熱?結構耦合計算結果

油罐車的燃燒位置橫橋向位于橋梁最外車道，縱橋向位于主跨跨中時為懸索橋最危險火災場景[4]。據此本研究分析油罐車在橋梁結構的主跨跨中位置處燃燒時(見圖10和圖11)三塔四跨懸索橋高溫下的力學性能響應，以此進行抗火防護研究。

圖10 油罐車燃燒縱橋向布置圖

單位：cm

橋梁設計車道為雙向8車道，車道布置為2×(3.75+3×3.50) m，設計汽車荷載為公路Ⅰ級。由于油罐車起火位置位于主跨跨中，為使汽車荷載作用下主梁豎向位移最大，汽車均布荷載滿布于燃燒車輛所在的主跨，集中力作用于主跨跨中。在運營荷載(恒載+活載)作用下，跨中吊索應力為438 MPa，主纜和吊索抗拉強度為1 770 MPa。對流換熱系數c取 25 W/(m?℃)，輻射系數取0.7[14]。燃燒持續到吊索破壞為止，對主跨跨中吊索進行熱分析，得到吊索三維溫度場分布云圖，如圖12所示。

圖12 主跨跨中吊索破壞時溫度場云圖

主跨跨中吊索鋼絲升溫速率在前4 min時平緩，4 min時溫度達到50 ℃；4 min后升溫速率較快，基本呈線性上升；在破壞時間24 min時溫度達到481 ℃，如圖13所示。

1—吊索鋼絲；2—吊索外PE防腐層。

主跨跨中吊索應力在24 min時增大到540 MPa，等于此時吊索的抗拉強度，此時吊索將發生破壞，如圖14所示。

1—吊索應力；2—吊索抗拉強度。

由以上計算結果可知：懸索橋主跨跨中吊索在火災24 min時最早發生破壞，在進行吊索的抗火設計時應當以此為依據。

5 主纜和吊索抗火模擬與防護研究

工程上常用的外包防火層材料有硅酸鈣、硅酸鋁和硅藻土，其導熱系數分別為0.058，0.039和 0.170 W/(m?℃)。上述3種材料中，硅酸鋁的導熱系數最低，具有低導熱率、優良的熱穩定性。通過對比計算得出：在相同防火層厚度下，硅酸鋁防火層下的吊索鋼絲溫度明顯低于硅酸鈣和硅藻土防火層下的鋼絲溫度[4]。故本研究中主纜和吊索外的防火層材料選用硅酸鋁進行防火設置。

5.1 防火層構造處理

5.1.1 吊索防火層厚度確定

由于考慮到防腐作用，本研究在計算中保留了懸索橋設計時吊索外1.3 cm厚的PE保護層，在PE保護層內側增加不同厚度的硅酸鋁防火層進行計算。防火層的厚度依次取0.5，0.6，0.7，0.8，0.9和1.0 cm，PE防腐層的厚度取原設計厚度1.3 cm，對吊索進行有限元計算，如圖15所示。

防火層厚度/cm：1—0.5；2—0.6；3—0.7；

由于油罐車的燃燒持續時間為90~120 min，故取120 min內吊索的溫度場計算結果。當防火層厚度由0.5 cm變化到1.0 cm防火層時，吊索鋼絲在120 min的溫度由640 ℃變化到418 ℃。吊索溫度隨防火層厚度變化曲線如圖16所示。

圖16 吊索鋼絲溫度隨防火層厚度變化曲線

由吊索熱分析計算可知：主跨跨中吊索發生破壞時時間為24 min，破壞時溫度為481 ℃；在1.0 cm防火層作用下，吊索在120 min時的溫度僅達418 ℃；油罐車在火災階段的燃燒持續時間為90~120 min，故整個燃燒階段吊索不發生破壞。因此，本研究中吊索防火層采用1.0 cm硅酸鋁防火層。

5.1.2 主纜防火層厚度的確定

在跨中主纜外增加0.5 cm厚的硅酸鋁防火層，對跨中主纜進行熱分析計算。120 min時，主纜最外層鋼絲溫度達130 ℃，主纜最內層鋼絲溫度達103 ℃，燃燒10 min后主纜鋼絲的溫度隨時間基本呈線性上升。主纜在120 min內溫度變化曲線如圖17所示。在0.5 cm防火層作用下，主纜鋼絲溫度遠小于主纜破壞時溫度，主纜在油罐車火災下不會發生破壞。故本研究中主纜防火層采用0.5 cm厚的硅酸鋁防火層。

1—最內層鋼絲；2—最外層鋼絲。

5.2 主纜和吊索防護范圍確定

5.2.1 吊索防護高度

全橋吊索高度在4~96 m之間，計算距主梁6~8 m高的吊索截面在火災作用下120 min內的溫度場分布，如圖18所示。

距主梁高/m：1—6；2—7；3—8。

從圖18可知：120 min時，距主梁6 m處的吊索斷面溫度為736 ℃，距主梁7 m處的吊索斷面溫度為589 ℃，距主梁8 m處的吊索斷面溫度為477 ℃。由于跨中吊索在油罐車燃燒下破壞溫度為481℃，距主梁8 m以下的吊索截面會發生破壞，8 m以上的吊索截面不會破壞，故吊索的安全高度為8 m。

對全橋吊索，高度小于8 m的吊索全部設置高為吊索高度、1.0 cm厚硅酸鋁防火層，高度在8 m以上的吊索設置8 m高、1.0 cm厚的硅酸鋁防火層，燃燒持續120 min，對跨中吊索進行熱分析。在120 min時，吊索鋼絲溫度達到418 ℃。在燃燒前15 min升溫速率平緩，15 min后升溫速率增大，溫度隨時間基本呈直線變化，吊索鋼絲溫度變化曲線如圖19所示。

圖19 防火層作用下吊索溫度隨時間變化曲線

吊索彈性模量在前60 min內下降程度平緩，在后60 min下降速率增大很快；在120 min時，吊索的彈性模量降低到常溫下的0.59；抗拉強度在前40 min內下降程度平緩，在后80 min內下降速率增大很快；在120 min時，抗拉強度降低到常溫下的0.43。跨中吊索應力在120 min時增大到556.6 MPa，小于此時吊索的抗拉強度758.9 MPa，燃燒120 min內跨中吊索不發生破壞，如圖20所示。

1—吊索應力；2—吊索抗拉強度。

5.2.2 主纜防護范圍

主跨跨中30 m范圍內主纜豎向高度小于4 m，邊墩錨固點15 m范圍內的主纜豎向高度小于4 m，受油罐車燃燒后的影響大。

當1輛油罐車在主跨跨中最外車道發生燃燒時，燃燒持續24和24 min時主跨跨中主纜鋼絲溫度如圖21所示；最外層鋼絲溫度在跨中最大達到638 ℃，距跨中15 m處僅達到123 ℃，最內層鋼絲溫度在跨中最大達到150 ℃，距跨中15 m處僅達到33 ℃，故對主跨跨中30 m范圍內的主纜設置防火層，防止最外層鋼絲溫度過高。

1—最內層鋼絲；2—最外層鋼絲。

當1輛油罐車在邊墩錨固區最外車道發生燃燒時，燃燒24 min時邊墩錨固區主纜鋼絲溫度如圖22所示。從圖22可見：最外層鋼絲溫度在邊墩錨固區最大達到635 ℃，距邊墩錨固區15 m處僅達到204 ℃，最內層鋼絲溫度在邊墩錨固區最大達148 ℃，距邊墩錨固區15 m處僅達到62 ℃。故對邊墩錨固區15 m范圍內的主纜設置防火層，防止最外層鋼絲溫度過高。

1—最內層鋼絲；2—最外層鋼絲。

對距主跨跨中30 m范圍內和距邊墩錨固區15 m范圍內的主纜設置0.5 cm厚的硅酸鋁防火層。燃燒持續120 min，對跨中主纜進行分析計算，結果見圖23。由圖23可知：主纜應力在120 min時增大到687 MPa，小于此時主纜的抗拉強度1 737 MPa，燃燒過程中主纜不發生破壞。

1—主纜應力；2—主纜抗拉強度。

6 結論

1) 建立了全橋為簡化梁單元，關鍵部位為實體單元的三塔四跨懸索橋三維空間熱?結構耦合有限元模型。本模型在大大減少單元數目的基礎上，既能精確計算模擬出主纜的三維空間溫度場分布，又能將主纜吊索同懸索橋全橋進行連接，計算主纜吊索高溫下的力學性能。

2) 在武漢鸚鵡洲長江大橋纜索體系的抗火模擬與防護中，以硅酸鋁作為纜索的外包防火層材料，主跨跨中30 m范圍和邊墩錨固點15 m范圍內的主纜設置0.5 cm厚外包硅酸鋁防火層，全橋高度小于8 m的吊索設置高為吊索高度、1.0 cm厚硅酸鋁防火層，高度在8 m以上的吊索設置8 m高、1.0 cm厚的硅酸鋁防火層，主纜和吊索在整個油罐車火災階段不會發生破壞。

[1] KODUR V, NASER M Z. Importance factor for design of bridges against fire hazard[J]. Engineering Structures, 2013, 54(3): 207?220.

[2] GARLOCK M, PAYA?ZAFORTEZA I, KODUR V, et al. Fire hazard in bridges: review, assessment and repair strategies[J]. Engineering Structures, 2012, 35(1): 89?98.

[3] 劉世忠, 馬朝旭, 李麗園, 等. 劉欣益火災下PC箱梁的損傷評估與加固設計[J]. 橋梁建設, 2014, 44(6): 94?100. LIU Shizhong, MA Chaoxu, LI Liyuan, et al. Assessment and strengthening design of PC box girder subjected to fire damage[J]. Bridge Construction, 2014, 44(6): 94?100.

[4] 田偉. 武漢鸚鵡洲長江大橋汽車燃燒下高溫力學性能與風險防范措施研究[D]. 武漢: 武漢理工大學土木工程與建筑學院, 2014: 87?98. TIAN Wei. Mechanical properties under high temperature and risk prevention measures for Wuhan Yingwuzhou Yangtze River Bridge under vehicle fire[M]. Wuhan: Wuhan University of Technology. School of Civil Engineering and Architecture, 2014: 87?98.

[5] 陳玲珠, 蔣首超, 李國強. 不同規范組合梁抗火設計方法的比較和分析[J]. 防災減災工程學報, 2015, 35(1): 69?78. CHEN Lingzhu, JIANG Shouchao, LI Guoqiang. A comparative study among available design guidelines for composite beams in fire[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2015, 35(1): 69?78.

[6] KODUR V, AZIZ E, DWAIKAT M. Evaluating fire resistance of steel girders in bridges[J]. Journal of Bridge Engineering, 2013, 18(7): 633?643.

[7] BENNETTS I,MOINUDDIN K. Evaluation of the impact of potential fire scenarios on structural elements of a cable-stayed bridge[J]. Journal of Fire Protection Engineering, 2009, 19(2): 85?106.

[8] 熊偉, 李耀莊, 嚴加寶. 火災作用下鋼筋混凝土梁溫度場數值模擬及試驗驗證[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2012, 43(7): 2839?2843. XIONG Wei, LI Yaozhuang, YAN Jiabao. Numeral modeling and experimental verification on heat transfer of RC beams under elevated temperature[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2012, 43(7): 2839?2843.

[9] LIU Fentao, WU Bo, WEI Demin. Failure modes of reinforced concrete beams strengthened with carbon fiber sheet in fire[J]. Fire Safety Journal, 2009, 44(7): 941?950.

[10] 呂學濤, 楊華, 張素梅. 三面受火的方鋼管混凝土柱耐火極限[J]. 自然災害學報, 2012, 21(3): 198?203. Lü Xuetao, YANG Hua, ZHANG Sumei. Fire resistance limit of concrete-filled square steel tube columns exposed to three-faced fire[J]. Journal of Natural Disasters, 2012, 21(3): 198?203.

[11] 王衛華, 董毓利. 帶樓板鋼筋混凝土T 形梁火災下(后)溫度場研究[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2015, 46(2): 684?693. WANG Weihua, DONG Yuli. Temperature distribution of reinforced concrete t-shaped beam with slabs under (after) three-side fire exposure[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2015, 46(2): 684?693.

[12] LIE T T. Fire resistance of circular steel columns filled with bar-reinforced concrete[J]. Journal of Structure Engineering, 1993, 120(8): 75?88.

[13] LIE T T, CELIKKOL B. Method to calculate the fire resistance of circular reinforced concrete columns[J]. Material Journal, 1991, 88(1): 84?91.

[14] 鄭文忠, 胡瓊, 張昊宇. 高溫下及高溫后1770 級ΦP5低松弛預應力鋼絲力學性能試驗研究[J]. 建筑結構學報, 2006, 27(2): 120?128.ZHENG Wenzhong, HU Qiong, ZHANG Haoyu. Experimental research on the mechanical properties of prestressing steel wire (ptk=1770 N/mm2,=5 mm, low relaxation) at and after high temperature[J]. Journal of Architectural Structure, 2006, 27(2): 120?128.

[15] 張昊宇, 鄭文忠. 1860級低松弛鋼絞線高溫下力學性能[J]. 哈爾濱工業大學學報, 2007, 39(6): 861?865. ZHANG Haoyu, ZHENG Wenzhong. Mechanical property of steel strand at high temperature[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2007, 39(6): 861?865.

[16] 閆治國, 楊其新, 朱合華. 秦嶺特長公路隧道火災試驗研究[J]. 土木工程學報, 2002, 38(11): 96?101. YAN Zhiguo, YANG Qixin, ZHU Hehua. An experimental study of fire hazard at the Qinling Highway Tunnel[J]. China Civil Engineering Journal, 2002, 38(11): 96?101.

[17] 寧波, 劉永軍, 于保陽, 等. 油罐車火災場景下斜拉橋鋼索極限承載力有限元分析[J]. 鋼結構, 2012, 2(2): 68?72. NING Bo, LIU Yongjun, YU Baoyang, et al. Numerical simulation of ultimate bearing capacity of cables for a cable-stayed bridge under tanker fire[J]. Steel Structure, 2012, 2(2): 68?72.

[18] 閆治國, 朱合華. 火災時隧道襯砌結構內溫度場分布規律試驗[J]. 同濟大學學報(自然科學版), 2012, 40(2): 167?172. YAN Zhiguo, ZHU Hehua. Experimental study on temperature field distribution of tunnel lining structure in fire accidents[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2012, 40(2): 167?172.

[19] 施鍵梅, 毛小勇, 劉鑫峰. 火災高溫下隧道襯砌結構的變形性能研究[J]. 防災減災工程學報, 2015, 35(6): 785?791. SHI Jianmei, MAO Xiaoyong, LIU Xinfeng. Research on deformation performance of tunnel lining structures under high temperature of fire[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2015, 35(6): 785?791.

(編輯 陳燦華)

Fire resistance simulation of main cable and sling for long-span suspension bridge

WANG Ying, LIU Muyu

(Hubei Key Laboratory of Roadway Bridge and Structure Engineering,Wuhan University of Technology, Wuhan 430070, China)

Three-dimensional thermal-structure coupled finite element model of Yingwuzhou Yangtze River Bridge was established by finite element software ANSYS. Heating curve HCincwas used to simulate the tanker fire. The results show that the sling in the middle of main span would be damaged when a tanker burns for 24 min and temperature of sling is 481 ℃ at this time. The highest temperature of sling varied with different thicknesses of aluminum silicate fire protection layers is obtained. Sling fire protection layer thickness is 1.0 cm and the main cable fire protection layer thickness is 0.5 cm. The distribution of temperature field at different heights sections of the sling is obtained. Fire protection height of sling is 8 m when the sling sectional temperature is less than that which makes sling fail. Fire protection range of main cable is 30 m in the middle of main span and 15 m at the end of side span, which prevents the main cable temperature from being too high.

three-tower and four-span suspension bridge; tanker burning; main cable and sling; failure time; fire protection layer; protection scope

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.06.037

U448.25

A

1672?7207(2016)06?2091?09

2016?01?04；

2016?03?02

國家自然科學基金資助項目(51378405)；武漢市科技攻關項目(2014010101010024)(Project(51378405) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2014010101010024) supported by Science and Technology Program of Wuhan City)

劉沐宇，教授，博士生導師，從事橋梁工程研究；E-mail：liumuyu@whut.edu.cn