氣動措施對雙主跨斜拉橋靜風穩(wěn)定影響研究

　　摘要：增設(shè)風障及氣動翼板等氣動措施可有效改善大跨橋梁的顫振穩(wěn)定性、渦振性能或者行車風環(huán)境，但同時也可能會影響其靜風穩(wěn)定性能。以某主跨2×1500m三塔兩跨斜拉橋結(jié)構(gòu)體系為研究對象，采用風洞試驗與數(shù)值計算相結(jié)合的方法，對失穩(wěn)過程結(jié)構(gòu)位移響應和與之同步的拉索索力進行跟蹤，從失穩(wěn)過程結(jié)構(gòu)剛度演變特性方面研究了在主梁附屬設(shè)施上增設(shè)風障及氣動翼板等氣動措施對結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性影響及內(nèi)在機理。試驗研究發(fā)現(xiàn)，+3°和0°初始攻角下，原始斷面和翼板斷面靜風失穩(wěn)先于顫振失穩(wěn)發(fā)生。風障斷面的靜風穩(wěn)定性能最好，原始斷面次之，翼板斷面最差。為了揭示增設(shè)上述氣動措施對結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性能變異的影響及內(nèi)在機理，提取與結(jié)構(gòu)位移同步的拉索索力進行分析，結(jié)合失穩(wěn)過程結(jié)構(gòu)剛度與結(jié)構(gòu)響應之間的同步演變特性，分析研究表明：整個失穩(wěn)過程中，風障斷面跨中上游拉索應力下降最慢，原始斷面次之，翼板斷面最快。+3°和0°初始攻角下，高風速時翼板斷面跨中下游拉索應力率先下降，原始斷面次之，風障斷面最后。故失穩(wěn)過程中風荷載變化引起拉索力學特性演變路徑的差異性是導致增設(shè)氣動措施后結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性變異的內(nèi)在原因。研究揭示了增設(shè)風障及水平氣動翼板等氣動措施對大跨度斜拉橋靜風穩(wěn)定性的影響及內(nèi)在機理，對今后中國超大跨徑斜拉橋的抗風設(shè)計具有借鑒意義。

　　關(guān)鍵詞：斜拉橋;風洞試驗;風障;靜風失穩(wěn);氣動翼板

　　引言

　　大跨度斜拉橋在靜風荷載作用下，主梁發(fā)生彎曲和扭轉(zhuǎn)變形。當來流風速超過臨界風速時，隨著結(jié)構(gòu)變形的增大，結(jié)構(gòu)抗力的增加速度小于靜風荷載增加速度，此時結(jié)構(gòu)發(fā)生靜風失穩(wěn)。盡管國內(nèi)外迄今為止未發(fā)生大跨度橋梁的靜風失穩(wěn)現(xiàn)象，然而隨著跨徑的不斷增加，向著更長、更大、更柔方向發(fā)展，越來越多的學者在風洞試驗中觀測了大跨度橋梁靜風失穩(wěn)現(xiàn)象。目前，大跨橋梁非線性靜風穩(wěn)定性分析方法已經(jīng)日漸成熟。研究表明，主梁靜力三分力系數(shù)，即主梁斷面氣動外形，是影響橋梁靜風穩(wěn)定性的重要因素。實際工程中，為了改善橋梁主梁斷面的顫振穩(wěn)定性能、渦振性能或者行車風環(huán)境，往往在主梁上增設(shè)風障及氣動翼板等氣動措施，以提高結(jié)構(gòu)性能。然而，上述氣動措施的設(shè)置必然會引起主梁氣動外形的改變，進而導致大跨度橋梁行車風環(huán)境、顫振、渦振和靜風穩(wěn)定性能的變化。

　　中國杭州灣大橋、中國香港青馬大橋、法國Millau橋、英國severn懸索橋、Queen Elizabeth二橋和severn二橋等均加設(shè)了風障。楊詠昕等研究了增設(shè)水平風障對分離箱梁斷面渦振性能的影響，研究表明增設(shè)風障可以有效地提高不同槽寬分體箱梁的渦振性能。夏錦林等以主跨為918m的單箱懸索橋為對象，研究了不同形式風障下的橋面風環(huán)境和結(jié)構(gòu)顫振性能，結(jié)果表明：設(shè)置風障能有效地降低行車高度內(nèi)的平均風速，改善橋面風環(huán)境;設(shè)置橢圓形風障后斷面的阻力系數(shù)較原始斷面提高明顯，顫振臨界風速小幅度的提高，斷面顫振發(fā)散機理發(fā)生顯著變化。張文明等以主跨1650m分體箱梁懸索橋為對象，采用風洞試驗和數(shù)值計算的方法分別研究了增設(shè)風障對顫振穩(wěn)定性和靜風穩(wěn)定性的影響。結(jié)果表明：風障不會降低大跨度懸索橋的顫振穩(wěn)定性和靜風穩(wěn)定性，在某種程度上抑制了靜風失穩(wěn)，尤其是在負攻角和零攻角時。遺憾的是，對于增設(shè)風障對結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性的影響并未經(jīng)過風洞試驗驗證。

　　劉高采用在主梁下風側(cè)增設(shè)翼板這種氣動措施，以8座具有代表性的懸索橋成橋狀態(tài)為例進行了顫振分析，結(jié)果表明：該措施可較大地提高系統(tǒng)的顫振臨界風速。徐洪濤以貴州壩陵河大橋為研究對象，發(fā)現(xiàn)在桁架梁主梁上安裝氣動翼板后，該橋顫振穩(wěn)定性有所提高。劉高等針對某主跨為458m的分體式鈍體雙箱鋼箱梁斜拉橋，通過主梁節(jié)段模型風洞試驗研究了在分體式鈍體雙箱鋼箱梁上游和下游兩側(cè)上方安裝固定水平氣動翼板對橋梁的顫振和渦激共振性能的影響。結(jié)果發(fā)現(xiàn)：安裝固定水平氣動翼板后橋梁扭轉(zhuǎn)運動的阻尼顯著增加，從而提高了橋梁的顫振穩(wěn)定性，也有效抑制了橋梁的扭轉(zhuǎn)渦激共振。

　　綜上所述，在主梁上增設(shè)風障和氣動翼板等氣動措施可有效提高和改善大跨度橋梁的顫振穩(wěn)定性和渦振性能。然而，增設(shè)上述氣動措施對于大跨橋梁靜風穩(wěn)定性的影響研究少有涉及，且未經(jīng)過風洞試驗驗證，特別是增設(shè)氣動翼板對靜風穩(wěn)定的影響，迄今未見報導。以主跨2×1500m三塔兩跨斜拉橋結(jié)構(gòu)體系為研究對象，采用風洞試驗與數(shù)值計算相結(jié)合的方法，對失穩(wěn)過程中結(jié)構(gòu)位移響應和與之同步的拉索索力進行跟蹤，從失穩(wěn)過程結(jié)構(gòu)剛度演變特性方面研究了在主梁上增設(shè)風障及氣動翼板等氣動措施對結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性的影響及內(nèi)在機理。主要研究內(nèi)容：基于ANSYS10.0有限元軟件，考慮結(jié)構(gòu)幾何非線性及靜風荷載非線性，采用增量與內(nèi)外兩重迭代相結(jié)合的非線性靜風穩(wěn)定分析方法進行了優(yōu)化迭代分析，提取了失穩(wěn)過程結(jié)構(gòu)主梁位移響應及與之同步的拉索索力演變特性;全橋氣彈模型和主梁節(jié)段模型風洞試驗研究，探討結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性及靜風失穩(wěn)與顫振失穩(wěn)之問的競爭關(guān)系;風洞試驗與數(shù)值計算結(jié)果進行對比分析驗證數(shù)值算法的可靠性;對失穩(wěn)過程與結(jié)構(gòu)響應同步的結(jié)構(gòu)剛度演變特性進行分析，揭示了增設(shè)氣動措施(風障及氣動翼板)對結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性的影響及內(nèi)在機理。

　　1工程概況與風洞試驗

　　1.1工程概況

　　該橋為主跨跨徑1500m的三塔雙主跨雙索面斜拉橋，主橋跨徑布置為652m+1500m+1500m+652m=4304m，兩邊跨分別設(shè)一輔助墩，橋型布置如圖1所示。中塔高460m，邊塔高322m。主梁采用分離箱梁，梁寬B=60.5m，中心處梁高H=5m，主梁斷面如圖2所示。

　　1.2氣動措施

　　為了考察增設(shè)風障和氣動翼板對結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性能的影響，分別在主梁外防撞欄上方設(shè)置風障、人行道欄桿上設(shè)置水平氣動翼板，以下均稱風障斷面和翼板斷面，如圖3所示，圖中僅示分離箱梁其中單箱。

　　1.3試驗概況

　　全橋氣彈模型幾何縮尺比為1：320，精確模擬實際結(jié)構(gòu)的外形。主梁外衣采用豪適板模擬，橋塔外衣采用有機玻璃板材經(jīng)電腦雕刻后手工粘結(jié)而成，并在外側(cè)粘貼雪弗板模擬外形。主梁和橋塔芯梁采用鋼骨架。為了避免外衣剛度與鋼骨架一起參與受力，外衣按一定的問隔分段，段與段之問留有1mm左右的空隙。

　　全橋氣彈模型試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室TJ-3邊界層風洞中進行。該風洞是一個豎向布置的閉口回流式邊界層風洞，試驗段長14m，矩形斷面，斷面寬15m，高2m。空風洞可控風速范圍為1-17.6m/s，連續(xù)可調(diào)，流場不均勻性指標δu/U≤1.9%，紊流度，Iu≤2.0%，來流豎向傾角△a≤±0.2°，水平偏角△β≤±0.1°。氣彈模型的Froude數(shù)、Strouhal數(shù)、Cauchy數(shù)、密度比和阻尼比得到嚴格模擬，雷諾數(shù)不模擬。位移響應測量采用MEW-Matsuchita公司生產(chǎn)的MLS-LMIO激光位移傳感器，該傳感器量程±50mm，精度±0.02mm。南側(cè)主跨跨中、四分點和北側(cè)主跨跨中、四分點位置各布置3個位移計，可同時測量主梁關(guān)鍵節(jié)點位置處主梁豎向、側(cè)向和扭轉(zhuǎn)位移。中橋塔和邊橋塔塔頂分別設(shè)置1個順橋向和1個橫橋向位移傳感器，同時測量塔頂順橋向、橫橋向位移，如圖4所示。主梁1階和2階扭轉(zhuǎn)模態(tài)阻尼比分別為0.35%和0.32%。試驗在均勻流場進行，完成了圖3所示原始斷面、風障斷面和翼板斷面，以及-3°，0°和+3°初始風攻角下吹風試驗。

　　2靜風穩(wěn)定性能

　　2.1靜力參數(shù)特征

　　風軸上的阻力系數(shù)CD、升力系數(shù)CL以及升力矩系數(shù)CM定義如下：

　　圖6給出了風洞測力試驗所得原始斷面、風障斷面和翼板斷面的阻力、升力、升力矩系數(shù)和升力矩系數(shù)曲線斜率隨風攻角的變化。可知：

　　(1)三個斷面形式下阻力系數(shù)隨風攻角變化規(guī)律基本一致。相同風攻角下，風障斷面阻力系數(shù)最大，水平翼板斷面次之，原始斷面最小。主要是由增設(shè)風障和氣動翼板引起主梁斷面擋風面積增大引起的。

　　(2)正攻角范圍內(nèi)，翼板斷面的升力系數(shù)和升力矩系數(shù)最大，原始斷面次之，風障斷面最小。負攻角范圍內(nèi)，風障斷面的升力系數(shù)絕對值最大，且升力矩系數(shù)絕對值最小，原始斷面和翼板斷面升力系數(shù)和升力矩系數(shù)幾乎相同，與文獻[15]針對有風障和無風障時的主梁靜力三分力系數(shù)對比研究的結(jié)論基本一致。依據(jù)準定常理論，升力矩系數(shù)越大，結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性越差。同時，升力系數(shù)越大，升力對主梁的抬升作用越大，斜拉橋的斜拉索面與主梁形成的穩(wěn)定三角關(guān)系越不穩(wěn)定，更易引起結(jié)構(gòu)靜風失穩(wěn)。

　　(3)各風攻角下，風障斷面升力矩系數(shù)斜率均小于原始斷面和翼板斷面。攻角范圍-7°-+12°時，原始斷面升力矩系數(shù)斜率小于翼板斷面。由線性靜風穩(wěn)定理論，結(jié)構(gòu)的靜風失穩(wěn)與靜力三分力系數(shù)性質(zhì)密切相關(guān)，且結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)風速與升力矩曲線斜率成反比。故綜合靜力三分力特征，可推斷風障斷面的靜風穩(wěn)定性能最好，原始斷面次之，翼板斷面最差。

　　2.2靜力與顫振失穩(wěn)發(fā)生次序

　　有限元建模采用通用有限元分析軟件AN-sYs，其中主梁、橋塔及橋墩采用空問梁單元模擬，拉索采用空問桿單元模擬，采用多段桿單元來模擬索曲線。主梁采用雙主梁力學計算模型，橋面系假設(shè)均勻分布于主梁上，并考慮其平動質(zhì)量和質(zhì)量慣矩。有限元模型見圖7，自振頻率如表1所示。

　　在采用數(shù)值方法確定靜風失穩(wěn)臨界風速時，考慮結(jié)構(gòu)幾何及靜風荷載非線性，忽略材料非線性對靜風穩(wěn)定的影響，采用增量和內(nèi)外兩重迭代相結(jié)合，并引入外層迭代次數(shù)上限的方法進行主橋結(jié)構(gòu)的三維靜風穩(wěn)定分析。三分力系數(shù)取自圖6，超出-12°-+12°攻角范圍時，進行多段線擬合外延獲取三分力系數(shù)，拉索阻力系數(shù)取1.2。隨著橋跨的增加，拉索長度及數(shù)目也隨之增加。拉索上作用的風荷載對其變形起主要作用。在不分段的情況下，拉索上的風荷載直接施加在與拉索相連的索塔和主梁節(jié)點之上，不能真實反映拉索在橫橋向風荷載的作用下所產(chǎn)生的變形，以及因此帶來的拉索軸力方向和大小的改變。拉索索力的改變又會進一步影響其對主梁提供的約束與主梁變位，而這些均能影響橋梁的整體靜力穩(wěn)定性。采用多段桿單元(LINKl0單元)模擬拉索并施加風荷載，計算拉索取為20段，收斂容差取為0.0025。

　　采用全橋氣彈模型試驗直接測試法并依據(jù)位移響應曲線判定結(jié)構(gòu)失穩(wěn)臨界風速。試驗中，各工況下均未發(fā)現(xiàn)顫振失穩(wěn)現(xiàn)象，多個工況下靜風失穩(wěn)先于顫振失穩(wěn)發(fā)生。為了進一步確定靜風穩(wěn)定與顫振穩(wěn)定性關(guān)系，同時驗證全橋氣彈模型試驗結(jié)果的可靠性，基于彈性懸掛主梁節(jié)段模型試驗，還對三種主梁斷面的顫振穩(wěn)定性進行了驗證。主梁節(jié)段模型幾何縮尺比為1：80，主要參數(shù)如表2所示。零風速下，主梁節(jié)段模型彈性懸掛系統(tǒng)的豎彎和扭轉(zhuǎn)阻尼比分別為0.30%和0.18%。表3給出了基于全橋氣彈模型試驗和三維靜風穩(wěn)定分析得到的靜風失穩(wěn)臨界風速，基于主梁節(jié)段模型試驗得到的顫振臨界風速。+3°和0°初始攻角下，原始斷面和翼板斷面靜風失穩(wěn)先于顫振失穩(wěn)發(fā)生，且+3°攻角均為最不利攻角，-3°攻角時靜風失穩(wěn)臨界風速最高。故同一初始風攻角下，風障斷面的靜風穩(wěn)定性能最好，原始斷面次之，翼板斷面最差。值得注意的是，靜風失穩(wěn)臨界風速試驗值為風洞試驗中依據(jù)試驗現(xiàn)象人為確定的臨界風速。由于試驗安全性的考慮，試驗中未能施加更高試驗風速，故表3中的試驗值略小實際試驗值。可知，試驗值與計算值誤差小于20%，驗證了三維靜風分析方法的可靠性。

　　為了進一步闡述結(jié)構(gòu)靜風穩(wěn)定性與初始風攻角的關(guān)系，圖8給出了靜風失穩(wěn)臨界風速隨初始攻角變化。可知，初始攻角為-4°時風障斷面的靜風失穩(wěn)臨界風速小于原始斷面和翼板斷面，其他初始攻角下臨界風速均大于其他兩個斷面。各初始攻角下，原始斷面的靜風失穩(wěn)臨界風速均高于翼板斷面。總之，風障斷面的靜風穩(wěn)定性能最好，原始斷面次之，翼板斷面最差，與2.1節(jié)推斷一致。

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