大跨度斜拉橋下?lián)舯┝黠L(fēng)致振動響應(yīng)實(shí)測

劉志文，李書瓊，劉勇，許映梅，陳政清

摘? ?要：以蘇通長江公路大橋?yàn)楣こ瘫尘?，針對該橋風(fēng)致振動響應(yīng)監(jiān)測系統(tǒng)實(shí)測的一次下?lián)舯┝黠L(fēng)與橋梁結(jié)構(gòu)振動加速度響應(yīng)實(shí)測數(shù)據(jù)，對該橋在一次雷暴天氣下風(fēng)速、風(fēng)向及主梁振動響應(yīng)進(jìn)行研究. 首先，對橋位處下?lián)舯┝鲗?shí)測風(fēng)速、風(fēng)向數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，獲得了該橋主梁跨中、橋塔塔頂處下?lián)舯┝黠L(fēng)的時(shí)變平均風(fēng)與脈動風(fēng)特性;然后，對下?lián)舯┝髯饔孟轮髁猴L(fēng)致振動加速度響應(yīng)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析. 結(jié)果表明：在下?lián)舯┝髯饔孟?，該橋主梁與塔頂高度處風(fēng)速發(fā)生了明顯突變，持續(xù)時(shí)間約為10～24 min;主跨跨中主梁外側(cè)邊緣處下游、上游側(cè)最大瞬時(shí)風(fēng)速分別為32.4 m/s和27.3 m/s，南、北橋塔塔頂高度處最大瞬時(shí)風(fēng)速分別達(dá)60.5 m/s和62.9 m/s. 主梁高度處30 s時(shí)距湍流度約0.048～0.32，10 min時(shí)距湍流度約0.43～0.51;主梁下游與北塔處折減脈動風(fēng)速符合高斯特性，其功率譜與Burlando等學(xué)者的實(shí)測結(jié)果吻合較好. 主梁跨中附近（即NJ26D、NJ32D拉索錨固處）發(fā)生了較為明顯的短時(shí)豎向與橫橋向振動，相應(yīng)加速度響應(yīng)幅值分別為0.25 m/s2和0.10 m/s2，對應(yīng)位移幅值分別為0.12 m與0.03 m;主梁豎向振動響應(yīng)明顯大于橫橋向振動響應(yīng)，主梁豎向振動主頻為0.183 Hz，與主梁全橋一階正對稱豎彎振型頻率0.174 Hz接近;橫橋向振動主頻為0.117 Hz，與主梁全橋一階正對稱側(cè)彎振型頻率0.097 5 Hz接近.

關(guān)鍵詞：大跨度斜拉橋;下?lián)舯┝?風(fēng)特性;主梁風(fēng)致振動;現(xiàn)場實(shí)測

中圖分類號：U446.2? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Field Measurement of Wind-induced Vibration Response

of Long-span Cable-stayed Bridge under Downburst

LIU Zhiwen1，2？覮，LI Shuqiong1，4，LIU Yong3，XU Yingmei3，CHEN Zhengqing1，2

（1. Hunan Provincial Key Laboratory for Wind Engineering & Bridge Engineering （Hunan University），Changsha 410082，China;

2. College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha 410082，China;

3. Jiangsu Sutong Bridge Co，Ltd，Nantong 226001，China;

4. China Railway Siyuan Survey and Design Group Co，Ltd，Wuhan 430063，China）

Abstract：Taking Sutong Yangtze River Highway Bridge （STB） as an engineering background， a downburst wind and the vibration acceleration responses of the bridge structure were monitored based on the wind-induced vibration response monitoring system of the bridge. Furthermore， the wind speed and direction， vibration responses of the main girder under the thunderstorm were investigated. Firstly， the measured wind speed and wind direction data of the downburst wind at the bridge site were analyzed， the time-varying mean wind and fluctuating wind characteristics of the downburst at the mid-span of the main girder and the pylon tops were obtained. Then， the wind-induced vibration acceleration responses of the main girder under the downburst were analyzed. The research results show that the wind speeds at the main girder level and the pylon tops of the STB changes abruptly under downburst， which lasts approximately 10～24 minutes. The maximum instantaneous wind speeds at the leeward and windward side of the main girder in the middle of the main span of STB are 32.4 m/s and 27.3 m/s， respectively. Meanwhile， the maximum instantaneous wind speeds at the south and north pylon tops are 60.5 m/s and 62.9 m/s， respectively. The turbulence intensity for a time interval of 30 s at the main girder level is about 0.048～0.32， and the turbulence intensity for a time interval of 10 minutes is about 0.43～0.51. The reduced fluctuating wind speed at the downstream of the main girder and the north pylon conforms to Gaussian characteristics， and its power spectrum is in good agreement with the field measurement results by Burlando and other scholars. Obvious short-term vertical and horizontal vibration occurred near the middle of the main girder （that is， the anchorage of NJ26D and NJ32D cables）， and the corresponding acceleration response amplitudes were 0.25 m/s2 and 0.10 m/s2， corresponding to the displacement amplitudes of 0.12 m and 0.03 m， respectively. The vertical vibration response of the main girder is obviously larger than the transverse vibration response. The predominant frequency of vertical vibration of the main girder is 0.183 Hz， which is close to the 1st symmetric vertical bending mode frequency 0.174 Hz of the main girder. And the predominant frequency of horizontal vibration is 0.117Hz， which is close to the 1st symmetry lateral bending mode frequency 0.097 5 Hz of the main girder.

Key words：large-span cable-stayed bridge;downburst;wind characteristics;wind-induced vibration of main deck;field measurement

下?lián)舯┝魇且环N雷暴云中局部強(qiáng)下沉氣流在到達(dá)地面后產(chǎn)生的直線型大風(fēng)，在接近地面處風(fēng)速達(dá)到最大，具有突發(fā)性、局部性和隨機(jī)性等特點(diǎn)[1]. 我國是下?lián)舯┝鞫喟l(fā)國家之一，在全國較大范圍內(nèi)均有發(fā)生的可能性[2]. 下?lián)舯┝鲗こ探Y(jié)構(gòu)影響較大，可能引起建筑結(jié)構(gòu)、輸電線塔、橋梁結(jié)構(gòu)附屬設(shè)施等破壞[3-5]. 因此，開展下?lián)舯┝黠L(fēng)特性及其對工程結(jié)構(gòu)影響的研究具有十分重要的意義.

國內(nèi)外許多學(xué)者針對下?lián)舯┝黠L(fēng)特性及其對結(jié)構(gòu)的影響開展了大量的研究工作，主要工作有現(xiàn)場實(shí)測[6-9]、數(shù)值模擬[10-12]、風(fēng)洞試驗(yàn)[13-18]和理論計(jì)算[19-22]等. 在實(shí)測研究方面，Choi[6]在一座高為150 m的塔上設(shè)置了5個(gè)觀測層，對50多次雷暴的風(fēng)速剖面進(jìn)行了實(shí)測研究. Burlando等[7]對2012年10月在意大利利沃諾科斯特觀測到的一次下?lián)舯┝鬟M(jìn)行了風(fēng)場特性分析. Solari等[8]對地中海北部港口6年間發(fā)生的277個(gè)下?lián)舯┝黠L(fēng)速記錄進(jìn)行了系統(tǒng)分析，獲得了下?lián)舯┝黠L(fēng)特性. Stengel等[9]對德國北部的一條輸電線路進(jìn)行實(shí)測，觀測到懸索塔導(dǎo)線在一次下?lián)舯┝飨碌膶?shí)測響應(yīng)，并與有限元模型的時(shí)域模擬進(jìn)行了比較. 在數(shù)值模擬研究方面，Wood等[10]進(jìn)行了基于湍流模型的下?lián)舯┝饔?jì)算流體力學(xué)數(shù)值模擬，其結(jié)果與下?lián)舯┝鲊娚溲b置試驗(yàn)結(jié)果吻合較好. Chay等[11]采用CFD數(shù)值模擬方法模擬了下?lián)舯┝髌骄L(fēng)，重點(diǎn)考察了風(fēng)速隨下?lián)舯┝鞒墒旌退p強(qiáng)度的變化規(guī)律. 劉志文等[12]采用二維數(shù)值模擬方法在邊界層風(fēng)洞中設(shè)置傾斜平板進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明邊界層風(fēng)洞中設(shè)置傾斜平板可有效模擬下?lián)舯┝魉斤L(fēng)速剖面. 在試驗(yàn)研究方面，曹曙陽等[13]在日本宮崎大學(xué)大型多風(fēng)扇主動控制風(fēng)洞中實(shí)現(xiàn)了雷暴沖擊風(fēng)模擬. Jesson等[14]為研究建筑結(jié)構(gòu)在下?lián)舯┝魉矐B(tài)氣流作用下的壓力分布，研發(fā)了下?lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)場模擬試驗(yàn)裝置，其試驗(yàn)結(jié)果表明采用該裝置模擬的瞬態(tài)風(fēng)速時(shí)程與實(shí)測下?lián)舯┝魉矐B(tài)風(fēng)速時(shí)程吻合較好. Aboutabikh等[15]設(shè)計(jì)并制造了兩層帶葉片的百葉窗下?lián)舯┝髂M試驗(yàn)裝置，在風(fēng)洞中模擬了下?lián)舯┝黠L(fēng)場. 辛亞兵等[16]基于傳統(tǒng)大氣邊界層風(fēng)洞開發(fā)了下?lián)舯┝髂M裝置，并對下?lián)舯┝黠L(fēng)作用下大跨連續(xù)剛構(gòu)橋最大雙懸臂狀態(tài)風(fēng)致振動響應(yīng)進(jìn)行了試驗(yàn)研究. Elawady等[17]采用WindEEE多功能風(fēng)洞模擬了下?lián)舯┝黠L(fēng)場，并進(jìn)行了多跨輸電線路下?lián)舯┝黠L(fēng)致振動響應(yīng)氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究. Junayed等[18]采用WindEEE多功能風(fēng)洞模擬了縮尺比較大的下?lián)舯┝黠L(fēng)場特性，并將試驗(yàn)?zāi)M的下?lián)舯┝髌骄L(fēng)場和脈動風(fēng)場特性與實(shí)測下?lián)舯┝黠L(fēng)特性進(jìn)行了比較，兩者吻合相對較好. 在理論計(jì)算方面，Chen等[19]提出了一種混合隨機(jī)模型模擬下?lián)舯┝黠L(fēng)速時(shí)程，即下?lián)舯┝髌骄L(fēng)由Wood風(fēng)剖面和Holmes時(shí)間函數(shù)得到，脈動風(fēng)速由隨時(shí)間變化的幅值調(diào)幅函數(shù)和服從標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)分布的高斯隨機(jī)過程得到. Hao等[20]采用基于沖擊射流模型的CFD數(shù)值仿真技術(shù)模擬了下?lián)舯┝鞣€(wěn)態(tài)風(fēng)場和瞬態(tài)風(fēng)場，分析了橋梁在模擬下?lián)舯┝髯饔孟露墩駮r(shí)域響應(yīng)，結(jié)果表明，下?lián)舯┝髅}動風(fēng)速對橋梁響應(yīng)影響相對較小. 辛亞兵等[21]以赤石大橋橋址處實(shí)測下?lián)舯┝黠L(fēng)時(shí)程數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，采用諧波疊加法模擬橋址區(qū)脈動風(fēng)速并加以調(diào)制，實(shí)現(xiàn)了橋址區(qū)下?lián)舯┝黠L(fēng)時(shí)程模擬，對下?lián)舯┝髯饔孟麓罂缍刃崩瓨蚴┕顟B(tài)靜風(fēng)響應(yīng)和非線性時(shí)域抖振響應(yīng)進(jìn)行了計(jì)算.

綜上所述，目前國內(nèi)外學(xué)者對下?lián)舯┝黠L(fēng)場特性的觀測與試驗(yàn)研究相對較多，而對下?lián)舯┝髯饔孟碌慕Y(jié)構(gòu)響應(yīng)現(xiàn)場實(shí)測研究則相對較少，因此進(jìn)行下?lián)舯┝黠L(fēng)特性及其風(fēng)致振動響應(yīng)實(shí)測研究具有十分重要的價(jià)值和意義. 本文依托蘇通大橋風(fēng)致振動監(jiān)測系統(tǒng)，對大跨度斜拉橋風(fēng)致振動響應(yīng)特性進(jìn)行為期2年的現(xiàn)場實(shí)測研究，監(jiān)測到2019年4月19日橋位處發(fā)生了一次突發(fā)大風(fēng)，監(jiān)測系統(tǒng)完整記錄了本次突發(fā)大風(fēng)風(fēng)速、風(fēng)向及主梁振動加速度響應(yīng)數(shù)據(jù)，為大跨度斜拉橋下?lián)舯┝黠L(fēng)效應(yīng)研究積累了十分寶貴的實(shí)測數(shù)據(jù). 本文重點(diǎn)對本次下?lián)舯┝鞔箫L(fēng)的風(fēng)特性與主梁風(fēng)致振動響應(yīng)特性進(jìn)行分析.

1? ?蘇通大橋風(fēng)致振動監(jiān)測系統(tǒng)

蘇通長江公路大橋位于江蘇省南通市和蘇州市之間，是國家重點(diǎn)干線公路沈海高速（G1）跨越長江的重要通道. 據(jù)設(shè)計(jì)資料可知蘇通大橋主橋?yàn)橹骺? 088 m的雙塔雙索面斜拉橋，其跨徑布置為100 m+100 m+300 m+1 088 m+300 m+100 m+100 m=2 088 m. 主梁采用閉口流線型鋼箱梁，梁寬41.0 m，梁高4.0 m;斜拉索最大長度為577 m;采用倒Y形橋塔，塔高300.4 m. 考慮到大橋規(guī)模與運(yùn)營期內(nèi)的維護(hù)需要，該橋建成后安裝了結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測系統(tǒng)（Structural Health Monitoring System，SHMS）[23]. 該系統(tǒng)可對風(fēng)、溫度、車輛荷載及腐蝕作用等進(jìn)行監(jiān)測，并對橋梁結(jié)構(gòu)的位移、索塔和橋墩傾斜度、支座位移、拉索索力和結(jié)構(gòu)應(yīng)變等進(jìn)行監(jiān)測.

為確保大橋在風(fēng)荷載作用下安全運(yùn)營，在蘇通大橋結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測系統(tǒng)基礎(chǔ)上，建立了蘇通大橋風(fēng)致振動監(jiān)測系統(tǒng)，對大橋部分拉索錨固處主梁豎向、橫向振動加速度響應(yīng)進(jìn)行監(jiān)測. 風(fēng)速儀布置于主橋南、北塔塔頂，主跨跨中橋面上、下游距離橋面2.28 m高度處. 風(fēng)向角0°對應(yīng)北風(fēng)，90°對應(yīng)東風(fēng)，采樣頻率為1 Hz（實(shí)際測量中開啟二維模式，只采集水平風(fēng)速、風(fēng)向），由于蘇通大橋橋軸線與正北方向有10.6°偏角，故需對風(fēng)向角進(jìn)行修正以得到以橋軸線為參考的風(fēng)偏角. 在主梁上NJ26D與NJ32D號拉索錨固處分別布置了豎向和橫橋向加速度傳感器（型號為941B），以監(jiān)測主梁豎向與橫橋向振動加速度響應(yīng)，采樣頻率設(shè)置為100 Hz. 圖1所示為蘇通大橋風(fēng)致振動響應(yīng)監(jiān)測系統(tǒng)傳感器布置示意圖，圖2所示為蘇通大橋主梁橫斷面及風(fēng)速儀位置示意圖.

2? ?橋址處風(fēng)特性分析

2.1? ?風(fēng)速風(fēng)向時(shí)程

2019年4月19日，蘇通大橋橋位處出現(xiàn)了一次顯著的大風(fēng)天氣. 圖3所示為蘇通大橋風(fēng)致振動監(jiān)測系統(tǒng)所記錄的主跨跨中橋面上、下游及橋塔塔頂處風(fēng)速風(fēng)向時(shí)程. 表1所示為各風(fēng)速監(jiān)測點(diǎn)位置風(fēng)速突變時(shí)刻風(fēng)速、風(fēng)向參數(shù)統(tǒng)計(jì)匯總. 結(jié)合圖3及表1結(jié)果可知，在4月19日中午12：19時(shí)，南塔塔頂風(fēng)速首先達(dá)到最大瞬時(shí)風(fēng)速60.5 m/s;在12：55北塔塔頂風(fēng)速出現(xiàn)最大瞬時(shí)風(fēng)速62.9 m/s;12：57—12：58時(shí)主跨跨中橋面下游、上游風(fēng)速分別達(dá)到最大值32.4 m/s和27.3 m/s;各監(jiān)測點(diǎn)處突變大風(fēng)持續(xù)時(shí)間約為10～24 min，與文獻(xiàn)[24]所給出的單個(gè)微下?lián)舯┝髌骄掷m(xù)時(shí)間約為13 min較為接近;在下?lián)舯┝靼l(fā)生前較長時(shí)間內(nèi)，主跨跨中主梁上、下游側(cè)及南北塔塔頂?shù)娘L(fēng)向變化趨勢基本一致，即由南風(fēng)變?yōu)槲黠L(fēng)，并在較長時(shí)間內(nèi)風(fēng)向保持不變，在下?lián)舯┝靼l(fā)生時(shí)段內(nèi)各監(jiān)測點(diǎn)風(fēng)向發(fā)生了較為明顯的突變. 綜合以上現(xiàn)象可看出，本次大風(fēng)天氣具備下?lián)舯┝鞯臍庀筇卣?，初步判斷?yīng)為一次下?lián)舯┝?

由表1可知，大橋不同監(jiān)測點(diǎn)處風(fēng)速開始突變時(shí)刻以及峰值時(shí)刻存在較大差異，南塔出現(xiàn)下?lián)舯┝鲿r(shí)刻較其他測點(diǎn)要提前30 min，其原因可能是此次下?lián)舯┝鞯某叨容^小，影響范圍有限，且其中心可能處于移動中. 由圖3中風(fēng)向與表1中時(shí)間參數(shù)可以推斷出，4月9日出現(xiàn)的下?lián)舯┝魑挥谔K通大橋上游側(cè)，且其中心自南向北緩慢移動.

依據(jù)圖3中風(fēng)速可知，主梁上游風(fēng)速在13：13以及13：45均存在特異性大風(fēng)，此時(shí)風(fēng)速可達(dá)68 m/s，遠(yuǎn)大于下?lián)舯┝鞣逯碉L(fēng)速. 結(jié)合上游風(fēng)向時(shí)程可看到，上述2個(gè)時(shí)刻風(fēng)向突然轉(zhuǎn)變，由-100°（垂直于橋軸向）突變至-168.6°與179.1°（基本沿著橋軸向）. 可以判斷出，這2個(gè)時(shí)刻存在著沿橋軸線方向的強(qiáng)局部氣流對上游風(fēng)速造成干擾，并且其流向與橋軸線平行，故未對下游風(fēng)速產(chǎn)生影響. 此外，也不排除13：10之后儀器出現(xiàn)短暫故障，具體原因有待進(jìn)一步研究. 本文重點(diǎn)研究12：49—13：09發(fā)生的下?lián)舯┝黠L(fēng)特性，故此次特異數(shù)據(jù)基本沒有影響. 同時(shí)為了保證數(shù)據(jù)的真實(shí)可靠以及對比不同高度處下?lián)舯┝黠L(fēng)特性，后文主要對主梁下游以及北塔塔頂風(fēng)速進(jìn)行分析.

2.2? ?時(shí)變平均風(fēng)與脈動風(fēng)速

由圖3可知，在下?lián)舯┝鲿r(shí)段主跨跨中主梁處、橋塔塔頂?shù)蕊L(fēng)速為非平穩(wěn)風(fēng)速時(shí)程，故參考文獻(xiàn)[25-26]中瞬態(tài)風(fēng)信號的經(jīng)典分解規(guī)則. 將瞬時(shí)風(fēng)速U（t）分解為時(shí)變平均風(fēng)速U（t）與非平穩(wěn)脈動風(fēng)速u（t）：

U（t） = U（t） + u（t）? ? ? ? ? ? ? ?（1）

式中：U（t）為t時(shí)刻的時(shí)變平均風(fēng)速，m/s;u（t）為t時(shí)刻的脈動風(fēng)速，m/s.

脈動風(fēng)速u（t）為一非平穩(wěn)隨機(jī)過程，可表示為

u（t） = σu（t）·u′（t）? ? ? ? ? ? ? ? （2）

式中：u′（t）為折減脈動風(fēng)速，即為平穩(wěn)高斯隨機(jī)過程;σu（t）為脈動風(fēng)速u（t）的緩變根方差，即

σu（t） = ηU（t）? ? ? ? ? ? ? （3）

即

η = ■ = Iu（t）? ? ? ? ? ?（4）

式中：Iu（t）為時(shí)變湍流度.

為進(jìn)一步研究下?lián)舯┝髯饔孟轮骺缈缰袠蛎娓叨忍幰约皹蛩敳扛叨忍幍娘L(fēng)速特性，需要對其進(jìn)行風(fēng)速分解. 其中時(shí)變平均風(fēng)速的提取采用文獻(xiàn)[25]中的滑動平均法，滑動平均風(fēng)速定義如下：

Urm（j） = ■■U（t）dt? ? ? ? ? ?（5）

式中：Urm（j）為j時(shí)刻的瞬時(shí)風(fēng)速;Trm為滑動平均的時(shí)間間隔，結(jié)合文獻(xiàn)[7]中Burlando的建議取值，本文中Trm = 30 s.

圖4所示分別為下?lián)舯┝髯饔孟绿K通大橋主跨跨中橋面高度處下游與北塔塔頂?shù)臅r(shí)變平均風(fēng)速和脈動風(fēng)速分析結(jié)果.

由圖4（a）（b）對比可知，在下?lián)舯┝鲿r(shí)段，北塔塔頂?shù)臅r(shí)變平均風(fēng)速比主跨跨中橋面下游側(cè)時(shí)變平均風(fēng)速變化更為劇烈，且塔頂風(fēng)速在下?lián)舯┝鞒霈F(xiàn)后平均風(fēng)速比發(fā)生前增大數(shù)倍. 兩者的脈動風(fēng)速變化規(guī)律也顯著不同，主梁跨中下游側(cè)在下?lián)舯┝鞒霈F(xiàn)前脈動風(fēng)速低，當(dāng)其過境時(shí)脈動風(fēng)速峰值為13.7 m/s，過境后脈動風(fēng)速仍保持較大值;北塔塔頂脈動風(fēng)速變化卻與之相反，下?lián)舯┝鞒霈F(xiàn)前脈動風(fēng)速已達(dá)10 m/s以上，下?lián)舯┝靼l(fā)生時(shí)達(dá)到16.2 m/s，過境后反而較低. 可以看到下?lián)舯┝鲗μK通大橋不同高度處風(fēng)特性的影響存在較大差異.

除下?lián)舯┝黠L(fēng)速突變特征外，下?lián)舯┝髯饔孟轮髁合掠闻c北塔塔頂?shù)娘L(fēng)向變化規(guī)律也值得進(jìn)一步分析. 故采用與式（5）一致的滑動平均法求取30 s時(shí)變平均風(fēng)向，圖5所示為下?lián)舯┝髯饔孟绿K通大橋主梁下游與北塔塔頂?shù)乃矔r(shí)風(fēng)向和時(shí)變平均風(fēng)向. 由圖5可知，下?lián)舯┝靼l(fā)生前主梁下游主導(dǎo)風(fēng)向約165°，北塔風(fēng)向波動劇烈;下游風(fēng)向突變后穩(wěn)定至-96°～-110°，北塔風(fēng)向?yàn)?100°，基本垂直于橋軸線;下?lián)舯┝魉ネ撕?，下游瞬時(shí)風(fēng)向與時(shí)變平均風(fēng)向差異顯著，北塔風(fēng)向保持穩(wěn)定. 此次下?lián)舯┝魑窗l(fā)生時(shí)風(fēng)向變化劇烈，發(fā)生時(shí)風(fēng)向穩(wěn)定，發(fā)生后不同高度處風(fēng)向變化規(guī)律不同.

2.3? ?湍流度

湍流度是描述脈動風(fēng)速變化大小的一個(gè)重要的參數(shù)，為脈動風(fēng)速根方差與平均風(fēng)速之比. 考慮到下?lián)舯┝鲿r(shí)空尺度小，具有突發(fā)性，且持續(xù)時(shí)間短暫，參考文獻(xiàn)[7]中處理方法，選取時(shí)距30 s采用式（4）計(jì)算湍流度. 為便于比較，針對下?lián)舯┝鲿r(shí)段風(fēng)速分別取平均時(shí)距為T1 = 30 s和T2 = 10 min進(jìn)行順風(fēng)向湍流度計(jì)算，圖6所示為主跨跨中主梁高度處下游與北塔塔頂處湍流度隨時(shí)間變化曲線.

由圖6可知，當(dāng)取平均時(shí)距為T1 = 30 s時(shí)，在下?lián)舯┝鲿r(shí)段主跨跨中橋面高度處下游側(cè)順風(fēng)向湍流度約為Iu（t）=0.048～0.32，北塔塔頂湍流度約為Iu（t） = 0.01 ～ 0.014. 當(dāng)取平均時(shí)距為T2 = 10 min時(shí)，在下?lián)舯┝鲿r(shí)段主跨跨中橋面高度處下游側(cè)順風(fēng)向湍流度約為Iu（t） = 0.43 ～ 0.51，北塔塔頂湍流度約為Iu（t） = 0.31 ～ 0.48. 而文獻(xiàn)[27]中臺風(fēng)作用下蘇通大橋主梁高度處湍流度為0.10 ～ 0.30，可見下?lián)舯┝髯饔孟轮髁焊叨忍幫牧鞫瓤傮w上略大于臺風(fēng)作用下的湍流度. 主要原因是下?lián)舯┝黠L(fēng)速突變較臺風(fēng)而言持續(xù)時(shí)間短且突變風(fēng)速較大.

2.4? ?折減脈動風(fēng)特性

由上文可知下?lián)舯┝黠L(fēng)場中的脈動分量與常規(guī)臺風(fēng)氣象差距較大，現(xiàn)著重對其脈動分量進(jìn)行研究. 仍以30 s為基本時(shí)距，利用式（2）計(jì)算下?lián)舯┝鬟^境時(shí)主跨跨中主梁橋面高度處下游與北塔塔頂處時(shí)變風(fēng)速中的折減脈動風(fēng)速成分，繪制折減脈動風(fēng)速隨時(shí)間變化曲線如圖7（a）（d）所示. 由圖7可知，折減脈動風(fēng)速呈現(xiàn)出經(jīng)典隨機(jī)平穩(wěn)高斯特性. 通過圖7（b）（e）的頻率直方圖可見，雖然偏斜度不完全為0，峰度不為3，但是圖形與參考高斯擬合曲線有良好的一致性，證實(shí)了這兩個(gè)測點(diǎn)的折減脈動風(fēng)的高斯特性. 按式（6）計(jì)算折減脈動風(fēng)速的概率密度p（u′）.

p（u′） =? ■e■? ? ? ? ? （6）

式中：u′為脈動風(fēng)速;σu′表示脈動風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)差. 為研究折減脈動風(fēng)速的頻率成分特征，將實(shí)測順風(fēng)向脈動風(fēng)譜與Von-Karman譜、Davenport譜、Simiu譜進(jìn)行對比.

Von-Karman譜是1948年美國著名空氣動力學(xué)專家Von-Karman提出的自由大氣水平脈動風(fēng)譜：

■ = ■? ? ? ? （7）

式中： f = nLxu/U，n為風(fēng)的脈動頻率，Lxu是湍流積分尺度，U是平均風(fēng)速;β是摩擦因數(shù);u*為摩阻速度.

Davenport譜是1961年加拿大著名風(fēng)工程專家Davenport提出的自由大氣水平脈動風(fēng)譜：

■ = ■? ? ? ? （8）

式中： f = 1 200 n/U（10），U（10）是z = 10 m高度處的平均風(fēng)速.

Simiu譜為1974年美國學(xué)者Simiu提出的與高度有關(guān)的水平脈動風(fēng)速譜：

■ = ■? ? ? ? （9）

式中：f = nz/u（z），其中z為測點(diǎn)高度.

由圖7（c）（f）可見，跨中橋面高度處下游與北塔塔頂?shù)恼蹨p脈動風(fēng)速功率譜趨勢相同. 對比實(shí)測譜線與經(jīng)驗(yàn)譜線可知，3種經(jīng)驗(yàn)譜線與實(shí)測譜總體趨勢一致，但Davenport譜與實(shí)測譜線在低頻段擬合較好，高頻差異較大;Simiu譜相反，低頻差異大，高頻吻合度高;Von-Karman譜曲線變化介于兩者之間. 出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因主要是下?lián)舯┝黠L(fēng)自身的非平穩(wěn)特性、數(shù)據(jù)處理時(shí)采用非平穩(wěn)風(fēng)速分解模型以及各經(jīng)驗(yàn)譜的特有參數(shù)與適用性的差異.

本文中實(shí)測譜線與文獻(xiàn)[7]中Burlando等在2012年觀測到的意大利利沃諾海岸遭遇的下?lián)舯┝黠L(fēng)場下的折減脈動風(fēng)速功率譜密度函數(shù)曲線相比，兩者功率譜在曲線的變化趨勢以及峰值大小上具有較好的相似性. 且兩者低頻段均較低，下降段符合經(jīng)典的天氣型風(fēng)慣性子區(qū)間的n-5/3斜率下降.

3? ?主梁振動響應(yīng)

3.1? ?主梁加速度響應(yīng)時(shí)程

為研究蘇通大橋主梁在風(fēng)荷載作用下的振動特性，以保證大橋在運(yùn)營期間安全運(yùn)行，分別在NJ32D與NJ26D號拉索與主梁錨固處安裝加速度傳感器，監(jiān)測主梁豎向、橫橋向加速度響應(yīng). 圖8所示為2019年4月19日12：00—14：00主梁在NJ32D、NJ26D拉索錨固處豎向、橫橋向加速度響應(yīng)時(shí)程曲線.

由圖8可知，NJ32D和NJ26D號拉索錨固處主梁在該日中午12：49—13：09附近均發(fā)生了一次加速度響應(yīng)較大的短時(shí)振動現(xiàn)象，主梁在NJ32D拉索錨固處的加速度響應(yīng)與主梁在NJ26D拉索錨固處的加速度響應(yīng)總體較為接近;主梁在這兩處的豎向和橫橋向最大加速度響應(yīng)幅值分別約為0.25 m/s2和0.10 m/s2，主梁豎向加速度響應(yīng)幅值約為橫橋向加速度響應(yīng)幅值的2.5倍.

為進(jìn)一步了解下?lián)舯┝靼l(fā)生時(shí)主梁結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)特征，對12：49—13：09時(shí)段主梁在NJ32D和NJ26D拉索錨固處的振動加速度響應(yīng)進(jìn)行時(shí)頻分析. 考慮到下?lián)舯┝髯饔孟碌慕Y(jié)構(gòu)振動響應(yīng)具有明顯非平穩(wěn)性，故本文采用可考慮信號時(shí)變特性的連續(xù)小波變換分析方法對主梁振動響應(yīng)進(jìn)行分析.

在小波變換中，一組形狀相似的小波基函數(shù)是由母小波經(jīng)過伸縮與移動進(jìn)行轉(zhuǎn)化后得到的. 任意信號Ψ（t）的小波變換就是把信號Ψ（t）以小波函數(shù)為基底將其展開，再把信號以小波函數(shù)的線性組合表示出來. 對于任意信號Ψ（t）∈L2（R）（其中L2（R）為能量有限的信號空間），Ψ（t）的傅里葉變換為■（ω），當(dāng)■（ω）滿足條件：

CΨ = ■■dω < ∞? ? ? ? （10）

時(shí)，則稱Ψ（t）為一個(gè)基本小波或母小波，同時(shí)將Ψ（t）經(jīng)過平移與伸縮后可以得到：

■a，b（t）=■Ψ■，a，b∈R;a≠0? （11）

稱其為一個(gè)小波系列，稱a為伸縮因子，b為平移因子.

任意信號f（t）（f（t）∈I2（R））的連續(xù)小波變換（Continue Wavelet Transform，CWT）表達(dá)式為：

CWTf （a，b） = 〈 f（t），Ψa，b（t）〉 =

■■f（t）Ψ*■dt? ? ? ? ? ?（12）

采用MATLAB中小波工具箱對主梁振動加速度數(shù)據(jù)做連續(xù)小波變換并繪制時(shí)頻圖. 選取CMOR小波為小波基函數(shù)，其中參數(shù)定義：帶寬fb = 1.5 Hz，中心頻率fc = 3 Hz. 圖9、圖10分別所示為NJ32D、NJ26D錨固處下?lián)舯┝髯饔脮r(shí)段主梁豎向、橫橋向加速度響應(yīng)不同時(shí)刻頻譜特征.

同時(shí)為進(jìn)一步分析下?lián)舯┝髯饔孟绿K通大橋的振動模態(tài)，使用有限元計(jì)算軟件ANSYS建立全橋有限元模型進(jìn)行動力特性分析，表2所示為蘇通大橋主橋結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)動力特性分析結(jié)果匯總. 由表2及圖9可知，下?lián)舯┝靼l(fā)生時(shí)段主梁在NJ32D號拉索錨固處豎向振動加速度響應(yīng)主頻為0.183 Hz，與蘇通大橋主橋結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)一階正對稱豎彎頻率f3 =0.174 4 Hz較為接近;由圖10可知，下?lián)舯┝靼l(fā)生時(shí)段主梁NJ26D號拉索錨固處豎向振動加速度響應(yīng)主頻為0.183 Hz和0.217 Hz，與蘇通大橋主橋結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)主梁一階正對稱豎彎頻率f3=0.177 4 Hz和主梁結(jié)構(gòu)一階反對稱豎彎頻率f4=0.214 6 Hz接近. 綜合表2及圖9～圖10可知，主梁在NJ32D和NJ26D處橫橋向振動加速度響應(yīng)主頻均為0.116 7 Hz，與主梁一階正對稱側(cè)彎頻率f2=0.097 5 Hz較為接近. 綜上可知，在下?lián)舯┝黠L(fēng)作用下，主梁豎向振動響應(yīng)明顯大于橫橋向振動響應(yīng)，且均以低階豎彎振型為主.

3.2? ?主梁位移響應(yīng)

考慮到主梁豎向、橫向加速度響應(yīng)以低頻為主，故對主梁加速度響應(yīng)時(shí)程進(jìn)行積分，以得到主梁豎向、橫橋向位移響應(yīng)時(shí)程. 由逆傅里葉變換公式，可將任意頻率下的加速度信號的傅里葉分量表示為：

a（t） = Ae jωt? ? ? ? ?（13）

式中：a（t）為加速度信號在頻率ω的傅里葉分量;A為對應(yīng)a（t）的系數(shù);j為虛數(shù)，即■.

當(dāng)初速度與初位移分量均為0時(shí)，對加速度信號的傅里葉分量兩次積分可得出位移分量：

x（t） =■■a（λ）dλdτ =■Ve jωtdτ = Xe jωt

（14）

式中：x（t）為速度信號在頻率ω的傅里葉分量;X為對應(yīng)x（t）的系數(shù).

計(jì)算加速度信號的二次積分的數(shù)值公式為：

y（r）=■-■H（k）X（k）e j2πkr/N? ? ?（15）

H（k）=1， fd ≤ kΔf ≤ fu0，其他? ? ? ?（16）

式中：fd和fu分別為下限截止頻率與上限截至頻率，Hz，此處取fd = 0.1 Hz、 fu = 50 Hz;X（k）為x（r）的傅里葉變換;Δf 為頻率分辨率，Hz.

圖11所示為采用該方法所計(jì)算得到的主梁在NJ32D拉索、NJ26D拉索錨固處的豎向和橫橋向位移響應(yīng)時(shí)程曲線. 由圖11可知，在下?lián)舯┝鲿r(shí)段，主梁在NJ32D拉索錨固處豎向和橫橋向位移響應(yīng)最大幅值分別為0.111 m和0.027 m;主梁在NJ26D拉索錨固處豎向和橫橋向位移響應(yīng)最大幅值分別為0.116 m和0.020 m. 可見在下?lián)舯┝髯饔孟?，主橋結(jié)構(gòu)主梁振動響應(yīng)明顯增大.

4? ?結(jié)? ?論

依托蘇通大橋結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測系統(tǒng)和風(fēng)致振動響應(yīng)監(jiān)測系統(tǒng)，對2019年4月19日的一次突發(fā)大風(fēng)風(fēng)速、風(fēng)向和主梁風(fēng)致振動加速度響應(yīng)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得到如下主要結(jié)論：

1）2019年4月19日12：19，蘇通大橋橋位處出現(xiàn)了瞬時(shí)突發(fā)大風(fēng)，南塔、北塔塔頂最大瞬時(shí)風(fēng)速分別為60.5 m/s和62.9 m/s，主跨跨中橋面高度處下游、上游側(cè)最大瞬時(shí)風(fēng)速分別為32.4 m/s和27.3 m/s，突變大風(fēng)持續(xù)時(shí)間約為10～24 min;各監(jiān)測點(diǎn)風(fēng)向存在較為明顯的突變現(xiàn)象;不同監(jiān)測點(diǎn)處風(fēng)速最大值達(dá)到時(shí)刻存在一定差別，初步判斷該突發(fā)大風(fēng)應(yīng)為一次下?lián)舯┝鳜F(xiàn)象.

2）在下?lián)舯┝鲿r(shí)段（約在13：00左右），當(dāng)取平均時(shí)距為T1=30 s時(shí)，主跨跨中橋面高度處下游側(cè)順風(fēng)向湍流度約為Iu（t）=0.048～0.32，北塔塔頂順風(fēng)向湍流度約為Iu（t）=0.01～0.014;當(dāng)取平均時(shí)距為T2=10 min時(shí)，下?lián)舯┝鲿r(shí)段內(nèi)主跨跨中橋面高度處下游側(cè)順風(fēng)向湍流度約為Iu（t）=0.43～0.51，北塔塔頂順風(fēng)向湍流度約為Iu（t）=0.31～0.48. 主梁下游與北塔塔頂處折減脈動風(fēng)速符合高斯特性，其功率譜與Burlando等學(xué)者[7]的實(shí)測結(jié)果吻合較好.

3）在下?lián)舯┝髯饔孟?，蘇通大橋主梁主跨跨中豎向振動響應(yīng)明顯大于橫橋向振動響應(yīng)，且均以低階振動響應(yīng)為主. 主梁豎向位移約0.12 m，橫橋向位移0.03 m，下?lián)舯┝髯饔孟麓罂缍刃崩瓨蛑髁赫駝禹憫?yīng)明顯增大.

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