廣東江順大橋抗風(fēng)性能試驗研究

劉志文，洪 涵，梁立農(nóng)，萬志勇，薛亞飛，陳政清

(1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082；2.廣東省公路勘察規(guī)劃設(shè)計院股份有限公司，廣東 廣州 510507)

廣東江順大橋抗風(fēng)性能試驗研究

劉志文1?，洪 涵1，梁立農(nóng)2，萬志勇2，薛亞飛1，陳政清1

(1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082；2.廣東省公路勘察規(guī)劃設(shè)計院股份有限公司，廣東 廣州 510507)

采用風(fēng)洞試驗和CFD數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對主跨700 m的廣東江順大橋主橋結(jié)構(gòu)抗風(fēng)性能進行研究，包括主梁、橋塔氣動參數(shù)試驗與CFD模擬、主梁1/60幾何縮尺比節(jié)段模型測振試驗、主梁1/25幾何縮尺比節(jié)段模型渦振試驗、全橋氣彈模型試驗研究等.結(jié)果表明：該橋在成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)具有足夠的抗風(fēng)穩(wěn)定性，在設(shè)計風(fēng)速下渦振性能和抖振響應(yīng)性能均滿足規(guī)范要求；大比例主梁節(jié)段模型得到的渦振振幅小于常規(guī)比例節(jié)段模型得到的渦振振幅，表明采用常規(guī)比例模型進行橋梁主梁渦振性能評估是偏于保守的.

斜拉橋；風(fēng)洞試驗；計算流體動力學(xué)；抗風(fēng)性能

隨著橋梁跨度的增大，其自振頻率、阻尼比等不斷降低，橋梁結(jié)構(gòu)對風(fēng)作用更加敏感，甚至成為大跨度橋梁設(shè)計的控制因素[1].陳艾榮等針對主跨1 088 m的蘇通長江公路大橋的超長索對大橋結(jié)構(gòu)動力特性的影響、超大跨度斜拉橋主梁渦振性能以及超大跨度斜拉橋氣動穩(wěn)定性和風(fēng)荷載等進行了研究.研究表明：超大跨度斜拉橋斜拉索振動對主橋結(jié)構(gòu)動力特性的影響不容忽視；千米級斜拉橋雖然具有足夠的顫振穩(wěn)定性，但其顫振形態(tài)表現(xiàn)為索面、梁側(cè)向振動與主梁彎扭顫振的耦合振動形態(tài)；主梁檢修車軌道位置對主梁渦振性能影響較大，建議采用大幾何縮尺比模型風(fēng)洞試驗進行驗證[2].Akiyama Haruki針對主跨890 m的多多羅大橋抗風(fēng)性能進行了研究，分別進行了主梁節(jié)段模型試驗(幾何縮尺比1/45)、橋塔自立狀態(tài)氣彈模型試驗和全橋氣彈模型試驗研究(幾何縮尺比分別為1/70和1/200，1/200全橋氣彈模型考慮了周邊地形的影響).研究表明：多多羅大橋成橋和施工狀態(tài)顫振穩(wěn)定性均滿足要求，未觀測到明顯的索-梁耦合振動現(xiàn)象；主梁渦激振動可以忽略，未采取相應(yīng)控制措施；設(shè)計風(fēng)速下風(fēng)致抖振響應(yīng)滿足要求[3].國內(nèi)多位學(xué)者針對大跨度斜拉橋抗風(fēng)性能進行了風(fēng)洞試驗研究[4-9].閉口流線型箱梁斷面的渦振性能雷諾數(shù)效應(yīng)也是國內(nèi)外學(xué)者關(guān)注的重點.G. Schewe和A. Larsen在壓力風(fēng)洞中對丹麥大海帶東橋主梁斷面進行了渦振試驗研究，研究顯示影響主梁渦振的重要參數(shù)斯克拉頓數(shù)SC在雷諾數(shù)為8×104～4×105之間隨著雷諾數(shù)的增加而增加，認為采用小尺度的風(fēng)洞試驗換算到實橋進行抗風(fēng)設(shè)計是偏于保守的[10].A.Larsen等針對香港昂船洲大橋的主梁斷面進行了幾何縮尺比分別為1∶80和1∶20兩種模型試驗研究，結(jié)果顯示不同幾何縮尺比模型渦振響應(yīng)存在差異，因此采用傳統(tǒng)常規(guī)比例節(jié)段模型(幾何縮尺比為1∶50～1∶80)對主梁渦振性能進行研究是不夠的[11].張偉等針對西堠門大橋主梁斷面分別進行了幾何縮尺比為1∶40和1∶20的主梁節(jié)段模型渦振試驗研究，研究顯示低雷諾數(shù)試驗所得的渦振振幅要大于高雷諾數(shù)試驗所得的渦振振幅[12].鮮榮等分別采用幾何縮尺比為1∶50和1∶20的扁平箱梁節(jié)段模型進行閉口流線型主梁渦振性能研究，研究顯示常規(guī)比例主梁節(jié)段模型與大尺度模型之間存在較大的差異，建議采用大尺度模型進行主梁渦振性能研究[13-14].

綜合以上文獻可看出，對于大跨度斜拉橋而言，采用傾斜雙索面斜拉索體系和閉口流線型鋼箱梁主梁斷面形式，其顫振穩(wěn)定性基本可以達到要求，其抗風(fēng)設(shè)計重點是主梁渦振性能與風(fēng)荷載效應(yīng)，且主梁模型幾何縮尺比對主梁渦振性能的影響不容忽視.本文結(jié)合在建的江順大橋，采用風(fēng)洞試驗和CFD數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對其抗風(fēng)性能進行研究.

1 工程概況

江順大橋位于廣東省江門至順德之間，跨越西江，是廣(州)佛(山)江(門)快速通道工程上的一座特大橋梁.主橋為主跨700m的鋼-混凝土混合梁斜拉橋，跨徑布置為60m+176m+700m+176m+60m=1 172m，主跨及次邊跨為閉口流線型鋼箱梁，邊跨為預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，主梁寬為B=39.0 m，主梁中心處梁高為H=3.5 m，圖1所示為江順大橋主橋總體布置圖及主梁標準斷面圖.

(a)主橋立面布置圖

(b)主梁標準斷面圖

根據(jù)該橋橋位氣象觀測及風(fēng)參數(shù)專題研究成果可知，橋位處每年7—10月份為臺風(fēng)多發(fā)期，影響該地區(qū)的臺風(fēng)次數(shù)平均為1.4次/年；大橋橋位基本風(fēng)速為V10=32.4 m/s，平均風(fēng)剖面指數(shù)為α=0.11.成橋狀態(tài)橋面高度處設(shè)計基準風(fēng)速為Vd=37.1 m/s，施工重現(xiàn)期取10年，對應(yīng)施工階段設(shè)計基準風(fēng)速為Vsd=31.2 m/s.采用ANSYS軟件對主橋成橋狀態(tài)及關(guān)鍵施工狀態(tài)進行結(jié)構(gòu)動力特性計算，表1僅給出成橋狀態(tài)及最大單懸臂狀態(tài)前十階頻率與振型描述.

表1 成橋狀態(tài)及最大單懸臂狀態(tài)動力特性計算結(jié)果匯總

2 主梁節(jié)段模型測振風(fēng)洞試驗

2.1 常規(guī)比例主梁節(jié)段模型試驗

采用幾何縮尺比為λL=1/60的主梁節(jié)段模型進行主橋顫振穩(wěn)定性檢驗.主梁節(jié)段模型長為L= 1 800 mm，寬為B=650 mm，高為H=58 mm，模型長寬比約2.769.

圖2(a)所示為主梁節(jié)段模型試驗照片，表2所示為主梁節(jié)段模型試驗參數(shù).表3所示為主橋成橋狀態(tài)及最大單懸臂施工狀態(tài)主橋結(jié)構(gòu)顫振臨界風(fēng)速結(jié)果匯總.由表3可知，成橋狀態(tài)及最大單懸臂施工狀態(tài)主橋顫振穩(wěn)定性均滿足要求，表明大橋具有足夠的顫振穩(wěn)定性.

2．2 大比例主梁節(jié)段模型試驗

考慮到本橋主梁結(jié)構(gòu)渦振發(fā)生的可能性以及模型構(gòu)造細節(jié)、風(fēng)洞試驗段尺寸等因素，確定采用幾何縮尺比為1/25的主梁節(jié)段模型進行該橋主梁渦振性能評估.模型長為L=3 000 mm，寬為B=1 560 mm，高為H=140 mm，模型長寬比約1.923，模型阻塞率為δ=4.26%(為+5o風(fēng)攻角時的阻塞率)，小于《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》(JTG/TD60-01—2004)要求值5%.試驗在湖南大學(xué)HD-2號風(fēng)洞中進行，試驗段尺寸為8m(寬)×2m(高)×15m(長)，試驗段風(fēng)速范圍為0～12m/s，均勻流場紊流度小于1%，試驗照片如圖2(b)所示，模型試驗參數(shù)見表4.

(a)1/60幾何縮尺比主梁模型

(b)1/25幾何縮尺比主梁模型

表2 1/60幾何縮尺比主梁節(jié)段模型試驗參數(shù)

表3 顫振臨界風(fēng)速試驗結(jié)果

表4 1/25幾何縮尺比主梁節(jié)段模型試驗參數(shù)

圖3所示為成橋狀態(tài)主梁渦激振動響應(yīng)根方差隨風(fēng)速的變化曲線.從圖3(a)中可以看出，在橋梁運營風(fēng)速范圍內(nèi)(即橋面高度處風(fēng)速Vd≤25.0 m/s)時，除風(fēng)攻角為α=+5°時豎向渦激共振振幅超限外，其余風(fēng)攻角下渦激共振振幅均滿足規(guī)范要求.從圖3(b)可以看出，風(fēng)攻角為α=+3°時出現(xiàn)了兩個扭轉(zhuǎn)渦振“鎖定”區(qū)間，其中橋面風(fēng)速為Vd=18.2～22.5 m/s時最大扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)根方差為0.118°，略小于限值0.122°，滿足規(guī)范要求；橋面風(fēng)速為V=30.0～41.2 m/s時最大扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)根方差為0.404°，超過規(guī)范限值0.122°.考慮到第二個扭轉(zhuǎn)渦振“鎖定”區(qū)風(fēng)速較高，該風(fēng)速已超過橋梁運營風(fēng)速(即橋面高度處風(fēng)速Vd≤25.0m/s)，可不考慮對車輛舒適性的影響.考慮到橋位處出現(xiàn)該風(fēng)速的概率較小，由于渦振而引起的橋梁主梁結(jié)構(gòu)疲勞問題可不予考慮.風(fēng)攻角α=+5°時，出現(xiàn)了“鎖定”風(fēng)速區(qū)間為V=27.6～39.6m/s的扭轉(zhuǎn)渦激共振現(xiàn)象，且最大振幅超過規(guī)范要求.

綜合考慮橋位地形以及橋位風(fēng)參數(shù)研究結(jié)果，橋位區(qū)大風(fēng)時段風(fēng)攻角在-3.6°～+3.4°之間，其中8級以上強風(fēng)樣本的平均風(fēng)攻角平均值為-2.3°,可以推斷江順大橋橋位處出現(xiàn)風(fēng)攻角超過α=+3°的可能性較小.考慮江順大橋橋位風(fēng)特點可知，江順大橋主梁成橋狀態(tài)在-3°～+3°風(fēng)攻角及運營風(fēng)速范圍內(nèi)主梁渦激振動響應(yīng)滿足規(guī)范要求，對于高于橋面運營風(fēng)速及風(fēng)攻角超過-3°～+3°的風(fēng)速可不做要求.

為研究幾何縮尺比對主梁斷面渦振響應(yīng)的影響，將風(fēng)攻角為0°,+3°及+5°時幾何縮尺比為1/25的主梁節(jié)段模型渦振試驗結(jié)果與幾何縮尺比為1/60的主梁節(jié)段模型渦振試驗結(jié)果進行比較，如圖4所示.由圖4可知，不同幾何縮尺比條件下，主梁的豎向、扭轉(zhuǎn)渦激共振響應(yīng)鎖定區(qū)間和振幅均存在一定的差異，總體表現(xiàn)為由大比例主梁節(jié)段模型得到的主梁渦振振幅明顯小于由小比例節(jié)段模型得到的主梁渦振振幅，即采用常規(guī)比例模型進行橋梁主梁渦振性能評估是偏于保守的，與國內(nèi)外許多學(xué)者的研究結(jié)論基本一致[10-14].不同幾何縮尺比對主梁斷面渦振響應(yīng)特性的影響機理則較為復(fù)雜，有雷諾數(shù)效應(yīng)、主梁模型細節(jié)構(gòu)造以及來流風(fēng)特性等因素，具體機理尚需進一步研究.

實橋橋面高度處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1)(a)豎向振動響應(yīng)根方差

實橋橋面高度處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1) (b)扭轉(zhuǎn)振動響應(yīng)根方差

實橋橋面高度處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1)(a)豎向振動響應(yīng)根方差

實橋橋面高度處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1) (b)扭轉(zhuǎn)振動響應(yīng)根方差

3 主梁模型測力試驗與橋塔斷面CFD數(shù)值模擬

3.1 主梁節(jié)段模型測力試驗結(jié)果

主梁測力節(jié)段模型幾何縮尺比為1/60，模型長為L=1 800mm，寬為B=650mm，高為H=58mm.采用測力天平對主梁斷面成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)(不設(shè)防撞護欄，帶檢修車軌道)三分力系數(shù)進行測試.試驗風(fēng)攻角范圍為-12°～+12°，風(fēng)攻角間隔為1°，試驗風(fēng)速為10m/s.主梁斷面三分力系數(shù)定義如下：

(1)

式中:ρ為空氣密度(ρ=1.225kg/m3);U∞為來流風(fēng)速(m/s).

圖5所示為主梁斷面成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角變化曲線.由圖5可知，主梁斷面成橋狀態(tài)風(fēng)攻角為α=0°時，阻力系數(shù)CD=0.982 7，升力系數(shù)CL=-0.084 9，升力矩系數(shù)CM=0.017 7；主梁斷面施工狀態(tài)風(fēng)攻角為α=0°時，阻力系數(shù)CD=0.627 2，升力系數(shù)CL=-0.048 8，升力矩系數(shù)CM=0.049 2.

風(fēng)攻角/(°)(a)成橋狀態(tài)

3.2 橋塔典型斷面氣動力系數(shù)CFD數(shù)值模擬結(jié)果

采用流體力學(xué)軟件FLUENT對大橋橋塔典型斷面阻力系數(shù)進行數(shù)值模擬，分別計算了橫橋向風(fēng)偏角為5o和15o以及順橋向風(fēng)作用下橋塔典型斷面力系數(shù)，橋塔典型斷面如圖6所示.橋塔斷面橫橋向力系數(shù)和順橋向力系數(shù)分別定義如下：

(2)

式中：ρ為空氣密度(ρ=1.225kg/m3)；U∞為來流風(fēng)速；H為橋塔斷面順橋向尺寸；B為橋塔斷面橫橋向尺寸.

(a)橋塔拉索錨固段典型斷面(A-A)

(b)橋塔橋面以上段典型斷面(B-B)

(c)橋塔橋面以下段典型斷面(C-C)

圖7所示為不同風(fēng)偏角作用下(橫橋向、風(fēng)偏角為5o和15o以及順橋向)橋塔典型斷面橫橋向、順橋向力系數(shù)結(jié)果.從圖7(a)中可以看出，前塔柱斷面橫向力系數(shù)隨風(fēng)偏角的增加而逐漸減小，后塔柱斷面橫向力系數(shù)隨風(fēng)偏角的增加而先增大后減小；當風(fēng)偏角為0o時前塔柱對后塔柱斷面遮擋效應(yīng)明顯，隨著風(fēng)偏角進一步增加，前后塔柱斷面之間遮擋效應(yīng)逐漸減小；當順橋向吹風(fēng)時(即風(fēng)偏角為90o)，兩塔柱斷面并列，橫橋向力系數(shù)大小相等，方向相反，即表現(xiàn)為兩塔柱之間氣流加速，在橫橋向?qū)伤a(chǎn)生相向吸力.從圖7(b)中可以看出，隨著風(fēng)偏角的增加，橋塔斷面順橋向力系數(shù)逐漸增大.

風(fēng)偏角/(°)

風(fēng)偏角/(°)

4 主橋全橋氣彈模型風(fēng)洞試驗結(jié)果

綜合考慮風(fēng)洞試驗條件和主橋總長等因素，確定江順大橋主橋全橋氣彈模型幾何縮尺比為λL=1∶150，考慮弗洛德數(shù)相似原則，風(fēng)速比和頻率比分別為λV=1∶12.25和λf=12.25∶1.表5給出了主橋成橋狀態(tài)氣彈模型動力特性測試結(jié)果.由表5可知，全橋氣彈模型各主要振型的頻率實測值與要求值之間的誤差大部分在5%左右，個別振型在10%以內(nèi)，模型阻尼比約為1.0%左右，略大于規(guī)范要求值.考慮到實際橋梁為混凝土橋塔、塔梁交界處設(shè)置了縱向阻尼器等因素，實際橋梁的阻尼比應(yīng)接近于1.0%左右，測試結(jié)果表明江順大橋氣彈模型的設(shè)計和制作總體上是成功的.

表5 全橋狀態(tài)氣彈模型結(jié)構(gòu)動力特性測試結(jié)果

分別在均勻流場和紊流場條件下進行了江順大橋主橋全橋氣彈模型風(fēng)洞試驗.圖8(a)所示為江順大橋全橋氣彈模型均勻流場試驗照片，圖8(b)所示為江順大橋紊流場平均風(fēng)剖面及紊流度剖面.從圖8(b)中可以看出，平均風(fēng)剖面與要求值吻合較好；紊流度剖面隨著高度增加而降低，橋面高度處紊流度約為Iu=8%左右.

圖9所示為成橋狀態(tài)主梁跨中豎向及扭轉(zhuǎn)位移響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線.均勻流場風(fēng)洞試驗結(jié)果表明，風(fēng)攻角在-3o～+3o范圍內(nèi)未發(fā)現(xiàn)顫振失穩(wěn)現(xiàn)象，表明大橋具有足夠的顫振穩(wěn)定性.

圖10給出了紊流場條件下成橋狀態(tài)主梁跨中豎向及扭轉(zhuǎn)位移響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線.從圖10中可以看出，試驗風(fēng)速范圍內(nèi)主梁未發(fā)生明顯的扭轉(zhuǎn)發(fā)散現(xiàn)象，表明大橋具有足夠的顫振穩(wěn)定性.

(a)均勻流場全橋氣彈模型試驗照片

試驗風(fēng)速/(m·s-1)

實橋橋面高度處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1)(a)豎向位移平均值

實橋橋面處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1)(b)豎向位移根方差

實橋橋面高度處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1)(c)扭轉(zhuǎn)角位移平均值

實橋橋面處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1)(d)扭轉(zhuǎn)角位移根方差

實橋橋面高度處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1)(a)豎向位移響應(yīng)

實橋橋面高度處風(fēng)速Vdeck′/(m·s-1)(b)扭轉(zhuǎn)角位移響應(yīng)

5 結(jié) 論

通過對江順大橋主橋結(jié)構(gòu)抗風(fēng)性能風(fēng)洞試驗研究，可以得到如下主要研究結(jié)論：

1)江順大橋主橋結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)和最不利施工階段的顫振臨界風(fēng)速均大于90 m/s，大橋在成橋狀態(tài)和施工階段均具有足夠的顫振穩(wěn)定性，主梁渦振性能滿足規(guī)范要求.

2)對于H型橋塔，橫橋向吹風(fēng)時兩塔柱之間存在一定的氣動干擾效應(yīng)，表現(xiàn)為橫橋向風(fēng)作用下前塔柱對后塔柱有遮擋效應(yīng)，隨著風(fēng)偏角的增加遮擋效應(yīng)逐漸減弱；順橋向風(fēng)作用下左右兩塔柱之間氣流加速，在橫橋向?qū)伤a(chǎn)生相向吸力；隨著風(fēng)偏角的增加，橋塔斷面順橋向力系數(shù)逐漸增大.

3)由大比例主梁節(jié)段模型得到的主梁渦振振幅明顯小于由小比例節(jié)段模型得到的主梁渦振振幅，即采用常規(guī)比例模型進行橋梁主梁渦振性能評估偏于保守.

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Experimental Investigation of the Wind-Resistant Performance of Jiang-Shun Bridge in Guangdong

LIU Zhi-wen1?, HONG Han1, LIANG Li-nong2, WAN Zhi-yong2,XUE Ya-fei1, CHEN Zheng-qing1

(1. College of Civil Engineering, Hunan Univ, Changsha, Hunan 410082, China;2. Guangdong Highway Design Institute Co, LTD, Guangzhou, Guangdong 510507, China)

The wind-resistant performance of Jiang-shun Bridge in Guangdong, a cable-stayed bridge with a main span of 700 meters, was investigated by means of wind tunnel tests and computational fluid dynamics method (CFD). The experiments and numerical simulations of the aerodynamic parameters of the main deck and pylon, the wind-induced vibration experiments of the main deck with a sectional model with a geometry scale of 1 to 60, the vortex-induced vibrations (VIV) experiments of the main deck with sectional model with geometry scale of 1 to 25, and the wind tunnel tests of the full bridge aero-elastic model were conducted. The research results have shown that the aerodynamic stability of the bridge during the construction stage or in-service stage is sufficient. The performance of VIV and buffet response under the design wind speed satisfies the demand of the code of wind-resistant design of highway bridges. The VIV amplitudes of the main deck from the section model with geometry scale of 1 to 25 are less than that of the main deck from the section model with a geometry scale of 1 to 60, which indicates that it is conservative to assess the VIV performance of the bridge deck with a section model of conventional scale section.

cable stayed bridge; wind tunnel tests; Computational Fluid Dynamics(CFD); wind-resistant performance

1674-2974(2015)03-0112-08

2014-04-17

國家自然科學(xué)基金資助項目(51178181)，National Natural Science Foundation of China(51178181); 湖南省高校創(chuàng)新平臺開放基金項目(11K015); 長安大學(xué)中央高校科研業(yè)務(wù)費基礎(chǔ)研究計劃科研平臺開放基金項目

劉志文(1975-)，男，山西陽高人，湖南大學(xué)副教授，工學(xué)博士

?通訊聯(lián)系人，E-mail:zhiwenliu@hnu.edu.cn

U448.27

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