山區峽谷大跨鋼桁梁橋抗風特性試驗研究

王 凱，廖海黎，劉 君

（西南交通大學 風工程試驗研究中心，成都 610031）

迄今國內外關于橋梁抗風設計的研究，往往是圍繞寬闊的場地諸如平原、沿海地區的大跨徑橋梁進行，關于山區峽谷的大跨徑橋梁，特別是鋼桁梁橋的抗風問題研究還不成熟［1］。由于山地地形起伏影響，氣流可能呈波浪狀，自然風的非平穩特性將對橋梁結構產生非常不利影響。由于觀測資料匱乏和規范的局限性，如果按照常規的方法得出的設計風速，進而按照這些風速參數進行抗風檢驗，有可能得出不安全的結果。本文以兩座山區大跨度鋼桁梁橋（壩陵河大橋和抵母河大橋）為例，研究山區峽谷橋位風環境的特殊性、大跨鋼桁梁橋可能出現的風致振動及針對山區鋼桁梁橋所提出的控制顫振的措施［2］。

圖1 壩陵河大橋橋型布置圖Fig．1 Arrangement of baling river bridge

壩陵河大橋和抵母河大橋是兩座大型鋼桁梁懸索橋。兩座大橋均跨越大峽谷，峽谷兩岸地勢陡峭，地形變化急劇，起伏很大，河谷深達幾百米，兩座橋同處喀斯特地貌，橋位區氣象條件相近，都為典型的山區峽谷風。壩陵河大橋為主跨1 088 m的鋼桁梁懸索橋，主梁寬28 m，高10 m（圖1）。抵母河大橋為主跨538 m的鋼桁梁懸索橋，主梁寬27 m，由梁高4．5 m的鋼桁梁及鋪在其上的0．8 m高的正交異性板組成（圖2）。由于兩座大橋跨度大、結構自振頻率低，對風的作用特別敏感，顫振穩定性成為橋梁設計的關鍵問題，也是我國西部山區復雜風環境下橋梁抗風穩定性的典型問題。

圖2 抵母河大橋橋型布置圖Fig．2 Arrangement of dimu river bridge

1 橋位風參數

兩座橋梁橋址處為西南山區典型的峽谷地貌，橋梁兩岸為懸崖峭壁，自然風經峽谷的狹管效應放大和縮小、反轉和折回后，將產生眾多渦旋，從而變得極為復雜。為了準確把握橋址處的實際風環境，針對壩陵河大橋，通過現場實測（圖3）、CFD數值模擬計算（圖4）及橋位區地形試驗（圖5），確定了壩陵河大橋的設計基準風速為24．90 m／s。

抵母河大橋根據從《公路橋梁抗風設計規范》中查出橋位200 km范圍內十個地區的最大風速和對應的百年風速，應用統計學中Gumbel Type I極值分布計算得到橋位處基本風速［3］為 26．92 m／s。

圖3 觀測塔架現場Fig．3 Observation tower at the bridge site

圖4 計算區域地形三維視圖Fig．4 Calculation area 3d view

圖5 風洞中的地形模型Fig．5 Terrain model in wind tunnel

由于大橋位于山區峽谷，橋面高度處設計基準風速的確定還需要考慮山區峽谷的影響，即山區峽谷對基本風速的修正。假設大橋橋址處“虛擬”標準氣象站的基本風速為峽谷進口風速，對于建于峽谷處的橋梁，可以借用以下經驗關系式獲得設計基準風速［4］：

式中：ud為建于峽谷上口處橋梁的設計基準風速；u10為橋位虛擬氣象站的基本風速，即設為峽谷進口風速；H為峽谷深度，當橋梁建于峽谷上口處，可取橋面至峽谷下底面的高度；B1為峽谷上口處寬度，一般為橋梁橋面長度；B2為峽谷下底面寬度；κ為山谷效應修正系數。由式（1）計算出抵母河大橋設計基準風速為34．80 m／s。

2 節段模型風洞試驗

2.1 靜力試驗

靜力三分力系數是表征結構斷面在平均風作用下受力大小的無量綱系數，它反映了風對橋梁的定常氣動作用。目前隨著理論發展和計算機技術進步，人們很多時候采用CFD技術計算某些斷面的三分力系數，但是對于桁架主梁，計算結果往往與實際存在明顯差距，因此對于桁架主梁，風洞試驗仍然是必須的。風軸坐標系下的靜力三分力系數按下式定義：

壩陵河大橋主梁每個節間10．8 m，考慮到模型每個桁架節間長度，模型采用1∶47．5幾何縮尺比，抵母河大橋主梁每個節間7 m，模型采用1∶50幾何縮尺比。圖6和圖7分別為壩陵河大橋和抵母河大橋鋼桁架主梁斷面。

圖6 壩陵河大橋主梁斷面Main beam cross section of baling river bridge

試驗在均勻流條件下進行，試驗攻角為：α＝－12°～＋12°，Δα＝1°。對壩陵河大橋主梁和抵母河大橋主梁標準梁段在成橋狀態時進行試驗，測試風速為15 m／s，主梁成橋狀態試驗結果如圖8和圖9所示。

圖7 抵母河大橋主梁斷面Fig．7 Main beam cross section of dimu river bridge

圖8 壩陵河大橋主梁三分力系數Fig．8 Curves of three component force coefficients of baling river bridge

2.2 動力試驗

動力節段模型是用彈簧（模擬橋梁其余部分對主梁節段的彈性約束作用）將節段模型懸掛在風洞中進行試驗，彈簧常數由相似條件決定。試驗可以檢驗橋梁主梁在不同攻角下發生顫振的臨界風速和是否發生渦激振動，及渦激振動的發振風速、振幅以及主梁截面的斯脫羅哈數，從而對主梁的顫振和渦振性能做出評價［5－6］。

試驗在均勻流中進行，取阻尼比為0．5%，考慮到峽谷對來流攻角的影響，分別進行了 －3°、－2°、－1°0°、＋1°、＋2°、＋3°五種攻角情況下的試驗（圖10和圖11）。兩座橋梁都沒有發現豎向和扭轉渦激振動。兩座橋梁的顫振風速見表1，從表中可以看出壩陵河大橋主梁在－2°和－3°攻角下，顫振臨界風速小于顫振檢驗風速，在0°攻角下的富余量很小，主梁斷面需要進行優化試驗；抵母河大橋主梁在＋3°攻角下，顫振臨界風速小于顫振檢驗風速，不滿足橋梁設計要求。因此需要對兩座大橋的主梁進行氣動優化試驗。

圖10 壩陵河大橋節段模型Fig．10 Section model of baling river bridge

圖11 抵母河大橋節段模型Fig．11 Section model of dimu river bridge

表1 橋梁顫振臨界風速Tab．1 Flutter critical wind speed of the two bridges

3 主梁氣動優化試驗研究

依據節段模型試驗結果，壩陵河大橋主梁和抵母河大橋主梁在部分攻角范圍內，顫振臨界風速小于顫振檢驗風速。為了使大橋在山區特定條件下的顫振特性滿足設計要求，避免因風致顫振引起的橋梁破壞事件發生，需要利用風洞試驗對兩座大橋主梁的氣動外形進行一系列的風洞試驗研究。

3.1 壩陵河大橋主梁氣動優化

針對壩陵河大橋，進行了單層翼板（圖12）和雙層翼板（圖13）加勁梁節段模型兩種方案的試驗研究，兩種翼板都是按照圖中截面，沿橋梁縱向通長布置。試驗中還把橋面開槽封住的斷面進行了顫振試驗，和橋面開槽與氣動翼板組合的氣動控制措施進行對比。雙層翼板通過下檢修道上的立柱支承，由ABS板打磨而成，截面為長軸23．3 mm，短軸2．5 mm的橢圓形。部分試驗結果如表2所示。

圖12 帶單層翼板的桁架梁斷面Fig．12 Truss beam section with single wing plate

圖13 帶雙層翼板的桁架梁斷面Fig．13 Truss beam section with double wing plate

表2 雙層翼板與橋面開槽組合斷面顫振臨界風速Tab．2 Flutter divergence wind speed when unsealed groove and double aerodynamic wing plate have worked together

通過一系列節段模型風洞試驗研究可知，在橋面開槽的桁架梁斷面上設置不同形式的氣動翼板對顫振穩定性的影響差別很大。氣動翼板的顫振控制效果比較明顯，且受風攻角和翼板層數影響比較大。單層翼板在合適的位置可使最低顫振臨界風速提高15%。雙層翼板在0°風攻角效果比較好，最高可使原開槽斷面臨界風速提高48%，且翼板的安裝位置對氣動翼板的顫振控制效果有影響。

表3 氣動優化方案Tab．3 Aerodynamic optimization programs

3.2 抵母河大橋主梁氣動優化

為選擇出最優方案，試驗中選擇最不利攻角＋3°進行優化試驗，橋梁斷面的優化方案（表3中圖示的紅色部分）及結果如表3（表中數據均換算到實橋）所示［7－9］。

從表3可知，通過一系列優化節段試驗［10－12］，各方案對提高主梁的顫振發散風速都有一定作用，但是效果各不相同，結果如下：

（1）只設置水平導流板、只全封閉橋面中央開槽或者只格柵封閉橋面中央開槽，主梁的顫振發散風速對比原主梁斷面只提高了2～3 m／s，對主梁的氣動性能基本沒有提高，且水平導流板的設置使橋梁的美觀性受到很大影響。

（2）全封閉橋面中央開槽，且設置0．55 m或1．1 m兩種高度的上中央穩定板，主梁的顫振發散風速有了一定提高，中央穩定板越高，顫振發散風速越高，但是都低于顫振檢驗風速，上中央穩定板的設置也對橋梁的美觀影響很大。

圖14 抵母河大橋橋面封槽板平面示意圖 ／mmFig．14 Use grille seal the groove of main beam of dimu river bridge

圖15 抵母河大橋中央穩定板設置示意圖Fig．15 Center stabilized plate of dimu river bridge

（3）全封閉橋面中央開槽，且設置1 m或1．5 m或1．75 m或2 m四種高度的間斷式下中央穩定板，主梁的顫振發散風速都有提高，當中央穩定板低于1．75 m時，顫振發散風速隨著中央穩定板高度的增加而增加，但是當中央穩定板高于1．75 m以后，主梁的顫振發散風速不再增加，因此在全封閉橋面中央開槽時，中央下穩定板最高設置為1．75 m，此時顫振發散風速為63 m／s，但是中央穩定板設置太高，既浪費材料又給施工安裝增加了難度，還影響橋梁美觀。

（4）格柵封閉橋面中央開槽，設置1 m高度的間斷式下中央穩定板，通過幾個方案的試驗，當格柵透風率為50%，格柵間斷設置，中央穩定板的上緣緊貼主桁上橫梁上表面時，主梁的顫振發散風速為64 m／s，這樣的方案，在封閉橋面中央開槽處和中央穩定板設置處都節省了材料，且穩定板高度也降低到1 m，減少了主梁的風荷載，也便于施工安裝。

綜合以上分析，抵母河大橋采用以下優化措施：格柵式封閉原主梁的中央開槽、設置下中央穩定板。格柵采用50%的透風率（圖9）；中央穩定板高1 m，穩定板上緣緊貼主桁上橫梁上表面，穩定板間斷布置，在桁架梁上橫梁處斷開（圖10）。

4 結 論

通過對壩陵河大橋和抵母河大橋風參數的選取、節段模型風洞試驗及抑振措施試驗研究，得到以下結論：

（1）橋梁的設計基準風速可以通過現場實測、CFD數值模擬計算、橋位區地形試驗或數學統計分析等方法確定。

（2）不同的桁架主梁，即使主梁寬度接近，主梁氣動力也相差很遠，且桁架主梁的氣動力最好通過風洞試驗獲得。

（3）對于山區大跨度鋼桁梁懸索橋，顫振穩定性成為橋梁設計的控制因素，主梁的顫振穩定性一般滿足不了設計要求，一般需要進行氣動外形優化。

（4）設置氣動翼板或中央穩定板，都有助于提高主梁顫振發散風速，氣動翼板和中央穩定板安裝的位置、高度等對顫振發散風速影響較大，需通過試驗確定氣動翼板和中央穩定板安裝的位置、高度和是否通長設置等參數。

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