郭 峰，康福軍，王 俊

（1.廣東省佛山市順德區(qū)工程建設中心，廣東 佛山 528300；2.長安大學 公路學院，陜西 西安 710064）

0 引 言

橋梁跨徑不斷增加導致結(jié)構(gòu)阻尼更低、剛度更小，風荷載對橋梁的作用成為大跨橋梁設計施工必須關注和解決的問題。

自1940年舊Tacoma橋因扭轉(zhuǎn)顫振失穩(wěn)發(fā)生倒塌之后[1]，大跨橋梁的抗風性能得到了空前的關注，學者從風振機理、試驗分析、振動抑制[2-4]等角度，開展了深入的研究，雖橋梁未再因發(fā)散性顫振而垮塌，但顫振穩(wěn)定性仍是大跨橋梁抗風性能研究需要解決的首要問題。

同時，渦激共振雖然屬于限幅振動，但由于其對橋梁氣動外形異常敏感，且起振風速較低，一直是大跨橋梁抗風研究的熱點之一[5-6]。Larsen對大貝爾特大橋[7]、Laima對西堠門大橋[8]，就渦振機理和制振措施進行了詳盡的研究。2020年5月5日，廣東的虎門大橋就因為渦激共振現(xiàn)象，引起了廣泛的熱議[9]。

此外，研究表明，主跨1 991 m的明石海峽大橋靜風失穩(wěn)風速遠低于顫振臨界風速92 m/s，僅為后者的83.2%[10]。因此有必要對大跨橋梁的靜風穩(wěn)定性做專門研究。薛曉峰等[12]使用內(nèi)外雙重迭代法對某窄幅大跨人行懸索橋進行非線性靜風穩(wěn)定性分析。程進等[11]考慮了初始風攻角、垂度效應等因素，對某雙塔對稱斜拉橋進行非線性靜風穩(wěn)定性分析，該方法是目前主流的非線性靜風穩(wěn)定性分析方法。

可以看出，對大跨橋梁抗風性能的研究一直是熱點，國內(nèi)外學者從分析方法，影響因素，氣動措施等方面做了詳盡的研究，取得了豐碩的成果，但是對于大跨非對稱高低塔斜拉橋的抗風性能研究，鮮見報道。

由此，本文以順德高低塔非對稱斜拉橋為工程背景，通過節(jié)段模型風洞試驗，研究了橋梁的渦振和顫振性能，分析來流風攻角對橋梁非線性靜風響應的影響規(guī)律，具有一定的應用價值。

1 工程背景

佛山市順德區(qū)南國東路延伸線工程大橋（以下簡稱順德大橋）總長2 222.50 m，為高低塔混合梁斜拉橋。其主橋布置為2×66+626+59.5+2×60+55=992.50 m，其中主跨為流線型鋼箱梁，邊跨為流線型混凝土箱梁，箱梁寬為44.90 m，高度為3.80 m，原設計風嘴為62°；橋塔采用鋼混組合高低塔形式，容桂側(cè)橋塔高204.00 m，大良側(cè)橋塔高151.00 m，高差53.00 m，具有顯著的不對稱特點，橋型布置如圖1所示，主梁斷面如圖2所示。順德大橋整體結(jié)構(gòu)造型美觀獨特，結(jié)構(gòu)輕盈時尚，建成后將成為當?shù)氐牡貥诵越ㄖ唬珮蛄嚎鐝酱?、質(zhì)量輕、阻尼小，屬于風致敏感結(jié)構(gòu)[13]，抗風性能需要重點研究。

圖1 橋型布置圖（單位：cm）

圖2 鋼主梁斷面圖（單位：mm）

2 節(jié)段模型風洞試驗

2.1 動力特性分析

為了進行節(jié)段測振模型設計需要的動力參數(shù)，首先需要分析橋梁結(jié)構(gòu)的固有動力特性。根據(jù)橋梁結(jié)構(gòu)特點，本文采用Beam4單元來模擬主梁、橋塔、剛臂，Link10單元來模擬斜拉索，并考慮垂度效應，MASS21單元來模擬二期質(zhì)量，建立了魚骨梁有限元模型[14]，消隱形式的模型如圖3所示。限于篇幅，僅給出橋梁的典型振動模態(tài)，如圖4、圖5所示。橋梁結(jié)構(gòu)動力特性見表1。

圖3 有限元模型

圖4 施工階段典型振型

圖5 成橋階段典型振型

2.2 模型設計與制作

規(guī)范指出[15]，用于節(jié)段模型風洞試驗的二元剛體模型應滿足幾何外形相似、頻率比、質(zhì)量和阻尼比等無量綱參數(shù)的一致性條件，根據(jù)風洞試驗阻塞率[15]以及模型縮尺比的要求[16]，對節(jié)段模型進行設計，模型參數(shù)如表1所示。根據(jù)前述動力特性結(jié)果，使用鋁合金、航空木板、ABS板材等，制造了節(jié)段模型。節(jié)段模型縮尺比為1∶50，長1.800 m，寬0.940 m，高0.076 m，限于篇幅，僅展示成橋階段的測力模型和測振模型試驗照片，如圖6所示。

表1 節(jié)段模型設計參數(shù)

圖6 成橋階段節(jié)段模型

2.3 試驗設備介紹

順德大橋節(jié)段模型試驗在長安大學風洞試驗室CA-1大氣邊界層風洞中進行，風洞試驗段規(guī)模為3.0 m寬×2.5 m高×15.0 m長，可調(diào)風速區(qū)間為0～53.0 m/s，流場紊流度Iu＜0.3%。節(jié)段模型測振試驗主要儀器有激光位移傳感器、數(shù)據(jù)采集儀、計算機等。節(jié)段模型測力試驗主要儀器有桿式5分量應變測力天平、數(shù)據(jù)采集儀、計算機等。

2.4 試驗工況安排

為了提高試驗效率，首先進行節(jié)段模型渦振試驗，在滿足渦振性能要求的基礎上開展節(jié)段模型顫振穩(wěn)定性檢驗試驗，如果不滿足顫振穩(wěn)定性，則需要修改節(jié)段模型氣動外形，重新進行渦振顫振檢驗，直到滿足要求為止。最后開展節(jié)段模型測力試驗。順德大橋節(jié)段模型試驗工況如表2所示。

表2 節(jié)段模型試驗工況

3 風洞試驗結(jié)果討論

3.1 渦振性能

原方案成橋階段節(jié)段模型渦振試驗結(jié)果如圖7所示，可以看出：（1）在+5°時，渦振豎向振幅和扭轉(zhuǎn)振幅均超出規(guī)范限值，在0°和+3°扭轉(zhuǎn)渦振振幅均超出規(guī)范限值[15]，不滿足設計要求；（2）在試驗風速區(qū)間內(nèi)，渦振振幅隨著風速增加逐漸增加，且渦激共振均出現(xiàn)了兩個鎖定區(qū)間，依次為豎彎1次至豎彎2次至扭轉(zhuǎn)1次至扭轉(zhuǎn)2次。

圖7 原方案成橋階段渦振試驗結(jié)果

因主梁斷面原方案渦振性能不滿足渦振要求，需借助氣動措施來減小和抑制渦振振幅。以往研究指出[17-18]，可以通過改變風嘴改善流線型箱梁渦振性能，因此將兩側(cè)風嘴前端角度由62°減小到40°，如圖8所示。試驗結(jié)果如圖9、圖10所示。可以看出：（1）在各工況下時，渦振振幅均未超過規(guī)范限值，說明新方案滿足設計要求，較小的風嘴有利于優(yōu)化橋梁鈍體斷面的氣動外形，有利于抑制和減小可能存在的渦振；（2）在試驗風速區(qū)間內(nèi)，渦振振幅雖隨著風速增加逐漸增加，但僅扭轉(zhuǎn)渦振出現(xiàn)了一個鎖定區(qū)間，且振幅遠小于限值。

圖8 主梁新方案風嘴（單位：mm）

圖9 新方案成橋階段渦振試驗結(jié)果

圖10 新方案施工階段渦振試驗結(jié)果

3.2 顫振性能

根據(jù)表2進行了顫振穩(wěn)定性的檢驗，試驗結(jié)果如表3所示，可以看出，該橋顫振穩(wěn)定性滿足規(guī)范要求，且在試驗風速區(qū)間內(nèi)，風嘴的減小對顫振臨界風速的影響可以忽略。

表3 顫振性能檢驗試驗結(jié)果

3.3 靜三分力系數(shù)

進一步開展節(jié)段模型測力試驗，得到施工階段和成橋階段的靜三分力系數(shù)，如圖11所示。

圖11 靜三分力系數(shù)

4 靜風穩(wěn)定性分析

根據(jù)內(nèi)外雙增量迭代法，具體原理見文獻[19-21]。根據(jù)來流風攻角不同，考慮了3個工況，分析了大跨高低塔斜拉橋跨中位置的非線性靜風響應，限于篇幅，僅給出成橋階段的靜風穩(wěn)定性結(jié)果。

經(jīng)過多次迭代求解，該橋橋跨中位置非線性靜風響應如圖12所示，可以看出：（1）大跨高低塔斜拉橋靜風響應具有明顯的非線性特點，靜風失穩(wěn)風速遠高于其設計的靜風發(fā)散風速63.81 m/s，有約2倍的安全儲備；（2）跨中位置豎向靜風響應比橫橋向響應大，在設計靜風穩(wěn)定風速處，約為3倍；（3）風攻角對跨中豎向位移、橫橋向位移及扭轉(zhuǎn)變形的影響較小，在0°風攻角下，橋梁的靜風失穩(wěn)風速均高于其他角度，約5%。

圖12 成橋階段跨中位置靜風響應

5 結(jié)論

（1）通過節(jié)段模型測振風洞試驗研究了大跨高低塔斜拉橋渦振性能，由于原方案渦振振幅超過規(guī)范限值，提出了減小風嘴的有效的氣動措施，發(fā)現(xiàn)較小角度的風嘴有利于抑制流線型箱梁結(jié)構(gòu)成橋階段的渦振。

（2）通過節(jié)段模型測振風洞試驗探了大跨高低塔斜拉橋的顫振性能，發(fā)現(xiàn)適當降低風嘴角度，不影響橋梁的顫振性能。

（3）通過節(jié)段模型測力風洞試驗測量了大跨高低塔斜拉橋三分力系數(shù)，為后續(xù)靜風穩(wěn)定性分析提供參數(shù)。

（4）使用內(nèi)外雙重迭代法研究了大跨高低塔斜拉橋靜風響應，研究結(jié)果表明：大跨高低塔斜拉橋靜風響應具有顯著的非線性特征；跨中位置以豎向響應為主；風攻角對靜風響應影響不明顯。