鋼-砼疊合邊主梁斜拉橋穩(wěn)定板氣動措施研究

王嘉興， 牛華偉， 靳俊中， 張志田， 陳政清

(1. 湖南大學 風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室, 長沙 410082；2. 河南省公路工程局集團有限公司, 鄭州 450052)

鋼-砼疊合邊主梁斜拉橋穩(wěn)定板氣動措施研究

王嘉興1， 牛華偉1， 靳俊中2， 張志田1， 陳政清1

(1. 湖南大學 風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室, 長沙 410082；2. 河南省公路工程局集團有限公司, 鄭州 450052)

鋼-砼疊合邊主梁斷面廣泛應用于大跨徑斜拉橋中，但該斷面形式容易產(chǎn)生大幅渦激共振，顫振風速也較低，應用于沿海地區(qū)橋梁常常需要附加抑振氣動措施。基于兩座實際的斜拉橋工程方案，通過節(jié)段模型風洞試驗，對穩(wěn)定板氣動措施的抑振效果進行了研究。結(jié)果表明,通過合理布置穩(wěn)定板這類氣動措施可以有效抑制邊主梁斷面渦激共振的發(fā)生，并且可以改善顫振性能，提高顫振臨界風速。

斜拉橋； 邊主梁； 氣動措施； 穩(wěn)定板； 風洞試驗

近30年，我國交通事業(yè)飛速發(fā)展，橋梁建設規(guī)模及跨度已躍居世界前列。鋼-砼疊合邊主梁因自重較輕、受力合理、施工方便、綜合效益高等特點[1-2]，近些年被廣泛應用于大跨橋梁結(jié)構(gòu)上，尤其是主跨度300～600 m的大跨斜拉橋上[3]。表1列舉了國內(nèi)部分疊合邊主梁斜拉橋。

然而，鋼-砼疊合梁斜拉橋常采用的邊主梁斷面的氣動性能卻不佳，在低風速下很容易發(fā)生渦激共振，顫振臨界風速也比較低[4]。尤其在沿海地區(qū)，這一類型斷面常常無法達到設計要求，需要采用合適的抑振措施來改善氣動性能。其中，氣動措施通過改變橋梁斷面繞流形態(tài)來達到抑振效果，因構(gòu)造簡單，經(jīng)濟實用等優(yōu)點而被經(jīng)常用于實際工程的設計中。氣動措施有導流板、抑流板、風嘴、穩(wěn)定板等形式[5-7]。不同斷面形狀的主梁氣動性能不同，采取的氣動措施也往往不同[8](見表1)。目前，在設計中一般通過風洞模型試驗來選取理想的氣動措施[9-10]。

表1 國內(nèi)典型疊合邊主梁斜拉橋列表

相關試驗表明，在開口邊主梁斷面的頂板下部合理設置穩(wěn)定板可以破壞主梁下部漩渦的形成，從而達到抑制風振的目的。本文將分別以工字型和箱型兩種常用的邊主梁形式為基礎，結(jié)合兩座實際橋梁的設計方案研究穩(wěn)定板氣動措施的性能與設置方式以供橋梁設計參考。

1 試驗概況

1.1 工程背景

橋例一位于海南省文昌市，是一座跨越海灣的大跨度橋梁，主橋為雙塔三跨斜拉橋，其跨徑布置為(124+300+124)m。主梁采用鋼-砼疊合梁形式，由左右鋼箱梁、鋼橫梁以及混凝土橋面板組成，橫斷面寬34 m，高2.96 m，寬高比(B/H)為11.5。其初始設計方案如圖1所示。

圖1 橋例一初始設計方案斷面圖(m)

橋例二連接海南省洋浦經(jīng)濟開發(fā)區(qū)和儋州白馬井鎮(zhèn)。大橋主橋為雙塔雙索面混合式疊合梁斜拉橋，結(jié)構(gòu)體系采用空間索面半漂浮體系。主橋的跨徑布置為(58.5+63+58.5+460+58.5+63+58.5)m，其中主跨中間440 m梁段為工字鋼疊合梁，主跨兩端各10 m及邊跨為混凝土邊主梁。鋼-砼疊合邊主梁斷面寬31.4 m，中央高3 m，寬高比(B/H)為10.5，其初始設計方案如圖2所示。

圖2 橋例二初始設計方案斷面圖(m)

1.2 試驗主要參數(shù)

節(jié)段模型彈性懸掛風洞試驗在湖南大學風工程試驗中心HD-2號風洞高速試驗段中進行，試驗段斷面尺寸為3.0 m(寬)×2.5 m(高)，試驗段長17 m，風速在0～58 m/s連續(xù)可調(diào)。均勻流場紊流度在1.0%以下，來流俯仰角小于0.5°，偏航角小于1°，各項均滿足規(guī)范[11]中的風洞試驗要求。橋例一和橋例二節(jié)段模型分別采用幾何相似比λ=1∶50和1∶60，根據(jù)測振節(jié)段模型相似性要求設計，主要參數(shù)見表2。節(jié)段模型見圖3。

表2 節(jié)段模型主要參數(shù)

圖3 風洞中的節(jié)段模型

2 氣動措施風洞試驗研究

2.1 橋例一氣動措施研究

試驗在均勻流場中進行，風洞阻塞比小于5%。風攻角設置為0°，±3°。橋例一節(jié)段模型測試了多種阻尼工況，見表3。

將試驗結(jié)果按照相似比和如下方法換算成實橋值以便直觀地與其他橋梁比較。由于模型發(fā)生渦激共振時運動位移為振幅穩(wěn)定的類正弦曲線。因此模型位移極大值即幅值與均方根值之間的關系為

表3 橋例一模型阻尼比

(1)

式中:dm為節(jié)段模型位移幅值;dstd為節(jié)段模型位移均方差。

再根據(jù)文獻[12]中所討論的非線性渦激力模型下節(jié)段與全橋的振幅關系得到：

(2)

式中:ym為主梁最大位移振幅;φ(x)為主梁的振型函數(shù)并假定主梁振型為簡諧函數(shù);φmax(x)為振型最大幅值。

橋例一初步方案在成橋狀態(tài)0°風攻角下的風洞試驗結(jié)果如圖4。結(jié)果表明橋例一的原設計斷面，在實橋風速達到17 m/s左右時開始發(fā)生豎向的渦激共振，在12 m/s左右時開始發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦激共振。根據(jù)文獻[11](簡稱《中國規(guī)范》)，渦振幅值遠大于規(guī)范允許值。并且在阻尼比加大到規(guī)范建議取值為1%(阻尼比4)的情況下，扭轉(zhuǎn)振動幅值仍然大于規(guī)范允許值，所以原設

(a) 豎向位移幅值

(b) 扭轉(zhuǎn)位移幅值

計斷面的氣動穩(wěn)定性不滿足要求，需要設置氣動穩(wěn)定措施以改善主梁結(jié)構(gòu)的氣動性能。

試驗共測試了四種措施多個工況下主梁的振動響應，振動信號采用加速度傳感器測試豎向和扭轉(zhuǎn)振動響應。措施的具體描述見表4，試驗采用的阻尼比見表3。

由于國內(nèi)規(guī)范尚沒有對主梁渦振的加速度進行評價，故將《中國規(guī)范》位移幅值按類正弦曲線計算得到對應的加速度幅值，并參考文獻[13](簡稱《英國法則》)中對于主梁渦振特性的評價標準。其中，英國橋梁設計實踐中傾向于將實橋風速20 m/s范圍內(nèi)主梁加速度等于0.4 m/s2(0.04g)定為渦振限值[14]。

表4 橋例一氣動措施表

圖5(a)、(d)表明，在低阻尼比的情況下原設計斷面采用措施1、2、3都有效地抑制了豎向渦振的發(fā)生，但均未有效抑制住扭轉(zhuǎn)渦振。其中，措施2(三道下穩(wěn)定板+風障)的第二個扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間的振幅比原設計斷面更為明顯。比較可見，措施3即設置三道下穩(wěn)定板的抑振效果相對較好。

對措施3進一步試驗，隨著阻尼比增大，渦振的幅值減小，如圖5(b)、(e)所示。同時可見在+3°、0°和-3°風攻角中，+3°攻角是最不利風攻角，其渦振幅值明顯大于其他風攻角。措施3(三道下穩(wěn)定板)在阻尼比達到阻尼2時便可以抑制0°攻角下渦振的發(fā)生，達到阻尼3時便可抑制0°攻角及-3°攻角下渦振的發(fā)生，但是三道下穩(wěn)定板沒有在大阻尼比(阻尼比4)的情況下抑制+3°風攻角下的渦激共振。

圖5(c)、(f)中措施4(3道下穩(wěn)定板+中央不透風欄桿形成上穩(wěn)定板)基本抑制渦振的發(fā)生，并且顫振臨界風速也滿足要求，僅在+3°風攻角對應實橋風速值為35.64～40.87 m/s時出現(xiàn)了不穩(wěn)定的扭轉(zhuǎn)渦振，截面邊緣振動的加速度最大值為0.06 g。對于實橋風速超過20 m/s，考慮到英規(guī)是針對舒適性因素故此限值應予以放寬[14]，此處應作為符合要求。而且，經(jīng)測試得到的主梁最大渦振響應的幅值滿足中國規(guī)范(文獻[11])限值(如表5所示)，因此該方案是可行的。

(a) 不同措施橋面中央豎向振動

(b) 措施3橋面中央豎向振動

(c) 措施4橋面中央豎向振動

(d) 不同措施橋面邊緣豎向振動

(e) 措施3橋面邊緣豎向振動

(f) 措施4橋面邊緣豎向振動

表5 橋例一推薦方案主梁最大渦振響應

橫向?qū)Ρ冗@幾種措施，可將其渦振抑制效果從好到差依次排列：措施4>措施3>措施1>措施2。比較措施3、措施1及無措施，可見一定范圍內(nèi)，合理布置的下穩(wěn)定板數(shù)目越多，抑振效果越好。

2.2 橋例二抗風措施測試

根據(jù)規(guī)范(文獻[11])條文說明中對實際斜拉橋的現(xiàn)場測試的統(tǒng)計結(jié)果，對于跨度450 m左右的疊合梁斜拉橋的阻尼比約在0.8%左右。故將橋例二阻尼比定在0.8%左右，控制豎彎振動阻尼比在0.75%～0.8%，扭轉(zhuǎn)阻尼比在0.6%左右，略低于規(guī)范的建議值1.0%。測試風攻角為0°，±3°，并采用激光位移計采集振動信號。

由于渦激共振對主梁形狀很敏感，在橋例二原設計方案上做了改變附屬設施的工況試驗，但試驗結(jié)果(圖6(a)、(d))表明，無論是采用混凝土防撞欄還是鋼防撞欄，原設計斷面在成橋狀態(tài)+3°風攻角下，都會在實橋風速達到20 m/s時開始發(fā)生豎向渦激振動，最大幅值遠大于規(guī)范允許值。并且，顫振風速為60 m/s，遠低于規(guī)范要求的78 m/s的顫振檢驗風速。在無檢修道的情況下也同樣發(fā)生了明顯的渦激共振和顫振，可見改變這些基本的附屬設施對該橋斷面的渦激共振影響甚微。因此，需要增加氣動措施來抑制渦振同時又必須提高顫振穩(wěn)定性。

基于橋例二原設計斷面的六種措施方案(見表6)測試了多種工況下主梁的氣動性能。風洞試驗結(jié)果如圖6所示，圖中幅值為換算后的實橋幅值。

表6 橋例二措施表

試驗結(jié)果圖6(b)、(e)表明,僅采用措施1(中央上穩(wěn)定板)在+3°風攻角下存在非常嚴重的豎向渦激共振現(xiàn)象，并且在實橋風速60 m/s時結(jié)構(gòu)仍然扭轉(zhuǎn)振動發(fā)散，可見僅僅設置上穩(wěn)定板對顫振穩(wěn)定性影響十分有限，對渦振抑制也沒有明顯的效果。

采用了措施2(上穩(wěn)定板+1道下穩(wěn)定板)的主梁節(jié)段在-3°風攻角實橋風速20～26 m/s內(nèi)發(fā)生了非常明顯的扭轉(zhuǎn)渦激共振響應，如圖6(f)中所示，扭轉(zhuǎn)振幅遠大于規(guī)范允許值，同時該工況下主梁的顫振風速為73.5 m/s，低于設計要求的顫振檢驗風速。

0°風攻角下的各氣動措施方案均未發(fā)生振動，故不贅述。試驗結(jié)果反應，該斷面最不利風攻角為-3°。圖6(f)可見，采用措施3(3道下穩(wěn)定板)無法使顫振臨界風速達到檢驗風速，但是相比原設計，顫振臨界風速已經(jīng)明顯提高了。

措施5(上穩(wěn)定板+2道設置距邊緣1/3橋?qū)捥幍南路€(wěn)定板)有效抑制了渦激共振的發(fā)生，但顫振臨界風速仍不能滿足規(guī)范要求。

(a) 原設計的豎向位移幅值

(b) +3°各措施的豎向位移幅值

(c) -3°各措施的豎向位移幅值

(d) 原設計的扭轉(zhuǎn)位移幅值

(e) +3°各措施的扭轉(zhuǎn)位移幅值

(f) -3°各措施的扭轉(zhuǎn)位移幅值

圖6(b)、(e)、(c)、(f)表明，措施4(中央上穩(wěn)定板+3道下穩(wěn)定板)和措施6(中央上穩(wěn)定板+下穩(wěn)定板2道)有效改善了實橋的氣動性能，避免了成橋階段的渦激共振現(xiàn)象，而且提高了設計結(jié)構(gòu)的顫振穩(wěn)定性，使之顫振臨界風速在測試風攻角下從60 m/s提高到了80 m/s以上，高于該橋的顫振檢驗風速。但后者要更為經(jīng)濟，所以作為推薦方案。

通過對比措施1和措施2、4、5、6在+3°風攻角的試驗結(jié)果，可見設置下穩(wěn)定板有效地抑制了+3°風攻角下豎向渦激共振發(fā)生，對比措施2和措施3、4、5、6在-3°風攻角的試驗結(jié)果，可見下穩(wěn)定板有效地抑制了該風攻角下的扭轉(zhuǎn)渦激共振。并且，下穩(wěn)定板對提高顫振穩(wěn)定性也起到了很大作用。

比較措施5和措施6兩種方案，可見穩(wěn)定板的位置也能影響顫振穩(wěn)定性。綜合比較這幾種措施對顫振穩(wěn)定性的優(yōu)化程度：措施4>措施6>措施5>措施3>措施2?？梢?，在一定范圍內(nèi)，合理布置的下穩(wěn)定板的數(shù)目越多，顫振穩(wěn)定性越好。

2.3 St數(shù)的變化

斯托羅哈數(shù)(Strouhal number，St數(shù))就是描述鈍體漩渦脫落規(guī)律的無量綱數(shù)：

(3)

式中：fs為渦激共振起振時漩渦脫落的頻率；U為渦激共振起振時的風速；D為特征尺寸，取梁高。

由式(3)可知，St數(shù)越大，發(fā)生渦激共振的風速越低，可能性也越大。

表7、8列出了橋例一和橋例二原型斷面及出現(xiàn)了渦振的氣動措施方案的St數(shù)。從中可見，不同的風攻角下，St數(shù)也會不同。橋例一存在兩個扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間。根據(jù)一些對雙豎向渦振的研究，可以推斷同樣可能是主梁在高低不同風速下，在不同部位形成各自獨立的旋渦脫落，從而引起的主梁渦振。

表7 豎向渦振的St數(shù)

表8 扭轉(zhuǎn)渦振的St數(shù)

3 結(jié) 論

本文對兩座典型疊合邊主梁斷面橋梁進行了剛性節(jié)段模型風洞試驗，測試了不同阻尼比下多種穩(wěn)定板抗風措施方案的振動響應，對比分析了這些抗風措施的抑振效果，得到的主要結(jié)論如下：

(1) 疊合邊主梁斷面在風速不高的情況下容易發(fā)生大幅渦振，并且在阻尼比達到允許值時，主梁斷面的渦激共振仍然沒有被有效抑制。所以橋例一及橋例二主梁斷面都需要增加抑振措施。

(2) 試驗表明，隨著阻尼比的提高，渦振振幅降低，在一定范圍內(nèi)風速鎖定區(qū)間不會明顯改變，這與以往一些試驗結(jié)果也是相符的。

(3) 橋例一和橋例二在一定范圍內(nèi)增設布置合理的下穩(wěn)定板可以減小渦振，提高顫振穩(wěn)定性，數(shù)目越多，效果越明顯。同時，穩(wěn)定板設置的位置也將影響橋梁斷面的氣動性能。

(4) 合適的上、下穩(wěn)定板的組合措施能有效抑制橋例一和橋例二的渦激共振，并且對提高顫振穩(wěn)定性也作用明顯。然而，不當?shù)姆€(wěn)定板措施也可能增大渦振振幅，降低渦振起振風速。文中的方案可供類似橋梁參考。

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Study on stabilizer aerodynamic measure of a cable-stayed bridge with a steel-concrete composite edge girder

WANG Jiaxing1, NIU Huawei1, JIN Junzhong2, ZHANG Zhitian1, CHEN Zhengqing1

(1. Hunan Provincial Key Laboratory for Wind Engineering and Bridge Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China;2. Henan Province Highway Engineering Bureau Group Co. Ltd., Zhengzhou 450052, China)

A steel-concrete composite edge girder is widely used in a long-span cable-stayed bridge, but it frequently leads to remarkable vortex-induced vibration and low flutter critical wind speed. Therefore, aerodynamic measures are always needed to improve the aerodynamic performance when this type of bridge is built in coastal region. Based on two cable-stayed bridges with steel-concrete composite edge girder, the controlling effect of stabilizer on the steel-concrete composite girder was investigated with a series of sectional model wind tunnel tests. The results indicate that the stabilizer can effectively eliminate vortex-induced vibration and increase the flutter critical wind speed of the edge girder section.

cable-stayed bridge; edge girder; aerodynamic measure; stabilizer; wind tunnel test

同濟大學橋梁結(jié)構(gòu)抗風技術交通行業(yè)重點實驗室開放課題基金(KLWRTBMC)； 湖南省高校創(chuàng)新平臺開放基金(14K021)

2016-01-26 修改稿收到日期：2016-03-24

王嘉興 男，碩士,1990年8月生

牛華偉 男，博士，碩士生導師，1978年9月生

U443.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.08.008