空间异形拱桥抗风性能研究

莫朝庆，钟 海

（湖南大学设计研究院有限公司，湖南长沙 410006）

1 工程概况

龙头拱桥主跨设计为80.0 m，采用中承式连续梁拱组合体系方案。主拱矢跨比为1/3.69。全桥整体跨径为2×30+80+2×30 m，曲线梁设计为竖向，位于半径R=8000 m的竖曲线上，平面位于半径R=400 m的平曲线上。主梁材料及断面形式为焊接钢箱梁，全宽为29.5 m。拱肋共有3片，中间主拱采用钢管混凝土设计，拱肋拱轴线采用二次抛物线的设计，副拱为空心钢管拱。

3片拱肋由翼板连接，翼板断面垂直于主拱断面，以2 m等间距布置，共27片，尺寸由跨中向两侧依次减小。吊杆为柔性吊杆，采用84丝φ5 mm高强度钢丝制作，15根吊杆从跨中向两侧以等间距4 m布置。主跨跨中桥面设计标高为36.43 m，桥面采用1.5%单向横坡设计。全桥整体布置如图1所示。

图1 全桥整体布置

2 抗风研究的重要性及研究重点

龙头拱桥采用中承式连续梁拱组合体系，结构型式新颖，采用拱-墩-梁三者固结，钢箱梁为平衡主拱推力的系杆，且拱上结构复杂，因此，抗风研究极为重要，主要表现在：①大桥位于地势相对平坦和开阔的柳叶湖湖区，桥址的设计风速较高，且大桥主桥东北向存在对风速有局部放大作用的风口地形。②梁拱组合体系、曲线主梁、主拱拱轴线与主梁轴线不重合，导致吊杆倾斜，在水平向风荷载的作用下，主梁存在一定程度的弯扭耦合作用，以及斜吊杆对主拱的面外作用。③圆形主拱和副拱气动外形存在经典圆柱绕流漩涡脱落的问题，如果漩涡脱落周期与拱结构固有周期一致，将会出现拱结构的涡振。由于涡振发生风速比较低，且涡振条件容易满足，从而出现频繁的涡振，影响结构的安全和舒适度。④箱梁虽然宽度较大，但高度仅1.8 m，而单面拱布置于箱梁中轴线附近，不能提供箱梁额外的扭转刚度，需要评价桥梁主梁在风作用下的竖向和扭转效应。⑤在横桥向风的作用下，下游侧拱肋将处于上游侧拱肋的尾流之中，由于上游侧的尾流包含从上游侧拱肋脱落的漩涡，可能导致下游侧拱肋的尾流驰振振动，导致复杂的尾流气动干扰振动。⑥主拱以及两侧的副拱，以及连接三者的翼板，形成了极为复杂的伞形外观，任意方向的迎风面积较大，静力风荷载可能很大，而现有《公路桥梁抗风设计规范》无法提供此类复杂气动外形结构的风荷载。⑦复杂的拱上结构布置，在任意方向风的作用下，相邻结构构件之间必然出现一定程度的气动干扰作用，比如上游杆件脱落的漩涡对下游多个杆件来流的干扰，如此复杂的风荷载静力和动力干扰，现有的《公路桥梁抗风设计规范》无法提供任何的静力和动力风荷载条文。⑧复杂的桥型结构，需要评价其在大气边界层紊流风场作用下的抖振响应。

3 紊流风场中涡振响应试验

涡激振动是桥梁在低风速下很容易出现的一种风致振动现象，当被绕流的物体是一个弹性体系时，周期性的涡激力将引起结构的涡振，并且在漩涡脱落频率与结构的自振频率一致时，将发生涡激共振。尽管涡激振动不是一种发散的毁灭性的振动，但由于是低风速下容易发生的振动，振幅之大足以影响行车安全，振幅小也会影响钢桥的疲劳寿命，因而在施工或成桥阶段避免涡激共振或限制其振幅在可接受的范围以内具有十分重要的意义[1-2]。

根据风参数确定的实桥涡振检验风速为9.06~18.11 m/s，根据风速比m=4可得龙头拱桥全桥气弹模型风洞试验涡振检验风速为2.27~4.53 m/s，为了密集地搜索大桥可能发生涡振的风速，使涡激振动的评价更为详尽、周密，本试验风速区间确定为1.0~8.0 m/s，步长为0.25 m/s，对应实桥风速为4.0~32 m/s，步长为1.0 m/s，每个来流风偏角下共29个测试风速工况。图2、图3为紊流风场中全桥模型各个风偏角下风洞试验布置，共5个风偏角。因此涡激振动试验共计145个试验测试工况。

图2 0°、90°风偏角试验布置

图3 45°、-45°风偏角试验布置

图4、图5为拱肋的拱顶、四分点位移均方差随桥面高度处风速的变化，风速及位移均方差均已换算成实桥。在风偏角为-45°时，实桥风速为31 m/s，最大均方差值约为8 mm，位移均方差值很小，同时从位移均方差的分布可以发现不存在涡振区间，这与位移时程曲线得到的结果吻合，因此拱肋在各个工况下没有出现涡激振动现象。

图4 涡振试验0°风偏角拱肋侧向位移均方差

图5 涡振试验45°风偏角拱肋侧向位移均方差

4 全桥颤振稳定性试验

如果浸没在气流中的弹性体本身发生变形或振动，那么这种变形或振动相当于气体边界条件的改变，从而引起气流力的变化，而气流力的变化又会使弹性体产生新的变形或振动。气动力不稳定是一种典型的气动弹性现象。气流中的结构在气动力（自激力）的作用下的挠曲振动，这种初始的挠曲又相继引起一系列具有震荡或发生特点的挠曲，这便是气动弹性不稳定。颤振是扭转发散振动或弯扭复合的发散振动[3-4]。

由风参数可知，龙头拱桥全桥成桥状态颤振检验风速为45.88 m/s，对应于全桥气弹模型试验的风速为11.47 m/s。试验方案包括5个来流风偏角，即0°、45°、90°、-45°、180°，试验测试风速包括5 m/s、7 m/s、9 m/s、11 m/s、13 m/s、15 m/s等6个风速，分别对应实桥风速20 m/s、28 m/s、36 m/s、44 m/s、52 m/s、60 m/s，风速从低到高逐渐增大。颤振稳定性试验共计30个试验工况，试验过程中分别采集拱肋跨中及四分点的侧向位移、主梁跨中的竖向位移时程信号，进而评价龙头拱桥全桥的颤振稳定性。试验最大风速对应的实桥风速为60 m/s，显然远远高于颤振检验风速，从全桥风洞试验结果来看，在最大实桥风速60 m/s下，全桥气弹模型，无论是主梁还是拱肋，均没有观察到任何发散性的振动，因此，可以认为龙头拱桥在成桥状态下具有良好的颤振稳定性。

5 全桥抖振试验

桥梁的抖振是指在紊流场作用下的随机振动。结构的抖振现象主要是由于大气中的脉动风引起的抖振响应[5-6]。

龙头拱桥全桥气弹模型风洞抖振试验的风偏角为90°、45°、0°、-45°、180°等五个风偏角，风速变化范围为1.0~8.0 m/s，步长为0.25 m/s，对应实桥风速为4.0~32 m/s，步长为1.0 m/s。

根据紊流试验结果并将试验结果按缩尺比换算到实桥结构，得到图6、图7所示实桥拱肋跨中位移绝对最大值和位移均方差与桥面高度处风速的关系曲线。从图6中可以看出各风偏角下，位移的整体趋势是随着风速的增大而增大的，当风偏角为180°实桥风速达到31.12 m/s时，拱肋拱顶位移最大为-60.65 mm。从图7中可以发现，在风偏角为-45°，实桥风速为31 m/s，最大均方差值约为8 mm，位移均方差值很小，抖振响应很小，相对于自然风的抖振力，拱肋有足够的刚度。

图6 0°、90°风偏角拱顶侧向位移响应与风速的关系

图7 45°、-45°风偏角拱顶侧向位移响应与风速的关系

6 全桥驰振稳定性试验

龙头拱桥拱结构为3片拱组成的悬挑式结构，在自然风流经上游副拱时，下游主拱和副拱处在上游副拱的尾流中，而下游副拱又处于上游主拱的尾流中，需要通过全桥模型风洞试验评价大桥驰振的可能性。

为此，开展了紊流场中全桥气弹模型驰振试验，试验了-45°、0°、45°、90°和180°等5个风偏角，试验测试风速包括5 m/s、7 m/s、9 m/s、11 m/s、13 m/s、15 m/s等6个风速，分别对应实桥风速20 m/s、28 m/s、36 m/s、44 m/s、52 m/s、60 m/s，风速从低到高逐渐增大。驰振稳定性试验共计30个试验工况，试验过程中分别采集主拱拱顶竖向及侧向的加速度时程，进而评价龙头拱桥全桥的驰振稳定性。

试验最大风速对应的实桥风速为60 m/s，显然远远高于驰振检验风速，从全桥风洞试验的结果来看，在最大实桥风速60 m/s下，均没有观测到全桥模型拱结构的驰振失稳现象。因此，可以认为大桥拱结构具有足够的驰振稳定性。

7 结语

本文主要介绍了异形拱桥全桥模型风洞试验的测试内容，测试内容主要包括紊流风场的测试、紊流风场中涡振试验测试、紊流风场中颤振试验测试及紊流风场中抖振试验测试，得到下述结论。

（1）设计风速范围内各工况下均不会发生涡振。考虑到龙头拱桥的第一阶阵型为拱的侧弯，因此，涡振试验内容主要包括对拱肋及主梁涡振的检验，采集各个工况下的拱肋侧向位移及主梁竖向位移。从采集的位移时程曲线可以发现没有有规律的振动，从位移响应得到的均方差同样没有发现涡振区间的存在，因此龙头拱桥在设计风速内不会出现涡激振动现象。

（2）满足颤振稳定性。试验最大风速对应的实桥风速为60 m/s，显然远远高于颤振检验风速（45.88 m/s），从全桥风洞试验的结果来看，在最大实桥风速60 m/s下，全桥气弹模型，无论是主梁还是拱肋，均没有观察到任何发散性的振动，因此，可以认为龙头拱桥在成桥状态下具有良好的颤振稳定性。

（3）满足驰振稳定性。试验最大风速对应的实桥风速为60 m/s，显然远远高于驰振检验风速（33.7 m/s），从全桥风洞试验的结果来看，在最大实桥风速60 m/s下，全桥气弹模型没有观察到任何发散性的驰振失稳现象，因此，可以认为龙头拱桥成桥状态下具有足够的驰振稳定性。

（4）抖振响应非常小。全桥气弹模型试验共设计145个试验工况，主要采集拱肋的侧向位移响应及主梁的竖向位移响应，从采集的位移响应中分析得到各个工况下的最大位移及均方差，发现其远远小于L/800=92 mm。故抖振响应非常小，龙头拱桥在自然风中具有足够的刚度。

（5）研究成果为同类空间异形拱桥抗风设计提供了参考。