2025, Vol. 42扩展功能
文章信息
- 曾磊, 刘细军, 邓志华, 刘志文, 孟园英, 江智俊, 陈政清.
- ZENG Lei, LIU Xijun, DENG Zhihua, LIU Zhiwen, MENG Yuanying, JIANG Zhijun, CHEN Zhengqing
- 大跨度独塔斜拉桥抗风性能主梁节段模型试验
- Main girder segment model test on wind resistance performance of long-span single-pylon cable-stayed bridge
- 公路交通科技, 2025, 42(3): 175-181
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2025, 42(3): 175-181
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2025.03.018
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文章历史
- 收稿日期: 2022-04-13
曾磊, 刘细军, 邓志华, 刘志文, 孟园英, 江智俊, 陈政清.
大跨度独塔斜拉桥抗风性能主梁节段模型试验[J]. 公路交通科技, 2025, 42(3): 175-181.
ZENG Lei, LIU Xijun, DENG Zhihua, LIU Zhiwen, MENG Yuanying, JIANG Zhijun, CHEN Zhengqing.
Main girder segment model test on wind resistance performance of long-span single-pylon cable-stayed bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2025, 42(3): 175-181.
大跨度独塔斜拉桥抗风性能主梁节段模型试验
,
1. 广州市高速公路有限公司, 广东 广州 510290;
2. 桥梁工程安全与韧性全国重点实验室, 湖南 长沙 410082;
3. 风工程与桥梁工程湖南省重点实验室, 湖南 长沙 410082
2. 桥梁工程安全与韧性全国重点实验室, 湖南 长沙 410082;
3. 风工程与桥梁工程湖南省重点实验室, 湖南 长沙 410082
摘要: 目标 为解决独塔大跨斜拉桥流线型闭口钢箱梁涡激共振、颤振稳定性与气动控制措施问题, 依托某主跨为390 m的独塔斜拉桥, 采用风洞试验方法对流线型闭口钢箱梁涡激振动与颤振稳定性进行试验研究。方法 首先, 采用有限元方法对主桥结构最大双悬臂、单悬臂状态及成桥状态结构动力特性进行了计算; 然后, 采用几何缩尺比分别为1/60, 1/30的主梁节段模型, 对流线形闭口钢箱梁涡激振动性能与不同气动控制措施进行了试验研究; 在此基础上对桥梁结构成桥与最大单悬臂施工状态颤振稳定性进行了研究。结果 主桥结构成桥状态一阶正对称竖弯及扭转频率分别为0.479 3 Hz和0.894 5 Hz; 主桥结构主梁原设计方案成桥状态风攻角为0°, 风速为22~25.0 m/s时主梁发生了扭转涡激共振, 最大扭转振动响应根方差为0.32°;风攻角+3°、风速为36~42.0 m/s时主梁发生了竖向涡激共振现象, 最大竖向振动响应根方差为0.12 m。在主梁原断面的基础上增设1.2 m高中央稳定板或1.5 m宽水平分离板均不能有效抑制主梁断面涡激振动响应。结论 将结构阻尼比分别提高至0.3%或0.4%左右, 可有效抑制主梁涡激共振现象; 将主梁梁底检修车轨道向内侧移动120 cm后, 主梁涡激共振响应显著减小。闭口流线型箱梁存在较为显著的缩尺效应, 常规比例主梁节段模型涡激共振振幅总体大于大比例节段模型涡激共振振幅。
关键词:
桥梁工程 流线型闭口钢箱梁 涡激振动 颤振稳定性 主梁节段模型试验
Main girder segment model test on wind resistance performance of long-span single-pylon cable-stayed bridge
1. Guangzhou Expressway Co., Ltd., Guangzhou, Guangdong 510290, China;
2. State Key Laboratory of Bridge Safety and Resilience, Changsha, Hunan 410082, China;
3. Hunan Provincial Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering, Changsha, Hunan 410082, China
2. State Key Laboratory of Bridge Safety and Resilience, Changsha, Hunan 410082, China;
3. Hunan Provincial Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering, Changsha, Hunan 410082, China
Abstract: Objective To address the issues of vortex-induced vibration (VIV), flutter stability, and aerodynamic control measures of streamlined closed steel box girder of long-span single-pylon cable-stayed bridges, based on a single-pylon cable-stayed bridge with 390 m main girder, the wind tunnel test was carried out on VIV and flutter stability of streamlined closed steel box girder. Method First, the finite element method was used to calculate bridge structure dynamic characteristics of the maximum double cantilever, maximum single cantilever, and in-service stages respectively. Second, the VIV performance and various aerodynamic control measures on streamlined closed steel box girder were studied by using the main girder segment model with geometric scale ratios of 1/60 and 1/30. Finally, the flutter stability of bridge structure in-service stage and the maximum single cantilever stage were studied. Result The first symmetrical vertical bending and torsional frequencies of bridge structure in service-stage are 0.479 3 Hz and 0.894 5 Hz respectively. The torsional VIV occurs when the original main girder design in bridge completion state with 0° wind attack angle and 22-25 m/s wind speed. The standard deviation of maximum torsional vibration response is 0.32°. The main girder experiences the vertical VIV with 3° wind attack angle and 36-42 m/s wind speed. The standard deviation of maximum vertical vibration response is 0.12 m. Setting a 1.2 m high central stabilizing plate or a 1.5 m wide horizontal separation plate on the original main girder section cannot effectively suppress the VIV response. Conclusion Increasing the structural damping ratio to 0.3% or 0.4% can effectively suppress the main girder VIV. The main girder VIV response is significantly reduced by moving the inspection rails inward by 120 cm at the main girder bottom. The streamlined closed box grider has significant scaling effect, Overall, the VIV amplitude of conventional scale main girder segment model is greater than that of large scale segment model.
Key words:
bridge engineering streamlined closed steel box girder vortex-induced vibration flutter stability main girder segment model test
0 引言
2 大比例节段模型风洞试验 2.1 主梁断面原设计方案试验结果
2.2 气动控制措施结果
3.2 主梁涡振性能尺寸效应
4 结论
大跨桥梁具有刚度低、阻尼低，易发生风致振动现象[1-3]。大跨度斜拉桥抗风性能关注的重点根据其跨径的不同主要有颤振稳定性、静风稳定性、涡激共振、驰振稳定性、风荷载以及施工期抗风稳定性等。Chen[4]针对主跨1 088 m苏通长江公路大桥超长索风致振动、涡振性能、气动稳定性以及风荷载进行了研究。王盛铭[5]采用风洞试验研究了不同风攻角下双层桥面钢桁梁架设期的涡振性能，得到了大桥在不同吊装阶段钢桁梁的涡振锁定风速和最大振幅。Akiyama[6]依托多多罗大桥开展了主梁节段模型(几何缩尺比为λL=1/45)、桥塔自立状态气弹模型、全桥气弹模型试验研究。
涡激振动是气流流经结构表面由于黏性而引起的旋涡脱落频率与结构固有频率一致而产生的一种共振现象，与结构断面形状、阻尼、来流风速、风攻角、湍流度等因素有关，是大跨桥梁结构抗风设计需要重点关注的问题之一。Paidoussis[7]研究了主梁断面外形对涡激振动的影响机理；Hu[8]研究了流线型断面不同区域气动力对涡激振动的影响，以揭示其机理。Schewe[9]针对大带东桥主梁断面开展了雷诺数效应研究。鲜荣[10-11]分别采用1∶20和1∶50的几何缩尺比节段模型对主梁涡振性能进行研究，结果显示不同缩尺比主梁节段模型之间存在较大的差异，雷诺数、Strouhal数与阻力系数均会受几何缩尺比的影响，建议采用大尺度模型进行主梁涡振性能研究。项海帆[12]、葛耀君[13]研究了稳定板位置的改变对颤振的控制效果；管青海[14]、李永乐[15]、刘志文[3]、刘君[16]、陈星宇[17]的研究结果表明检修车轨道内移可以有效减小涡振振幅; 赵林[2]基于不同的主梁断面总结出涡振的控制措施；刘志文[18]针对闭口流线型箱梁涡激振动机理与气动控制措施进行了研究，建立了基于流固耦合的主梁测振、测压同步数值模拟方法。
综上可知，大跨度斜拉桥的颤振稳定性相对较好，而涡激振动性能、风荷载以及施工期风致抖振响应是大跨度斜拉桥需要重点关注的问题[19-20]。
1 工程概况横门西特大桥主桥具体跨径布置为：(66+390+324+2×66) m=912 m，是目前国内跨径最大的独塔斜拉桥。主梁采用闭口钢箱梁断面(B=43.20 m，H=3.5 m)，大桥总体布置及主梁标准断面如图 1所示。
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| 图 1 大桥总体布置立面与主梁标准断面 Fig. 1 Bridge general layout facade and main girder standard section |
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大桥桥位基本风速为V10=36.8 m/s，成桥状态及施工阶段设计基准风速分别为Vd=44.0 m/s和Vsd=38.7 m/s。
采用有限元方法对横门西特大桥的主桥结构动力特性进行分析，如表 1所示。综合比较最大双悬臂与最大单悬臂状态结构自振频率可以发现，最大单悬臂状态主梁竖弯、扭转频率均比最大双悬臂状态主梁竖弯、扭转频率低，故选择最大单悬臂状态作为关键施工阶段进行主梁节段模型试验。
表 1 大桥结构动力特性汇总
Tab. 1 Summary of bridge structural dynamic characteristics
| 结构状态 | 阶数 | 振型描述 | 频率/Hz |
| 最大双悬臂状态 | 1 | 主梁竖摆 | 0.089 4 |
| 2 | 主梁侧摆 | 0.256 5 | |
| 3 | 主梁一阶正对称侧弯 | 0.284 4 | |
| 4 | 主梁一阶正对称竖弯 | 0.398 9 | |
| 9 | 主梁一阶反对称扭转 | 0.793 1 | |
| 最大单悬臂状态 | 1 | 主梁侧摆 | 0.184 9 |
| 2 | 主梁竖摆 | 0.195 6 | |
| 3 | 主梁一阶反对称竖弯 | 0.379 6 | |
| 7 | 主梁一阶反对称扭转 | 0.667 2 | |
| 12 | 主梁一阶反对称侧弯 | 1.015 9 | |
| 成桥状态 | 4 | 主梁一阶正对称竖弯 | 0.479 3 |
| 5 | 主梁一阶反对称侧弯 | 0.548 9 | |
| 10 | 主梁一阶正对称扭转 | 0.894 5 |
2 大比例节段模型风洞试验 2.1 主梁断面原设计方案试验结果
综合考虑，确定主梁涡激振动大比例节段模型几何缩尺比为λL=1/30，模型长、宽、高分别为L=3 000 mm，B=1 440 mm，H=127 mm，长宽比为2.083，阻塞率为δ=6.35%，略大于规范规定的5.0%[1]。试验在湖南大学HD-2风洞进行，该试验段截面宽、高、长分别为：8.5，2，15 m，试验风速为0~15 m/s，紊流度小于1.0%。模型试验参数见表 2。
表 2 几何缩尺比为1/30的主梁节段模型试验参数
Tab. 2 Test parameters of main girder segment model with geometrical scale ratio of 1/30
| 参数 | 实桥值 | 缩尺 | 模型设计值 | 模型实现值 |
| 主梁等效质量meq/(kg·m―1) | 36 062 | 1/302 | 40.069 | 40.382 |
| 主梁等效质量惯性矩Imeq/(kg·m2·m―1) | 6 587 010 | 1/304 | 8.132 | 8.057 |
| 竖弯基频fb/Hz | 0.479 | 7.390 | 3.595 | 3.540 |
| 扭转基频ft/Hz | 0.895 | 7.450 | 6.709 | 6.665 |
| 扭弯频率比ε | 1.866 | 1.000 | 1.866 | 1.883 |
| 竖弯风速比λhV | — | 4.062 | — | — |
| 扭转风速比λαV | — | 4.026 | — | — |
根据《公路桥梁抗风设计规范》(JTG/T 3360-01—2018)第8.2.9条规定，主梁运营期涡激振动允许幅值分别为：
|
(1) |
|
(2) |
式中，h为主梁竖向涡激振动允许幅值；α为主梁扭转涡激振动允许幅值；fh为主梁一阶竖向频率；fα为主梁一阶扭转频率。
图 2所示为主梁原方案振动响应根方差随风速变化曲线。从图 2中可以看出，当风攻角α=0°，V=22~25 m/s时主梁发生了扭转涡激共振，不满足规范要求。风攻角α=+3°，V=36~42 m/s时发生了竖向涡激共振现象；当风攻角为α=+5°，V=33~38 m/s，V=37~40 m/s分别出现了竖向、扭转涡激共振现象，不满足规范要求。
|
| 图 2 主梁原断面响应根方差随风速变化曲线 Fig. 2 Standard deviation of original main girder section response varying with wind speed |
| |
2.2 气动控制措施结果
根据以上风洞试验结果，结合已有研究文献成果，进行主梁断面涡激振动气动控制措施研究，对应工况如表 3所示。
表 3 气动措施试验工况
Tab. 3 Aerodynamic measure test conditions
| 工况 | 措施 | 竖弯阻尼比/% | 扭转阻尼比/% |
| 1 | 1.2 m高中央稳定板 | 0.248 | 0.168 |
| 2 | 高阻尼(ξh=0.430%, ξα=0.406%) | 0.430 | 0.406 |
| 3 | 1.5 m宽水平分离板 | 0.273 | 0.193 |
| 4 | 中阻尼(ξh=0.325%，ξα=0.289%) | 0.322 | 0.275 |
| 5 | 检修车轨道内移1.2 m | 0.297 | 0.271 |
图 3所示为主梁位移响应根方差随风速变化情况。从图 3可以看出，在主梁原断面基础上增设1.2 m高中央稳定板(工况1)后，当攻角为0°，V=23~26 m/s时，主梁发生了明显的扭转涡激共振现象，振幅超过规范限值。增加结构阻尼比为ξh=0.430%，ξα=0.406%(工况2)时，主梁扭转涡激振动最大幅值在运营风速范围内满足要求。
|
| 图 3 不同工况下主梁位移响应随风速变化曲线 Fig. 3 Main girder displacement response varying with wind speed for different cases |
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综合考虑，进一步采取气动措施进行涡振控制。在主梁原方案增设1.5 m宽水平分离板(工况3)，当风攻角为α=+5°，风速为V=27~32 m/s时，主梁发生了明显的扭转涡激共振现象，最大振幅超出规范允许值；考虑到该风速已超过Vdeck=25 m/s，且现行规范仅针对―3°~+3°攻角进行涡激共振检验，故可不对+5°攻角涡激共振进行控制。值得注意的是在+3°攻角时，主梁发生了竖向涡激振动，但振幅满足规范要求，故该方案可作为一个备选方案。进一步调整阻尼比为ξh=0.325%，ξα=0.289%(工况4)，主梁未出现涡激共振现象。
考虑到内移检修车轨道是闭口流线型箱梁涡激振动控制的一个有效措施[4, 15-19]，故将检修车轨道内移120 cm，如图 4所示。图 5所示为对应的主梁涡激振动响应根方差随桥面高度处实际风速的变化曲线。由图 5可知，在桥梁运营风速范围内，在风攻角+3°出现一小幅竖向涡激振动，对应的锁定区风速为V=15~17 m/s，对应的最大振动响应根方差为0.015 m，远小于规范允许值0.059 m，满足规范要求。
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| 图 4 移动检修车轨道120 cm后主梁标准断面(单位：cm) Fig. 4 Standard section of main girder after moving inspection rails inward by 120 cm(unit: cm) |
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| 图 5 主梁位移根方差随桥面高度处风速变化(工况5) Fig. 5 Standard deviation of main girder displacement varying with wind speed at bridge deck height(Case 5) |
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综合考虑，推荐将梁底检修车轨道内移120 cm作为本桥主梁涡激振动气动控制措施最终方案。
3 常规比例节段模型风洞试验 3.1 颤振稳定性试验结果为了进一步验证最终推荐方案的颤振稳定性，并研究主梁断面涡激振动的缩尺影响，开展了1/60(几何缩尺比)的主梁节段模型测振试验[4]，对应的模型长、宽、高分别为1.8，0.72，0.063 m，长宽比为2.5。表 4所示为弹性悬挂节段模型试验参数。表 5所示为主梁节段模型颤振临界风速试验结果，由表 5可知，大桥成桥及施工期颤振稳定性均满足规范要求。
表 4 弹性悬挂主梁节段模型参数
Tab. 4 Elastic suspension main girder segment model parameters
| 试验参数 | 运营状态 | 施工阶段(最大悬臂) |
| 主梁等效质量meq/(kg·m―1) | 10.069 | 9.112 |
| 等效质量惯性矩Imeq/(kg·m―2·m―1) | 0.510 | 0.396 |
| 竖弯基频fb/Hz | 5.680 | 6.006 |
| 扭转基频ft/Hz | 10.715 | 10.131 |
| 扭弯频率比ε | 1.886 | 1.687 |
| 竖弯阻尼比ζb/% | 0.303 | 0.318 |
| 扭转阻尼比ζt/% | 0.283 | 0.278 |
| 竖弯风速比λhV | 5.060 | 3.790 |
| 扭转风速比λαV | 5.010 | 3.950 |
表 5 主桥结构颤振临界风速试验结果
Tab. 5 Test result of bridge structure flutter critical wind speed
| 状态 | 攻角/(°) | 颤振临界风速Vcr/(m·s―1) | 检验风速[Vcr]/(m·s―1) |
| 成桥状态 | +5 | ＞75.0 | 62.8 |
| +3 | ＞75.0 | ||
| 0 | ＞75.0 | ||
| ―3 | ＞75.0 | ||
| ―5 | ＞75.0 | ||
| 最大单悬臂状态 | +5 | ＞70.0 | 57.6 |
| +3 | ＞70.0 | ||
| 0 | ＞70.0 | ||
| ―3 | ＞70.0 | ||
| ―5 | ＞70.0 |
3.2 主梁涡振性能尺寸效应
分别针对风攻角为α=0°, α=+3°及α=+5°进行了主梁不同几何缩尺比节段模型试验研究，以研究主梁断面涡激振动响应缩尺效应，试验结果如图 6所示。由图 6可知，在相同阻尼比条件下，不同缩尺比对应的主梁节段模型涡激共振响应风速锁定区存在差异，且1/60几何缩尺比对应的主梁涡激共振振幅比1/30缩尺比模型所得到的涡激共振振幅要大。该试验结果与文献[21]结论一致。
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| 图 6 不同几何缩尺比主梁涡激振动响应根方差随风速变化 Fig. 6 Standard deviation of main girder VIV response with different geometric scale ratios varying with wind speed |
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4 结论
通过对某独塔大跨度闭口流线型箱梁主梁节段模型抗风性能试验研究，得到以下主要研究结论。
(1) 横门西大桥主梁原断面成桥状态存在涡激共振现象，将梁底两侧检修车轨道向内移动120 cm可有效抑制主梁断面扭转涡激共振响应。
(2) 主桥结构成桥状态、最不利施工阶段颤振临界风速分别大于75 m/s和70 m/s，大桥颤振稳定性满足规范要求。
(3) 闭口流线型钢箱梁断面涡激振动存在较为显著的缩尺效应，常规比例主梁节段模型涡激共振振幅总体大于大比例主梁节段模型涡激共振振幅。
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