鋼箱疊合梁獨塔斜拉橋抗風性能研究

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性能，以國外某主跨200 m的獨塔斜拉橋為背景，通過1∶50節段模型風洞試驗，測試了該疊合梁斷面成橋態和施工態下的靜力三分力系數和均勻流下的渦振響應。試驗結果表明：均勻流和紊流下的三分力系數隨攻角的變化規律一致，但在數值上存在差異，2種流場中施工態、成橋態下的力矩系數和成橋態下的升力系數吻合度較高，阻力系數均表現為均勻流下的高于紊流;渦振試驗結果顯示，該斷面的豎向渦振性能優于扭轉渦振性能，豎向渦振振幅均小于規范限值，部分攻角下的扭轉渦振振幅超出規范限值，通過適當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。

斜拉橋因跨越能力大、結構受力合理等優點而備受工程師們青睞，據統計，目前世界上已建成的斜拉橋數量約為600座，其中獨塔斜拉橋約占了1/6～1/4[1-2]。然而，大跨度橋梁由于質量輕、剛度小、阻尼小，對風的作用也更加敏感，主梁斷面的抗風性能成為橋梁設計中的關鍵因素[3-4]。

疊合梁能夠充分發揮鋼材和混凝土各自的優勢，具有受力性能好、承載力高、剛度大等優點，已廣泛運用于中等跨度橋梁的建設。目前，許多學者針對疊合梁的抗風性能展開了研究。段青松等[5]研究了邊箱疊合梁的渦振性能，發現主梁斷面僅在正攻角下發生渦振，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，并對比了中央穩定板、裙板、導流板等氣動措施的制振效果，發現導流板與裙板組合能夠顯著提高斷面的顫振臨界風速;李明等[7]研究了不同風向角下非對稱Π型疊合梁的氣動性能，結果表明，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正阻尼，從而提高主梁的顫振臨界風速;張天翼等[8]采用1∶60節段模型風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，發現將制振效果較差的三角形風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型梁斷面的靜風穩定和顫振穩定，發現3組斷面的抗風性能均滿足要求，且疊合梁的顫振臨界風速低于鋼箱梁;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的抖振響應，并提出了一種減小施工期抖振振幅的制振措施;戰慶亮等[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，并發現增設風嘴能夠有效抑制斷面的顫振及渦振，且增大風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性能展開研究，研究成果可為同類橋梁的抗風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 試驗內容

試驗在西南交通大學XNJD-1工業風洞第二試驗段進行，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。主梁模型采用優質木材制成，人行道欄桿、防撞護欄和排水槽等附屬設施采用工程塑料板雕刻而成，以保證模型的精度。動力測試的節段模型由8根彈簧懸掛于支架上，使其能產生豎向和扭轉二自由度運動，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，在主梁模型兩端設置端板，并將測力系統置于洞壁外，以免干擾流場。節段模型試驗內容如表1所示。

3 靜力三分力系數

三分力系數是描述靜風荷載的一組無量綱參數，它反映了風對結構的定常作用。靜力三分力的表示按照所取坐標系的不同可分為風軸坐標系和體軸坐標系，如圖4所示。

風軸坐標系下的主梁斷面的三分力系數表達式：

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攻角下風軸坐標系下的阻力、升力和力矩;H、B、L分別為節段模型的高度、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，試驗風速分別為10 m/s、15 m/s和17 m/s，并取3種風速下三分力系數的平均值作為最終結果。風洞試驗照片如圖5所示，成橋態和施工態靜力三分力系數隨攻角的變化曲線如圖6所示。

試驗結果表明，均勻流和紊流下的三分力系數隨攻角的變化規律一致。在成橋態和施工態中，力矩系數在兩種流場下的試驗結果能夠很好地吻合，阻力系數均表現為均勻流下的試驗結果高于紊流下。成橋態下兩種流場中的升力系數試驗結果吻合度較高，而施工態下的存在差異，具體表現為當風攻角α≤2°時，紊流下的升力系數大于均勻流，而當風攻角α>2°時，紊流下的升力系數小于均勻流。

4 渦振響應

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

豎向渦振振幅應滿足：

扭轉渦振振幅應滿足：

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

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

成橋態下的豎向渦振性能較好，而扭轉渦振性能較差。豎向渦振振幅遠小于規范限值，0°和+3°風攻角下發生了振幅較小的豎向渦振，豎向最大振幅僅20.03 mm，鎖定風速為31.9 m/s。扭轉渦振在25 m/s風速范圍內的渦振振幅小于規范限值，+3°風攻角下的扭轉渦振振幅達0.14°，鎖定風速為33.9 m/s，超過規范限值，但由于該風速下橋梁已處于關閉狀態，因此可適當降低舒適度要求。

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

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

5 結論

（1）均勻流和紊流下的三分力系數隨攻角的變化規律一致，但部分數值存在差異。在均勻流和紊流兩種流場下，成橋態和施工態下的力矩系數高度吻合;升力系數在成橋態下的吻合度高于施工態;阻力系數在成橋態和施工態下均表現為均勻流下的結果高于紊流下。

（2）該斷面的豎向渦振性能優于扭轉渦振性能，豎向渦振振幅均滿足規范要求，豎向最大振幅僅20 mm，部分扭轉渦振振幅超出規范限值，扭轉最大振幅達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

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