桥梁结构气动导纳研究回顾及其新进展

气动导纳函数是桥梁抖振分析中的重要气动参数,国内在这方面的研究几乎处于空白阶段.在分析文献资料的基础上,系统地介绍了气动导纳函数的来源、历史研究及经验公式等.并对作者在气动导纳研究方面的最新成果和进一步需要进行的工作进行了简单介绍,从而为今后的研究工作提供了参考.     

现行规范桥梁气动导纳理论局限性的分析

为准确描述气动导纳对抖振的影响,针对我国现行规范气动导纳函数局限性的问题.通过对气动导纳函数的全面理论分析,提出了影响气动导纳的各种因素;并通过编程计算实例和风洞试验证明了现行气动导纳函数的局限性,指出了需要一个完整的气动导纳理论体系。研究结果为较好把握桥梁抖振的理论分析及工程应用提供理论依据。     

现行规范桥梁气动导纳理论局限性的分析

为准确描述气动导纳对抖振的影响,针对我国现行规范气动导纳函数局限性的问题.通过对气动导纳函数的全面理论分析,提出了影响气动导纳的各种因素;并通过编程计算实例和风洞试验证明了现行气动导纳函数的局限性,指出了需要一个完整的气动导纳理论体系。研究结果为较好把握桥梁抖振的理论分析及工程应用提供理论依据。     

桥梁结构三维气动导纳研究

介绍并阐明了用于结构抖振分析的气动导纳函数的概念，讨论了目前采用的导纳函数并指出其局限性，导出了不同情况下适用于薄板的导纳函数，指出三维气动导纳函数能反映结构外形、脉动风场特性及折减频率的综合影响，是符合工程实际的，最后，总结了风洞试验中进行气动导纳函数研究的2类方法。     

扁平双边肋主梁桥梁断面气动导纳互功率谱识别方法探讨

以湖北荆沙长江大桥为背景,通过紊流场测力试验对气动导纳的互功率谱识别法进行了研究。通过与传统方法比较,发现互功率谱法计算得到的等效气动导纳整体上偏低,且低于Sears函数,但随折减频率变化的趋势上看,与传统算法无明显差异。由互功率谱法计算得到的复气动导纳计算抖振力,并进行频谱分析,与实测抖振力自功率谱比较发现,计算得到的抖振力自功率谱随折减频率变化的趋势与实际抖振力自功率谱吻合较好,但存在一定数量上的差异。通过对紊流度为6%、10%、20%的三种紊流场中-5°~+5°风攻角下计算值与实验值的比较发现,计算抖振力谱与实际抖振力谱的相对差异没有随紊流度和来流风攻角变化而变化的趋势,且相对差值较为稳定。     

关于桥梁结构的气动导纳

结构的抖振响应由结构上的的抖振力决定,而结构上的抖振力又由结构的气动导纳函数和阵风谱决定。基于片条假设的Sears‘气动导纳函数未能反映阵风在桥跨方向上的相关特性,三维气动导纳（3DAAF）的分析表明气动导纳函数受结构的特征尺寸,阵风场特性和折算频率影响,拉条模型试验也表明三维气动导纳函数更符合工程实际 。     

大跨度铁路斜拉桥非线性时域抖振分析

通过脉动风速场模拟，获得了桥梁结构时域化风荷载，在此基础上，采用大跨度桥梁抖振的时域分析法，以一大跨度铁路斜拉桥为工程背景，对大跨度铁路斜拉桥抖振的非线性行为进行了分析．分析中综合考虑了结构几何非线性和气动非线性，其中结构几何非线性因素包括拉索垂度、内力引起的梁-柱效应及结构大变位等，气动非线性因素包括攻角效应、自激力等．非线性运动方程采用双重迭代法求解，以提高迭代的收敛性．非线性时域抖振分析和线性分析结果的比较表明，非线性因素会增大结构的抖振响应．     

刚构体系独塔斜拉桥施工期抖振响应

为了更准确地计算桥梁抖振响应, 以采用刚构体系的某带大挑臂钢箱结合梁独塔斜拉桥最大双悬臂施工阶段为研究对象,首先在有限元建模中重点讨论因塔梁固结处节点刚性区建模方法不同而导致的桥梁结构动力特性差异;随后运用二维不可压非定常雷诺平均URANS数值模拟方法,识别大挑臂钢箱主梁断面静力三分力系数和气动导纳;最后基于Davenport准定常理论在ANSYS中开展桥梁抖振时域分析,所得结果与气弹模型风洞试验进行比较. 研究表明:施工阶段的独塔斜拉桥结构动力特性及抖振响应受塔梁结合处有限元建模方式影响十分显著,结构基频差异最大可达21.3%,进行此类桥梁动力分析时应予以足够重视;主梁断面的气动导纳识别结果表现出对来流风场参数的依赖性,抖振计算时应合理使用;主梁悬臂端抖振位移响应计算值大于风洞气弹模型试验测试值,该计算结果用于设计参考时是偏于保守的.      

理想薄平板气动导数的人工神经网络识别

介绍一种用BP人工神经网络方法识别理想薄平板的气动导数的方法．通过构造BP网络，比较各种因素对识别结果的影响．数据处理方式对神经网络的训练结果影响很大．隐层单元数量、训练次数、随机赋值次数、样本数量等对训练结果也有影响，但影响较小．采用这种方法识别理想薄平板的气动导数是可行的，并且具有较高的精度．     

桥梁抖振响应中联合承载函数的计算

利用机翼升力面理论分析了桥梁抖振升力沿跨向的相关函数。结果显示,该相关函数大于脉动风沿跨向的相关,表明片条理论有一定的局限性,基于片条理论的联合承载函数低估了结构对风力的响应。提出了桥梁抖振响应中计算联合承载函数应采用的升力相关函数。     

某大跨度斜拉桥施工阶段的抖振控制措施研究

介绍了桥梁结构抖振响应计算原理,并以某斜拉桥最大双悬臂态为工程实例计算了结构的抖振响应,然后分别对增设抗风临时拉索和利用塔旁托架两种减振措施进行了分析。结果表明,对于大跨斜拉桥的施工阶段,增设抗风临时拉索和利用塔旁托架是两种具有实际工程意义的抖振控制措施。     

大跨悬索桥抖振动力可靠性研究

在抖振时域分析的基础上,基于首次超越破坏机制,给出了6种不同方法计算结构各控制点抖振动力可靠性。在此基础上,采用简化的串联失效模式,介绍了悬索桥主梁系统抖振动力可靠性分析的过程。最后,以某特大悬索桥为工程背景,用文中的方法对其主梁系统进行了抖振动力可靠性分析。     

瞬态激振机械阻抗法检测桩基质量探讨

给出了几种完整桩和有缺陷桩的机械导纳数学模型，通过分析瞬态激地曲线共振峰频率和波速可获得桩身缺陷性质，位置和范围等有关参数，采用ＲＳＭ－０８Ｃ桩分析仪进行了模型桩试验，结果表明所述方法是可行的。     

被动调质阻尼器对斜拉桥弯扭耦合抖振的控制分析

基于Ｒ．Ｈ．Ｓｃａｎｌａｎ教授的斜拉桥风致抖振分析理论，作者导出了调质阻尼器（ＴＭＤ）作用下斜拉桥弯扭耦合抖振响应的计算公式，经过大量的数据处理，给出了ＴＭＤ参数的优化公式，并以美国的Ｂａｙｔｏｗｎ Ｂｒｉｄｇｅ为例，对该桥有无ＴＭＤ情况下的抖振响应作了对比分析，结果表明，被动ＴＭＤ对该桥的抖振具有较好的抑制效果。     

吹灰除尘过程中省煤器的振动问题研究

为了避免锅炉省煤器在运行中产生共振引发的危害．应用流体诱发振动的原理分析了在吹灰除尘过程中应尽力避开漩涡脱落频率fw与湍流抖振频率fb的观点．在热态在线吹灰过程中，省煤器将会诱发更为复杂的振动，因为这两个振动均为非线性的不可叠加的，文中对比提出了进一步的思考与研究。     

几何非线性因素对桥梁结构风致抖振响应的影响分析

以某特大悬索桥为例,通过建立有限元模型进行数值计算,定性地分析了几何非线性因素对桥梁结构风致抖振响应的影响.     

大跨度钢管混凝土拱桥时域抖振分析

探讨了利用非平稳随机过程理论和少量的实际风速记录模拟自然风,并以此作为桥址处的自然风用时域抖振分析方法对某系杆拱桥进行抖振时域分析。通过将计算结果与风洞试验结果的比较,发现二者误差不大。     

协作体系斜拉桥接头部位构造及抖振响应分析

协作体系斜拉桥是一种跨越能力大、结构新颖的斜拉桥结构形式,该体系的抗风性能及接头部位的处理是设计人员十分关注的问题.文中以金马大桥为实际工程背景,对斜拉桥与T构间接头处的构造形式进行了探讨,对剪力铰和连续截面两种不同的连接方式所形成的协作体系斜拉桥进行了抖振响应分析,比较了两者在变形及受力方面的特性,为今后类似工程的设计提供了一定的参考.     

刘家峡桁架梁悬索桥的颤抖振时域分析

以刘家峡大桥为工程背景,建立了钢桁架梁悬索桥的有限元模型,采用改进谐波合成法模拟了脉动风荷载,结合大跨桥梁颤抖振分析的基本理论,计算了对应于桥梁各节点的静风力、抖振力和自激力.在此基础上,利用ANSYS参数化设计语言（APDL）编制了相应的计算程序,将计算所得的各类风荷载施加在全桥有限元模型的节点上,对刘家峡桁架梁悬索桥进行了颤抖振时域分析,以精确求解不同桥面基准风速下,桥梁各关键部位的抖振扭转角、抖振侧向位移、抖振竖向位移,进而研究了风速变化对悬索桥最大颤抖振响应的影响.与全桥模型风洞试验的对比结果表明：对大跨桥的颤抖振分析方法是合理可行的,可为同类大跨桥梁风致振动的研究提供科学的依据和参考.     

带输送机边主梁涡振性能及抑振措施试验研究

桥面输送机改变了边主梁的气动外形，为研究其涡振性能及抑振措施，开展了1.00∶20.00刚性节段模型自由悬挂风洞试验. 首先，研究了带输送机边主梁断面涡振性能，并测试了结构阻尼比对其的影响；其次，对比了有、无输送带边主梁的涡振性能；最后，采用风嘴、梁底稳定板、水平隔流板等气动措施对主梁断面涡振性能进行了优化研究. 结果表明:带输送机边主梁在规范要求的0°、±3° 风攻角下的涡振性能均较差，最大超出规范限值286%；桥面输送机降低了主梁的涡振稳定性，涡振响应峰值提高了44%；梁底安装稳定板有利于改善主梁的涡振性能，并且与梁底同高的稳定板制振效果随其数量的增加而更优，安装3道1.5 m下稳定板对主梁涡振抑制效果达93%；伸出梁底0.5 m的2.0 m高中央稳定板能完全抑制主梁涡振；风嘴对主梁的涡振性能影响较弱，但在一定范围内具有最优角度取值；梁底单独布置水平隔流板，涡振响应峰值降低17%；优化主梁截面采用风嘴 + 风嘴水平分流板 + 1 m宽水平隔流板，主梁涡振响应峰值降低92%，且远低于规范限值.