陳星宇 汪斌 李永樂(lè) 廖海黎 陳科宇

(西南交通大學(xué) 橋梁工程系，四川 成都 610031)

鋼桁梁顫振氣動(dòng)優(yōu)化措施攻角效應(yīng)及分離式改善*

陳星宇 汪斌?李永樂(lè) 廖海黎 陳科宇

(西南交通大學(xué) 橋梁工程系，四川 成都 610031)

鋼桁梁是建造大跨懸索橋的常用主梁結(jié)構(gòu)形式，其顫振穩(wěn)定性較差，通常需要采用氣動(dòng)優(yōu)化措施提高顫振臨界風(fēng)速.文中以某大跨度鋼桁架懸索橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試顫振臨界風(fēng)速，探討了中央穩(wěn)定板、水平穩(wěn)定板及上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板等常規(guī)氣動(dòng)措施對(duì)該鋼桁梁顫振臨界風(fēng)速的影響，發(fā)現(xiàn)常規(guī)氣動(dòng)措施對(duì)顫振臨界風(fēng)速的影響具有攻角效應(yīng).提出采用分離式的氣動(dòng)措施，包括分離式水平穩(wěn)定板、格柵式水平穩(wěn)定板、分離式上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板.此類措施在一定程度上可以改善攻角效應(yīng)，提高鋼桁梁顫振臨界風(fēng)速.

鋼桁梁；顫振；優(yōu)化措施；攻角效應(yīng)；分離式改善

大跨度懸索橋結(jié)構(gòu)輕柔，對(duì)風(fēng)的作用敏感，具有在高風(fēng)速下發(fā)生顫振而出現(xiàn)動(dòng)力失穩(wěn)的可能性.因此，抗風(fēng)性能尤其是顫振性能往往是控制大跨度懸索橋梁設(shè)計(jì)的關(guān)鍵性因素之一.鋼桁梁透風(fēng)率高且便于運(yùn)輸和施工，成為修建大跨度懸索橋的主要主梁形式.已有研究表明，鋼桁梁氣動(dòng)穩(wěn)定性普遍遜于鋼箱梁[1]，所以桁架梁懸索橋的顫振穩(wěn)定性能需要得到特別注意.

在大跨度鋼桁梁懸索橋的設(shè)計(jì)過(guò)程中，通常采用氣動(dòng)優(yōu)化措施提高顫振臨界風(fēng)速以達(dá)到改善橋梁顫振性能的目的.文獻(xiàn)[2-4]中均對(duì)明石海峽大橋的顫振穩(wěn)定性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)設(shè)置中央下穩(wěn)定板能有效提高顫振臨界風(fēng)速.李春光、陳政清等[5-6]研究了湖南矮寨大橋的顫振穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)封閉中央槽口并設(shè)置中央穩(wěn)定板能夠顯著提高顫振臨界風(fēng)速.徐洪濤等[7]研究發(fā)現(xiàn)，設(shè)置裙板和氣動(dòng)翼板能夠改善鋼桁架懸索橋的顫振穩(wěn)定性.李加武等[8]研究了水平穩(wěn)定板對(duì)劉家峽大橋顫振穩(wěn)定性的影響.徐昕宇等[9]分析了風(fēng)嘴和欄桿對(duì)鋼箱桁懸索橋的顫振臨界風(fēng)速的影響.王凱等[10]指出，設(shè)置氣動(dòng)翼板或中央穩(wěn)定板有助于提高主梁顫振發(fā)散風(fēng)速.參考既有的大跨度鋼桁梁橋顫振研究成果[11-14]，同時(shí)歸納實(shí)驗(yàn)室以往經(jīng)驗(yàn)，可知鋼桁梁顫振氣動(dòng)優(yōu)化常規(guī)措施主要有設(shè)置風(fēng)嘴、欄桿、中央穩(wěn)定板、水平穩(wěn)定板等.

文中以某大跨度鋼桁架懸索橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，對(duì)比研究了中央穩(wěn)定板、水平穩(wěn)定板等常規(guī)氣動(dòng)措施對(duì)顫振臨界風(fēng)速的影響.針對(duì)所研究的鋼桁架主梁，發(fā)現(xiàn)常規(guī)氣動(dòng)措施對(duì)顫振臨界風(fēng)速的影響具有攻角效應(yīng)，提出采用分離式的氣動(dòng)措施從一定程度上改善攻角效應(yīng)，從而提高顫振臨界風(fēng)速.

1 節(jié)段模型顫振風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 工程背景及鋼桁梁形式

某大跨度懸索橋全長(zhǎng)1 720 m，主跨1 386 m，總體布置如圖1所示.

圖1 某大跨鋼桁架懸索橋總體布置(單位：mm)Fig.1 General layout of a steel truss suspension bridge(Unit:mm)

全橋設(shè)置兩根主纜，主纜中心距27 m，矢高135 m，矢跨比1/10.3.其正對(duì)稱豎彎基頻為0.132 9 Hz，反對(duì)稱豎彎基頻為0.086 3 Hz，正對(duì)稱扭轉(zhuǎn)基頻為0.259 4 Hz，反對(duì)稱扭轉(zhuǎn)基頻為0.253 8 Hz.該橋址區(qū)-3°、0°、+3° 3種來(lái)流風(fēng)攻角下的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速分別為63.9、59.2、53.9 m/s.《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]推薦采用Van der Put平板顫振理論計(jì)算，結(jié)果表明該橋的顫振狀態(tài)由正對(duì)稱豎彎基頻和正對(duì)稱扭轉(zhuǎn)基頻控制.該橋主梁采用鋼桁架形式，主桁寬27 m、高8.8 m.橋面與鋼桁架分離，橋面系采用正交異性鋼橋面板，主梁斷面如圖2所示.

圖2 鋼桁梁橫斷面圖(單位：mm)Fig.2 Cross section of the steel truss beam(Unit:mm)

1.2 節(jié)段模型及試驗(yàn)參數(shù)

節(jié)段模型顫振風(fēng)洞試驗(yàn)在西南交通大學(xué)XNJD-1工業(yè)風(fēng)洞中進(jìn)行，試驗(yàn)段斷面為2.4 m×2.0 m(寬×高).根據(jù)阻塞比要求，鋼桁梁節(jié)段模型的幾何縮尺比選為1∶42.節(jié)段模型的幾何外形按照該縮尺比進(jìn)行制作，以此保證節(jié)段模型氣動(dòng)特性與原鋼桁梁相似.制作好的節(jié)段模型如圖3所示.

按照幾何縮尺比，風(fēng)洞試驗(yàn)中需要滿足的模型及動(dòng)力參數(shù)如表1所示.因顫振失穩(wěn)以扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)為主，通常節(jié)段模型顫振風(fēng)洞試驗(yàn)中優(yōu)先滿足扭轉(zhuǎn)阻尼比.試驗(yàn)中扭轉(zhuǎn)阻尼比為0.484%，豎彎阻尼比為0.282%.試驗(yàn)風(fēng)速與實(shí)橋風(fēng)速之比為1∶4，實(shí)現(xiàn)的模型及動(dòng)力參數(shù)也列入到表1中，試驗(yàn)?zāi)芎芎玫臐M足節(jié)段模型顫振試驗(yàn)所需要的幾何、質(zhì)量、慣性相似條件.

圖3 鋼桁梁節(jié)段模型Fig.3 Section model of the steel truss beam

1.3 原始模型顫振臨界風(fēng)速

對(duì)未采取氣動(dòng)優(yōu)化措施的原始節(jié)段模型進(jìn)行測(cè)試，逐級(jí)增加試驗(yàn)風(fēng)速，確定模型顫振失穩(wěn)臨界風(fēng)速.試驗(yàn)得到原始模型在-3°、0°、+3° 3種風(fēng)攻角情況下的顫振臨界風(fēng)速分別為28.8、31.6、72.4 m/s.與顫振檢驗(yàn)風(fēng)速相比，僅+3°攻角時(shí)顫振臨界風(fēng)速大于顫振檢驗(yàn)風(fēng)速，在-3°和0°時(shí)鋼桁梁的顫振臨界風(fēng)速遠(yuǎn)小于顫振檢驗(yàn)風(fēng)速.因此，對(duì)該鋼桁梁進(jìn)行顫振性能優(yōu)化以提升其顫振臨界風(fēng)速十分必要.

表1 節(jié)段模型試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Parameters of the sectional model test

2 常規(guī)措施氣動(dòng)優(yōu)化

該鋼桁梁在多個(gè)風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于顫振檢驗(yàn)風(fēng)速，為了大幅提高該鋼桁梁在各攻角下的顫振臨界風(fēng)速，采用了多種常規(guī)氣動(dòng)優(yōu)化措施，包括橋面封槽(A)、中央上穩(wěn)定板(B)、中央下穩(wěn)定板(C)、水平穩(wěn)定板(D)以及上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板(E)，各措施的布置示意如圖4所示，具體措施及編號(hào)如表2所示.

2.1 中央封槽

分離式橋面板間的槽口開口寬度對(duì)大跨度橋梁的氣動(dòng)穩(wěn)定性有一定影響，但這一影響對(duì)各個(gè)橋的作用尚不明確[5,16].文中進(jìn)行了橋面板中央開槽與封槽的對(duì)比試驗(yàn)，試驗(yàn)得到的顫振臨界風(fēng)速如表3所示，中央封槽略提高了-3°和0°攻角的顫振臨界風(fēng)速，但是大幅降低了+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.

圖4 常規(guī)氣動(dòng)措施布置示意圖(單位：mm)Fig.4 Schematic diagram of general aerodynamic measurements(Unit:mm)

表2 常規(guī)氣動(dòng)措施Table 2 General aerodynamic measurements

表3 橋面封槽顫振臨界風(fēng)速Table 3 Flutter critical wind speed with enclosed deck

2.2 中央上穩(wěn)定板

桁架梁研究[6]表明，設(shè)置適當(dāng)高度的中央上穩(wěn)定板可提高顫振發(fā)生時(shí)豎彎自由度的參與程度和扭彎耦合程度，使得顫振形態(tài)由單自由度扭轉(zhuǎn)振動(dòng)向彎扭耦合振動(dòng)轉(zhuǎn)移，從而提高顫振臨界風(fēng)速.文中進(jìn)行了兩種不同高度的中央上穩(wěn)定板試驗(yàn)，顫振臨界風(fēng)速結(jié)果如表4所示.中央上穩(wěn)定板安裝在橋面中央，需要首先進(jìn)行橋面封槽.與橋面封槽相比，1h中央上穩(wěn)定板對(duì)0°和+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速的提高效果明顯(h為防撞欄桿高度)，但對(duì)-3°攻角的顫振臨界風(fēng)速提高不明顯.由0°攻角的顫振臨界風(fēng)速可知，1h中央上穩(wěn)定板對(duì)顫振臨界風(fēng)速的提高優(yōu)于1.5h中央上穩(wěn)定板.

表4 中央上穩(wěn)定板顫振臨界風(fēng)速Table 4 Flutter critical wind speed with upper central stabilizer

2.3 中央下穩(wěn)定板

中央下穩(wěn)定板與中央上穩(wěn)定板在同一平面內(nèi)，設(shè)置在橋面板下方，位于桁架內(nèi)部，設(shè)置適當(dāng)高度的中央下穩(wěn)定板能提高橋梁的顫振性能[17].文中選取了2h的中央下穩(wěn)定板，顫振臨界風(fēng)速如表5所示.類似于中央上穩(wěn)定板，中央下穩(wěn)定板顯著提高了0°和+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.但是，中央下穩(wěn)定板對(duì)-3°攻角的顫振臨界風(fēng)速?zèng)]有提升作用.

表5 中央下穩(wěn)定板顫振臨界風(fēng)速Table 5 Flutter critical wind speed with lower central stabilizer

2.4 水平穩(wěn)定板

水平穩(wěn)定板設(shè)置于桁架兩側(cè)，與上弦桿上緣等高.文獻(xiàn)[10]表明，水平穩(wěn)定板對(duì)鋼桁梁橋的顫振性能有一定提升.文中設(shè)置了2.1h寬度的水平穩(wěn)定板，風(fēng)洞試驗(yàn)顫振臨界風(fēng)速見表6.水平穩(wěn)定板對(duì)-3°攻角的顫振臨界風(fēng)速提升很大，但明顯降低了+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.

表6 水平穩(wěn)定板顫振臨界風(fēng)速Table 6 Flutter critical wind speed with horizontal stabilizer

2.5 上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板

上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板設(shè)置在上平聯(lián)桿件的下方，沿橋梁中心線對(duì)稱布置，位于桁架內(nèi)部.上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板設(shè)置位置如圖5所示.文中選取了兩種不同高度的上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板，顫振臨界風(fēng)速如表7所示.1h上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板對(duì)顫振穩(wěn)定性的提升效果不明顯，反而降低了+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.高度為2h的上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板對(duì)該橋梁的顫振穩(wěn)定性有較好的改善作用，大幅增大了-3°和0°攻角的顫振臨界風(fēng)速，但仍然降低了+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.

圖5 上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板示意Fig.5 Stabilizer under the top lateral bracing

表7 上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板顫振臨界風(fēng)速Table 7 Flutter critical wind speed with stabilizers under the top lateral bracing

2.6 常規(guī)措施攻角效應(yīng)

各項(xiàng)措施分別對(duì)該鋼桁梁顫振臨界風(fēng)速的影響如表8所示.由表8可知，這些氣動(dòng)優(yōu)化措施具有明顯的攻角效應(yīng).中央上穩(wěn)定板、中央下穩(wěn)定板明顯提高0°和+3°攻角顫振臨界風(fēng)速，但對(duì)-3°攻角顫振臨界風(fēng)速?zèng)]有提升作用.水平穩(wěn)定板、上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板對(duì)-3°攻角的顫振臨界風(fēng)速提升很大，但明顯降低了+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.

表8 各項(xiàng)措施對(duì)顫振臨界風(fēng)速的影響Table 8 Influences of measures on flutter critical wind speed

3 常規(guī)措施組合

由表8可知，中央上穩(wěn)定板、中央下穩(wěn)定板、水平穩(wěn)定板對(duì)不同攻角顫振臨界風(fēng)速的影響不同，將其相互組合可能具有互補(bǔ)的效果.不同組合狀態(tài)下的顫振臨界風(fēng)速如表9所示，單獨(dú)加中央上穩(wěn)定板的情況也列入表9中進(jìn)行對(duì)比說(shuō)明.相比于單獨(dú)加中央上穩(wěn)定板，2h中央下穩(wěn)定板配合h中央上穩(wěn)定板對(duì)-3°攻角的顫振臨界風(fēng)速一定提升，但同時(shí)降低了+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.水平穩(wěn)定板的加入使得-3°攻角的顫振臨界風(fēng)速有較大提升，但是明顯降低了+3°攻角顫振臨界風(fēng)速.

表9 組合措施顫振臨界風(fēng)速Table 9 Flutter critical wind speed with composite measures

4 分離式優(yōu)化措施

由表9，對(duì)于中央上穩(wěn)定板、中央下穩(wěn)定板、與水平穩(wěn)定板的組合狀態(tài)，繼續(xù)增大水平穩(wěn)定板尺寸可能綜合提高不同風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速.但是綜合考慮施工可行性、美觀性等因素，無(wú)限制地增大水平穩(wěn)定板尺寸具有一定難度.以水平穩(wěn)定板和上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板為參考，本節(jié)中提出采用3種分離形式的優(yōu)化措施來(lái)進(jìn)行顫振性能改善.分離形式表示優(yōu)化后的附加構(gòu)件與原有構(gòu)件之間存有縫隙.

4.1 分離式水平穩(wěn)定板

分離式水平穩(wěn)定板是將原有緊貼上弦桿的水平穩(wěn)定板向外側(cè)移動(dòng)，使得穩(wěn)定板與上弦桿之間有透風(fēng)空間.文中選定了寬度2.1h的水平穩(wěn)定板，穩(wěn)定板與上弦桿分離間距分別為1.168h(表示為措施編號(hào)F1)與1.752h(表示為措施編號(hào)F2).顫振臨界風(fēng)速如表10所示，與水平穩(wěn)定板相比，分離式水平穩(wěn)定板顯著提升了-3°和0°的顫振臨界風(fēng)速，且隨著外移距離的增大，分離式水平穩(wěn)定板能小幅度提升+3°的顫振臨界風(fēng)速.

表10 分離式水平穩(wěn)定板顫振臨界風(fēng)速Table 10 Flutter critical wind speed with isolated horizontal stabilizer

4.2 格柵式水平穩(wěn)定板

文中提出一種新的氣動(dòng)優(yōu)化措施，命名為格柵式水平穩(wěn)定板(措施編號(hào)為G，如圖6中所示).格柵式水平穩(wěn)定板由5塊條形板組成，條形板寬0.292h，兩條形板間距0.292h，最里側(cè)條形板與上弦桿分離間距也為0.292h，顫振臨界風(fēng)速如表10所示.由表可知，與水平穩(wěn)定板相比，格柵式水平穩(wěn)定板顯著提升了各攻角的顫振臨界風(fēng)速，-3°、0°、+3°攻角下的顫振臨界風(fēng)速均大于顫振檢驗(yàn)風(fēng)速，并且有足夠的安全儲(chǔ)備，滿足顫振穩(wěn)定性要求.

圖6 格柵式水平穩(wěn)定板示意圖Fig.6 Grating horizontal stabilizer

4.3 分離式上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板

分離式上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板是將上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板與上平聯(lián)相分離，其設(shè)置位置如圖7所示.為考察穩(wěn)定板的不同高度及不同分離距離對(duì)該鋼桁梁顫振穩(wěn)定性的影響，文中進(jìn)行了多種優(yōu)化比較.具體措施分別為：高度為1.4h，分離間距2.324h穩(wěn)定板(措施編號(hào)為H1)；高度為1.4h，分離間距1.148h穩(wěn)定板(措施編號(hào)為H2)；高度為1.4h，距上橫梁下緣0.56h(措施編號(hào)為H3)；高度為0.93h，距上橫梁下緣0.56h(措施編號(hào)為H4)；高度為0.58h，距上橫梁下緣0.56h(措施編號(hào)為H5).不同措施下顫振臨界風(fēng)速風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果如表11所示，分離式上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板的使用整體上大幅提高了-3°顫振臨界風(fēng)速，降低了+3°顫振臨界風(fēng)速.隨著分離間距的減小，+3°的顫振臨界風(fēng)速逐漸提高.隨著分穩(wěn)定板高度的減小，+3°顫振臨界風(fēng)速逐漸增大.通過(guò)選擇合適的高度與分離間距，可以滿足顫振穩(wěn)定性要求.

圖7 分離式上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板示意圖Fig.7 Isolated stabilizer under the top lateral bracing

表11 分離式上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板顫振臨界風(fēng)速Table 11 Flutter critical wind speed with isolated stabilizer under the top lateral bracing

5 結(jié)論

①常規(guī)的顫振氣動(dòng)優(yōu)化措施具有明顯的攻角效應(yīng).中央封槽對(duì)-3°和0°攻角的顫振臨界風(fēng)速略有提高，但會(huì)大幅降低+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板降低了+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.中央上穩(wěn)定板、中央下穩(wěn)定板明顯提高0°和+3°攻角顫振臨界風(fēng)速，但對(duì)-3°攻角顫振臨界風(fēng)速?zèng)]有提升作用.水平穩(wěn)定板對(duì)-3°攻角的顫振臨界風(fēng)速提升很大，但會(huì)降低+3°攻角的顫振臨界風(fēng)速.

②不同氣動(dòng)措施的攻角效應(yīng)不同，對(duì)不同攻角顫振臨界風(fēng)速影響也不同，將其相互組合可能具有優(yōu)劣互補(bǔ)的效果.在常規(guī)組合氣動(dòng)措施的基礎(chǔ)上，設(shè)置分離式改善措施可以一定程度地改善攻角效應(yīng)，從而提高鋼桁梁在多個(gè)攻角下的顫振臨界風(fēng)速.

③分離式水平穩(wěn)定板顯著提升了鋼桁梁負(fù)攻角的顫振臨界風(fēng)速，且外移距離增大到一定值后繼續(xù)增大能小幅度提升正攻角的顫振臨界風(fēng)速.將格柵式水平穩(wěn)定板與中央上、下穩(wěn)定板組合后，鋼桁梁各攻角的顫振臨界風(fēng)速得到顯著提升，具有足夠的安全儲(chǔ)備.

④選擇合適的高度與間距的分離式上平聯(lián)下側(cè)穩(wěn)定板能夠提高鋼桁梁顫振臨界風(fēng)速，滿足顫振穩(wěn)定性的要求.

[1] 劉君,廖海黎,馬存明.山區(qū)桁架梁懸索橋顫振穩(wěn)定性氣動(dòng)優(yōu)化研究 [J].武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào)(交通科學(xué)與工程版),2014,38(3):637-640.

LIU Jun,LIAO Hai-li,MA Cun-ming.Study on flutter optimization of truss suspension bridge in mountainous region [J].Journal of Wuhan University of Technology(Transportation Science and Engineering),2014,38(3):637-640.

[2] ITO M，F(xiàn)UJINO Y.A probabilistic study of torsion flutter of suspension bridge under fluctuating wind [C]∥Proceedings of the 4th International Conference on Structural Safety and Reliability.New York:ASCE,1985:145-160.

[3] UEDA T,TANAKA T,MATSUSHITA Y.Aerodynamic stabilization for super long-span suspension bridges [C]∥Proceedings of the IABSE Symposium:Long-Span and High-Rise Structures.Kobe:IABSE,1998.

[4] KITAGAWA M.Technology of the akashi kaikyo bridge [J].Structural Control and Health Monitoring,2004,11(2):75-90.

[5] 李春光,張志田,陳政清,等.桁架加勁梁懸索橋氣動(dòng)穩(wěn)定措施試驗(yàn)研究 [J].振動(dòng)與沖擊,2008,27(9):40-43.

LI Chun-guang,ZHANG Zhi-tian,CHEN Zheng-qing,et al.Experimental study on the aerodynamic stsbility mea-sure of a suspension bridge with truss stiffening girder [J].Journal of Vibration and Shock,2008,27(9):40-43.

[6] 陳政清,歐陽(yáng)克儉,牛華偉,等.中央穩(wěn)定板提高桁架梁懸索橋顫振穩(wěn)定性的氣動(dòng)機(jī)理 [J].中國(guó)公路學(xué)報(bào),2009,22(6):53-59.

CHEN Zheng-qing,OUYANG Ke-jian,NIU Hua-wei,et al.Aerodynamic mechanism of improvement of flutter stability of truss-girder suspension bridge using central stabilizer [J].China Journal of Highway and Transport,2009,22(6):53-59.

[7] 徐洪濤,何勇,鄒雋珺,等.特大跨徑桁架加勁梁橋顫振穩(wěn)定性氣動(dòng)優(yōu)化措施風(fēng)洞試驗(yàn)研究 [J].公路交通科技,2010(2):48-53.

XU Hong-tao,HE Yong,ZOU Jun-jun,et al.Study of wind tunnel test of aerodynamic optimization measures for flutter stability of super long-span bridge with truss girder [J].Journal of Highway and Transportation Research and Development,2010(2):48-53.

[8] 李加武,車鑫,高斐,等.窄懸索橋顫振失穩(wěn)控制措施效果研究 [J].振動(dòng)與沖擊,2012,31(23):77-81.

LI Jia-wu,CHE Xin,GAO Fei,et al.Effects of wind-resistant control measures against flutter instability of a narrow suspension bridge [J].Journal of Vibration and Shock,2012,31(23):77-81.

[9] 徐昕宇,李永樂(lè),魏恩來(lái),等.三線合一鋼箱桁懸索橋顫振性能風(fēng)洞試驗(yàn)研究 [J].橋梁建設(shè),2014,44(6):19-23.

XU Xin-yu,LI Yong-le,WEI En-lai,et al.Wind tunnel test study of flutter performance of a three-line steel box and truss girder suspension bridge [J].Bridge Construction,2014,44(6):19-23.

[10] 王凱,廖海黎,李明水.基于風(fēng)洞試驗(yàn)的大跨度鋼桁梁懸索橋顫振性能研究 [J].振動(dòng)與沖擊,2015,34(15):175-180.

WANG Kai,LIAO Hai-li,LI Ming-shui.Flutter performances of a long-span suspension bridge with steel trusses based on wind tunnel testing [J].Journal of Vibration and Shock,2015,34(15):175-180.

[11] 劉慕廣,陳政清.典型鈍體斷面大攻角下的顫振自激力特性 [J].振動(dòng)與沖擊,2013,32(10):22-25.

LIU Mu-guang,CHEN Zheng-qing.Characteristics of self-excited forces in flutter of typical blunt body under large attack angles [J].Journal of Vibration and Shock,2013,32(10):22-25.

[12] 徐愛(ài)軍,王凱,李明水,等.板-桁組合式鋼桁梁懸索橋顫振穩(wěn)定性選型研究 [J].實(shí)驗(yàn)流體力學(xué),2015,04:52-57.

XU Ai-jun,WANG Kai,LI Ming-shui,et al.Flutter stability selection study of a long span steel truss suspension bridge with a combined deck plate [J].Journal of Experiments in Fluid Mechanics,2015,04:52-57.

[13] 胡長(zhǎng)燦,詹昊.大跨度橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)常用氣動(dòng)措施分析 [J].橋梁建設(shè),2015(2):77-82.

HU Chang-can,ZHAN Hao.Analysis of common aerodynamic measures for wind resistant design of long span bridges [J].Bridge Construction,2015(2):77-82.

[14] 向活躍,李永樂(lè),武兵.帶有挑臂的雙層鋼桁懸索橋顫振性能風(fēng)洞試驗(yàn) [J].廣西大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2014(4):894-899.

XIANG Huo-yue,LI Yong-le,WU Bing.Wind tunnel test for flutter stability of double-deck truss girder [J].Journal of Guangxi University(Natural Science Edition),2014(4):894-899.

[15] JTG/T D60—1—2004:公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范 [S].

[16] 徐洪濤.山區(qū)峽谷風(fēng)特性參數(shù)及大跨度桁梁橋風(fēng)致振動(dòng)研究 [D].四川：西南交通大學(xué),2009.

[17] 譚瀟,朱樂(lè)東,郭震山,等.中央穩(wěn)定板對(duì)改善大跨度開槽桁架梁懸索橋顫振性能的效果研究 [C]∥第十三屆全國(guó)結(jié)構(gòu)風(fēng)工程學(xué)術(shù)會(huì)議論文集(中冊(cè)).大連：[s.n.]，2007.

s:Supported by the National Science Fundation for Distinguished Young Scholars(51525804)，the National Natural Science Foundation of China(51508480) and the Scientific and Technological Innovation Team Project of Sichuan Provence(2015TD0004)

AttackAngleEffectsofFlutterOptimizationofaSteelTrussBridgeandCorrespondingIsolatedImprovement

CHENXing-yuWANGBinLIYong-leLIAOHai-liCHENKe-yu

(Department of Bridge Engineering,Southwest Jiaotong University,Chengdu 610031,Sichuan,China)

Steel truss girders are a common structure type for long-span suspension bridges.The flutter stability of this structure type is poor.Therefore, aerodynamic optimization measures are usually adopted to increase the critical wind speed of the flutter.In this investigation,based on a long-span steel truss girder bridge located at a mountain area,the wind tunnel tests of the section model were conducted to detect the critical wind speed of the flutter,and the influences of the general aerodynamic measures including the central stabilizer,the horizontal stabilizer and the stabilizer under the top lateral bracing on the critical wind speed of the flutter were discussed.It is found that the general aerodynamic measures have attack angle effects on the critical wind speed of the flutter.Therefore,isolated aerodynamic measures are proposed,which include the isolated horizontal stabilizer,the grating horizontal stabilizer and the isolated stabilizer under the top lateral bracing.The results show that these isolated aerodynamic measures can improve the attack angle effects to a certain degree,thus increasing the critical wind speed of the flutter.

steel truss girder; flutter;optimization measure;attack angle effect;isolated improvement

2016-09-12

國(guó)家自然科學(xué)基金杰出青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51525804)；國(guó)家自然科學(xué)基金青年基金資助項(xiàng)目(51508480)；四川省科技創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)項(xiàng)目資助(2015TD0004)

陳星宇(1994-)，男，博士生，主要從事大跨度橋梁風(fēng)致振動(dòng)研究.E-mail:ysyfcxy@126.com

?通信作者:汪斌(1983-)，男，博士，副教授，主要從事橋梁風(fēng)工程研究.E-mail:wangbinwvb@home.swjtu.edu.cn

1000-565X(2017)08-0120-06

U441+.3

10.3969/j.issn.1000-565X.2017.08.017