氣動措施對雙主跨斜拉橋靜風穩定影響研究

　　摘要：增設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定性、渦振性能或者行車風環境，但同時也可能會影響其靜風穩定性能。以某主跨2×1500m三塔兩跨斜拉橋結構體系為研究對象，采用風洞試驗與數值計算相結合的方法，對失穩過程結構位移響應和與之同步的拉索索力進行跟蹤，從失穩過程結構剛度演變特性方面研究了在主梁附屬設施上增設風障及氣動翼板等氣動措施對結構靜風穩定性影響及內在機理。試驗研究發現，+3°和0°初始攻角下，原始斷面和翼板斷面靜風失穩先于顫振失穩發生。風障斷面的靜風穩定性能最好，原始斷面次之，翼板斷面最差。為了揭示增設上述氣動措施對結構靜風穩定性能變異的影響及內在機理，提取與結構位移同步的拉索索力進行分析，結合失穩過程結構剛度與結構響應之間的同步演變特性，分析研究表明：整個失穩過程中，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氣動措施后結構靜風穩定性變異的內在原因。研究揭示了增設風障及水平氣動翼板等氣動措施對大跨度斜拉橋靜風穩定性的影響及內在機理，對今后中國超大跨徑斜拉橋的抗風設計具有借鑒意義。

　　關鍵詞：斜拉橋;風洞試驗;風障;靜風失穩;氣動翼板

　　引言

　　大跨度斜拉橋在靜風荷載作用下，主梁發生彎曲和扭轉變形。當來流風速超過臨界風速時，隨著結構變形的增大，結構抗力的增加速度小于靜風荷載增加速度，此時結構發生靜風失穩。盡管國內外迄今為止未發生大跨度橋梁的靜風失穩現象，然而隨著跨徑的不斷增加，向著更長、更大、更柔方向發展，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現象。目前，大跨橋梁非線性靜風穩定性分析方法已經日漸成熟。研究表明，主梁靜力三分力系數，即主梁斷面氣動外形，是影響橋梁靜風穩定性的重要因素。實際工程中，為了改善橋梁主梁斷面的顫振穩定性能、渦振性能或者行車風環境，往往在主梁上增設風障及氣動翼板等氣動措施，以提高結構性能。然而，上述氣動措施的設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境、顫振、渦振和靜風穩定性能的變化。

　　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二橋等均加設了風障。楊詠昕等研究了增設水平風障對分離箱梁斷面渦振性能的影響，研究表明增設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境和結構顫振性能，結果表明：設置風障能有效地降低行車高度內的平均風速，改善橋面風環境;設置橢圓形風障后斷面的阻力系數較原始斷面提高明顯，顫振臨界風速小幅度的提高，斷面顫振發散機理發生顯著變化。張文明等以主跨1650m分體箱梁懸索橋為對象，采用風洞試驗和數值計算的方法分別研究了增設風障對顫振穩定性和靜風穩定性的影響。結果表明：風障不會降低大跨度懸索橋的顫振穩定性和靜風穩定性，在某種程度上抑制了靜風失穩，尤其是在負攻角和零攻角時。遺憾的是，對于增設風障對結構靜風穩定性的影響并未經過風洞試驗驗證。

　　劉高采用在主梁下風側增設翼板這種氣動措施，以8座具有代表性的懸索橋成橋狀態為例進行了顫振分析，結果表明：該措施可較大地提高系統的顫振臨界風速。徐洪濤以貴州壩陵河大橋為研究對象，發現在桁架梁主梁上安裝氣動翼板后，該橋顫振穩定性有所提高。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。結果發現：安裝固定水平氣動翼板后橋梁扭轉運動的阻尼顯著增加，從而提高了橋梁的顫振穩定性，也有效抑制了橋梁的扭轉渦激共振。

　　綜上所述，在主梁上增設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定性和渦振性能。然而，增設上述氣動措施對于大跨橋梁靜風穩定性的影響研究少有涉及，且未經過風洞試驗驗證，特別是增設氣動翼板對靜風穩定的影響，迄今未見報導。以主跨2×1500m三塔兩跨斜拉橋結構體系為研究對象，采用風洞試驗與數值計算相結合的方法，對失穩過程中結構位移響應和與之同步的拉索索力進行跟蹤，從失穩過程結構剛度演變特性方面研究了在主梁上增設風障及氣動翼板等氣動措施對結構靜風穩定性的影響及內在機理。主要研究內容：基于ANSYS10.0有限元軟件，考慮結構幾何非線性及靜風荷載非線性，采用增量與內外兩重迭代相結合的非線性靜風穩定分析方法進行了優化迭代分析，提取了失穩過程結構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段模型風洞試驗研究，探討結構靜風穩定性及靜風失穩與顫振失穩之問的競爭關系;風洞試驗與數值計算結果進行對比分析驗證數值算法的可靠性;對失穩過程與結構響應同步的結構剛度演變特性進行分析，揭示了增設氣動措施(風障及氣動翼板)對結構靜風穩定性的影響及內在機理。

　　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

　　為了考察增設風障和氣動翼板對結構靜風穩定性能的影響，分別在主梁外防撞欄上方設置風障、人行道欄桿上設置水平氣動翼板，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，精確模擬實際結構的外形。主梁外衣采用豪適板模擬，橋塔外衣采用有機玻璃板材經電腦雕刻后手工粘結而成，并在外側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，連續可調，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、Strouhal數、Cauchy數、密度比和阻尼比得到嚴格模擬，雷諾數不模擬。位移響應測量采用MEW-Matsuchita公司生產的MLS-LMIO激光位移傳感器，該傳感器量程±50mm，精度±0.02mm。南側主跨跨中、四分點和北側主跨跨中、四分點位置各布置3個位移計，可同時測量主梁關鍵節點位置處主梁豎向、側向和扭轉位移。中橋塔和邊橋塔塔頂分別設置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階扭轉模態阻尼比分別為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靜風穩定性能

　　2.1靜力參數特征

　　風軸上的阻力系數CD、升力系數CL以及升力矩系數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、升力矩系數和升力矩系數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隨風攻角變化規律基本一致。相同風攻角下，風障斷面阻力系數最大，水平翼板斷面次之，原始斷面最小。主要是由增設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，翼板斷面的升力系數和升力矩系數最大，原始斷面次之，風障斷面最小。負攻角范圍內，風障斷面的升力系數絕對值最大，且升力矩系數絕對值最小，原始斷面和翼板斷面升力系數和升力矩系數幾乎相同，與文獻[15]針對有風障和無風障時的主梁靜力三分力系數對比研究的結論基本一致。依據準定常理論，升力矩系數越大，結構靜風穩定性越差。同時，升力系數越大，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定三角關系越不穩定，更易引起結構靜風失穩。

　　(3)各風攻角下，風障斷面升力矩系數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斜率小于翼板斷面。由線性靜風穩定理論，結構的靜風失穩與靜力三分力系數性質密切相關，且結構的失穩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靜力與顫振失穩發生次序

　　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，橋面系假設均勻分布于主梁上，并考慮其平動質量和質量慣矩。有限元模型見圖7，自振頻率如表1所示。

　　在采用數值方法確定靜風失穩臨界風速時，考慮結構幾何及靜風荷載非線性，忽略材料非線性對靜風穩定的影響，采用增量和內外兩重迭代相結合，并引入外層迭代次數上限的方法進行主橋結構的三維靜風穩定分析。三分力系數取自圖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，拉索阻力系數取1.2。隨著橋跨的增加，拉索長度及數目也隨之增加。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點之上，不能真實反映拉索在橫橋向風荷載的作用下所產生的變形，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位移響應曲線判定結構失穩臨界風速。試驗中，各工況下均未發現顫振失穩現象，多個工況下靜風失穩先于顫振失穩發生。為了進一步確定靜風穩定與顫振穩定性關系，同時驗證全橋氣彈模型試驗結果的可靠性，基于彈性懸掛主梁節段模型試驗，還對三種主梁斷面的顫振穩定性進行了驗證。主梁節段模型幾何縮尺比為1：80，主要參數如表2所示。零風速下，主梁節段模型彈性懸掛系統的豎彎和扭轉阻尼比分別為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定分析得到的靜風失穩臨界風速，基于主梁節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先于顫振失穩發生，且+3°攻角均為最不利攻角，-3°攻角時靜風失穩臨界風速最高。故同一初始風攻角下，風障斷面的靜風穩定性能最好，原始斷面次之，翼板斷面最差。值得注意的是，靜風失穩臨界風速試驗值為風洞試驗中依據試驗現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。

　　為了進一步闡述結構靜風穩定性與初始風攻角的關系，圖8給出了靜風失穩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臨界風速均高于翼板斷面。總之，風障斷面的靜風穩定性能最好，原始斷面次之，翼板斷面最差，與2.1節推斷一致。

　　推薦閱讀：《物理之友》創刊于1984年，由南京師范大學和南京市物理學會主辦。《物理之友》的創辦、發行，受到了有關領導和專家學者的大力支持和首肯。