大跨加勁梁人行懸索橋風致穩(wěn)定性研究
第一章 緒論
除了這類柔性人行橋之外，還有一種具有加勁梁結構的人行橋，加勁梁式人行橋具有較好的使用舒適性，所以具有良好的應用前景。按照結構受力特點來分，理論上這類人行橋可以選用梁式橋、拱式橋、斜拉橋、懸索橋、組合體系橋等五大類型；依據跨度適用性來分，梁式橋和拱式橋的跨度有限，而纜索支撐體系橋梁跨越能力較大，所以跨越大型山谷或者較寬河流的橋梁多采用懸索橋結構，比如已建成的跨越 173m 深谷的主跨 390m 的日本九重夢大橋、跨越 143m 深谷的主跨 420m 的中國山東天蒙景區(qū)人行懸索橋、跨越 300m 深谷的主跨 385m 的張家界大峽谷人行懸索橋，以及計劃修建的跨越景觀河流的主跨 369m 的中國四川鳳埡山景區(qū)孝心橋。對于這些具有加勁梁結構的大跨人行懸索橋一般橋面較窄（日本九重夢大橋的橋面寬度僅為 1.5m），剛度較小，其自振頻率較小，結構的動力穩(wěn)定性較差，而且往往跨越深切峽谷，橋址風環(huán)境惡劣，容易引發(fā)較大振幅的風致振動，所以抗風設計是這類橋梁的重要方面。
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大跨橋梁的現代抗風研究已經走過 70 余年，雖然現有理論模型存在很多假定，需要完善和進一步分析的問題很多，但是當前橋梁抗風理論已經基本滿足橋梁工程建設的需要，針對公路或鐵路大跨橋梁的抗風應用研究比較廣泛，對于車載橋梁的抗風性能應用研究也已經較為充分。由于很多大跨人行橋采用索道橋，這類橋梁對風荷載適用性較強幾乎不需要進行抗風設計，而具有加勁梁結構的大跨人行懸索橋目前數量不多，所以當前專門針對大跨加勁梁人行懸索橋的抗風研究并不多。
1.2.1 既有研究案例
日本九重夢人行懸索橋因為極小的寬跨比和高跨比導致抗風能力薄弱，大橋采用抗風纜、風嘴和格柵橋面來提高自身的抗風能力[2-3]。湖南張家界大峽谷人行橋加勁梁初步設計斷面顫振穩(wěn)定性較差，尤其是外傾式低透風率欄桿結構不利于提高顫振穩(wěn)定性，最終采用普通格柵高透風率欄桿，并加裝梁端風嘴以及下穩(wěn)定板綜合氣動措施解決了顫振穩(wěn)定性問題[4]。1993 年建成的捷克斯維斯灣橋為一座大跨預應力混凝土人行懸索橋，主跨為 252m，梁高僅為 0.4m，高跨比達 1:630，該橋以其創(chuàng)新的設計，于 1994 年獲得在美國華盛頓召開的第 12 屆 FIP 大會頒發(fā)的杰出工程結構大獎，大橋通過斜置橋塔和體內預應力索來提高整體剛度和抗風穩(wěn)定性，研究表明該橋由于自身頻率較低，對行人荷載并不敏感，幾何縮尺比為 1:130 的氣動彈性風洞試驗驗證了該橋具有良好的氣動穩(wěn)定性[8]。Tanaka 通過在某人行懸索橋跨中添加緊扣纜索與主梁的夾鎖裝置，可以大大減小跨中豎向撓度，提高顫振臨界風速，且抑制了渦激振動[26]。Flaga 研究了四座不同結構特點的大跨人行懸索橋氣動性能，研究表明傾斜主纜、水平桁架、水平拱等懸索橋結構抗風能力能滿足需求[27]。
Luca Salvatori 通過一個兩斷面簡化模型分析了懸索橋結構非線性與風速跨向相關性對顫振穩(wěn)定性的影響，對于 100m 主跨的輕人行懸索橋算例分析發(fā)現，線性計算會人為減小顫振臨界風速，風速跨向全相關會低估結構的響應[28]。Taylor 通過離散渦數值模擬和 POD 方法研究了一座π形主梁人行橋的氣動特性與氣弾穩(wěn)定性，研究發(fā)現π形裸梁具有較好的顫振穩(wěn)定性，但是在π形主梁梁端敷設欄桿會降低顫振穩(wěn)定性，不同形式的欄桿對顫振穩(wěn)定性的影響也不同[29-30]。
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第二章 大跨加勁梁人行懸索橋動力特性研究
橋梁動力特性有助于認識和預判橋梁結構的動力響應，頻率（周期）、模態(tài)質量以及振型是橋梁動力特性的主要參數。進行風洞試驗、動力荷載分析均依賴于結構動力特性，有限元分析方法是獲取橋梁結構動力特性直接而有效的手段。本章即基于有限元分析方法對大跨加勁梁人行懸索橋動力特性展開詳致分析，分析多種設計方案的動力特性，分析幾種極端狀態(tài)的動力特性，為相關人行懸索橋設計提供一定的參考，同時本章計算的寬加勁梁設計方案以及極端狀態(tài)等動力特性也為本文后續(xù)章節(jié)風洞試驗提供了模型設計基本參數。
結構動力特性分析就是矩陣特征值分析，其中特征值對應于頻率，特征向量對應于振型。對于橋梁結構動力特性分析，一般可以忽略阻尼和非線性的影響。纜索承重橋梁的纜索應力對結構體系剛度有很大貢獻，所以模態(tài)分析前首先要對結構進行靜力計算，并將結構的應力剛度矩陣[S]計入結構的動力平衡方程中，
本文采用 Block Lanczos 方法進行模態(tài)分析求解，該方法是經典 Lanczos 的改進，用于求解系統(tǒng)的特征值問題，具有求解速度快、可以指定特征值范圍等特點。在進行風洞試驗節(jié)段模型質量系統(tǒng)模擬時應使用考慮全橋振動效應和振動空間特性的主梁等效質量和等效質量慣矩[32]，由于橋梁結構對風響應的特點，一般只關心主梁結構一階豎彎模態(tài)與一階扭轉模態(tài)對應的等效質量與等效質量慣矩，通常選取一組頻率較低的反對稱豎彎、扭轉基頻或者正對稱豎彎、扭轉基頻。主梁等效質量和等效質量慣矩可按下式計算：
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本文主要以山東臨沂天蒙景區(qū)人行懸索橋為研究背景，該橋的初步設計方案與施工圖設計方案有較大不同，主要原因就在于抗風層面的考慮。垂跨比、抗風纜、中央扣等結構方案對結構動力特性有著不同程度的影響。本小節(jié)將針對這些方案展開動力特性對比分析，研究不同結構方案對動力特性的影響。
2.2.1 窄加勁梁設計方案
天蒙景區(qū)人行懸索橋位于山東省臨沂市費縣東北部蒙山天蒙旅游區(qū)內，該旅游區(qū)規(guī)劃范圍北至和蒙陰、沂南交界處，南至日東高速沿線，西至和平陰、蒙陰交界處，東至京滬高速沿線。大橋設計跨越深谷連接望海樓和玉皇頂兩個景點，2012 年提出大橋的初步設計方案，本文稱之為窄加勁梁設計方案。初步設計方案為主跨 420m 單跨雙塔加勁梁懸索橋，初步設計立面布置如圖 2.1 所示，大橋橫跨最大深度 143m 的山谷，跨徑組合為 38+420+48m，橋面無縱坡，橋面距離望海樓側山頂 76m，距離玉皇頂側山頂 36m。采用較小的矢跨比 1/12 來提高橋面高度和增加結構剛度，兩根主纜中心距為 3m，吊桿縱向間距 3m。橋面板兩端設置風嘴結構，加勁梁梁端設置兩根抗風纜，抗風纜跨中到兩端的傾角變化范圍為 32°~37°，受地形限制，兩側抗風纜錨固點并不對稱。橋塔采用混凝土框架式結構，錨碇采用重力式錨碇。
初步設計加勁梁標準橫截面見圖 2.2，加勁梁為縱橫型鋼組合體系，梁寬為 3.5m。橫梁采用 28b 型工字鋼，橫梁順橋向間距 3.0m，橫梁與橫梁之間設置由 100×100×12mm角鋼組成的“X”撐進行加勁，以提高主梁剛度和穩(wěn)定性，橫梁上部設置 4 道縱梁，縱梁采用 20b 型工字鋼，縱梁與橫梁通過焊接連接�？v梁上面鋪設 3 塊厚度 10cm 寬度 80cm混凝土橋面板，橋面板上鋪 3mm 厚塑膠，橋面板通過高強螺栓與縱梁連接，橋面板兩側設置風嘴。主梁在橋塔中心線處設置伸縮縫，橋塔處主梁下方設置豎向支座，主梁梁端側向設置抗風支座。護欄網方孔基本尺寸 16mm，金屬絲直徑 3.15，參考標準為 GB/T5330-2003，篩分面積百分率為 69.8%，即透風率為 69.8%。橋塔采用鋼筋混凝土門形框架結構，包括塔柱、橫梁以及附屬設施（爬塔、防雷系統(tǒng)、景觀照明等預埋件）。塔柱和上橫梁均采用 C50 混凝土，塔頂截面 2m（順橋向）×1.5m（橫橋向），塔底截面 2.5m（順橋向）×2m（橫橋向），上橫梁截面為 1.5m×1.5m。左右兩側塔柱中心間距：塔頂 3.0m，塔底 6.0m。塔柱均采用倒圓角矩形實心斷面，圓角半徑為 0.1m，橋塔總高度為 37.58m。
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3.1 橋梁非線性靜風穩(wěn)定性理論及其有限元分析.......................... 27
3.1.1 橋梁非線性靜風穩(wěn)定性分析理論...................................27
第四章 大跨加勁梁人行懸索橋渦振與抖振研究...........................59
4.1 加勁梁節(jié)段模型渦振試驗研究........................................59
4.1.1 渦振試驗設計...............................................59
第五章 大跨加勁梁人行懸索橋顫振穩(wěn)定性研究........................87
5.1 橋梁顫振分析理論............................................87
5.1.1 橋梁顫振自激力........................................... 87
第五章 大跨加勁梁人行懸索橋顫振穩(wěn)定性研究
顫振是發(fā)散性的自激振動，抗風設計必須保證橋梁具有足夠的顫振穩(wěn)定性。大跨人行懸索橋具有加勁梁寬度小，質量輕等結構特點，所以顫振穩(wěn)定性問題有可能是制約橋梁設計的瓶頸。目前橋梁顫振分析主要是采用 Scanlan 線性自激力理論，從分析方法上又分為頻域法和時域法，顫振頻域分析基于復模態(tài)分析技術，顫振時域分析主要是基于階躍函數和單位脈沖響應函數解決自激力的時域化。本章主要研究（1）基于二維加勁梁節(jié)段模型顫振試驗，進行大跨人行懸索橋顫振氣動性能加勁梁斷面比選，確定大跨人行懸索橋加勁梁顫振穩(wěn)定性優(yōu)化氣動斷面；（2）基于加權最小二乘迭代法（WLS）采用MATLAB 編制橋梁斷面自由振動氣動導數識別程序，并解決高風速區(qū)氣動導數的識別精度與效率問題；（3）基于 ANSYS 編制橋梁全模態(tài)三維顫振分析程序，并進行分析程序的有效性驗證；（4）基于所編制的橋梁顫振分析程序，進行顫振分析影響參數研究，研究靜風附加風攻角、側向氣動導數、結構阻尼比等參數對橋梁顫振穩(wěn)定性的影響。
5.1.1 橋梁顫振自激力
現代橋梁抗風研究起于 1940 年美國華盛頓州塔科馬大橋的風振坍塌事故，該橋主跨長 853.4m，加勁梁型式為低矮桁架，橋寬 11.9m，梁高僅 1.3m，在 19m/s 的風速下即發(fā)生顫振發(fā)散破壞。此后著名橋梁工程師 O.H.Ammannhe 和著名力學大師 Von Karman以及 Fr.Bleich 組成的調查小組開始應用航空空氣動力學的研究成果和方法來分析事故原因，開創(chuàng)了橋梁氣動彈性研究。橋梁顫振自激力是橋梁顫振分析的核心，對橋梁顫振穩(wěn)定性的認識是伴隨著顫振自激力模型的不斷演進而加深的。1948 年 Bleich 最早采用 Theodorson 平板氣動力公式[100]通過半逆解法來分析懸索橋桁架加勁梁的顫振穩(wěn)定性[101]，繼 Bleich 之后，，Kloppel 和Thiele 提出了一種變系數圖解法，仍然采用 Theodorson 函數求解橋梁顫振臨界風速，但是引進了一個依賴實際橋梁斷面的折減系數進行修正[102]；Bleich 的顫振分析模型建立在理想薄平板理論基礎之上，而實際橋梁鈍體斷面伴隨著氣流的分離與再附現象，直接用勢流理論進行簡單處理顯然是不合理的，只有建立橋梁分離流顫振模型才能正確分析橋梁顫振穩(wěn)定性。1966 年，Sakata 發(fā)表了基于實測氣動導數的橋梁顫振分析論文；1967年，Scanlan 首先提出對 Theodorson 平板氣動力表達式進行修正的建議[103]，后來，Scanlan對比了橋梁斷面和機翼斷面顫振導數的本質差別，建立橋梁結構的分離流扭轉顫振理論，通過節(jié)段模型風洞試驗來測定小振幅條件下的顫振導數，建立了二維線性非定常氣動力計算模型[104-106]。后來 Sarkar 和 Jones 等人計入了側向自由度的影響，建立了 18 個顫振導數的三維線性自激力表達式（公式 5.1），進一步完善了橋梁分離流顫振分析模型[107-109]。
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第六章 結論與展望
本文系統(tǒng)性的研究了主跨 420m 量級的加勁梁人行懸索橋的風致穩(wěn)定性，對不同設計方案及極端狀態(tài)的動力特性、靜風穩(wěn)定性、渦振與抖振及顫振穩(wěn)定性進行了全面詳致的研究，本章對本文研究工作進行梳理總結，并對進一步研究進行展望。
本文第一章首先歸納總結了大跨加勁梁人行懸索橋的結構特點并指出其特殊性，羅列了大跨加勁梁人行懸索橋設計及運營過程中出現的問題，綜述了大跨加勁梁人行懸索橋抗風研究的相關案例研究，針對其具體結構特點給出了大跨加勁梁人行懸索橋的抗風適用措施，后續(xù)章節(jié)對結構動力特性、非線性靜風穩(wěn)定性、渦振與抖振及顫振穩(wěn)定性展開了具體研究。
1．對大跨加勁梁人行懸索橋不同結構設計方案以及可能出現的極端狀態(tài)進行了動力特性研究，主要研究結論為：
（1）隨著垂跨比的增大，加勁梁側彎與豎彎基頻均降低，但是加勁梁扭轉基頻卻增大；抗風纜措施可以大幅提高大橋的各階頻率，是提高結構動力性能的十分有效的措施；中央扣措施對側彎和豎彎基頻模態(tài)頻率和等效質量幾乎沒有影響，但是可以大幅提高扭轉基頻，同時也大幅增大扭向等效質量慣矩。
（2）欄桿護網掛冰狀態(tài)對主跨 420m 的加勁梁人行懸索橋的動力特性影響很��；當橋面上作用高密度行人流后，各階頻率降低明顯，其豎向等效質量和扭向等效質量慣矩隨之大幅增大。
2．對大跨加勁梁人行懸索橋的靜風穩(wěn)定性展開了細致研究，主要研究結論為：
（1）基于正交分解方法推導了考慮結構變形的斜風有效風攻角與風偏角，給出了斜風作用的法向三分力和水平向風摩阻力的計算公式。基于 ANSYS 編制了可以考慮斜風作用的橋梁非線性靜風失穩(wěn)計算分析程序，凡是能夠反映橋梁結構位形變化的范數都可以作為失穩(wěn)判據，選擇范數收斂容差大小的關鍵在于要保證小于結構靜風失穩(wěn)臨界風速首次迭代計算的最大范數值。
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參考文獻（略）
本文編號：356734
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