大攻角條件下大跨徑斜拉橋抗風性能試驗研究

羅榮志

摘要：我國沿海及西南地區(qū)風力較大，大跨徑橋梁在風的靜力作用下會產(chǎn)生較大的、不均勻分布的扭轉(zhuǎn)變形，對橋梁壽命及車輛行駛安全性造成較大的影響。文章為研究風力作用下大跨徑斜拉橋的抗風顫振性能，基于彈簧懸掛階段模型試驗開展了大攻角條件下大跨徑斜拉橋抗風性能試驗研究。研究結(jié)果表明，不同攻角條件下橋梁出現(xiàn)了兩類不同的顫振現(xiàn)象：小攻角下的發(fā)散型彎扭耦合顫振現(xiàn)象和大攻角下的自限幅非線性顫振現(xiàn)象。研究成果可為我國橋梁抗風設計提供一定的依據(jù)。

關(guān)鍵詞：橋梁工程;抗風性能;大攻角;橋梁顫振;模型試驗

中圖分類號：U448.27文獻標識碼：ADOI：10.13282/j.cnki.wccst.2021.01.039

文章編號：1673-4874（2021）01-0143-03

0引言

我國沿海及西南地區(qū)風力較大，大跨徑橋梁在風的靜力作用下會產(chǎn)生較大的、不均勻分布的扭轉(zhuǎn)變形，對橋梁壽命及車輛行駛安全性造成較大的影響[1-3]。因此，研究大跨徑橋梁在風力作用下產(chǎn)生的顫振現(xiàn)象對于評價橋梁抗風性能、優(yōu)化橋梁抗風設計方案和保障橋梁安全性具有重要的意義。

為研究風力作用下橋梁的風力響應特征，葛耀君等重點研究橋梁抗風穩(wěn)定中的結(jié)構(gòu)顫振強健性的評價問題，并提出利用4個隨機變量表示的顫振安全域度隨機模型;該模型是基于等效中心點法獲得顫振強健性的可靠指標、失效概率以及重現(xiàn)時間;進一步的，葛耀君等利用所提出的新型顫振強健性評價方法對4座完工的和4座規(guī)劃中的大跨徑橋梁展開了強健性分析，并取得了良好的評價效果[4]。阮惠強等學者對懸索橋的風致振動現(xiàn)象展開了深入研究，提出了一種新型的、可替代風洞模型試驗的計算方法，并根據(jù)《公路橋梁抗風規(guī)范》中的相關(guān)規(guī)定對橋梁的抗風穩(wěn)定性能進行了驗證[5]，該計算方法能夠在一定程度上節(jié)約橋梁工程的工期與造價。董芳路等指出近年來我國橋梁風害問題愈發(fā)嚴重，在深入分析了風致振動的多種振動類型的基礎上，進一步探討了風力對橋梁的危害，明確分析風力致害的破壞機理并提出了一系列預防應對措施[6]。王騎等基于室內(nèi)實驗，以薄平板為研究對象，采用強迫振動性風洞試驗測試方法，展開了4個不同攻角（0°、3°、5°和7°）條件下橋梁的顫振試驗研究，并進一步對顫振導數(shù)進行了測試與分析[7]。

上述研究成果多集中于小跨徑橋梁或很少考慮風力攻角尤其是大攻角對橋梁風力結(jié)構(gòu)響應特征的影響，本文基于室內(nèi)橋梁節(jié)段風洞試驗，深入研究了不同風速、不同風力攻角條件下橋梁的顫振性能和風力響應特征，研究成果可為我國橋梁抗風設計提供一定的依據(jù)。

1模型試驗

1.1模型設計

本次試驗研究主要內(nèi)容為大跨徑斜拉橋抗風性能，研究對象為某跨徑為1400m的閉口箱梁橋。其中，箱梁的風嘴角度為40°，且附有一寬度為1.50m的導流板，以改善橋面的顫振性能。橋梁斷面如圖1所示。采用彈簧懸掛剛體節(jié)段展開風洞試驗，橋梁模型總長度為1.400m，寬度為0.467m，高度為0.045m。試驗模型的幾何縮尺為λ_L=1/90，試驗風速比為λ_L=1/8。此外，為保證在不同攻角風條件下橋梁的二維均勻性，在模型兩端設置了能夠遮蔽橋梁斷面的大端板。

1.2風洞試驗設計

為研究不同攻角條件下橋梁的抗風顫振性能，本次試驗研究共設計了2°、4°、6°、8°及10°共計5組試驗，以對比獲得橋梁顫振性能與風力攻角之間的具體關(guān)系。風洞模型試驗采用同濟大學TJ-1大氣邊界風洞試驗設備，最大試驗風速可達32m·s^-1。模型系統(tǒng)的振動參數(shù)如表1所示。

2試驗結(jié)果分析

2.1大跨徑斜拉橋顫振現(xiàn)象特點

根據(jù)風洞試驗結(jié)果，不同風力攻角條件下橋梁的顫振后扭轉(zhuǎn)位移曲線表現(xiàn)出不同的變化趨勢。典型橋梁顫振后扭轉(zhuǎn)位移時程圖如圖2所示，其是風力攻角2。、4。和10。條件下橋梁的扭轉(zhuǎn)位移時程圖。由圖3可知，節(jié)段模型風洞試驗條件下，隨著風力攻角的變化，橋梁的顫振模式可以劃分為兩種模式：小風力攻角下的常規(guī)發(fā)散型彎扭耦合顫振現(xiàn)象和大風力攻角下的自限非線性顫振現(xiàn)象。

根據(jù)經(jīng)典線性顫振理論[8-10]，橋梁發(fā)生顫振前后阻尼簡諧振動的瞬時扭轉(zhuǎn)振幅的表達式如式（1）所示：

a_t（t）=φe^{（-ξ+i）wt}（1）

式中：a_t（t）——瞬時扭轉(zhuǎn)振幅;

φ——復模態(tài)振動振幅;

ξ——模型系統(tǒng)總阻尼比。

依據(jù)式（1）可知，橋梁顫振后的振動振幅與時間的變化關(guān)系應當接近于正指數(shù)函數(shù)曲線關(guān)系，否則應為非線性顫振。結(jié)合橋梁的顫振后扭轉(zhuǎn)位移曲線，對振幅試驗結(jié)果進行擬合得到擬合曲線，并將其與實測數(shù)據(jù)進行對比得到誤差曲線。由圖2（a）可知，在風力攻角為2°條件下，實測曲線與擬合曲線之間的對應性較好，誤差曲線整體呈波動狀態(tài)，因此，在風力攻角為2°時橋梁整體呈常規(guī)發(fā)散型彎扭耦合顫振。隨著風力攻角增大，當風力攻角為4°時，且風洞模型試驗持續(xù)推進，實測數(shù)據(jù)與擬合結(jié)果之間的誤差產(chǎn)生了一定的變化：在試驗時間為10s內(nèi)時二者對應性較高，誤差曲線平穩(wěn);而試驗時間超過10s后誤差曲線不斷增大且增長速度逐漸變大。由此可見，風力攻角為4。時橋梁整體呈自限非線性顫振現(xiàn)象。進一步分析風力攻角為10°條件下橋梁的顫振現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)誤差曲線隨著時間不斷呈指數(shù)型增長，因此可以得出攻角為10°條件下橋梁整體亦呈現(xiàn)出自限非線性顫振現(xiàn)象。綜上所述，在小風力攻角下（2°），橋梁表現(xiàn)出常規(guī)發(fā)散型彎扭耦合顫振，而大風力攻角下（4°～10°），橋梁呈現(xiàn)出彎扭耦合程度較弱的自限幅非線性顫振現(xiàn)象。

2.2大攻角下的非線性顫振現(xiàn)象

為研究大攻角條件下（4°～10°）橋梁的風力響應特征，統(tǒng)計得出不同大攻角下扭轉(zhuǎn)移均方根隨風速的變化關(guān)系如圖3所示。由圖可知，在大攻角節(jié)段風洞模型試驗中，橋梁節(jié)段均產(chǎn)生了一定程度的自限幅非線性顫振現(xiàn)象。在相同風速條件下，隨著攻角逐漸增大，橋梁的扭轉(zhuǎn)位移亦逐漸增大，攻角對橋梁的顫振現(xiàn)象影響明顯。

風速也是影響橋梁變形與安全性能的重要因素[11-12]，因此需要進一步分析風速對橋梁顫振現(xiàn)象的影響。由圖3可知，在低風速時，橋梁的顫振以扭轉(zhuǎn)渦振為特征，扭轉(zhuǎn)位移均處于較小且較穩(wěn)定的狀態(tài);而隨著風速的增加，各大攻角下的橋梁節(jié)段均發(fā)生了較大振幅的扭轉(zhuǎn)。此外，大攻角條件下橋梁受風速影響更為明顯。當攻角為2°時，橋梁在風速為7.2m/s時才產(chǎn)生明顯的自限幅振動;而攻角為10°時，當風速僅達到3.5m/s時橋梁節(jié)段便出現(xiàn)了自限幅非線性顫振現(xiàn)象。不同攻角下橋梁顫振臨界風速分別為7.2m/s、7.0m/s、5.2m/s和3.5m/s。由此可見，攻角對于橋梁的顫振現(xiàn)象有著較大的影響，攻角越大，顫振越明顯，橋梁越容易遭到損傷破壞。

3結(jié)語

為研究大攻角條件下大跨徑斜拉橋抗風性能，本文在室內(nèi)展開了不同風速、不同風力攻角條件下的橋梁節(jié)段模型風洞試驗，得出主要結(jié)論如下：

（1）節(jié)段模型風洞試驗條件下，隨著風力攻角的變化，橋梁的顫振模式可以劃分為兩種模式：小風力攻角下的常規(guī)發(fā)散型彎扭耦合顫振現(xiàn)象和大風力攻角下的自限非線性顫振現(xiàn)象。

（2）隨著風速的增大，橋梁的扭轉(zhuǎn)位移也逐漸增大，這表明風力越強，橋梁越容易遭到破壞。

（3）大攻角條件下，橋梁均產(chǎn)生了一定的非線性顫振現(xiàn)象。且風力攻角越大，顫振現(xiàn)象越明顯。

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