鋼箱疊合梁獨塔斜拉橋抗風(fēng)性能研究

王明志 李昊洋 湯朝陽 曹凌宇

摘要：為了研究鋼箱疊合梁獨塔斜拉橋的抗風(fēng)性能，以國外某主跨200 m的獨塔斜拉橋為背景，通過1∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，測試了該疊合梁斷面成橋態(tài)和施工態(tài)下的靜力三分力系數(shù)和均勻流下的渦振響應(yīng)。試驗結(jié)果表明：均勻流和紊流下的三分力系數(shù)隨攻角的變化規(guī)律一致，但在數(shù)值上存在差異，2種流場中施工態(tài)、成橋態(tài)下的力矩系數(shù)和成橋態(tài)下的升力系數(shù)吻合度較高，阻力系數(shù)均表現(xiàn)為均勻流下的高于紊流;渦振試驗結(jié)果顯示，該斷面的豎向渦振性能優(yōu)于扭轉(zhuǎn)渦振性能，豎向渦振振幅均小于規(guī)范限值，部分攻角下的扭轉(zhuǎn)渦振振幅超出規(guī)范限值，通過適當(dāng)增加阻尼比能夠完全抑制渦振。

[作者簡介]王明志（1995—），男，碩士，研究方向為橋梁抗風(fēng)。

斜拉橋因跨越能力大、結(jié)構(gòu)受力合理等優(yōu)點而備受工程師們青睞，據(jù)統(tǒng)計，目前世界上已建成的斜拉橋數(shù)量約為600座，其中獨塔斜拉橋約占了1/6～1/4[1-2]。然而，大跨度橋梁由于質(zhì)量輕、剛度小、阻尼小，對風(fēng)的作用也更加敏感，主梁斷面的抗風(fēng)性能成為橋梁設(shè)計中的關(guān)鍵因素[3-4]。

疊合梁能夠充分發(fā)揮鋼材和混凝土各自的優(yōu)勢，具有受力性能好、承載力高、剛度大等優(yōu)點，已廣泛運用于中等跨度橋梁的建設(shè)。目前，許多學(xué)者針對疊合梁的抗風(fēng)性能展開了研究。段青松等[5]研究了邊箱疊合梁的渦振性能，發(fā)現(xiàn)主梁斷面僅在正攻角下發(fā)生渦振，通過增加阻尼和間隔封閉人行道欄桿能夠較好地抑制渦振;董佳慧等[6]研究了邊箱鋼混疊合梁的顫振形態(tài)，并對比了中央穩(wěn)定板、裙板、導(dǎo)流板等氣動措施的制振效果，發(fā)現(xiàn)導(dǎo)流板與裙板組合能夠顯著提高斷面的顫振臨界風(fēng)速;李明等[7]研究了不同風(fēng)向角下非對稱Π型疊合梁的氣動性能，結(jié)果表明，非對稱人行道對疊合梁的渦振性能影響顯著，人行道板的存在改變了來流的分離與再附著，從而影響主梁的渦振性能，另外，人行道板還能為斷面提供一定的扭轉(zhuǎn)正阻尼，從而提高主梁的顫振臨界風(fēng)速;張?zhí)煲淼萚8]采用1∶60節(jié)段模型風(fēng)洞試驗對比了常見氣動措施對雙箱疊合梁渦振的控制效果，發(fā)現(xiàn)將制振效果較差的三角形風(fēng)嘴和封閉欄桿組合能夠取得很好的制振效果;鄧斌等[9]對比了3組Π型梁斷面的靜風(fēng)穩(wěn)定和顫振穩(wěn)定，發(fā)現(xiàn)3組斷面的抗風(fēng)性能均滿足要求，且疊合梁的顫振臨界風(fēng)速低于鋼箱梁;胡旭輝等[10]通過CQC方法計算了某工字形組合梁最大單懸臂狀態(tài)的抖振響應(yīng)，并提出了一種減小施工期抖振振幅的制振措施;戰(zhàn)慶亮等[11]以4座采用鋼混疊合梁開口斷面的橋梁為背景，研究了該類斷面的顫振性能和渦振性能，并發(fā)現(xiàn)增設(shè)風(fēng)嘴能夠有效抑制斷面的顫振及渦振，且增大風(fēng)嘴尺寸多渦振抑制更有效;Daito等[12]研究了Π型疊合梁和邊箱疊合梁的主縱梁間距對疊合梁斷面渦振性能的影響。

目前的研究主要針對雙邊主梁鋼混疊合梁斷面，而對鋼箱疊合梁的研究較少。本文在前人研究的基礎(chǔ)上，以國外某主跨200 m的鋼箱疊合梁獨塔斜拉橋為背景，對鋼箱疊合梁的抗風(fēng)性能展開研究，研究成果可為同類橋梁的抗風(fēng)性能提供一定的參考。

1 工程概況

該橋全長630 m，跨徑布置為（24+38+53+3×65+200+2×60）m，如圖1所示。其中主跨200 m部分采用非對稱獨塔斜拉橋方式布置，主塔高108.6 m，為人字形空間異形塔，如圖2所示。主梁斷面采用鋼箱疊合梁，鋼箱梁高3 m，混凝土板厚0.25 m，橋面寬25.7 m，采用雙向四車道，拉索采用單索面形式布置，如圖3所示。

2 試驗內(nèi)容

試驗在西南交通大學(xué)XNJD-1工業(yè)風(fēng)洞第二試驗段進行，該試驗段截面尺寸為2.4 m×2.0 m×16.0 m（寬×高×長），試驗風(fēng)速范圍為0.5～45.0 m/s，均勻流場的紊流度小于1.0 %，該試驗段有專門進行靜力試驗和動力試驗的裝置。節(jié)段模型縮尺比取1∶50，模型的長、寬、高分別為2.095 m、0.574 m、0.065 m。主梁模型采用優(yōu)質(zhì)木材制成，人行道欄桿、防撞護欄和排水槽等附屬設(shè)施采用工程塑料板雕刻而成，以保證模型的精度。動力測試的節(jié)段模型由8根彈簧懸掛于支架上，使其能產(chǎn)生豎向和扭轉(zhuǎn)二自由度運動，試驗支架置于洞壁外，以免干擾流場[13]。靜力測試節(jié)段模型安裝在三分力測試天平上，為了保證二元流動，在主梁模型兩端設(shè)置端板，并將測力系統(tǒng)置于洞壁外，以免干擾流場。節(jié)段模型試驗內(nèi)容如表1所示。

3 靜力三分力系數(shù)

三分力系數(shù)是描述靜風(fēng)荷載的一組無量綱參數(shù)，它反映了風(fēng)對結(jié)構(gòu)的定常作用。靜力三分力的表示按照所取坐標(biāo)系的不同可分為風(fēng)軸坐標(biāo)系和體軸坐標(biāo)系，如圖4所示。

風(fēng)軸坐標(biāo)系下的主梁斷面的三分力系數(shù)表達(dá)式：

式中：α為來流攻角;1/2ρU2為來流動壓;FD（α）、FL（α）、MT（α）分別為α攻角下風(fēng)軸坐標(biāo)系下的阻力、升力和力矩;H、B、L分別為節(jié)段模型的高度、寬度和長度。

試驗在均勻流（紊流強度小于0.5 %）和紊流（紊流強度為5.5 %）中進行，試驗風(fēng)速分別為10 m/s、15 m/s和17 m/s，并取3種風(fēng)速下三分力系數(shù)的平均值作為最終結(jié)果。風(fēng)洞試驗照片如圖5所示，成橋態(tài)和施工態(tài)靜力三分力系數(shù)隨攻角的變化曲線如圖6所示。

試驗結(jié)果表明，均勻流和紊流下的三分力系數(shù)隨攻角的變化規(guī)律一致。在成橋態(tài)和施工態(tài)中，力矩系數(shù)在兩種流場下的試驗結(jié)果能夠很好地吻合，阻力系數(shù)均表現(xiàn)為均勻流下的試驗結(jié)果高于紊流下。成橋態(tài)下兩種流場中的升力系數(shù)試驗結(jié)果吻合度較高，而施工態(tài)下的存在差異，具體表現(xiàn)為當(dāng)風(fēng)攻角α≤2°時，紊流下的升力系數(shù)大于均勻流，而當(dāng)風(fēng)攻角α>2°時，紊流下的升力系數(shù)小于均勻流。

4 渦振響應(yīng)

渦激振動雖然不會對橋梁結(jié)構(gòu)造成毀滅性破壞，但過大的振幅會降低橋梁的舒適性，引起構(gòu)件的疲勞破壞。因此，規(guī)范對渦振的振幅進行了限定[14]。

豎向渦振振幅應(yīng)滿足：

扭轉(zhuǎn)渦振振幅應(yīng)滿足：

式中：hV、θt分別為豎向渦振振幅（mm）和扭轉(zhuǎn)渦振振幅（°）;γV為渦激共振分項系數(shù);fV、ft分別為豎向振動頻率和扭轉(zhuǎn)振動頻率（Hz）;B為主梁寬度。

節(jié)段模型縮尺比為1∶50，渦振試驗在在均勻流下進行，試驗攻角為0°，±3°和±5°。節(jié)段模型主要試驗參數(shù)如表2所示，試驗照片如圖7所示，渦振試驗結(jié)果如圖8和圖9所示。

成橋態(tài)下的豎向渦振性能較好，而扭轉(zhuǎn)渦振性能較差。豎向渦振振幅遠(yuǎn)小于規(guī)范限值，0°和+3°風(fēng)攻角下發(fā)生了振幅較小的豎向渦振，豎向最大振幅僅20.03 mm，鎖定風(fēng)速為31.9 m/s。扭轉(zhuǎn)渦振在25 m/s風(fēng)速范圍內(nèi)的渦振振幅小于規(guī)范限值，+3°風(fēng)攻角下的扭轉(zhuǎn)渦振振幅達(dá)0.14°，鎖定風(fēng)速為33.9 m/s，超過規(guī)范限值，但由于該風(fēng)速下橋梁已處于關(guān)閉狀態(tài)，因此可適當(dāng)降低舒適度要求。

施工態(tài)下的渦振性能與成橋態(tài)基本一致。5個攻角下的豎向渦振振幅均遠(yuǎn)小于規(guī)范限值，在-5°、-3°和+3°風(fēng)攻角下發(fā)生了振幅較小的豎向渦振，豎向最大振幅發(fā)生在+3°風(fēng)攻角下，最大振幅為17.27 mm，鎖定風(fēng)速為17.4 m/s。-3°和+3°風(fēng)攻角下發(fā)生了明顯的扭轉(zhuǎn)渦振，且2個攻角下均產(chǎn)生了2個渦振區(qū)間，第一渦振區(qū)間位于12～22 m/s風(fēng)速范圍內(nèi)，第二渦振區(qū)間位于25～32 m/s風(fēng)速范圍內(nèi)。扭轉(zhuǎn)渦振的最大振幅為0.19°，鎖定風(fēng)速為29.5 m/s，最大振幅超過規(guī)范限值72.7 %。

由于成橋態(tài)和施工態(tài)下主梁的扭轉(zhuǎn)渦振振幅超過規(guī)范限值，將阻尼比增加至ξh=0.48，ξa=0.42后，成橋態(tài)和施工態(tài)的渦激振動完全消失。

5 結(jié)論

（1）均勻流和紊流下的三分力系數(shù)隨攻角的變化規(guī)律一致，但部分?jǐn)?shù)值存在差異。在均勻流和紊流兩種流場下，成橋態(tài)和施工態(tài)下的力矩系數(shù)高度吻合;升力系數(shù)在成橋態(tài)下的吻合度高于施工態(tài);阻力系數(shù)在成橋態(tài)和施工態(tài)下均表現(xiàn)為均勻流下的結(jié)果高于紊流下。

（2）該斷面的豎向渦振性能優(yōu)于扭轉(zhuǎn)渦振性能，豎向渦振振幅均滿足規(guī)范要求，豎向最大振幅僅20 mm，部分扭轉(zhuǎn)渦振振幅超出規(guī)范限值，扭轉(zhuǎn)最大振幅達(dá)0.19°，超出限值73 %。

（3）增加阻尼比至ξh=0.48，ξa=0.42后，主梁的渦激振動完全消失。

參考文獻

[1] 李亞東.亞東橋話[M].北京：人民交通出版社，2018.

[2] 陳開利.獨塔斜拉橋的建設(shè)與展望[J].橋梁建設(shè)，1998（3）：35-38.

[3] 項海帆，葛耀君.大跨度橋梁抗風(fēng)技術(shù)挑戰(zhàn)與基礎(chǔ)研究[J].中國工程科學(xué)，2011，13（9）：8-21.

[4] 葛耀君.大跨度橋梁抗風(fēng)的技術(shù)挑戰(zhàn)與精細(xì)化研究[J].工程力學(xué)，2011，28（S2）：11-23.

[5] 段青松，馬存明.邊箱疊合梁渦振性能及抑振措施研究[J].橋梁建設(shè)，2017，47（5）：30-35.

[6] 董佳慧，周強，馬汝為，等.邊箱鋼-混疊合梁顫振性能及氣動措施研究[J].振動與沖擊，2020，39（3）：155-160.

[7] 李明，孫延國，李明水，等.非對稱П型梁和流線型箱梁氣動性能風(fēng)洞試驗研究[J].振動與沖擊，2019，38（8）：54-60.

[8] 張?zhí)煲?，孫延國，李明水，等.寬幅雙箱疊合梁渦振性能及抑振措施試驗研究[J].中國公路學(xué)報，2019，32（10）：107-114+168.

[9] 鄧斌，徐茂，姚建鋒.主跨530m斜拉橋主梁氣動選型分析[J].四川建筑，2019，39（3）：195-198.

[10] 胡旭輝，楊申云，李郁林，等.組合梁斜拉橋施工最大單懸臂階段抖振響應(yīng)及減振研究[J].橋梁建設(shè)，2021，51（1）：21-28.

[11] 戰(zhàn)慶亮，周志勇，葛耀君.開口疊合梁斷面氣動性能的試驗研究[J].橋梁建設(shè)，2017，47（1）：17-22.

[12] Y. Daito，M. Matsumoto，K. Araki. Torsional flutter mechanism of two-edge girders for long-span cable-stayed bridge[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics，2002，90（12）： 2127-2141.

[13] 馬存明，王俊鑫，羅楠，等.寬幅分體箱梁渦振性能及其抑振措施[J].西南交通大學(xué)學(xué)報，2019，54（4）：724-730.

[14] 公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范： JTG/T 3360-01-2018[S].