基于非對(duì)稱(chēng)懸索橋的振動(dòng)基頻估算公式

楊國(guó)俊, 郝憲武, 宋 濤, 李子青

(1.蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,甘肅 蘭州 730050; 2.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院,陜西 西安 710064)

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基于非對(duì)稱(chēng)懸索橋的振動(dòng)基頻估算公式

楊國(guó)俊1, 郝憲武2, 宋 濤2, 李子青2

(1.蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,甘肅 蘭州 730050; 2.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院,陜西 西安 710064)

為了便于快速計(jì)算非對(duì)稱(chēng)懸索橋的振動(dòng)基頻,文章基于主纜不等高支撐的懸索橋,應(yīng)用Rayleigh法,分別推導(dǎo)了一階豎彎和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)基頻估算公式,對(duì)于一階正對(duì)稱(chēng)的豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻,提出了修正規(guī)范公式的非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)參數(shù)影響因子,并推導(dǎo)了扭彎基頻比公式,最后通過(guò)有限元法驗(yàn)證估算公式的精度。研究結(jié)果表明:非對(duì)稱(chēng)懸索橋一階反對(duì)稱(chēng)的豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻不受非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響,而對(duì)于一階正對(duì)稱(chēng)豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻,當(dāng)非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)敏感性參數(shù)ξ大于0.1時(shí),基頻減小的幅度明顯顯著;推導(dǎo)的估算公式計(jì)算解與有限元解的誤差能滿(mǎn)足設(shè)計(jì)階段的要求,該公式可以方便指導(dǎo)非對(duì)稱(chēng)懸索橋的方案選擇和初步設(shè)計(jì)。

橋梁工程;非對(duì)稱(chēng)懸索橋;基頻; Rayleigh法;估算公式

懸索橋動(dòng)力分析中的自振特性是許多研究者普遍關(guān)注的結(jié)構(gòu)特性之一,結(jié)構(gòu)基頻影響到結(jié)構(gòu)抗風(fēng)的穩(wěn)定性和對(duì)地震荷載的動(dòng)力響應(yīng),所以計(jì)算其自振頻率和振型是懸索橋設(shè)計(jì)階段不可或缺的一環(huán)[1-2],但是在某些地區(qū)尤其山區(qū),橋址受地形的限制,為了更好地適應(yīng)這種特定的工程環(huán)境而出現(xiàn)了非對(duì)稱(chēng)的懸索橋[3],同樣在設(shè)計(jì)階段需要對(duì)其動(dòng)力特性進(jìn)行初步估算。文獻(xiàn)[4]基于單跨懸索橋給出了估算一階正對(duì)稱(chēng)和反對(duì)稱(chēng)豎彎和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)基頻的計(jì)算公式;文獻(xiàn)[5]采用攝動(dòng)法隨機(jī)有限元(stochastic finite element method,SFEM)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的特征值問(wèn)題進(jìn)行分析,但是未給出估算基頻的實(shí)用公式;文獻(xiàn)[6-7]應(yīng)用能量法推導(dǎo)了單跨懸索橋振動(dòng)的基頻估算公式;文獻(xiàn)[8]在文獻(xiàn)[6-7]基礎(chǔ)上考慮了吊桿、索夾等的動(dòng)能后應(yīng)用Rayleigh法推導(dǎo)了單跨懸索橋豎向振動(dòng)基頻的實(shí)用近似計(jì)算公式;文獻(xiàn)[2]采用非線(xiàn)性的有限元法、SAP5程序計(jì)算方法和估算法3種方法計(jì)算了吊橋的自振頻率;文獻(xiàn)[9]針對(duì)上述能量法推導(dǎo)的懸索橋基頻近似計(jì)算公式由于沒(méi)有考慮主塔剛度對(duì)自振基頻的影響存在一定的誤差,提出了計(jì)入邊纜和主塔剛度影響和考慮實(shí)際振型修正的正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻估算公式;文獻(xiàn)[10]基于3塔懸索橋采用Lanczos特征值求解法分析了中塔梁間的彈性拉索剛度對(duì)豎向振動(dòng)頻率的影響;文獻(xiàn)[11-15]提出了考慮中塔剛度影響的3塔或多塔懸索橋的振動(dòng)基頻估算公式。

綜上所述,傳統(tǒng)對(duì)稱(chēng)的雙塔或多塔懸索橋有相應(yīng)的振動(dòng)基頻近似計(jì)算公式,但是針對(duì)非對(duì)稱(chēng)懸索橋基頻的實(shí)用估算公式很少。雖然有限元法得到了廣泛的應(yīng)用,但是對(duì)此類(lèi)橋梁來(lái)說(shuō),有限元建模過(guò)程相對(duì)復(fù)雜,不利于設(shè)計(jì)人員快速判斷橋梁結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性。本文以主纜非對(duì)稱(chēng)的懸索橋振動(dòng)基頻為研究對(duì)象,應(yīng)用能量法,選取合理的振型函數(shù),推導(dǎo)了一階正對(duì)稱(chēng)和反對(duì)稱(chēng)豎彎和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)基頻估算公式,以供概念設(shè)計(jì)或校核有限元計(jì)算結(jié)果。

1 Rayleigh法及基本假定

1.1 基于Rayleigh法的頻率計(jì)算方法

假定振動(dòng)不受動(dòng)內(nèi)力的影響,非對(duì)稱(chēng)懸索橋豎彎振動(dòng)振型如圖1所示。圖1中L為主跨跨徑,Hs為恒載作用下主纜的水平拉力,則豎向固有振動(dòng)的微分方程[2]為:

(1)

圖1 非對(duì)稱(chēng)懸索橋豎彎振動(dòng)振型

在無(wú)阻尼固有振動(dòng)的情況下,橋梁的任一點(diǎn)、任一瞬間的位移可以表示為:

(2)

其中,φ(x)為假定的能滿(mǎn)足橋梁位移邊界條件的近似振型函數(shù);ω為與此對(duì)應(yīng)的頻率;θ為相位差。

根據(jù)能量守恒原理[16]可得頻率ω的近似公式為:

(3)

其中,EI(x)、m(x)分別為彎曲剛度和質(zhì)量分布函數(shù);U為體系勢(shì)能;T為體系動(dòng)能。

則基頻f0的計(jì)算公式為:

(4)

1.2 非對(duì)稱(chēng)懸索橋基本假定

本文公式的推導(dǎo)是基于懸索橋的撓度理論,基本假定如下:① 不考慮材料非線(xiàn)性,所使用的材料均滿(mǎn)足胡克定律;② 恒載在主纜上沿跨度均勻布置,主纜在恒載作用下的線(xiàn)形為拋物線(xiàn);③ 吊索沿跨徑均勻稠密布置,且在振動(dòng)時(shí)不伸長(zhǎng)不傾斜;④ 橋梁自由振動(dòng)產(chǎn)生較小幅度的位移,且整個(gè)過(guò)程結(jié)構(gòu)剛度不變;⑤ 主索鞍在主塔上不產(chǎn)生滑動(dòng)等現(xiàn)象。

若兩主塔的高差為h,跨中垂度為f,主跨跨徑為L(zhǎng)時(shí),矢跨比n=f/L,定義與非對(duì)稱(chēng)懸索橋結(jié)構(gòu)參數(shù)有關(guān)的系數(shù)ξ(主纜支承點(diǎn)高差與主跨跨徑的比值,即ξ=h/L)為敏感性參數(shù),非對(duì)稱(chēng)懸索橋如圖2所示。圖2中,q為主纜產(chǎn)生的均布荷載;α為主纜支承點(diǎn)連線(xiàn)與水平線(xiàn)的夾角;L1為邊跨跨徑。

根據(jù)基本假定,主纜線(xiàn)形的函數(shù)為:

(5)

垂直方向的平衡條件為:

(6)

將(5)式代入(6)式得恒載作用下主纜水平拉力為:

(7)

圖2 非對(duì)稱(chēng)懸索橋在恒載作用下受力情況

2 非對(duì)稱(chēng)懸索橋豎彎基頻估算公式

2.1 結(jié)構(gòu)體系勢(shì)能

非對(duì)稱(chēng)懸索橋鉛垂平面內(nèi)發(fā)生一階彎曲振動(dòng)時(shí),其勢(shì)能為主纜和加勁梁勢(shì)能之和[6-9]。

(1) 主纜勢(shì)能。主纜纜力變化產(chǎn)生的勢(shì)能Uce為:

(8)

其中,Ec為主纜的彈性模量;σ為主纜的軸向應(yīng)力;V為主纜體積;Ac為主纜的截面面積;Le為主纜的虛擬長(zhǎng)度;H為振動(dòng)引起的主纜水平分力。令P=1+8n2+25.6n4+1.5ξ2+16ξ2n2+0.5ξ4,有

(9)

其中,s為主纜曲線(xiàn)的長(zhǎng)度。

不考慮彈性伸長(zhǎng),由恒載作用點(diǎn)降低產(chǎn)生的主纜重力勢(shì)能(Ucg)[8]為:

(10)

因此主纜的勢(shì)能Uc為:

(11)

(2) 加勁梁勢(shì)能。加勁梁的彎曲勢(shì)能Us為:

(12)

結(jié)構(gòu)體系總勢(shì)能U為:

U=Uc+Us

(13)

2.2 結(jié)構(gòu)體系動(dòng)能

非對(duì)稱(chēng)懸索橋鉛垂平面內(nèi)發(fā)生一階彎曲振動(dòng)時(shí),其動(dòng)能為主纜、加勁梁和吊索動(dòng)能之和[6-9]。

主纜的動(dòng)能Tc為:

(14)

其中,mc為兩主纜質(zhì)量集度之和。

加勁梁撓曲動(dòng)能Tg為:

(15)

其中,mg為順橋向加勁梁質(zhì)量集度。

吊索的動(dòng)能Th為:

(16)

其中,mi為第i吊索的質(zhì)量集度。

所以體系總動(dòng)能T為:

T=Tc+Tg+Th

(17)

2.3 一階正對(duì)稱(chēng)豎向彎曲基頻估算公式

對(duì)于非對(duì)稱(chēng)懸索橋一階正對(duì)稱(chēng)豎彎自由振動(dòng),其振型如圖3所示。圖3中As為振動(dòng)振幅。

圖3 一階正對(duì)稱(chēng)豎彎振型

設(shè)其滿(mǎn)足邊界條件的正對(duì)稱(chēng)豎彎振型函數(shù)為:

(18)

(19)

當(dāng)sin(ωt+θ)=1時(shí),體系最大總勢(shì)能Umax為:

(20)

將(19)式、(20)式代入(3)式可得:

(21)

將(8)式、(20)式代入(4)式可得正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻fv為:

(22)

(22)式的根式運(yùn)算中，分子前2項(xiàng)比最后一項(xiàng)小1～2個(gè)數(shù)量級(jí),近似計(jì)算時(shí)可忽略不計(jì),而吊桿質(zhì)量遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于主纜和加勁梁的質(zhì)量,可忽略吊桿的動(dòng)能,故(22)式可簡(jiǎn)化為:

(23)

對(duì)于非對(duì)稱(chēng)懸索橋,一般情況下矢跨比n=0.1,主纜虛擬長(zhǎng)度可近似為:

正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻fv為：

(24)

其中,Ac1為單側(cè)主纜的截面面積。

文獻(xiàn)[4]中正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻fb估算公式為:

(25)

2.4 一階反對(duì)稱(chēng)豎向彎曲基頻估算公式

對(duì)于非對(duì)稱(chēng)懸索橋一階反對(duì)稱(chēng)豎彎自由振動(dòng),其振型如圖4所示。

圖4 一階反對(duì)稱(chēng)豎彎振型

設(shè)滿(mǎn)足邊界條件的反對(duì)稱(chēng)豎彎振型函數(shù)為:

(26)

體系最大總動(dòng)能Tmax為:

(27)

體系最大總勢(shì)能Umax為:

(28)

同理可得一階反對(duì)稱(chēng)豎彎基頻f1的估算公式為:

(29)

同理(29)式可簡(jiǎn)化為:

(30)

文獻(xiàn)[4]中反對(duì)稱(chēng)豎彎基頻fb的估算公式為:

(31)

其中,Hg為恒載作用下單側(cè)主纜的水平拉力。

(32)

所以(31)式與文獻(xiàn)[4,7]給出的估算公式是相同的,表明推導(dǎo)的非對(duì)稱(chēng)懸索橋的一階反對(duì)稱(chēng)豎彎基頻近似計(jì)算公式與單跨懸索橋的一階反對(duì)稱(chēng)豎彎基頻近似計(jì)算公式相同,說(shuō)明與非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)有關(guān)的參數(shù)對(duì)一階正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻沒(méi)有影響。

3 非對(duì)稱(chēng)懸索橋扭轉(zhuǎn)基頻估算公式

3.1 結(jié)構(gòu)體系勢(shì)能

結(jié)構(gòu)體系扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的勢(shì)能[6-7]推導(dǎo)如下。

加勁梁約束扭轉(zhuǎn)勢(shì)能U1為:

(33)

其中,EJw為加勁梁約束扭轉(zhuǎn)剛度。

加勁梁自由扭轉(zhuǎn)勢(shì)能U2為:

(34)

其中,GIt為加勁梁自由扭轉(zhuǎn)剛度。

主纜撓垂勢(shì)能U3為:

(35)

其中,b為兩主纜的間距。

結(jié)構(gòu)體系總勢(shì)能U為:

U=U1+U2+U3

(36)

3.2 結(jié)構(gòu)體系動(dòng)能

結(jié)構(gòu)體系扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的動(dòng)能[6-7]推導(dǎo)如下。

加勁梁旋轉(zhuǎn)動(dòng)能T1為:

(37)

主纜撓垂動(dòng)能T2為:

(38)

結(jié)構(gòu)體系總動(dòng)能T為:

T=T1+T2

(39)

3.3 一階正對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)基頻估算公式

對(duì)于一階正對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng),設(shè)其滿(mǎn)足邊界條件的扭轉(zhuǎn)振型函數(shù)為:

(40)

(41)

(42)

其中,r為加勁梁質(zhì)量回轉(zhuǎn)半徑。

令J=mgr2+mcb2/4,將(41)式和(42)式代入(3)式得:

(43)

同理可得一階正對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)基頻fn估算公式為:

(44)

其中,n=0.1,Le≈L(1+8n2+1.5ξ2)。

由于(44)式的中括號(hào)內(nèi)第1項(xiàng)遠(yuǎn)小于后2項(xiàng),也就是說(shuō)對(duì)于一階正對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng),可忽略加勁梁的約束扭轉(zhuǎn)的影響,(44)式可簡(jiǎn)化為:

(45)

文獻(xiàn)[4]中一階正對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)基頻ft估算公式為:

(46)

(47)

因此λ可以定義為非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)正對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)基頻的影響因子。

為了計(jì)算方便,將一階正對(duì)稱(chēng)的扭轉(zhuǎn)基頻和豎彎基頻比值記作扭彎基頻比,對(duì)于非對(duì)稱(chēng)懸索橋,正對(duì)稱(chēng)扭彎基頻比ε為:

經(jīng)簡(jiǎn)化得:

(48)

3.4 一階反對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)基頻估算公式

對(duì)于反對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng),設(shè)其滿(mǎn)足邊界條件的扭轉(zhuǎn)振型函數(shù)為:

(49)

(50)

(51)

(52)

根據(jù)前面的分析結(jié)果,同樣可以忽略約束扭轉(zhuǎn)的影響,故(52)式簡(jiǎn)化為:

(53)

所以(53)式與文獻(xiàn)[4,7]給出的估算公式是相同的,即推導(dǎo)的非對(duì)稱(chēng)懸索橋的一階反對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)基頻估算公式與單跨懸索橋的一階反對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)估算公式一致,說(shuō)明與非對(duì)稱(chēng)懸索橋結(jié)構(gòu)有關(guān)的參數(shù)不影響一階反對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)的基頻。

4 算例驗(yàn)證

某特大橋?yàn)橹骺?28 m的單跨主纜不等高支撐的非對(duì)稱(chēng)懸索橋,跨徑分布為166 m+628 m+166 m,上部結(jié)構(gòu)采用較好抗風(fēng)性能的扁平流線(xiàn)型鋼箱梁。設(shè)計(jì)主纜矢跨比為1/10,主纜橫橋向中心間距為26 m,吊索順向標(biāo)準(zhǔn)間距為12 m。索塔采用鋼筋混凝土塔柱結(jié)構(gòu),外形為門(mén)式框架。塔體包括塔頂、上塔柱、中塔柱和下塔柱,塔柱之間設(shè)3道橫梁。塔柱采用矩形空心薄壁截面。由于受地形的限制兩主塔是非對(duì)稱(chēng)布置的,索塔高差為10.362 m,主纜支撐點(diǎn)高差與主跨跨徑的比值為0.017,索塔左、右塔柱采用不等高形式,高塔肢高153.5 m,矮塔肢高138.5 m,加勁梁泊松比為0.3,其他參數(shù)見(jiàn)表1所列。

將表1中的參數(shù)代入(24) 式、(25)式、(45) 式、(46)式及(53)式,得到該橋一階正對(duì)稱(chēng)和反對(duì)稱(chēng)豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻,計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2所列。

表1 實(shí)橋結(jié)構(gòu)計(jì)算參數(shù)

注：m0為對(duì)應(yīng)項(xiàng)目單位長(zhǎng)度質(zhì)量。

表2 不同解下實(shí)橋的一階豎彎和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)基頻對(duì)比

注:誤差1是本文解與有限元解之間的誤差;誤差2是文獻(xiàn)[4]規(guī)范解與有限元解之間的誤差。

非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)敏感性參數(shù)對(duì)豎向振動(dòng)基頻、扭轉(zhuǎn)振動(dòng)基頻的影響分別如圖5、圖6所示。

圖5 結(jié)構(gòu)敏感性參數(shù)對(duì)豎向振動(dòng)基頻的影響

圖6 結(jié)構(gòu)敏感性參數(shù)對(duì)扭轉(zhuǎn)基頻的影響

由表2分析可知,對(duì)于非對(duì)稱(chēng)懸索橋的一階正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻和扭轉(zhuǎn)基頻,推導(dǎo)的公式比不計(jì)入結(jié)構(gòu)非對(duì)稱(chēng)性影響的規(guī)范公式[4]計(jì)算精度高,豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻計(jì)算結(jié)果與有限元結(jié)果誤差分別從6.8%、6.0%降到2.7%、4.1%,而對(duì)于非對(duì)稱(chēng)懸索橋的一階反對(duì)稱(chēng)豎彎基頻扭轉(zhuǎn)基頻,推導(dǎo)的公式與文獻(xiàn)[4]給出的一致,說(shuō)明非對(duì)稱(chēng)懸索橋的一階反對(duì)稱(chēng)豎彎基頻和扭轉(zhuǎn)基頻不受其相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響。

由圖5和圖6分析可知,非對(duì)稱(chēng)懸索橋的一階反對(duì)稱(chēng)豎彎基頻和扭轉(zhuǎn)基頻不隨結(jié)構(gòu)敏感性參數(shù)ξ的變化而變化,而正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻和扭轉(zhuǎn)基頻受結(jié)構(gòu)敏感性參數(shù)ξ的影響,當(dāng)ξ較小時(shí),正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻和扭轉(zhuǎn)基頻變化不大,說(shuō)明結(jié)構(gòu)整體剛度在減小,但減小幅度不是太明顯;當(dāng)ξ>0.1時(shí),基頻減小的幅度較顯著,表明隨著主纜非對(duì)稱(chēng)性逐漸增大,結(jié)構(gòu)的整體剛度減小幅度較顯著,這些規(guī)律可以指導(dǎo)非對(duì)稱(chēng)懸索橋的初步設(shè)計(jì)。

5 結(jié) 論

(1) 推導(dǎo)了非對(duì)稱(chēng)懸索橋一階正對(duì)稱(chēng)和反對(duì)稱(chēng)豎向振動(dòng)、扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的基頻近似計(jì)算公式以及正對(duì)稱(chēng)下的扭彎基頻比,提出了與非對(duì)稱(chēng)懸索橋有關(guān)的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻影響因子η和對(duì)正對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)基頻影響因子λ。

(2) 分別計(jì)算了非對(duì)稱(chēng)懸索橋的一階豎向彎曲自振基頻和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)基頻,結(jié)果表明該類(lèi)型橋的反對(duì)稱(chēng)豎彎基頻和扭轉(zhuǎn)基頻不受非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響,而對(duì)于正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻和扭轉(zhuǎn)基頻,推導(dǎo)的公式比不計(jì)非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)參數(shù)影響的文獻(xiàn)[4]公式精度高,對(duì)于正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻,其計(jì)算結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果的誤差從6.8%降到2.7%,對(duì)于正對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)基頻,相應(yīng)的誤差從6.0%降到4.1%。

(3) 對(duì)于非對(duì)稱(chēng)懸索橋正對(duì)稱(chēng)豎彎基頻和扭轉(zhuǎn)基頻,文獻(xiàn)[4]中的近似計(jì)算公式存在一定的缺陷,本文基于非對(duì)稱(chēng)懸索橋推導(dǎo)的實(shí)用近似計(jì)算公式只適用于主纜非對(duì)稱(chēng)的情況,對(duì)于跨徑非對(duì)稱(chēng)、3塔或多塔體系及其他體系應(yīng)做專(zhuān)門(mén)研究。

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(責(zé)任編輯 張淑艷)

Estimation formulas of vibration fundamental frequency based on asymmetry suspension bridge

YANG Guojun1, HAO Xianwu2, SONG Tao2, LI Ziqing2

(1.School of Civil Engineering, Lanzhou University of Technology, Lanzhou 730050, China; 2.School of Highway, Chang’an University, Xi’an 710064, China)

In order to calculate vibration fundamental frequencies of asymmetry suspension bridge conveniently and rapidly, frequency formulas for 1stvertical and torsional vibration of suspension bridge with asymmetric main cables were derived based on the Rayleigh’s method. As for 1stsymmetric vertical and torsional vibration, asymmetric structure influencing factors for the correction of code formula were put forward, and the formula for the crankle ratio of fundamental frequency was also derived. Finally, the accuracy of the proposed formulas was examined by the finite element method(FEM). The results show that 1stanti-symmetric vertical and torsional vibration of asymmetry suspension bridge is free from the influence of asymmetry structure parameter. While for 1stsymmetric vertical and torsional vibration, the decreasing range of fundamental frequency is obviously more significant when the structure sensitivity parameterξexceeds 0.1. The error between the fundamental frequency calculated by the proposed method and that by the FEM can meet the requirement of design phase, indicating that the proposed formulas can be applied to guiding the schematic design and preliminary design of asymmetry suspension bridge.

bridge engineering; asymmetry suspension bridge; fundamental frequency; Rayleigh’s method; estimation formula

2015-06-08；

2016-09-30

中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2013G1211010)

楊國(guó)俊(1988-),男,甘肅臨夏人,博士,蘭州理工大學(xué)講師; 郝憲武(1962-),男,陜西綏德人,博士,長(zhǎng)安大學(xué)教授,碩士生導(dǎo)師.

10.3969/j.issn.1003-5060.2016.11.020

U448.25

A

1003-5060(2016)11-1536-07