大跨高低塔斜拉桥抗风性能试验研究

郭 峰，康福军，王 俊

（1.广东省佛山市顺德区工程建设中心，广东 佛山 528300；2.长安大学 公路学院，陕西 西安 710064）

0 引 言

桥梁跨径不断增加导致结构阻尼更低、刚度更小，风荷载对桥梁的作用成为大跨桥梁设计施工必须关注和解决的问题。

自1940年旧Tacoma桥因扭转颤振失稳发生倒塌之后[1]，大跨桥梁的抗风性能得到了空前的关注，学者从风振机理、试验分析、振动抑制[2-4]等角度，开展了深入的研究，虽桥梁未再因发散性颤振而垮塌，但颤振稳定性仍是大跨桥梁抗风性能研究需要解决的首要问题。

同时，涡激共振虽然属于限幅振动，但由于其对桥梁气动外形异常敏感，且起振风速较低，一直是大跨桥梁抗风研究的热点之一[5-6]。Larsen对大贝尔特大桥[7]、Laima对西堠门大桥[8]，就涡振机理和制振措施进行了详尽的研究。2020年5月5日，广东的虎门大桥就因为涡激共振现象，引起了广泛的热议[9]。

此外，研究表明，主跨1 991 m的明石海峡大桥静风失稳风速远低于颤振临界风速92 m/s，仅为后者的83.2%[10]。因此有必要对大跨桥梁的静风稳定性做专门研究。薛晓峰等[12]使用内外双重迭代法对某窄幅大跨人行悬索桥进行非线性静风稳定性分析。程进等[11]考虑了初始风攻角、垂度效应等因素，对某双塔对称斜拉桥进行非线性静风稳定性分析，该方法是目前主流的非线性静风稳定性分析方法。

可以看出，对大跨桥梁抗风性能的研究一直是热点，国内外学者从分析方法，影响因素，气动措施等方面做了详尽的研究，取得了丰硕的成果，但是对于大跨非对称高低塔斜拉桥的抗风性能研究，鲜见报道。

由此，本文以顺德高低塔非对称斜拉桥为工程背景，通过节段模型风洞试验，研究了桥梁的涡振和颤振性能，分析来流风攻角对桥梁非线性静风响应的影响规律，具有一定的应用价值。

1 工程背景

佛山市顺德区南国东路延伸线工程大桥（以下简称顺德大桥）总长2 222.50 m，为高低塔混合梁斜拉桥。其主桥布置为2×66+626+59.5+2×60+55=992.50 m，其中主跨为流线型钢箱梁，边跨为流线型混凝土箱梁，箱梁宽为44.90 m，高度为3.80 m，原设计风嘴为62°；桥塔采用钢混组合高低塔形式，容桂侧桥塔高204.00 m，大良侧桥塔高151.00 m，高差53.00 m，具有显著的不对称特点，桥型布置如图1所示，主梁断面如图2所示。顺德大桥整体结构造型美观独特，结构轻盈时尚，建成后将成为当地的地标性建筑之一，但桥梁跨径大、质量轻、阻尼小，属于风致敏感结构[13]，抗风性能需要重点研究。

图1 桥型布置图（单位：cm）

图2 钢主梁断面图（单位：mm）

2 节段模型风洞试验

2.1 动力特性分析

为了进行节段测振模型设计需要的动力参数，首先需要分析桥梁结构的固有动力特性。根据桥梁结构特点，本文采用Beam4单元来模拟主梁、桥塔、刚臂，Link10单元来模拟斜拉索，并考虑垂度效应，MASS21单元来模拟二期质量，建立了鱼骨梁有限元模型[14]，消隐形式的模型如图3所示。限于篇幅，仅给出桥梁的典型振动模态，如图4、图5所示。桥梁结构动力特性见表1。

图3 有限元模型

图4 施工阶段典型振型

图5 成桥阶段典型振型

2.2 模型设计与制作

规范指出[15]，用于节段模型风洞试验的二元刚体模型应满足几何外形相似、频率比、质量和阻尼比等无量纲参数的一致性条件，根据风洞试验阻塞率[15]以及模型缩尺比的要求[16]，对节段模型进行设计，模型参数如表1所示。根据前述动力特性结果，使用铝合金、航空木板、ABS板材等，制造了节段模型。节段模型缩尺比为1∶50，长1.800 m，宽0.940 m，高0.076 m，限于篇幅，仅展示成桥阶段的测力模型和测振模型试验照片，如图6所示。

表1 节段模型设计参数

图6 成桥阶段节段模型

2.3 试验设备介绍

顺德大桥节段模型试验在长安大学风洞试验室CA-1大气边界层风洞中进行，风洞试验段规模为3.0 m宽×2.5 m高×15.0 m长，可调风速区间为0～53.0 m/s，流场紊流度Iu＜0.3%。节段模型测振试验主要仪器有激光位移传感器、数据采集仪、计算机等。节段模型测力试验主要仪器有杆式5分量应变测力天平、数据采集仪、计算机等。

2.4 试验工况安排

为了提高试验效率，首先进行节段模型涡振试验，在满足涡振性能要求的基础上开展节段模型颤振稳定性检验试验，如果不满足颤振稳定性，则需要修改节段模型气动外形，重新进行涡振颤振检验，直到满足要求为止。最后开展节段模型测力试验。顺德大桥节段模型试验工况如表2所示。

表2 节段模型试验工况

3 风洞试验结果讨论

3.1 涡振性能

原方案成桥阶段节段模型涡振试验结果如图7所示，可以看出：（1）在+5°时，涡振竖向振幅和扭转振幅均超出规范限值，在0°和+3°扭转涡振振幅均超出规范限值[15]，不满足设计要求；（2）在试验风速区间内，涡振振幅随着风速增加逐渐增加，且涡激共振均出现了两个锁定区间，依次为竖弯1次至竖弯2次至扭转1次至扭转2次。

图7 原方案成桥阶段涡振试验结果

因主梁断面原方案涡振性能不满足涡振要求，需借助气动措施来减小和抑制涡振振幅。以往研究指出[17-18]，可以通过改变风嘴改善流线型箱梁涡振性能，因此将两侧风嘴前端角度由62°减小到40°，如图8所示。试验结果如图9、图10所示。可以看出：（1）在各工况下时，涡振振幅均未超过规范限值，说明新方案满足设计要求，较小的风嘴有利于优化桥梁钝体断面的气动外形，有利于抑制和减小可能存在的涡振；（2）在试验风速区间内，涡振振幅虽随着风速增加逐渐增加，但仅扭转涡振出现了一个锁定区间，且振幅远小于限值。

图8 主梁新方案风嘴（单位：mm）

图9 新方案成桥阶段涡振试验结果

图10 新方案施工阶段涡振试验结果

3.2 颤振性能

根据表2进行了颤振稳定性的检验，试验结果如表3所示，可以看出，该桥颤振稳定性满足规范要求，且在试验风速区间内，风嘴的减小对颤振临界风速的影响可以忽略。

表3 颤振性能检验试验结果

3.3 静三分力系数

进一步开展节段模型测力试验，得到施工阶段和成桥阶段的静三分力系数，如图11所示。

图11 静三分力系数

4 静风稳定性分析

根据内外双增量迭代法，具体原理见文献[19-21]。根据来流风攻角不同，考虑了3个工况，分析了大跨高低塔斜拉桥跨中位置的非线性静风响应，限于篇幅，仅给出成桥阶段的静风稳定性结果。

经过多次迭代求解，该桥桥跨中位置非线性静风响应如图12所示，可以看出：（1）大跨高低塔斜拉桥静风响应具有明显的非线性特点，静风失稳风速远高于其设计的静风发散风速63.81 m/s，有约2倍的安全储备；（2）跨中位置竖向静风响应比横桥向响应大，在设计静风稳定风速处，约为3倍；（3）风攻角对跨中竖向位移、横桥向位移及扭转变形的影响较小，在0°风攻角下，桥梁的静风失稳风速均高于其他角度，约5%。

图12 成桥阶段跨中位置静风响应

5 结论

（1）通过节段模型测振风洞试验研究了大跨高低塔斜拉桥涡振性能，由于原方案涡振振幅超过规范限值，提出了减小风嘴的有效的气动措施，发现较小角度的风嘴有利于抑制流线型箱梁结构成桥阶段的涡振。

（2）通过节段模型测振风洞试验探了大跨高低塔斜拉桥的颤振性能，发现适当降低风嘴角度，不影响桥梁的颤振性能。

（3）通过节段模型测力风洞试验测量了大跨高低塔斜拉桥三分力系数，为后续静风稳定性分析提供参数。

（4）使用内外双重迭代法研究了大跨高低塔斜拉桥静风响应，研究结果表明：大跨高低塔斜拉桥静风响应具有显著的非线性特征；跨中位置以竖向响应为主；风攻角对静风响应影响不明显。