李永志,董世杰,王佳豪,吳川逸暉,吳潮彬,殷東朔

(1.深圳市前海建設(shè)投資控股集團(tuán)有限公司,廣東 深圳 518000; 2.長安大學(xué)公路學(xué)院,陜西 西安 710064)

隨著城市化進(jìn)程的加速發(fā)展,城市中造型各異的人行橋越來越多地出現(xiàn)在人們的視野中,不僅給人們帶來更加舒適便利的體驗(yàn),而且也美化了城市的形象。近幾年,城市橋梁的設(shè)計(jì)理念不斷更新,橋梁從過去的注重功能逐步轉(zhuǎn)向追求技術(shù)與藝術(shù)創(chuàng)新。為了達(dá)到期望的美學(xué)效果,一些體量較大的裝飾結(jié)構(gòu)被應(yīng)用到景觀人行橋的設(shè)計(jì)中,例如欄桿、廊亭、橋頭堡等[1]。其中,廊架是我國古典園林中常見的一種結(jié)構(gòu),應(yīng)用到人行橋的造型上,可以為人們提供休息的場所,并使結(jié)構(gòu)空間層次豐富多變,審美獨(dú)具趣味[2]。但人行橋奇特造型會(huì)給結(jié)構(gòu)抗風(fēng)增加不確定因素。鋼結(jié)構(gòu)橋梁結(jié)構(gòu)阻尼小,自振頻率低,導(dǎo)致其對風(fēng)的作用更加敏感,對于一些跨徑相對較小的橋梁,也可能發(fā)生風(fēng)致振動(dòng)。

國內(nèi)外研究者對人行橋的風(fēng)致振動(dòng)問題已有一定的研究,人行橋的風(fēng)致振動(dòng)問題主要有顫振、渦振、抖振及靜風(fēng)穩(wěn)定問題。顫振具有發(fā)散性,一旦發(fā)生會(huì)直接導(dǎo)致結(jié)構(gòu)損毀,Taylor等[3]通過數(shù)值模擬對某人行橋的靜氣動(dòng)力特性和顫振特性進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)組成欄桿的傾斜平板數(shù)量和傾角對主梁的靜氣動(dòng)特性和顫振性能影響較大,并指出一種滿足橋梁顫振穩(wěn)定性要求的帶有少量小傾角平板的欄桿方案。白樺等[4]以某主跨為278m的人行懸索橋?yàn)檠芯繉ο?研究了單聯(lián)中央扣、降低矢跨比、加密橋面欄桿、增設(shè)45°抗風(fēng)纜等措施對該人行懸索橋抗風(fēng)性能的影響。桂龍輝等[5]以某懸挑環(huán)形玻璃廊橋?yàn)檠芯繉ο?建立了針對該類橋梁三維風(fēng)效應(yīng)的全氣動(dòng)彈性模型研究方法,并指出該方法有助于結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)優(yōu)化設(shè)計(jì)。渦振具有自限幅特性,一般不會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)直接破壞,但會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)疲勞并影響行車舒適性,Cammelli等[6]以一跨徑為115m帶有封閉風(fēng)屏障的人行橋?yàn)檠芯繉ο筮M(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)該橋存在明顯的渦振-馳振耦合現(xiàn)象,當(dāng)風(fēng)屏障具有50%的開孔率時(shí)可以有效抑制振動(dòng)。Bartoli等[7]對一人行斜拉橋進(jìn)行了主梁節(jié)段模型和橋塔模型風(fēng)洞試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)主梁存在渦振,但可以通過阻尼器進(jìn)行抑制,同時(shí)還研究了主梁風(fēng)屏障孔隙率對渦振的影響。陳以榮等[8]采用CFD數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)相結(jié)合的方法對某鋼桁架曲線人行橋的橋面風(fēng)環(huán)境和抗風(fēng)性能進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)桁架內(nèi)文化墻對鋼桁架下側(cè)橋面行人風(fēng)環(huán)境影響較大,并發(fā)現(xiàn)適當(dāng)增大橋梁的結(jié)構(gòu)阻尼能夠有效抑制該橋的渦振。抖振是由風(fēng)荷載中的脈動(dòng)成分引起,許福友等[9]通過全橋氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn),研究了某單跨105m的人行懸索橋的渦振、抖振和顫振性能,并探討了抖振位移峰值因子合理的取值范圍。蘇益等[10]以某單懸臂觀景廊橋?yàn)楸尘?研究了位于山區(qū)風(fēng)環(huán)境下的懸挑式人行橋梁抖振響應(yīng)及風(fēng)荷載特性,發(fā)現(xiàn)山體地形對結(jié)構(gòu)三分力系數(shù)及抖振響應(yīng)影響較大。唐劍明等[11]以主跨為460m的人行橋?yàn)閷ο?研究了自激力與結(jié)構(gòu)阻尼對抖振響應(yīng)的影響,計(jì)算了橋梁在不同湍流強(qiáng)度下的振動(dòng)響應(yīng),對比了中央扣與抗風(fēng)纜對橋梁的減振效果。靜風(fēng)失穩(wěn)是指在風(fēng)荷載的靜力作用下導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失穩(wěn),吳長青等[12]以某新建人行懸索橋?yàn)檠芯繉ο?研究了抗風(fēng)纜對人行懸索橋動(dòng)力特性和靜風(fēng)穩(wěn)定性的影響,結(jié)果表明,設(shè)置抗風(fēng)纜可以提高人行懸索橋各關(guān)鍵振型的頻率,并且可以顯著增強(qiáng)人行懸索橋的靜風(fēng)穩(wěn)定性能。Li等[13]以某人行懸索橋?yàn)檠芯繉ο?研究了不同行人密度和行人排列對人行橋的靜氣動(dòng)力系數(shù)和靜風(fēng)響應(yīng)的影響,結(jié)果表明,行人密度的增加及較大阻風(fēng)面積的行人排列對靜風(fēng)響應(yīng)有不利影響。劉小兵等[14]以國內(nèi)一座擬建的異形景觀橋?yàn)楣こ瘫尘?通過全橋剛性模型測壓風(fēng)洞試驗(yàn),研究了變截面曲線主梁和變截面傾斜橋塔的氣動(dòng)力特性。Tadeu等[15]對葡萄牙的主跨為516m的人行懸索橋的風(fēng)荷載效應(yīng)進(jìn)行了三維數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn),通過對比3種不同尾流尺寸的流場域,確定了合適的流場尺寸,計(jì)算了主梁的靜氣動(dòng)力系數(shù),并通過風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證了結(jié)果的準(zhǔn)確性。

綜上所述,以往對人行橋風(fēng)致振動(dòng)的研究多集中于索張拉體系整體的顫振和靜風(fēng)穩(wěn)定問題,而附屬的景觀裝飾結(jié)構(gòu)對人行橋抗風(fēng)性能的影響研究較少。廊架不同于車行橋的附屬欄桿、風(fēng)障等,其空間尺寸和質(zhì)量占主梁的比重大,會(huì)顯著增加橋梁整體的阻風(fēng)面積、改變結(jié)構(gòu)的自振頻率。相對于利用數(shù)值模擬(CFD)研究結(jié)構(gòu)氣動(dòng)力效應(yīng)[16-17],風(fēng)洞試驗(yàn)仍是更主要且可靠的研究手段。本文針對某待建的景觀人行橋,擬通過節(jié)段模型和全橋氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究裝飾廊架對人行橋渦振性能的影響規(guī)律,以期能為人行橋的造型選擇提供抗風(fēng)設(shè)計(jì)參考。

1 工程實(shí)例概況

某擬建的公園景觀人行橋是一座橋跨布置為20m+75m+20m=120m的曲線梁斜腿剛構(gòu)橋,曲線段位于跨中,平面圓曲線半徑R=22.5m,曲線長39.27m。標(biāo)準(zhǔn)主梁截面為非對稱閉口鋼箱梁,高1m,寬5.24m。中跨主梁段沿曲線內(nèi)側(cè)布置有空間變化的L形景觀裝飾廊架,最高處廊架約為4.225m,最大懸挑長度約5.175m,在有廊架一側(cè)另設(shè)有提供休息的座椅。人行橋效果圖、立面圖、平面圖、主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面圖及廊架立面圖如圖1所示。

圖1 某擬建人行橋Fig.1 A pedestrian bridge

2 動(dòng)力特性分析

2.1 有限元建模

采用通用有限元分析軟件ANSYS建立三維有限元模型,考慮到主梁為閉口箱型截面,且主梁寬度較小,翹曲、畸變等影響可以忽略,因此優(yōu)先采用單主梁模型模擬,同時(shí)單主梁模型也便于施加橋面鋪裝、欄桿、廊架等二期荷載。主梁和墩臺(tái)使用beam4單元模擬,考慮到斜腿的空間布置,用beam188單元模擬可方便調(diào)整單元局部坐標(biāo)系。裝飾廊架、欄桿、橋面鋪裝等附屬結(jié)構(gòu),通常只考慮其質(zhì)量及質(zhì)量慣性矩對橋梁整體動(dòng)力特性的影響,在建模中裝飾廊架、欄桿、橋面鋪裝等附屬結(jié)構(gòu)換算質(zhì)量及質(zhì)量慣性矩后使用mass21單元模擬,有限元模型如圖2所示。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

2.2 動(dòng)力特性計(jì)算

為更加清楚地觀察各階振型的特點(diǎn),在不改變結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的前提下,在主梁單元各節(jié)點(diǎn)上增加了無質(zhì)量的剛臂單元,成橋狀態(tài)重點(diǎn)關(guān)心的振型計(jì)算結(jié)果見表1。

表1 成橋狀態(tài)動(dòng)力特性

3 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)

3.1 考慮小、中、大3種廊架尺寸的節(jié)段模型

主梁節(jié)段模型試驗(yàn)在長安大學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)室CA-1大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行,試驗(yàn)段尺寸為3m(寬)×2.5m(高)×15m(長),風(fēng)速0～53.0m/s連續(xù)可調(diào)。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛶缀慰s尺比為1∶12,主梁長1.2m,寬0.44m,長寬比為2.73,風(fēng)洞阻塞率為3.7%,長寬比和阻塞率均滿足《橋梁風(fēng)洞試驗(yàn)指南》[18]要求。為了滿足節(jié)段模型對剛度和質(zhì)量的要求,節(jié)段模型的骨架由鋼管拼接成,主梁外衣和座椅采用輕質(zhì)木板制作,裝飾廊架采用有機(jī)玻璃制作,欄桿采用ABS塑料制作,節(jié)段模型主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表2、誤差見表3。

表2 節(jié)段模型設(shè)計(jì)參數(shù)

表3 節(jié)段模型參數(shù)設(shè)計(jì)值與實(shí)測值誤差

考慮到實(shí)橋廊架高度、懸臂長度沿走向的空間變化,成橋狀態(tài)的模型試驗(yàn)選取小、中、大3種廊架尺寸的典型斷面。廊架分為4段,分段1、3、4為直線段,分段2為曲線轉(zhuǎn)折段(圖1)。廊架分段1～4長度:小廊架0.279、0.259、1.289、0.2m;中廊架1.998、0.789、2.715、0.2m;大廊架5.175、1.679、2.885、0.2m(圖3)。該橋主梁斷面的非對稱性會(huì)嚴(yán)重影響不同來流風(fēng)向下主梁的渦振性能[19],此外廊架結(jié)構(gòu)也具有不對稱性,因此試驗(yàn)中對不同來流方向分別研究。風(fēng)洞試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)中將主梁高度較小側(cè)迎風(fēng)定義為迎風(fēng)側(cè)窄工況,將主梁高度較大側(cè)迎風(fēng)定義為迎風(fēng)側(cè)寬工況(圖4),試驗(yàn)的24個(gè)工況見表4。

表4 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)工況

圖3 不同廊架的節(jié)段模型Fig.3 Segment model with different corridor frames

圖4 迎風(fēng)側(cè)窄、迎風(fēng)側(cè)寬工況示意圖Fig.4 Schematic maps of test conditions with narrow upwind side and wide windward side

3.2 廊架對節(jié)段模型渦振的影響

因該橋扭轉(zhuǎn)頻率很高,扭轉(zhuǎn)渦振鎖定風(fēng)速很高,同時(shí)實(shí)測中也未出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)渦振[20],因此不考慮扭轉(zhuǎn)渦振,只討論豎彎渦振。

由圖5可知,迎風(fēng)側(cè)窄工況下3個(gè)風(fēng)攻角均出現(xiàn)了渦振:①-3°風(fēng)攻角下,3種廊架狀態(tài)均出現(xiàn)了渦振,風(fēng)速區(qū)均集中在14～16m/s,其中小廊架狀態(tài)振幅最大,在風(fēng)速為14.79m/s時(shí)達(dá)到豎向振幅峰值(26.95mm)。中廊架狀態(tài)和大廊架狀態(tài)的最大豎向振幅次之,分別為17.95mm和10.03mm。無廊架狀態(tài)僅在風(fēng)速為9.76m/s時(shí)出現(xiàn)最大振幅為2.84mm的微小幅度振動(dòng)。②0°風(fēng)攻角下,3種廊架狀態(tài)均有渦振出現(xiàn),中廊架振幅最大,為21.51mm,小廊架狀態(tài)次之為16.82mm。大廊架和無廊架狀態(tài)的振幅最大值均小于5mm。小廊架和中廊架狀態(tài)渦振區(qū)間基本一致,大廊架狀態(tài)渦振區(qū)間相較-3°風(fēng)攻角略往后移。③+3°風(fēng)攻角下,無廊架狀態(tài)出現(xiàn)雙渦振區(qū)間,在風(fēng)速區(qū)18～25m/s內(nèi)出現(xiàn)最大振幅17.96mm。小廊架和中廊架狀態(tài)出現(xiàn)小幅度渦振,振幅最大值均小于6mm,大廊架狀態(tài)未出現(xiàn)渦振。綜上,對于有廊架成橋狀態(tài)負(fù)風(fēng)攻角和0°風(fēng)攻角更不利,對于無廊架狀態(tài),正風(fēng)攻角更為不利。在迎風(fēng)側(cè)窄工況下,無廊架最大振幅為17.96mm,小廊架和中廊架最大振幅較無廊架分別增大50.06%和19.71%,大廊架最大振幅較無廊架減小42.15%,主梁渦振性能隨著廊架尺寸的增大而變好。

圖5 迎風(fēng)側(cè)窄渦振響應(yīng)Fig.5 Vortex-induced vibration response when windward side is narrow

由圖6可知,迎風(fēng)側(cè)寬工況下3個(gè)風(fēng)攻角均出現(xiàn)了渦振:①-3°風(fēng)攻角下,小廊架和中廊架狀態(tài)出現(xiàn)了渦振,風(fēng)速區(qū)間均在13～20m/s,其中小廊架豎向振幅最大,最大值為19.52mm,中廊架豎向振幅最大值為16.51mm。無廊架和大廊架狀態(tài)均未發(fā)生渦振。②0°風(fēng)攻角下,小廊架狀態(tài)渦振振幅最大,最大值為8.21mm,其余工況均無明顯渦振。③+3°風(fēng)攻角下,除大廊架狀態(tài)未出現(xiàn)渦振,其他工況均出現(xiàn)了渦振,其中無廊架和小廊架狀態(tài)均有明顯渦振,無廊架狀態(tài)出現(xiàn)了雙渦振區(qū)間,風(fēng)速區(qū)分別為10～12m/s和21～27m/s,在風(fēng)速為25.01m/s時(shí),達(dá)到最大振幅9.03mm。綜上,對于有廊架成橋負(fù)風(fēng)攻角和0°風(fēng)攻角更不利,對于無廊架狀態(tài),正風(fēng)攻角更為不利。在迎風(fēng)側(cè)寬工況下,無廊架最大振幅為9.03mm,小廊架和中廊架最大振幅較無廊架分別增大116.17%和82.83%,大廊架未出現(xiàn)渦振,同樣表現(xiàn)出廊架尺寸越大,主梁渦振性能越好。

圖6 迎風(fēng)側(cè)寬渦振響應(yīng)Fig.6 Vortex-induced vibration response when windward side is wide

由圖7可知,不同廊架工況下,迎風(fēng)側(cè)寬各風(fēng)攻角的振幅最大值均小于迎風(fēng)側(cè)窄,其中0°風(fēng)攻角和-3°風(fēng)攻角減小幅度尤為明顯,迎風(fēng)側(cè)寬較迎風(fēng)側(cè)窄,無廊架、小廊架和中廊架最大振幅分別減小49.72%、27.57%和23.21%,大廊架狀態(tài)在迎風(fēng)側(cè)寬時(shí)沒有出現(xiàn)渦振,可見迎風(fēng)側(cè)窄工況更加不利。裝飾廊架的安裝會(huì)顯著改變橋梁整體的渦振性能,綜合3個(gè)風(fēng)攻角的試驗(yàn)結(jié)果,小廊架和中廊架狀態(tài)渦振性能較無廊架差,大廊架渦振性能明顯優(yōu)于無廊架狀態(tài)。對比3種有廊架狀態(tài),除迎風(fēng)側(cè)窄0°風(fēng)攻角外,其他風(fēng)攻角下均有一致的規(guī)律,隨著廊架的尺寸的增大,主梁渦振不斷改善,甚至在迎風(fēng)側(cè)窄大廊架狀態(tài)時(shí)不會(huì)出現(xiàn)渦振現(xiàn)象。

圖7 豎向位移最大值隨不同廊架的變化Fig.7 Variation of maximum vertical displacement with different corridor frames

4 全橋氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)

對于造型復(fù)雜、空間多變的橋梁,僅從節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)無法準(zhǔn)確反映全橋的氣動(dòng)力特性[21]。該人行橋主梁為等截面,但廊架空間尺寸卻沿軸線變化,節(jié)段模型試驗(yàn)具有一定局限性,并且不同截面節(jié)段模型結(jié)果也存在差異。因此,為了考慮橋梁結(jié)構(gòu)的三維特性,進(jìn)一步探究裝飾廊架對橋梁整體渦振性能的影響,有必要進(jìn)行全橋氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)。

4.1 全橋氣彈模型設(shè)計(jì)

全橋氣彈模型試驗(yàn)同樣在長安大學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)室CA-1大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行,考慮到風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)段的尺寸,幾何縮尺比為1∶50,此時(shí)模型長約1.9m。全橋氣彈模型設(shè)計(jì)除了滿足幾何相似外,還要滿足運(yùn)動(dòng)和動(dòng)力相似,但對于剛度不受重力影響的結(jié)構(gòu)則可放棄滿足弗勞德數(shù)相似準(zhǔn)則[18],因此該橋可以根據(jù)實(shí)際試驗(yàn)條件,自主選擇試驗(yàn)風(fēng)速比。在全橋氣彈模型設(shè)計(jì)中,主要模擬了主梁的質(zhì)量和剛度,以及橋梁整體的幾何外形和邊界條件。選用鋁合金材料制作芯梁,主梁外衣和其他裝飾結(jié)構(gòu)分別由有機(jī)玻璃和ABS塑料制成,主梁外衣和芯梁如圖8所示,全橋氣彈模型參數(shù)見表5。

表5 全橋氣彈模型主要參數(shù)

圖8 氣彈模型主梁外衣和芯梁Fig.8 Coat and core beam of girder in aeroelastic model

模型在風(fēng)洞試驗(yàn)段安裝完成后,應(yīng)先進(jìn)行模態(tài)測試和調(diào)整,采用錘擊法測試模型模態(tài)是否與原型相似。由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ湍繕?biāo)頻率較高,為保證準(zhǔn)確性,在試驗(yàn)中使用位移計(jì)和更加靈敏的加速度計(jì)測量目標(biāo)模態(tài),位移計(jì)和加速度計(jì)的布置見圖9,其中加速度計(jì)1、2和位移計(jì)6、7分別用于測量跨中豎向加速度和位移,加速度計(jì)3、4和位移計(jì)9分別用于測量1/4跨豎向加速度和位移,位移計(jì)7和位移計(jì)8用于測量跨中和1/4跨的橫向位移?？紤]到模型的扭轉(zhuǎn)目標(biāo)頻率已接近200Hz,其相應(yīng)模態(tài)的風(fēng)振響應(yīng)可以忽略不計(jì),最終只保留主梁一階正對稱豎彎和一階反對稱豎彎滿足試驗(yàn)要求。表6為頻率和阻尼的調(diào)試結(jié)果,限于激振方法和測試條件的不足,主梁一階反對稱豎彎模態(tài)對應(yīng)阻尼比超過了試驗(yàn)要求,但考慮到該模態(tài)目標(biāo)頻率較高,發(fā)生該模態(tài)振動(dòng)的可能性較小,該模態(tài)條件可適當(dāng)放松。

表6 頻率和阻尼比調(diào)試結(jié)果

圖9 測試儀器布置平面示意圖Fig.9 Schematic map of test instrument layout

4.2 試驗(yàn)布置及工況

全橋氣彈模型試驗(yàn)根據(jù)JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定,應(yīng)分別在均勻流場和大氣邊界層紊流場中進(jìn)行,由于橋址處的地表類型為B類,地表粗糙度系數(shù)取0.12。橋面處紊流強(qiáng)度目標(biāo)值為0.16,試驗(yàn)中用尖塔和粗糙元組合的方式模擬紊流風(fēng)場,尖塔高2.0m,底邊長0.30m,下游分流板底邊為0.30m,端板由矩形(0.32m×1.23m)和梯形板(上底0.17m,高0.32m,下底0.32m)拼合而成,尖塔間距1.0m,共2塊;小粗糙元高0.06m、寬0.08m、厚0.04m,分8行排列;大粗糙元高0.10m、寬0.10m、厚0.10m,分5行排列。圖10(a)為放置在風(fēng)洞中的氣彈模型,圖10(b)為試驗(yàn)?zāi)M的風(fēng)剖面,圖10(c)為紊流度剖面,其中風(fēng)剖面和紊流度剖面豎坐標(biāo)高度已換算到實(shí)橋?qū)?yīng)高度。通過節(jié)段模型試驗(yàn)可以得到主梁窄側(cè)迎風(fēng)較主梁寬側(cè)迎風(fēng)更為不利,因此,選擇主梁窄側(cè)迎風(fēng)作為全橋氣彈試驗(yàn)工況。試驗(yàn)分別在均勻流場和紊流場中進(jìn)行,試驗(yàn)風(fēng)速1～12.5m/s,其中1～5 m/s間隔0.2m/s,5～12.5m/s間隔0.5m/s,試驗(yàn)風(fēng)速比為2.4。選取成橋狀態(tài)-3°、0°、+3°風(fēng)攻角分別在均勻流場和紊流場中進(jìn)行渦振試驗(yàn),共6個(gè)試驗(yàn)工況,風(fēng)攻角的變化由模型底部木板的俯仰提供。

圖10 大氣邊界層風(fēng)場模擬Fig.10 Wind field simulation of atmospheric boundary layer

4.3 全橋氣彈試驗(yàn)結(jié)果

為了防止模型在過高風(fēng)速下毀壞,試驗(yàn)最大風(fēng)速換算到實(shí)橋后不大于30m/s,該風(fēng)速在實(shí)際環(huán)境中也很難出現(xiàn)。下面將均勻流場和紊流場各個(gè)風(fēng)攻角在實(shí)橋風(fēng)速為30.0m/s時(shí)的換算到實(shí)橋的位移響應(yīng)均方根匯總到表7。由表7可知,主梁跨中豎向位移均方根最大值出現(xiàn)在紊流場+3°風(fēng)攻角時(shí),為20.2mm,其余工況均小于10mm,跨中橫向位移均方根均小于8mm,1/4跨豎向和橫向位移均方根最大值分別為5.7mm和3.9mm。對于可能出現(xiàn)的一階渦振,振幅最大值將出現(xiàn)在跨中位置,渦振試驗(yàn)主要關(guān)心的主梁跨中豎向位移均值、均方根值、極值隨風(fēng)速變化的曲線如圖11、圖12所示,其中正負(fù)號代表位移方向,正向上負(fù)向下。由圖11和圖12可知,均勻流場+3°風(fēng)攻角位移響應(yīng)均方根略有突變,但在試驗(yàn)中并未出現(xiàn)明顯渦振,主要原因?yàn)榈惋L(fēng)速下風(fēng)速不穩(wěn)定且位移過小出現(xiàn)測量誤差,其余各工況位移響應(yīng)均方根均隨風(fēng)速增加而穩(wěn)定地增大,沒有在某個(gè)風(fēng)速區(qū)間位移突增,且數(shù)量值也很小,故可說明在均勻流場和紊流場各個(gè)風(fēng)攻角下均未出現(xiàn)明顯的渦振現(xiàn)象,結(jié)合節(jié)段模型試驗(yàn)中大廊架狀態(tài)對主梁渦振有明顯的抑制作用,可得到空間裝飾廊架顯著改善了主梁的渦振性能,抑制了渦振發(fā)生的結(jié)論。

表7 成橋狀態(tài)下在風(fēng)速30.0m/s時(shí)位移響應(yīng)均方根值

圖11 均勻流場在實(shí)橋風(fēng)速30.0m/s時(shí)跨中豎向位移響應(yīng)Fig.11 Vertical displacement response of real bridge in uniform flow field at speed of 30.0 m/s

圖12 紊流場在實(shí)橋風(fēng)速30.0m/s時(shí)跨中豎向位移響應(yīng)Fig.12 Vertical displacement response of real bridge in turbulent flow field at speed of 30.0 m/s

5 結(jié) 論

a.裝飾廊架會(huì)顯著改變橋梁的渦振性能,小廊架和中廊架狀態(tài)渦振性能較無廊架狀態(tài)差,大廊架渦振性能明顯優(yōu)于無廊架狀態(tài)。在迎風(fēng)側(cè)窄工況下,無廊架最大振幅為17.96mm,小廊架和中廊架最大振幅較無廊架分別增大50.06%和19.71%,大廊架最大振幅較無廊架減小42.15%;在迎風(fēng)側(cè)寬工況下,無廊架最大振幅為9.03mm,小廊架和中廊架最大振幅較無廊架分別增大116.17%和82.83%,大廊架未出現(xiàn)渦振。對于3種廊架狀態(tài),隨著廊架尺寸的增大,主梁渦振性能不斷改善。

b.在不同側(cè)迎風(fēng)下,主梁渦振響應(yīng)有較大差異,迎風(fēng)側(cè)寬較迎風(fēng)側(cè)窄,無廊架、小廊架和中廊架最大振幅分別減小49.72%、27.57%和23.21%,大廊架狀態(tài)在迎風(fēng)側(cè)寬時(shí)沒有出現(xiàn)渦振,因此對于此類非對稱主梁截面,不論裸梁斷面還是有廊架斷面,主梁窄側(cè)迎風(fēng)更為不利。

c.風(fēng)攻角的改變會(huì)使不同廊架狀態(tài)的渦振性能發(fā)生反轉(zhuǎn),在迎風(fēng)側(cè)窄和迎風(fēng)側(cè)寬工況下,均有同樣規(guī)律,0°攻角和-3°攻角無廊架狀態(tài)振幅微小,小廊架和中廊架狀態(tài)振幅較大,+3°攻角無廊架狀態(tài)振幅突然增大,超過3種廊架狀態(tài),而有廊架狀態(tài)振幅減小。

d.全橋氣彈模型在均勻流場和紊流場試驗(yàn)中均未發(fā)生明顯的渦振現(xiàn)象,風(fēng)振位移較小,考慮空間變化廊架整體的影響后,安裝空間裝飾廊架后橋梁的渦振性能明顯優(yōu)于不安裝廊架狀態(tài)。