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中国桥梁是一张金名片，在我国基础建设中起了至关重要的作用。作为一名桥梁人，非常希望中国桥梁能够走向世界。多塔斜拉桥在中国有非常多的实践，是一项非常有魅力的技术方案，如果荷载标准能够更精准，经济性能够进一步提高，无疑将增加这一桥型的竞争性，在这一方面，国内外都有研究，说桥前期介绍国外在这方面的研究，本期将介绍国内研究。 宁波舟山港主通道主通航孔桥设计关键技术 李磊 吕福钢 魏益峰 黄震伟 
一、项目概况 宁波舟山港主通道（鱼山石化疏港公路）公路工程（以下简称：主通道）位于浙江省舟山市，项目连接了富翅岛、舟山本岛以及舟山的第二大岛岱山岛，项目通过鱼山支线与鱼山绿色石化基地连接。主线按双向四车道高速公路设计，其中岑港至双合段设计速度100km/h。项目路线总长36.78km，其中主线长27.962km，鱼山支线长8.815km，海上路线总长25.52km。项目总投资163.2442亿元。全线共设置桥梁31.843km/15座，占路线总长的86.6%，全线设置互通五处，其中长白互通为海上互通。
主通道项目全线包含五座通航孔桥，其中主通航孔桥设计通航5万吨级散货船、10万吨级油船，通航净空为2孔475×55.4m，最高通航水位为3.14m（1985国家高程系统）。为满足通航要求，主通航孔桥采用了主跨2×550m三塔钢箱梁斜拉桥。
二、建设条件概述 项目海域路线位于杭州湾口门外的灰鳖洋，建设条件如下：（1）桥址区每年7～9月份多台风侵袭，平均每年2.2个。冬季桥区受季风侵袭，最大风速达10级以上。本项目的百年一遇设计基准风速达42.3m/s；（2）桥址区海域大部分水深在10m以上，最大水深30m，最大波高5.3m，最大流速达2.54m/s；（3）桥区地质条件较差。海域淤泥厚度为2.3～39m，含水量高，土体力学性能差，基岩埋深在8.3～108.70m，地质起伏较大；（4）大桥位于Ⅶ度区，抗震设防等级较高。根据工程地震评价，大桥50年超越概率10%的设计峰值加速度0.092g，50年超越概率2%的设计峰值加速度为0.153g；（5）主通航孔桥通航5万吨级散货船、10万吨级油船，且附近布置有五虎山、高亭1号、大鱼山等多个大型锚地，来往船舶众多，船撞风险大。（6）本项目桥址区海域拥有多条重要管线，其中包括海底光缆和大陆一期引水管线，以及规划大陆二期引水管线。受管线影响，部分海域船舶抛锚受限，为保障施工安全，须采用海上精密物探，查明管线精确位置，确保施工安全。（7）本项目建设总工期45个月，受台风、季风和潮流影响，桥址区年有效施工工期不足9个月，项目总计有效工期仅30个月左右。而主通道主线海上桥长16.7km以上，同时包含一座海上互通，海域作业工作量巨大。这对海域桥梁的设计和建造技术提出了巨大的挑战。（8）本项目海域为舟山西部主航道，拥有5万吨级（远期提升至10万吨级）、1万吨级和2000吨级航道，并且附近有多处锚地，服务于宁波舟山港的马岙港区、岱山港区等核心港区。桥区通航船舶众多，在施工作业全面展开后，桥址区的施工作业船在120艘以上，对大桥的建设管理带来了极大的挑战。三、主通航孔桥工程特点及前期方案研究 （1）通航、防撞级别高：根据浙江省交通运输厅《关于宁波舟山港主通道（鱼山石化疏港公路）航道条件与通航安全影响评价报告的意见》，主通航孔桥通航代表船型为5万吨级油轮、4万吨级杂货船和3万吨级集装箱船，索塔、辅助墩按10万吨级船舶撞击力设防。（2）桥位处为典型的海洋性环境，结构耐久性要求高。（4）主通航孔桥桥位处水深17~27m，船舶运输和作业条件良好。（5）大桥工程区域位于沿海区域，地势开阔，为台风多发区，桥址区10m高度设计基准期风速42.3m/s，施工和运营阶段的抗风安全至关重要。（6）地质条件方面，上部软土发育，淤泥质粉质黏土平均厚度超过20m，下部基岩埋深较深（-116~-130m），为侏罗系晶屑凝灰岩，中下部土层主要为可塑、硬塑粉质黏土及含粘性土圆砾（顶面标高-110m左右）。（7）岱山岛上建有机场，对工程海域有航空限高要求（+205m）。1)满足主航道两孔单向475m（净宽）×55.4m（净高）的通航净空尺度的技术要求；或满足主航道单孔双向775m（净宽）×55.4m（净高）的通航净空尺度的技术要求；2)考虑主墩基础结构尺寸，适当给通航留出富余，降低船撞风险；基于上述因素，在初设期间对主通航孔桥进行了总体方案研究和比选：主通航孔若采用单孔双向通航，主跨跨径将达到880m左右。880m跨径的双塔斜拉桥设计、施工经验总体成熟但造价上无优势，并且初步估算其塔顶标高将达到+280m，不能满足航空限高要求。因此，双塔斜拉桥方案对主通航孔桥不适用，只能采用双塔地锚式悬索桥。双塔悬索桥方案主跨880m，采用单跨吊钢箱梁悬索桥，矢跨比 1：9，边中跨比为0.318。索塔采用门式混凝土塔，索塔基础采用钻孔灌注桩。锚碇采用沉井基础重力式锚。桥型布置如下图所示。
根据水深及地质条件，锚碇基础采用沉井基础。因为圆砾层埋深太大（顶面标高-110m），只能选择可塑黏土做为基底持力层。经计算分析沉井平面尺寸为68.8×65m，舟山侧沉井高度为107.8m，其中钢壳部分高度48m，沉井需要下沉入泥深度约60m；岱山侧沉井高度为93m，其中钢壳部分高度30.5m，沉井需要下沉入泥深度约60m。
（1）沉井平面尺寸巨大，需要下沉深度深，基底持力层性状差。沉井下沉过程中需要穿过的土层主要为淤泥质粉质黏土、粉质黏土及可塑粉质黏土，吸泥下沉困难，下沉施工过程中精度不易控制，施工难度及施工风险很大。（2）考虑施工准备期，至主跨钢箱梁合拢，工期为49个月，显然无法满足本项目的工期要求。（3）经初步测算，双塔悬索桥方案比三塔斜拉桥方案建安费高6.13亿元。综合以上，双塔悬索桥方案施工难度及施工风险大，施工工期长，工程造价高。因此不选择双塔悬索桥方案做为主通航孔桥初步设计阶段的备选方案。主通航孔若采用双孔单向通航，主通航孔跨径在550m左右，可选择的主要有斜拉桥、拱桥、悬索桥方案。（1）拱桥：考虑拱肋对通航净空的侵占，拱桥方案需加大到600m左右；主跨600m 对拱桥来说规模偏大，只能采用中承式拱桥，对建设条件适应性差，施工难度和施工风险大，钢材用量较多，经济性较差，运营期间养护费用高，拱脚易受船撞，因此，不考虑采用拱桥方案。（2）悬索桥：如采用三塔地锚式悬索桥，存在与双塔悬索桥相同的缺点，不考虑采用；如采用自锚式悬索桥，不仅施工难度大、工程造价高、工期长，而且大临设施投入大，施工期间需要长期封航，不能满足通航要求，因此不考虑采用。（3）斜拉桥：采用三塔斜拉桥方案对建设条件适应性好，设计、建造技术成熟，工期可控，塔高能够满足航空限高要求。综上所述：三塔斜拉桥方案为主通航孔桥唯一合理、可行的桥型方案。
主通航孔桥采用了（78+187+2×550+187+78）=1630m三塔斜拉桥方案，边中跨比0.48。由于索纳塔斜拉桥结构体系和桥位环境特点，设计面临着如下关键问题：由于三塔斜拉桥中塔缺少锚跨支撑，而其加载影响线收到相邻桥跨的影响，因此其中跨刚度明显降低，活载作用下主梁的竖向位移和中塔的水平位移明显加大。如何提升结构整体刚度，是关系到中塔受力、行车舒适性、以及结构动力性能的关键问题。根据抗风研究发现，当悬索桥处于最大双悬臂状态时，悬臂长度大于200m时，主梁的颤振和抖振性能显著下降。本桥中塔最大双悬臂长度达到了250m以上，因此中塔最大双悬臂的施工期抗台是项目顺利实施的关键问题。主通航孔通航船舶吨位大，远期可通航10万吨级油轮。特别是在鱼山石化投产后，船舶通行密度增大。为保证桥梁安全，必须对桥梁的船撞设防力进行研究，并相应的设置可靠的防船撞措施。大桥位于舟山外海，为典型的海洋环境，对结构耐久性要求高。此外，主梁长度超过1.6km，需要采用可靠的措施保证主梁内部可达、可检、可修，做到检查和维护的“人性化”设计。为了提高结构刚度，笔者收集了国内外部分在建和已建的三塔/多塔斜拉桥采取的措施，详见下表：序号 | 桥名 | 建成年 | 主跨(m) | 主梁型式 | 采取主要措施 | 1 | 武汉二七长江大桥 | 2014 | 616+616 | 组合梁 | 提高索塔自身刚度 | 2 | 香港汀九大桥 | 1998 | 448+475 | 组合梁 | 索塔间张拉辅助索 | 3 | 浙江嘉绍大桥 | 2013 | 400 | 钢箱梁 | 设置纵向双排支座，提高索塔自身刚度；跨中采用刚性铰 | 4 | 希腊Rion-Antirion桥 | 2004 | 3×560 | 组合梁 | 索塔纵向打开以提高刚度，即刚塔漂浮体系 | 5 | 苏格兰福斯新桥 | 2018 | 2×650 | 组合梁 | 柔性中塔+跨中交叉索 | 6 | 湖北夷陵长江大桥 | 2001 | 2×348 | 混凝土梁 | 提高索塔自身刚度，提高主梁刚度（采用混凝土梁） | 7 | 湖南赤石大桥 | 2016 | 3x380 | 混凝土梁 | 提高索塔刚度及主梁刚度（采用混凝土梁） | 8 | 南京长江五桥 | 在建 | 2×600 | 轻型组合梁（UHPC桥面板） | 采用纵向钻石型钢-砼组合断面索塔；刚性塔+边塔支座方案 | 9 | 委内瑞拉拉马拉开波湖大桥 | 1962 | 5×235 | 混合梁（跨中钢挂孔） | 采用混合梁，跨中钢箱梁，索塔设置V型斜撑 |
以下对大于三塔的多塔斜拉桥体系进行分析。从表格中可以看到，目前世界上现有的多塔斜拉桥提升结构整体刚度的主要措施为“抗”的思路，通过加强结构来提升其整体刚度。具体措施可归类如下：增大中塔刚度，提升其对主梁的竖向约束。增大中塔刚度是最直接的提升结构刚度的方式，但其效率不高（详见下文），且索塔刚度提升过大会带来整体温度效应显著提升等不利后果。增大中塔刚度的措施有：直接加大索塔尺寸、采用纵向A型塔、采用组合结构索塔。约束主梁在中塔处的平动和转动位移，从而减少相邻孔加载对于桥跨竖向挠度的影响。在浙江嘉绍大桥、希腊里翁桥等多塔斜拉桥中，均采用了此措施。本方案效率高，可以说是立竿见影，对结构的整体刚度有着极大的影响。可以通过采用混凝土梁、组合梁或者加大梁高的方式提升主梁的刚度。主梁刚度增加后，活载竖向位移随之减少，主梁应力降低。由于斜拉桥体系的整体结构刚度在更大程度上取决于索-塔-梁形成的超静定体系，主梁刚度对于结构整体刚度影响较为有限（详见下文），在跨径不大时效果较为显著。混凝土梁的适宜跨径在300m及以下，组合梁的采用增大了基础的规模，对于地质条件一般的区域不具备经济性。若采用钢箱梁，主梁高度的增加同时引起的材料的增加和造价的提升，因此主梁的高度须结合全桥的经济性分析进行设置。在斜拉桥发展的早期，极富创新精神的桥梁结构大师莫兰迪，在委内瑞拉马拉开波湖大桥和意大利的波尔切维拉高架桥发展了一套复杂的斜拉桥结构体系。莫兰迪采用了A型塔以提升索塔刚度，在索塔处设置了V型支撑，以减少主梁的跨径（V型支撑也可以看做放大版的索塔支座体系，本质上也可看做是中塔处约束体系的增强）。主梁采用混凝土梁加大结构刚度，中央设置钢挂孔减少结构荷载，从而增大结构跨径。莫兰迪从结构受力出发，大胆采用了各种提升结构刚度的措施。但是受制于当时计算技术和桥梁技术的发展水平，莫兰迪体系本质上是个悬臂梁体系，静定的结构体系虽然计算简便，但是对于损伤的容忍度差。意大利波尔切维拉高架桥因为年久失修，即造成了恶劣的后果。但是莫兰迪体系的创造力在世界桥梁史上熠熠生辉。通过上述分析可以看到，多塔斜拉桥由于中塔无所依靠，只能通过增强自身，采用“抗”的方式来满足结构的整体刚度需求。但三塔斜拉桥与多塔斜拉桥体系存在根本的不同，三塔斜拉桥的边塔存在锚跨，可以充分利用辅助墩、过渡墩的锚固作用，因此边塔-主梁-拉索体系的刚度有着充分的保证，因此在三塔斜拉桥的设计中，可以充分利用边塔-主梁-拉索体系的刚度优势，从而提升结构的整体刚度。因此三塔斜拉桥的设计可以更加的丰富多彩，除了增大中塔/边塔刚度、加强主梁中塔约束、增大主梁刚度等措施外，通过“扬己之长，避己之短”的策略，可以得到如下多种结构措施：通过中塔“小伞”、边塔“大伞”的设计方式，充分利用边塔锚跨的锚固效果，弱化中塔对荷载的承担，强化边塔-主梁-拉索结构体系的受力。荣获2019年IABSE杰出结构奖的英国Mersey Gateway Bridge充分利用了此项技术。（注：Mersey Gateway Bridge采用了小中塔，与汀九桥的思路完全不同，此项技术对于结构整体刚度孰优孰劣，下文即将揭晓。）
通过设置跨中交叉索，使得中塔-主梁-拉索体系与边塔-主梁-拉索体系交织，在中塔承受荷载时，增大了边塔-主梁-拉索体系的参与度，从而有效提升中塔-主梁-拉索体系的刚度。在福斯海湾新桥中，采用了此项技术。在中塔设置稳定索，锚固于边塔顶/底上，将中塔的变形与边塔变形绑定。汀九桥即采用了此方案。（注：汀九桥采用了中央大伞，边塔小伞的方案。）大量的三塔斜拉桥从美学和施工角度出发，往往采用相同的塔高，但是Mersey Gateway Bridge桥和汀九桥采用了不同的思路。定性分析，索塔高度的提高相当于增大了索塔-主梁-拉索体系的跨径，减小了拉索角度，提升了斜拉索的竖向支撑刚度。但是需要注意，不能忽略索塔线刚度的降低造成的影响。调整边中跨比，找到锚跨的最优跨度。本方案本质上是对边塔-主梁-拉索体系刚度的优化。从而带来对整体结构刚度的优化。本措施与提升主梁刚度类似，通过增大斜拉索型号，减少拉索的变形，从而增加结构整体刚度。在梳理好上述十八般兵器后，我们通过实际建模，对上述措施进行了定量分析，分析结果详见下表：序号 | 措施 | 主梁最大活载挠度变化率（挠度减少为正） | 对应的其他影响 | 对整体结构动力特性的影响 | 设计措施 | 1 | 中塔刚度 | 1.5%(中塔刚度每提高10%) | 中塔活载应力下降7% | 结构整体动力特性影响较小 | 中塔底部截面：
9.5×13.5（横×纵） | 2 | 边塔刚度 | 1.5%(边塔刚度每提高10%) | 边中塔的活载应力差异不大 | 提升主梁一阶反对称竖弯（约10%），其他模态基本不变 | 边塔底部截面：
9.5×11.5（横×纵） | 3 | 中塔处主梁纵向平动位移 | 20%-约束纵向平动位移 | 中塔内力增加26% 中塔和边塔温度应力显著增大
拉索应力幅降低25% | 结构整体动力特性改善明显，竖弯频率提升约45% | 中塔设置固定支座 | 4 | 中塔处主梁转动 | 7%-设置纵向双排支座 | 活载索塔角点应力增大20%以上 | 仅约束转动（设置双排支座）对竖弯频率影响有限，塔梁固结后竖弯频率提升约45% | 考虑到限制转动效率低，且对索塔受力影响大，因此不约束主梁转动 | 5 | 增大钢箱梁高度 | 4%-主梁高度增加0.5m | 主梁应力降低 | 结构竖弯频率略有增加 | 主梁高度3.5m，高跨比：1/157 | 6 | 主梁采用组合梁 | 30%-组合梁主梁 | 拉索应力幅降低 桩基反力加大 | 结构竖弯频率降低约18% | 采用组合梁增加了主梁刚度和拉索的重力刚度 | 6 | 边中塔拉索比 | 6%-每根拉索调整 | 边中塔内力分配变化不超2%
拉索应力幅变化小于1% | 结构整体动力特性变化不大 | 边中塔索：17：15 | 7 | 跨中交叉索 | 13%-每设置一对交叉索 | 边中塔最大活载应力降低 | 结构横向振动频率降低，纵飘频率增大 | 由于构造、施工复杂性，本桥不设置交叉索 | 8 | 稳定索 | 5.5%-设置稳定索后 | 中塔应力降低25%，边塔应力提升5% | 动力特性变化不大，一阶反对称横弯模态频率提升5% | 由于构造复杂与景观不佳，未采用 | 9 | 索塔高度 | 5%-边中塔同时提高10m -0.43%-中塔提高10m 1.75%-中塔提高20m 6.5%-边塔提高10m | 当同时提高边中塔时，活载下边塔水平位移增加2%，中塔增加4%
拉索应力幅小幅下降 | 风致效应增加显著，结构整体动力特性变差 | 只提高边塔效率更高，只提升中塔可能会有副作用 塔顶标高均为+188，主梁以上塔高/跨径： 1：4.23 | 10 | 边中跨比 | 0.73%-边中跨比从0.509变为0.416 | 纵风位移降低7.9%，横风位移基本不变
边塔活载位移下降2.5% | 结构整体动力性能提升 | 0.482 | 11 | 辅助墩设置 | 15.8%-设置一个辅助墩 | 辅助墩个数和位置影响有限
改善边跨受力 | 整体动力特性影响有限 | 设置一个辅助墩 | 12 | 增大拉索面积 | 26%-全部拉索面积增加一倍 5%-外侧三对拉索面积增加一倍 | 拉索应力幅降低 | 结构整体动力特性影响有限 | 增加斜拉索面积造价增加较多 |
首先，中塔约束主梁平动位移和转动位移、设置辅助墩、设置跨中交叉索都会起到立竿见影的效果，但是跨中交叉索设置构造相对复杂，限制主梁转动位移需要设置大间距的纵向支撑；其次，边中塔拉索数量的调整拥有非常良好的效果，且简便易行；再者，设置稳定索和提升边塔高度/同时提升边中塔高度都拥有良好的刚度提升效果，但是稳定索的设置繁琐，对景观效果影响较大。仅提升中塔可能会有副作用；还有，增加主梁刚度和斜拉索面积效果较为显著，增大索塔刚度有一定的效果，但是效果并不十分显著；最后，改变边中跨比虽然对于结构刚度影响不大，但是可以提升结构的整体动力特性。对于组合梁方案，实际是综合利用了提升主梁刚度和增加斜拉索面积，结构整体刚度提升显著，但是基础规模也相应的增大。采用中央索面的福斯海湾新桥采用了组合梁方案。针对主通航孔桥，笔者针对组合梁和钢箱梁方案进行了同等深度的比较，比较结论如下：桥型方案 | 方案一 三塔钢箱梁斜拉桥 | 方案二 三塔组合梁斜拉桥 | 桥跨布置 | 78+187+550+550+187+78=1630m | 78+187+550+550+187+78=1630m | 结构体系 | 半漂浮体系 | 半漂浮体系 | 主梁型式 | 
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| 受力特点 | 结构整体刚度、受力满足规范要求 | 结构整体刚度、受力满足规范要求 | 施工组织 | 现场施工工序及施工工作量少，施工质量及施工工期容易保证 | 现场施工工序及施工工作相对较多，施工质量及施工工期控制难度相对较大 | 施工工期及施工风险 | 主梁架设施工工期约6个月，容易规避台风多发期，施工风险小 | 主梁架设施工工期约11个月，难以规避台风多发期，施工风险大 | 结构耐久性 | 现场施工工序少，施工质量容易保证，结构耐久性容易保证 | 现场施工工序相对较多，钢混结合部位及主梁现浇接缝耐久性不易保证 | 后期维护 | 主梁、钢锚梁及抽湿设备需单独维护，钢梁外表面涂装需定期维护 | 主梁、钢锚梁及抽湿设备需单独维护，钢梁外表面涂装需定期维护 | 施工工期 | 33个月 | 38个月 | 主桥建安费 | 16.2364亿 | 15.7043亿 | 每平米建安费 | 34348元/平米 | 33225元/平米 | 比较结论 | 推荐 | 不推荐 |
组合梁方案虽然结构刚度更佳，但是组合梁施工工序复杂，现场作业时间长，整体工期长，且经济性与钢箱梁方案相差不大。考虑到本项目桥址区作业条件限制，从保证结构受力，确保施工安全角度出发，采用刚度虽然相对较小，但仍满足要求的钢箱梁方案。根据对相关措施的受力性能和经济性定量分析和比较，根据“扬长避短，均衡受力”的设计理念，主通航孔桥采用了如下措施：- 主梁采用钢箱梁，高度采用3.5m，高跨比为1/157；
- 在中塔设置固定支座；中塔高度与边塔高度相同，主梁以上塔高/跨径=1/4.23；
- 中塔刚度较边塔刚度略有提升，中塔底部截面为9.5×13.5（横×纵），边塔底部截面为9.5×11.5（横×纵）；
- 采用边中塔“大小伞”体系，边中塔拉索数量比为17：15；
为保证大桥在地震作用下的受力性能（主要是中塔的受力），本桥通过反应谱和时程分析，采用了以下约束方式：中塔固定支座的纵向水平承载力为13000KN，在E2地震下，中塔处固定支座纵向水平力达到15000KN时剪断，叠层橡胶支座开始发挥作用，使得主梁与中塔间成为弹性约束，从而保证了结构安全。针对本桥最大双悬臂工况，采用全桥气弹模型对中塔最大双悬臂状态的颤振和抖振性能进行了研究和分析。全桥气弹模型分别在同济大学和西南交通大学展开，其中同济大学在TJ-3边界层风洞开展试验，模型比例为1：120，西南交大在XNJD-3边界层风洞进行试验，模型比例为1：100。成桥状态气弹模型紊流场模拟根据试验，最大双悬臂状态颤振临界风速大于110m/s，满足73.4m/s的检验风速要求。考虑1/100风速，在最大双悬臂状态下，结构抖振响应位移达到了2m以上（紊流场中），具体结果如下：结构状态 | 风攻角 | 悬臂中点位移 | 悬臂端位移 | 中塔塔顶位移 | 竖向 | 侧向 | 扭转 | 竖向 | 侧向 | 扭转 | 顺向 | 横向 | 扭转 | 成桥状态 | +3° | 106.80 | 25.86 | 0.43 | 205.85 | 60.04 | 0.68 | 89.69 | 20.15 | 0.21 | 0° | 102.44 | 30.96 | 0.27 | 204.30 | 65.56 | 0.58 | 96.48 | 24.05 | 1.80 | -3° | 14.65 | 11.59 | 0.09 | 36.37 | 19.31 | 0.08 | 25.67 | 18.48 | 0.16 |
（1） 避开台风期进行施工，同时加强中塔与主梁间的临时约束；措施(2)造价高昂，且对来往船舶会造成极大影响，因此不做考虑；经过试验，TMD的质量块重量需要达到梁段重量的10%以上方可有有效效果。从结构安全性和经济性出发，在实际施工中，以方案一为主，方案三作为预备措施。主通航孔桥的防船撞设计的通航代表船型为10万吨级油轮，总长246m，型宽43m，满载吃水14.8m。根据AASHTO规范，并采用动力分析软件MSC.Dytran对船撞力进行了分析，其中有限元碰撞时程分析结果如下图所示：根据AASHTO推荐的船撞概率模型（即IABSE模型），在要求的倒塌概率的条件下，主通航孔桥的设计船撞力如下表：方案 | 桥墩 | 设计防撞力（MN） | 撞击范围 | 主通航孔桥 | 主墩（ZT3、ZT4、ZT5） | 136.3 | -16.8～+22.23m | 辅助墩（ZT2、ZT6） | 62.3 | -16.8～+22.23m | 过渡墩（ZT1、ZT7） | 46.5 | -16.8～+22.23m |
为保证结构安全，大桥采用了简单可靠的固定式释能附体防撞措施，采用防撞措施后，防撞力为：方案 | 桥墩 | 设计防撞力（MN） | 主通航孔桥 | 主墩（ZT3、ZT4、ZT5） | 93.8 | 辅助墩（ZT2、ZT6） | 42.5 | 过渡墩（ZT1、ZT7） | 24.8 |
索塔的固定式释能附体在国内首次采用了双层钢套箱结构，其中内层钢套箱可兼做施工套箱使用。本项目结构耐久性要求高，为保证结构耐久性，在使用海工砼、增大钢筋保护层厚度、对混凝土材料提出专项要求、配备主梁除湿机、设置索塔检修通道等之外，还采用了以下特色措施：承台和索塔浪溅区采用性能环氧涂层钢筋，提升钢筋耐久性。环氧钢筋的连接采用环氧钢筋专用套筒。为减少甚至免除运营期的维护工作，钢锚梁、钢牛腿及钢锚梁斜拉索套筒用无缝钢管等设计采用耐候钢。钢锚梁及钢牛腿不进行涂装。要求经锈蚀稳定化辅助处理的耐候钢，在100年使用期内，钢板表面总腐蚀厚度不超过2mm。除常规的梁外检查车外，在主梁内部设置了梁内检查车，并在主梁端部设置了由桥面至箱梁内部的检修平台，以便于主梁内部的运营检查和维护。上述措施大大提升了主梁内部的检查条件，真正的做到了可达、可检、可修。宁波舟山港主通道主通航孔桥由浙江省交通规划设计研究院有限公司和中交公路规划设计院有限公司联合体设计，浙江舟山北向大通道有限公司投资建设，中交路建施工。本项目于2017年9月30日开工建设，2020年6月29日主通航孔桥胜利合龙。本项目将于2021年全线通车。
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