陳摯 CHEN Zhi

（同納檢測認證集團有限公司，上海 200000）

0 引言

懸索橋是由主纜、索塔、加勁梁、吊索、錨錠及抗風纜構成的組合體系。主纜是懸索橋的主要承重構件，在恒載作用下主纜具有很大的初張力，為結構提供強大的“重力剛度”并使得自身維持一定的幾何形狀，在活載作用下主纜可以通過自身幾何形狀的改變來影響結構的平衡狀態(tài)，具有較強的非線性力學特征。由于人行懸索橋的特點，其跨度較大且自身結構輕柔，一般會布置抗風纜增加橋梁對風荷載的抵抗能力并可以在一定程度上提高橋梁剛度。同時考慮到人行懸索橋的加勁梁自重普遍較輕，導致結構的“活載-自重比”較高，造成人行懸索橋在靜載試驗中會呈現(xiàn)出較強的幾何非線性。若按簡化算法不考慮抗風纜對橋梁的剛度影響或不考慮試驗荷載對橋梁結構的非線性影響，則計算結果無法精確指導橋梁檢測工作。

文章以某人行懸索橋為研究對象，分析不同抗風纜狀態(tài)對橋梁檢測工作的影響，以期為橋梁檢測提供可靠的理論依據(jù)。

1 抗風纜對橋梁動力特性及結構剛度的影響

抗風纜有以下幾種形式：與橋面系夾角θ=0°的平行式，θ=45°的左右分張式，θ=90°的垂直式以及內斂式和斜拉式[1]。將抗風纜與橋梁加勁梁的連接簡化為有剛度的彈性支撐，在不考慮橋梁結構阻尼影響的情況下，對圖1 所示計算模型采用連續(xù)彈性梁方法進行動力特性近似分析，梁的基頻計算采用瑞利法近似求解[2]。

圖1 計算模型簡圖

式中：ω 為結構的基頻；ρ 和E 為材料的密度和彈性模量；A 和J 為彈性梁的面積和慣性矩；Y（x）為彈性梁的撓度曲線；ki為抗風纜的豎向剛度，與抗風纜的水平力大小和抗風纜的夾角相關；xi為抗風纜與彈性梁的連接位置。

由上式可知，當抗風纜與橋面系夾角θ≠0°時，抗風纜在一定程度上可以提高橋梁的豎向基頻，即增加結構的豎向剛度。

2 依托工程

2.1 工程背景

某人行懸索橋為主跨120m 懸索結構，主纜線形按拋物線確定，矢跨比1/12，主跨120m，矢高10m；風纜矢跨比取1/30，與水平面夾角30°。單側主索選用7 根306×19S+IWR 型鋼絲繩，塔頂主索和背索水平夾角相同。索塔采用門字形鋼筋混凝土結構，塔頂設置索鞍；索塔基礎為人工挖孔樁基礎；錨碇系統(tǒng)為重力式錨碇。

主索采用直徑30mm6×19S+IWR 型鋼絲繩，一根主索7 根鋼絲繩，鋼繩直徑30mm，鋼芯，AB 級鍍鋅，公稱抗拉強度1670MPa?？癸L主索規(guī)格為6×7S+FC 型，直徑30mm；抗風拉索規(guī)格為6×7S+FC 型，直徑16mm，AB 級鍍鋅，公稱抗拉強度1670MPa。

全長171.2m，橋梁凈寬2.0m，全寬2.3m，橋梁設計荷載等級為人群荷載：3.5kN/m2。橋型布置見圖2 所示。

圖2 某人行懸索橋橋型布置圖

2.2 加載方案

為準確模擬人群荷載的靜力效應，試驗一般采用水箱或水袋進行加載。由于人行懸索橋結構較輕柔，在試驗荷載作用下橋面結構會產(chǎn)生較大的豎向變形，而水箱或水袋中的加載水會隨結構變形而流動，導致試驗荷載出現(xiàn)非線性變化。為減小試驗荷載的非線性變化，試驗水箱或水袋應增加縱、橫向隔板，合理劃分倉室。本次試驗水箱全長120m 寬2m，在長度方向上設置47 處隔板，寬度方向上設置1 隔板，合計分為96 個倉室，每個倉室長2.5m 寬1.0m。

考慮到人行懸索橋結構的剛度會隨著活載的變化而發(fā)生顯著變化，因此靜載試驗可采用“多分步，少加載”的方式進行，即：結構滿載前多分級，降低每級的加載長度和加載噸位，分析各測點在整個各級荷載作用下的變化趨勢和規(guī)律。

2.3 有限元模型

采用Midas Civil 建立全橋三維有限元模型，其中加勁梁、主塔、橫梁采用梁單元模擬，主纜、吊桿、風纜采用索單元模擬，邊界條件采用一般約束和彈性連接，主塔索鞍在施工階段釋放縱向約束，在成橋階段鎖定。

為分析抗風纜對橋梁荷載試驗的影響，本次模擬采用四種方式進行模擬，對橋梁結構進行敏感分析，并對比實測數(shù)據(jù)和有限元計算結果。

方式一：建立無抗風纜全橋模型。

方式二～方式四：建立有抗風纜全橋模型，抗風纜與橋面系夾角成30°，抗風纜水平張力分別為138kN，256kN（設計要求狀態(tài)），530kN。

有限元模型見圖3，圖4。

圖3 方式一無抗風纜有限元模型

圖4 方式二～方式四有抗風纜有限元模型

3 抗風纜對橋梁自振特性檢測的影響分析

在橋梁檢測工作中，結構自振特性是重要的評定標度，關系著橋梁的檢算系數(shù)和檢算結果。同時，懸索橋的自振特性分析與其他類型橋梁不同，直接關系到懸索橋結構的安全[3]。通過敏感分析分析，得到無抗風纜、有抗風纜以及不同抗風纜水平張力下的結構關鍵振形和關鍵頻率，見表1，各振型模態(tài)頻率關系分布圖見圖5。

表1 結構關鍵自振特性計算結果

圖5 豎彎模態(tài)-頻率關系分布圖

在該橋主跨跨中布置豎向拾振器，實測該橋一階正對稱豎彎基頻為0.55Hz。

由上述圖表可知：①該橋在3Hz 內存在約12 階豎彎模態(tài)表明大跨徑人行懸索橋的豎彎模態(tài)十分密集；②考慮抗風纜對橋梁結構的作用時，計算的結構豎彎、扭轉和平彎自振頻率均明顯提高，且隨著抗風纜水平張力的提高橋梁自振頻率也隨之提高。表明抗風纜會影響橋梁結構豎向剛度，抗風纜成橋水平張力與橋梁結構豎向剛度呈正相關；③該橋實測一階正對稱豎彎基頻介于無抗風纜理論值（方式一）和抗風纜水平力138kN 理論值（方式二）之間，表明該橋抗風纜存在松動未達到設計要求狀態(tài)（抗風纜水平力256kN）與現(xiàn)場檢查結果基本一致。

4 抗風纜對橋梁靜載試驗的影響分析

4.1 抗風纜對加勁梁撓度的影響

結構撓度測量是橋梁靜載試驗中的重要檢測項目，《公路橋梁承載能力檢測評定》（JTG/T J21-2011）規(guī)定：試驗荷載作用下主要測點的校驗系數(shù)不得大于1，否則可判定橋梁承載能力不滿足要求，因此合理的理論值是計算出準確校驗系數(shù)的前置條件。

分別采用不同模擬方式和分析方法計算該橋加勁梁在試驗荷載下的各級撓度值，并與主要測點實測值進行比對見表2 和圖6，圖7。

表2 加勁梁撓度值對比表單位：mm

圖6 各工況下L/2 測點撓度理論-實測對比圖

圖7 各工況下L/6 測點撓度理論-實測對比圖

由實測結果與理論計算可得：①方式三（僅考慮成橋剛度）計算的各主要測點在橋梁靜載試驗中的變化趨勢與實測結果存在較大偏差，其主要測點的最大撓度級與實測不一致，難以指導檢測工作；②方式一～方式四計算的主要測點撓度值在橋梁滿載情況下偏差較小，但隨著橋梁加、卸載各模擬方式的計算偏差逐步增加，尤其在橋梁處于非對稱荷載的情況下（第7 級卸載～第10 級卸載）計算偏差最大；③橋梁主要測點實測值在靜載試驗中的變化趨勢與按方式一～方式四分析的理論趨勢一致，實測結果介于無抗風纜理論值（方式一）和抗風纜水平力138kN 理論值（方式二）之間，與自振特性檢測結果吻合。

4.2 抗風纜對加勁梁梁端縱向位移的影響

人行懸索橋多為漂浮或半漂浮體系，在梁端采用有限位移鉸支座釋放加勁梁的縱向變形?？癸L纜拉索一般與橋梁縱向呈一定夾角，在加勁梁受荷變形時抗風纜的內力和幾何狀態(tài)也會隨之變化，進而在一定程度上約束加勁梁的縱向位移?？紤]到有限位移鉸支座和梁端伸縮縫裝置的允許滑動量有限，在橋梁荷載試驗期間應密切監(jiān)測加勁梁梁端位移，防止支座破壞。

分別采用不同模擬方式和分析方法計算該橋加勁梁梁端在試驗荷載下的縱向變形最大值，并與實測值進行比對見表3。

表3 加勁梁梁端縱向位移對比表單位：mm

由表3 可得：①無抗風纜模型（方式一）計算的荷載試驗期間梁端最大縱向位移值與實測結果存在嚴重偏差，難以指導檢測工作。表明人行懸索橋抗風纜對靜載試驗期間加勁梁縱向變形影響較大；②有抗風纜模型（方式二～方式四）計算的靜載試驗期間梁端最大縱向位移值隨著抗風纜成橋內力的增加而逐步減小。表明抗風纜成橋內力大小與加勁梁縱向約束效果呈正相關。

5 結束語

本文以某人行懸索橋為研究對象，分析不同抗風纜狀態(tài)對橋梁檢測工作的影響，得出以下結論：①人行懸索橋抗風纜內力狀態(tài)不同對橋梁靜載試驗期間的理論值存在較大影響，因此理論計算時需考慮抗風纜對橋梁的剛度影響以及試驗荷載對橋梁結構的非線性影響。②對存在抗風纜的人行懸索橋，可先進行自振特性檢測，分析抗風纜對橋梁結構的剛度影響，進而修正理論模型，指導后續(xù)檢測工作。③人行懸索橋抗風纜對靜載試驗期間加勁梁縱向變形影響較大，且抗風纜成橋內力大小與加勁梁縱向約束效果呈正相關。因此，對抗風纜松動或未設置抗風纜的柔性人行懸索橋，在靜載試驗期間應密切監(jiān)測梁端位移，防止縱向位移過大對橋梁伸縮縫裝置或加勁梁支座造成破壞。