大跨度鋼桁懸索橋顫振氣動(dòng)優(yōu)化措施試驗(yàn)研究

董國(guó)朝，許育升，韓艷，李凱，彭元誠(chéng)

大跨度鋼桁懸索橋顫振氣動(dòng)優(yōu)化措施試驗(yàn)研究

董國(guó)朝1，許育升1，韓艷1，李凱1，彭元誠(chéng)2

(1. 長(zhǎng)沙理工大學(xué) 橋梁工程安全控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410114；2. 中交第二公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，湖北 武漢 430056)

對(duì)某大跨度鋼桁懸索橋進(jìn)行顫振試驗(yàn)研究，討論采取設(shè)置中央穩(wěn)定板、增設(shè)抑流板、封閉外護(hù)欄部分高度、調(diào)整下檢修道人行板厚度以及變動(dòng)水槽等不同氣動(dòng)措施及其相互組合下加勁梁的顫振穩(wěn)定性能，綜合考慮各方面因素得到氣動(dòng)優(yōu)化方案。研究結(jié)果表明：?jiǎn)为?dú)采取設(shè)置下中央穩(wěn)定板以及增設(shè)抑流板的措施對(duì)加勁梁的氣動(dòng)優(yōu)化效果均不明顯。在含有降低下檢修道人行板厚度的組合措施中，保留水槽有利于改善加勁梁的顫振穩(wěn)定性；在不含降低下檢修道人行板厚度的組合措施中，移除水槽有利于改善加勁梁的顫振穩(wěn)定性。外護(hù)欄的封閉高度越大，越有利于改善加勁梁的顫振穩(wěn)定性，且封閉外護(hù)欄上部比封閉其下部的影響效果更明顯。

大跨度鋼桁懸索橋；顫振穩(wěn)定性；節(jié)段模型；氣動(dòng)優(yōu)化

鋼桁梁因具有透風(fēng)性好、抗扭轉(zhuǎn)剛度大、便于在不具備水路運(yùn)輸?shù)牡貐^(qū)施工等優(yōu)點(diǎn)，常作為大跨度懸索橋加勁梁的斷面形式。大跨度懸索橋結(jié)構(gòu)纖柔，阻尼小，加勁梁振動(dòng)頻率低，易發(fā)生風(fēng)致振動(dòng)。顫振是一種由負(fù)阻尼驅(qū)動(dòng)的、空氣流動(dòng)與橋梁結(jié)構(gòu)耦合作用的風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象，對(duì)結(jié)構(gòu)具有極強(qiáng)的毀壞性[1]。因此，避免其發(fā)生是抗風(fēng)設(shè)計(jì)過(guò)程中必須嚴(yán)格控制的一個(gè)指標(biāo)。目前，鋼桁加勁梁等復(fù)雜加勁梁斷面的顫振流場(chǎng)機(jī)制尚不明確，主要以風(fēng)洞試驗(yàn)來(lái)檢驗(yàn)并改善加勁梁斷面的顫振穩(wěn)定性。采用氣動(dòng)措施能從根源上有效提高加勁梁的顫振穩(wěn)定性，以更小的成本和代價(jià)顯著優(yōu)化加勁梁斷面，如：增設(shè)中央穩(wěn)定板、加導(dǎo)流板、加裝風(fēng)嘴、中央封槽、封閉護(hù)欄以及調(diào)整檢修道等。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬探索了各類氣動(dòng)控制措施對(duì)鋼桁懸索橋加勁梁顫振穩(wěn)定性的作用效果[2?7]。歐陽(yáng)克儉等[8]通過(guò)對(duì)比PIV風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)中央穩(wěn)定板能在桁架梁上下表面的中游附近產(chǎn)生旋渦對(duì)，增強(qiáng)了升力的作用，削弱了振動(dòng)過(guò)程中扭轉(zhuǎn)的參與效應(yīng)。陳政清等[9]發(fā)現(xiàn)中央穩(wěn)定板降低桁架斷面的氣動(dòng)負(fù)阻尼進(jìn)而提高了顫振臨界風(fēng)速，并通過(guò)能量法證明其作用機(jī)理。WANG等[10?11]通過(guò)矮寨大橋節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)下中央穩(wěn)定板有利于提高加勁梁顫振穩(wěn)定性，且長(zhǎng)度存在一個(gè)最優(yōu)值。王云飛等[12]發(fā)現(xiàn)封閉檢修道、中央槽和設(shè)置合理高度的下中央穩(wěn)定板能較明顯地改善加勁梁的顫振穩(wěn)定性。TANG等[13]發(fā)現(xiàn)鋼桁梁斷面在小風(fēng)攻角時(shí)設(shè)置下中央穩(wěn)定板后，下游的上下橋面形成了一對(duì)相反的負(fù)壓區(qū)，產(chǎn)生了負(fù)能量，降低了顫振頻率并提高了顫振臨界風(fēng)速。李明等[14]由風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果提出封閉中央開(kāi)槽同時(shí)設(shè)置上中央穩(wěn)定板時(shí)，增設(shè)下穩(wěn)定板能明顯改善鋼桁梁的顫振穩(wěn)定性。雖然目前有很多學(xué)者對(duì)鋼桁懸索橋的顫振穩(wěn)定性單一氣動(dòng)措施及其組合措施進(jìn)行了大量的探索，但由于流場(chǎng)機(jī)制的復(fù)雜性和每座橋梁斷面的獨(dú)特性使得各種氣動(dòng)措施的定量效果是不明確的，甚至定性效果也不是絕對(duì)的。因此研究橋梁的氣動(dòng)措施對(duì)日后同類橋梁風(fēng)致振動(dòng)控制措施的選取具有重要參考意義。以某大跨度鋼桁懸索橋?yàn)楣こ瘫尘埃紫仁褂肁NSYS軟件建立有限元模型獲得加勁梁豎彎與扭轉(zhuǎn)振動(dòng)基頻及對(duì)應(yīng)模態(tài)質(zhì)量，并基于節(jié)段模型顫振試驗(yàn)研究設(shè)置中央穩(wěn)定板、增設(shè)抑流板、封閉護(hù)欄、變動(dòng)水槽和調(diào)整下檢修道人行板厚度等單一措施及其組合措施對(duì)加勁梁顫振穩(wěn)定性的優(yōu)化效果，研究結(jié)果可為同類橋梁加勁梁的顫振性能研究及氣動(dòng)優(yōu)化措施選取提供參考。

1 有限元建模

1.1 工程概況

圖1(a)為懸索橋的加勁梁原設(shè)計(jì)斷面圖，主桁高7.5 m，小節(jié)間長(zhǎng)7.5 m，左右主桁的中心間距28 m。橋面防撞護(hù)欄高1.7 m，上、下檢修道護(hù)欄高1.5 m，下檢修道斷面圖如圖1(b)所示。大橋主纜矢跨比為1:10，主跨為1 200+425 m，吊索縱向標(biāo)準(zhǔn)間距15 m，主纜跨中共設(shè)置5對(duì)中央扣來(lái)形成纜梁固結(jié)，如圖1(c)所示。大跨鋼桁懸索橋采用鋼筋混凝土門(mén)型橋塔，北側(cè)的塔高191 m，南側(cè)的塔高238 m，塔柱、塔墩均使用矩形空心截面。

大橋跨越峽谷河流，橋址位于地形起伏較大的丘陵地區(qū)，其地表類別為D類，計(jì)算峽谷的基準(zhǔn)高度為215 m，橋面基準(zhǔn)風(fēng)速為25.9 m/s。按現(xiàn)有規(guī)范[15]可算得設(shè)計(jì)基準(zhǔn)風(fēng)速為37.4 m/s，進(jìn)一步計(jì)算得到此大跨鋼桁懸索橋成橋時(shí)加勁梁的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速值大小為：

式中：f為顫振穩(wěn)定性分項(xiàng)系數(shù)，此處采用風(fēng)洞試驗(yàn)方法故取值為1.15；t為風(fēng)速脈動(dòng)空間分項(xiàng)系數(shù)，取值為1.31；a為攻角效應(yīng)分項(xiàng)系數(shù)，與試驗(yàn)風(fēng)攻角的范圍有關(guān)，此處偏保守取值為1。

單位：mm

(a) 加勁梁斷面圖；(b) 下檢修道斷面圖；(c) 橋梁總體布置圖

圖1 工程背景橋型圖

Fig. 1 Bridge pattern of engineering background

1.2 結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性分析

基于有限元軟件ANSYS分析橋梁的結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性[16]，建模時(shí)以BEAM188模擬鋼桁加勁梁，以LINK10模擬主纜及吊桿，以BEAM4模擬橋塔，橋面系正交異性板和UHPC用SHELL181模擬，忽略橋面的橫坡。采用等效密度計(jì)算方法來(lái)準(zhǔn)確模擬質(zhì)量分布，橋梁有限元模型如圖2所示，橋梁的自振特性如表1所示。該橋選擇一階正對(duì)稱豎彎、扭轉(zhuǎn)的頻率進(jìn)行試驗(yàn)，對(duì)應(yīng)振型如圖3所示。

圖2 橋梁有限元模型

(a) 一階正對(duì)稱豎彎；(b) 一階正對(duì)稱扭轉(zhuǎn)

表1 橋梁自振特性

2 節(jié)段模型顫振試驗(yàn)

顫振試驗(yàn)在長(zhǎng)沙理工大學(xué)風(fēng)工程與風(fēng)環(huán)境研究中心邊界層風(fēng)洞進(jìn)行，風(fēng)洞的試驗(yàn)段截面尺寸為4.0 m×3.0 m×21.0 m。試驗(yàn)風(fēng)速比為4.02，嚴(yán)格按縮尺比模擬實(shí)橋各參數(shù)值，試驗(yàn)參數(shù)如表2所示。原設(shè)計(jì)加勁梁斷面在=±5°，±3°，0°攻角下進(jìn)行顫振穩(wěn)定性試驗(yàn)，模型布置如圖4所示。

表2 節(jié)段模型試驗(yàn)的模型主要參數(shù)

圖4 風(fēng)洞試驗(yàn)中的節(jié)段模型

圖5 原設(shè)計(jì)試驗(yàn)扭轉(zhuǎn)位移響應(yīng)結(jié)果

原設(shè)計(jì)加勁梁實(shí)橋的顫振檢驗(yàn)結(jié)果如圖5及表3所示。圖5結(jié)果顯示：0°和?3°攻角對(duì)應(yīng)曲線的顫振扭轉(zhuǎn)發(fā)散點(diǎn)在靠近豎線的右邊，表明出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)位移發(fā)散的風(fēng)速值大于顫振檢驗(yàn)風(fēng)速值。而表3結(jié)果表明：0°攻角時(shí)原設(shè)計(jì)鋼桁加勁梁實(shí)橋的顫振臨界風(fēng)速值相比56.34 m/s僅高出5.6%，安全余量不足。?5°攻角雖有較大的富余，但+3°、+5°攻角加勁梁試驗(yàn)結(jié)果值都明顯低于顫振檢驗(yàn)風(fēng)速理論計(jì)算值，且+5°攻角為最不利攻角。

表3 各攻角原設(shè)計(jì)加勁梁斷面顫振試驗(yàn)結(jié)果

3 氣動(dòng)優(yōu)化措施研究

若定義進(jìn)行氣動(dòng)優(yōu)化后該橋加勁梁的顫振臨界風(fēng)速增加率為，則按照式（2）計(jì)算：

采用9種不同類型的氣動(dòng)優(yōu)化措施進(jìn)行了試驗(yàn)。上中央穩(wěn)定板的高度不宜高出內(nèi)側(cè)護(hù)欄高度，此大橋內(nèi)側(cè)護(hù)欄高為1.7 m。通過(guò)初步試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)上中央穩(wěn)定板高度取1.5 m的試驗(yàn)結(jié)果最優(yōu)，繼續(xù)增加其高度并不能有效提升顫振臨界風(fēng)速值，反而會(huì)增加其加勁梁的阻力且同時(shí)影響視覺(jué)效果。綜合考慮施工可行性和鋼桁架高度，采用0.5 m和1 m高的下中央穩(wěn)定板進(jìn)行試驗(yàn)。另外，合理調(diào)整加勁梁的附屬設(shè)施也可以優(yōu)化其氣動(dòng)性能?；诖?，本文對(duì)最不利攻角(+5°)下的加勁梁原設(shè)計(jì)斷面進(jìn)行氣動(dòng)優(yōu)化研究，試驗(yàn)的具體氣動(dòng)措施內(nèi)容如表4所示，具體實(shí)施位置如圖6所示。

3.1 單一氣動(dòng)措施研究

首先，對(duì)該懸索橋原設(shè)計(jì)加勁梁斷面采用單一氣動(dòng)措施①，②，④，⑤和⑥進(jìn)行節(jié)段模型顫振試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。

表4 氣動(dòng)措施內(nèi)容

圖6 氣動(dòng)措施實(shí)施位置示意圖

表5 單一氣動(dòng)措施節(jié)段模型顫振試驗(yàn)結(jié)果

由試驗(yàn)結(jié)果可見(jiàn)，加勁梁上增設(shè)0.5 m長(zhǎng)的水平15°抑流板(措施④)顫振臨界風(fēng)速值相比原設(shè)計(jì)斷面試驗(yàn)值略有降低，不利于優(yōu)化該橋加勁梁斷面的氣動(dòng)穩(wěn)定性能。單獨(dú)設(shè)置1.5 m高的上中央穩(wěn)定板(措施①)、0.5 m長(zhǎng)的下中央穩(wěn)定板(措施②)和從下往上封閉護(hù)欄0.5 m(措施⑥)均起到小幅度抑制加勁梁斷面顫振的作用但其增加率均低于5%。措施①，②，⑥的作用效果雖不明顯，但可以加入組合措施進(jìn)一步研究。從上往下封閉護(hù)欄0.5 m(措施⑤)對(duì)應(yīng)的加勁梁顫振臨界風(fēng)速值比原設(shè)計(jì)提高17.15%，對(duì)加勁梁氣動(dòng)優(yōu)化效果雖顯著，但還是略小于該鋼桁懸索橋加勁梁理論計(jì)算的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速值。同時(shí)，從上往下封閉護(hù)欄0.5 m(措施⑤)相比于從下往上封閉護(hù)欄0.5 m(措施⑥)更有利于優(yōu)化加勁梁的顫振性能，故在后續(xù)組合措施中進(jìn)一步研究護(hù)欄的封閉情況對(duì)加勁梁顫振穩(wěn)定性的改善效果。以上措施單獨(dú)采用時(shí)均不能滿足顫振穩(wěn)定性要求，故需采取多種氣動(dòng)措施相互組合進(jìn)行研究，進(jìn)一步優(yōu)化加勁梁顫振穩(wěn)定性能。

3.2 組合氣動(dòng)措施研究

當(dāng)采用單一氣動(dòng)措施不能滿足要求時(shí)，合理地組合不同氣動(dòng)措施能夠進(jìn)一步改善加勁梁的顫振穩(wěn)定性。因此，有必要進(jìn)一步探索各氣動(dòng)措施的組合使用對(duì)改善加勁梁顫振穩(wěn)定性的綜合影響。在單一氣動(dòng)措施的試驗(yàn)結(jié)果中，設(shè)置上、下中央穩(wěn)定板以及封閉護(hù)欄的措施在一定程度上增大了該懸索橋加勁梁的顫振臨界風(fēng)速值，故將進(jìn)一步研究其在組合措施中的綜合影響。另外，在組合措施中加入移除水槽(措施⑦)和將下檢修道人行板高度降為0.15 m厚(措施⑧)的下部氣動(dòng)優(yōu)化措施，試驗(yàn)結(jié)果如表6所示。

表6 組合氣動(dòng)措施節(jié)段模型顫振試驗(yàn)結(jié)果

相比于單一氣動(dòng)措施，試驗(yàn)使用組合措施所得的臨界風(fēng)速值均明顯增大。由表6結(jié)果可知，工況7相比于工況6，顫振臨界風(fēng)速值增大了10.9%，較大地提升了加勁梁的顫振臨界風(fēng)速值。再結(jié)合工況4和工況5，可以發(fā)現(xiàn)護(hù)欄封閉高度越大，顫振臨界風(fēng)速增加率越大，越有利于改善加勁梁的顫振穩(wěn)定性能，且封閉護(hù)欄上方相對(duì)于封閉護(hù)欄下方更能明顯地改善加勁梁氣動(dòng)穩(wěn)定性。對(duì)比工況6、7和8可得，聯(lián)合使用1.5 m高的上中央穩(wěn)定板和全部封閉兩側(cè)外護(hù)欄(工況7)加勁梁的顫振臨界風(fēng)速增加率達(dá)到了36.19%，氣動(dòng)優(yōu)化效果最顯著。但全封閉護(hù)欄不僅會(huì)影響景觀效果、消耗更多材料，還會(huì)導(dǎo)致加勁梁阻力系數(shù)增大，進(jìn)而導(dǎo)致靜風(fēng)位移過(guò)大，故該橋不建議采取全封閉護(hù)欄這一氣動(dòng)措施。

由工況10，11和12分析得，在聯(lián)合使用上中央穩(wěn)定板、移除水槽和下檢修道人行板厚度降為0.15 m厚的組合措施中，設(shè)置0.5 m長(zhǎng)的下中央穩(wěn)定板(工況11)相比于沒(méi)有設(shè)置下中央穩(wěn)定板(工況10)的顫振臨界風(fēng)速值略有降低，但其氣動(dòng)優(yōu)化效果相比設(shè)有1 m長(zhǎng)的下中央穩(wěn)定板(工況12)更優(yōu)。進(jìn)一步分析可得，該橋設(shè)置下中央穩(wěn)定板在組合措施中呈現(xiàn)不利趨勢(shì)，且高度越大越不利。工況8，13和14分別是基于工況1，9和13增加了下檢修道人行板厚度降低為0.15 m厚(措施⑧)這一下部氣動(dòng)措施進(jìn)行加勁梁的顫振試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，組合措施中使用下檢修道人行板厚度降低為0.15 m厚的措施可提高加勁梁的顫振臨界風(fēng)速值，改善加勁梁的氣動(dòng)穩(wěn)定性。但是，調(diào)整下部附屬結(jié)構(gòu)對(duì)加勁梁氣動(dòng)穩(wěn)定性改善效果不如采用上部氣動(dòng)措施明顯。由于桁架梁橋面處的風(fēng)環(huán)境相對(duì)簡(jiǎn)單，在橋面采取氣動(dòng)措施易起到阻止橋面渦旋增大的作用，而下部的桁架桿件較多，風(fēng)環(huán)境相對(duì)復(fù)雜，作用效果也相對(duì)不明顯。

在設(shè)置1.5 m高的上中央穩(wěn)定板和從上往下封閉護(hù)欄0.5 m的聯(lián)合措施中，移除水槽(工況9)相比保留水槽(工況6)，顫振臨界風(fēng)速值增大了4.77%。在設(shè)置1.5 m高的上中央穩(wěn)定板和將下檢修道人行板厚度降低為0.15 m厚的聯(lián)合措施中，移除水槽(工況10)相比保留水槽(工況8)，顫振臨界風(fēng)速值降低了3.87%。進(jìn)一步對(duì)比工況13和工況14，移除水槽(工況13)相比保留水槽(工況14)，顫振臨界風(fēng)速值降低了5.89%。可以看出，在組合措施中使用下檢修道人行板厚度降為0.15 m厚的氣動(dòng)措施時(shí)，保留水槽更有利于提高顫振臨界風(fēng)速；在組合措施中不使用下檢修道人行板厚度降為0.15 m的氣動(dòng)措施時(shí)，移除水槽更有利于提高顫振臨界風(fēng)速。即在組合措施中單獨(dú)采用移除水槽和將下檢修道人行板厚度降為0.15 m厚的氣動(dòng)措施有利于提高加勁梁的顫振臨界風(fēng)速值，但同時(shí)使用時(shí)反而對(duì)結(jié)果不利。

綜上所述，工況10，11和12的氣動(dòng)優(yōu)化效果均明顯優(yōu)于原設(shè)計(jì)，但仍未能達(dá)到顫振穩(wěn)定性要求；工況6，8和9的試驗(yàn)結(jié)果值雖均超出了鋼桁懸索橋加勁梁理論計(jì)算的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速值，但安全余量都比較小。工況7，13和14均能達(dá)到顫振穩(wěn)定性要求且安全余量較充裕，但工況7和工況13相比于工況14，顫振臨界風(fēng)速值略低且改動(dòng)了原設(shè)計(jì)方案，綜合考慮下，采取組合措施14作為氣動(dòng)優(yōu)化的最終方案。

3.3 優(yōu)化方案的加勁梁顫振性能驗(yàn)證

節(jié)段模型的氣動(dòng)優(yōu)化試驗(yàn)是基于最不利攻角(+5°)進(jìn)行的，以工況14即設(shè)置1.5 m高的上中央穩(wěn)定板(措施①)、從上往下封閉外護(hù)欄0.5 m(措施⑤)和將檢修道人行板厚度降為0.15 m厚(措施⑧)作為最優(yōu)氣動(dòng)措施進(jìn)行各攻角的顫振試驗(yàn)。

采取氣動(dòng)措施的加勁梁節(jié)段模型在±5°，±3°和0°各攻角下的顫振試驗(yàn)結(jié)果如表7所示。采取最優(yōu)方案進(jìn)行氣動(dòng)優(yōu)化后，各攻角下加勁梁的顫振穩(wěn)定性能均能滿足要求且具有充裕的安全余量。

表7 采取氣動(dòng)措的加勁梁各攻角顫振試驗(yàn)結(jié)果

4 結(jié)論

1) 在加勁梁外護(hù)欄處增設(shè)0.5 m長(zhǎng)的15°抑流板略降低了加勁梁的顫振穩(wěn)定性，單獨(dú)設(shè)置或在組合措施中加入下中央穩(wěn)定板對(duì)加勁梁的氣動(dòng)優(yōu)化作用效果較低。相比于單一氣動(dòng)措施，合理采取多種氣動(dòng)措施組合，能進(jìn)一步提高加勁梁的顫振臨界風(fēng)速，改善加勁梁的氣動(dòng)穩(wěn)定性。

2) 在組合措施中單獨(dú)采用移除水槽和將下檢修道人行板厚度降為0.15 m厚均能進(jìn)一步增大顫振臨界風(fēng)速值，但同時(shí)使用時(shí)反而會(huì)減小其值。

3) 組合措施中使用調(diào)整下檢修道人行板厚度的氣動(dòng)措施能進(jìn)一步改善加勁梁的顫振穩(wěn)定性。在桁架梁下部結(jié)構(gòu)使用氣動(dòng)措施對(duì)改善加勁梁顫振穩(wěn)定性有一定的影響，但不如在其上部使用氣動(dòng)措施的作用效果更明顯。

4) 外護(hù)欄封閉高度越大，對(duì)加勁梁的氣動(dòng)優(yōu)化作用越顯著，但全封閉時(shí)景觀效果較差。從上往下封閉外護(hù)欄一定長(zhǎng)度相比于從下往上封閉相同長(zhǎng)度外護(hù)欄的氣動(dòng)優(yōu)化結(jié)果更能改善加勁梁的顫振穩(wěn)定性。

[1] 陳政清. 橋梁風(fēng)工程[M]. 北京: 人民交通出版社, 2005. CHEN Zhengqing. Bridge wind engineering[M]. Beijing: China Communications Press, 2005.

[2] TANG Haojun, LI Yongle, Shum K M, et al. Non- uniform wind characteristics in mountainous areas and effects on flutter performance of a long-span suspension bridge[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2020, 201: 104177.

[3] 李永樂(lè), 武兵, 汪斌, 等. 扭心偏移對(duì)桁梁橋顫振臨界風(fēng)速影響的試驗(yàn)研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2018, 37(21): 165?170. LI Yongle, WU Bing, WANG Bin, et al. Tests for effects of torsional center offset on flutter critical wind velocity of a truss bridge[J]. Journal of Vibration and Shock, 2018, 37(21): 165?170.

[4] HUA Xugang, WANG Chaoqun, LI Shengli, et al. Experimental investigation of wind-induced vibrations of main cables for suspension bridges in construction phases[J]. Journal of Fluids and Structures, 2020, 93: 102846.

[5] 伍波, 王騎, 廖海黎. 雙層橋面桁架梁軟顫振特性風(fēng)洞試驗(yàn)研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2020, 39(1): 191?198. WU Bo, WANG Qi, LIAO Haili. Wind tunnel tests for soft flutter characteristics of double-deck truss girder[J]. Journal of Vibration and Shock, 2020, 39(1): 191?198.

[6] 徐昕宇, 李永樂(lè), 廖海黎, 等. 雙層橋面桁架梁三塔懸索橋顫振性能優(yōu)化風(fēng)洞試驗(yàn)[J]. 工程力學(xué), 2017, 34(5): 142?147. XU Xinyu, LI Yongle, LIAO Haili, et al. Flutter optimization of a double-deck truss-stiffened girder three-tower suspension bridge by wind tunnel tests[J]. Engineering Mechanics, 2017, 34(5): 142?147.

[7] LI Yongle, TANG Haojun, WU Bing, et al. Flutter performance optimization of steel truss girder with double-decks by wind tunnel tests[J]. Advances in Structural Engineering, 2018, 21(6): 906?917.

[8] 歐陽(yáng)克儉, 陳政清. 中央穩(wěn)定板提高顫振穩(wěn)定性能的細(xì)觀作用機(jī)理[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2016, 35(1): 11?16. OUYANG Kejian, CHEN Zhengqing. Micro-mechanism of a central stabilizer for improving a bridge’s flutter stability[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(1): 11?16.

[9] 陳政清, 歐陽(yáng)克儉, 牛華偉, 等. 中央穩(wěn)定板提高桁架梁懸索橋顫振穩(wěn)定性的氣動(dòng)機(jī)理[J]. 中國(guó)公路學(xué)報(bào), 2009, 22(6): 53?59. CHEN Zhengqing, OUYANG Kejian, NIU Huawei, et al. Aerodynamic mechanism of improvement of flutter stability of truss-girder suspension bridge using central stabilizer[J]. China Journal of Highway and Transport, 2009, 22(6): 53?59.

[10] WANG Kai, LIAO Haili, LI Mingshui. Flutter suppression of long-span suspension bridge with truss girder[J]. Wind and Structures, 2016, 23(5): 405?420.

[11] 李春光, 張志田, 陳政清, 等. 桁架加勁梁懸索橋氣動(dòng)穩(wěn)定措施試驗(yàn)研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2008, 27(9): 40? 43, 181. LI Chunguang, ZHANG Zhitian, CHEN Zhengqing, et al. Experimential study on the aerodynamic stability measure of a suspension bridge with truss stiffening girder[J]. Journal of Vibration and Shock, 2008, 27(9): 40?43, 181.

[12] 王云飛, 汪斌, 李永樂(lè), 等. 大風(fēng)攻角下鋼桁梁懸索橋顫振性能研究[J]. 應(yīng)用基礎(chǔ)與工程科學(xué)學(xué)報(bào), 2019, 27(2): 384?390. WANG Yunfei, WANG Bin, LI Yongle, et al. Flutter performance study of steel truss girder suspension bridge under large angles of attack[J]. Journal of Basic Science and Engineering, 2019, 27(2): 384?390.

[13] TANG Haojun, LI Yongle, WANG Yunfei, et al. Aerodynamic optimization for flutter performance of steel truss stiffening girder at large angles of attack[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2017, 168: 260?270.

[14] 李明, 孫延國(guó), 李明水. 大跨度鋼桁梁懸索橋顫振穩(wěn)定措施試驗(yàn)研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2018, 37(13): 182?189. LI Ming, SUN Yanguo, LI Mingshui. Tests for flutter stability measures of a long-span suspension bridge with steel truss girders[J]. Journal of Vibration and Shock, 2018, 37(13): 182?189.

[15] JTG/T 3360?01?2018, 公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范[S]. JTG/T 3360?01?2018, Wind-resistant design specification for highway bridges[S].

[16] 祝志文, 王藝靜, 吳其. 大跨度懸索橋主纜空纜狀態(tài)振動(dòng)模態(tài)分析[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2018, 15(11): 2833?2841. ZHU Zhiwen, WANG Yijing, WU Qi. Modal analyses of large-span suspension bridges at free main cable stage[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2018, 15(11): 2833?2841.

Experimental research on flutter aerodynamic optimization measures of long-span steel truss suspension bridge

DONG Guochao1, XU Yusheng1,HAN Yan1, LI Kai1, PENG Yuancheng2

(1. School of Civil Engineering, Key Laboratory for Safety Control of Bridge Engineering, Ministry of Education and Hunan Province, Changsha 410114, China; 2. CCCC Second Highway Consultants Co., Ltd., Wuhan 430056, China)

An experimental investigation on a long-span steel truss suspension bridge was carried out in this paper. Based on the wind tunnel test results, the effects of different aerodynamic measures, such as setting up the central stabilizing plates, adding the flow suppression plate, sealing partial outer guardrail, adjusting the thickness of pedestrian slab of lower access road, and their combinations on the flutter stability of the main girder were discussed. The aerodynamic optimization scheme was determined by considering various factors. The results show that the improvement of flutter stability is not significant when only setting the lower central stabilizer plate or adding the flow suppression plate alone. In the combined measures to reduce the thickness of pedestrian slab of lower access road, retaining the water channel is beneficial to improve the flutter stability of the stiffened beam. However, in the combined measures without reducing the thickness of the pedestrian slab of the lower access road, the removal of the flume is beneficial to improve the flutter stability of the stiffened beam. The higher the enclosed height of the outer guardrail is, the more beneficial it is to improve the flutter stability. And it is better to close the upper part of the outer guardrail than to close the lower part.

long-span steel truss suspension bridge; flutter stability; segment model; aerodynamic optimization

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20200533

U447

A

1672 ? 7029(2021)04 ? 0949 ? 08

2020?06?11

國(guó)家自然科學(xué)基金優(yōu)秀青年基金資助項(xiàng)目(51822803)；湖南省杰出青年基金資助項(xiàng)目(2018JJ1027)；湖南省教育廳優(yōu)秀青年基金資助項(xiàng)目(16B011)；湖南省研究生科研創(chuàng)新資助項(xiàng)目(CX20200848)

韓艷(1979?)，女，江蘇連云港人，教授，博士，從事大跨度橋梁風(fēng)致振動(dòng)與振動(dòng)控制研究、風(fēng)?車(chē)?橋耦合振動(dòng)與行車(chē)安全性研究；E?mail：ce_hanyan@163.com

(編輯 涂鵬)