钢箱叠合梁独塔斜拉桥抗风性能研究

王明志 李昊洋 汤朝阳 曹凌宇

摘要：为了研究钢箱叠合梁独塔斜拉桥的抗风性能，以国外某主跨200 m的独塔斜拉桥为背景，通过1∶50节段模型风洞试验，测试了该叠合梁断面成桥态和施工态下的静力三分力系数和均匀流下的涡振响应。试验结果表明：均匀流和紊流下的三分力系数随攻角的变化规律一致，但在数值上存在差异，2种流场中施工态、成桥态下的力矩系数和成桥态下的升力系数吻合度较高，阻力系数均表现为均匀流下的高于紊流;涡振试验结果显示，该断面的竖向涡振性能优于扭转涡振性能，竖向涡振振幅均小于规范限值，部分攻角下的扭转涡振振幅超出规范限值，通过适当增加阻尼比能够完全抑制涡振。

[作者简介]王明志（1995—），男，硕士，研究方向为桥梁抗风。

斜拉桥因跨越能力大、结构受力合理等优点而备受工程师们青睐，据统计，目前世界上已建成的斜拉桥数量约为600座，其中独塔斜拉桥约占了1/6～1/4[1-2]。然而，大跨度桥梁由于质量轻、刚度小、阻尼小，对风的作用也更加敏感，主梁断面的抗风性能成为桥梁设计中的关键因素[3-4]。

叠合梁能够充分发挥钢材和混凝土各自的优势，具有受力性能好、承载力高、刚度大等优点，已广泛运用于中等跨度桥梁的建设。目前，许多学者针对叠合梁的抗风性能展开了研究。段青松等[5]研究了边箱叠合梁的涡振性能，发现主梁断面仅在正攻角下发生涡振，通过增加阻尼和间隔封闭人行道栏杆能够较好地抑制涡振;董佳慧等[6]研究了边箱钢混叠合梁的颤振形态，并对比了中央稳定板、裙板、導流板等气动措施的制振效果，发现导流板与裙板组合能够显著提高断面的颤振临界风速;李明等[7]研究了不同风向角下非对称Π型叠合梁的气动性能，结果表明，非对称人行道对叠合梁的涡振性能影响显著，人行道板的存在改变了来流的分离与再附着，从而影响主梁的涡振性能，另外，人行道板还能为断面提供一定的扭转正阻尼，从而提高主梁的颤振临界风速;张天翼等[8]采用1∶60节段模型风洞试验对比了常见气动措施对双箱叠合梁涡振的控制效果，发现将制振效果较差的三角形风嘴和封闭栏杆组合能够取得很好的制振效果;邓斌等[9]对比了3组Π型梁断面的静风稳定和颤振稳定，发现3组断面的抗风性能均满足要求，且叠合梁的颤振临界风速低于钢箱梁;胡旭辉等[10]通过CQC方法计算了某工字形组合梁最大单悬臂状态的抖振响应，并提出了一种减小施工期抖振振幅的制振措施;战庆亮等[11]以4座采用钢混叠合梁开口断面的桥梁为背景，研究了该类断面的颤振性能和涡振性能，并发现增设风嘴能够有效抑制断面的颤振及涡振，且增大风嘴尺寸多涡振抑制更有效;Daito等[12]研究了Π型叠合梁和边箱叠合梁的主纵梁间距对叠合梁断面涡振性能的影响。

目前的研究主要针对双边主梁钢混叠合梁断面，而对钢箱叠合梁的研究较少。本文在前人研究的基础上，以国外某主跨200 m的钢箱叠合梁独塔斜拉桥为背景，对钢箱叠合梁的抗风性能展开研究，研究成果可为同类桥梁的抗风性能提供一定的参考。

1 工程概况

该桥全长630 m，跨径布置为（24+38+53+3×65+200+2×60）m，如图1所示。其中主跨200 m部分采用非对称独塔斜拉桥方式布置，主塔高108.6 m，为人字形空间异形塔，如图2所示。主梁断面采用钢箱叠合梁，钢箱梁高3 m，混凝土板厚0.25 m，桥面宽25.7 m，采用双向四车道，拉索采用单索面形式布置，如图3所示。

2 试验内容

试验在西南交通大学XNJD-1工业风洞第二试验段进行，该试验段截面尺寸为2.4 m×2.0 m×16.0 m（宽×高×长），试验风速范围为0.5～45.0 m/s，均匀流场的紊流度小于1.0 %，该试验段有专门进行静力试验和动力试验的装置。节段模型缩尺比取1∶50，模型的长、宽、高分别为2.095 m、0.574 m、0.065 m。主梁模型采用优质木材制成，人行道栏杆、防撞护栏和排水槽等附属设施采用工程塑料板雕刻而成，以保证模型的精度。动力测试的节段模型由8根弹簧悬挂于支架上，使其能产生竖向和扭转二自由度运动，试验支架置于洞壁外，以免干扰流场[13]。静力测试节段模型安装在三分力测试天平上，为了保证二元流动，在主梁模型两端设置端板，并将测力系统置于洞壁外，以免干扰流场。节段模型试验内容如表1所示。

3 静力三分力系数

三分力系数是描述静风荷载的一组无量纲参数，它反映了风对结构的定常作用。静力三分力的表示按照所取坐标系的不同可分为风轴坐标系和体轴坐标系，如图4所示。

风轴坐标系下的主梁断面的三分力系数表达式：

式中：α为来流攻角;1/2ρU2为来流动压;FD（α）、FL（α）、MT（α）分别为α攻角下风轴坐标系下的阻力、升力和力矩;H、B、L分别为节段模型的高度、宽度和长度。

试验在均匀流（紊流强度小于0.5 %）和紊流（紊流强度为5.5 %）中进行，试验风速分别为10 m/s、15 m/s和17 m/s，并取3种风速下三分力系数的平均值作为最终结果。风洞试验照片如图5所示，成桥态和施工态静力三分力系数随攻角的变化曲线如图6所示。

试验结果表明，均匀流和紊流下的三分力系数随攻角的变化规律一致。在成桥态和施工态中，力矩系数在两种流场下的试验结果能够很好地吻合，阻力系数均表现为均匀流下的试验结果高于紊流下。成桥态下两种流场中的升力系数试验结果吻合度较高，而施工态下的存在差异，具体表现为当风攻角α≤2°时，紊流下的升力系数大于均匀流，而当风攻角α>2°时，紊流下的升力系数小于均匀流。

4 涡振响应

涡激振动虽然不会对桥梁结构造成毁灭性破坏，但过大的振幅会降低桥梁的舒适性，引起构件的疲劳破坏。因此，规范对涡振的振幅进行了限定[14]。

竖向涡振振幅应满足：

扭转涡振振幅应满足：

式中：hV、θt分别为竖向涡振振幅（mm）和扭转涡振振幅（°）;γV为涡激共振分项系数;fV、ft分别为竖向振动频率和扭转振动频率（Hz）;B为主梁宽度。

节段模型缩尺比为1∶50，涡振试验在在均匀流下进行，试验攻角为0°，±3°和±5°。节段模型主要试验参数如表2所示，试验照片如图7所示，涡振试验结果如图8和图9所示。

成桥态下的竖向涡振性能较好，而扭转涡振性能较差。竖向涡振振幅远小于规范限值，0°和+3°风攻角下发生了振幅较小的竖向涡振，竖向最大振幅仅20.03 mm，锁定风速为31.9 m/s。扭转涡振在25 m/s风速范围内的涡振振幅小于规范限值，+3°风攻角下的扭转涡振振幅达0.14°，锁定风速为33.9 m/s，超过规范限值，但由于该风速下桥梁已处于关闭状态，因此可适当降低舒适度要求。

施工态下的涡振性能与成桥态基本一致。5个攻角下的竖向涡振振幅均远小于规范限值，在-5°、-3°和+3°风攻角下发生了振幅较小的竖向涡振，竖向最大振幅发生在+3°风攻角下，最大振幅为17.27 mm，锁定风速为17.4 m/s。-3°和+3°风攻角下发生了明显的扭转涡振，且2个攻角下均产生了2个涡振区间，第一涡振区间位于12～22 m/s风速范围内，第二涡振区间位于25～32 m/s风速范围内。扭转涡振的最大振幅为0.19°，锁定风速为29.5 m/s，最大振幅超过规范限值72.7 %。

由于成桥态和施工态下主梁的扭转涡振振幅超过规范限值，将阻尼比增加至ξh=0.48，ξa=0.42后，成桥态和施工态的涡激振动完全消失。

5 结论

（1）均匀流和紊流下的三分力系数随攻角的变化规律一致，但部分数值存在差异。在均匀流和紊流两种流场下，成桥态和施工态下的力矩系数高度吻合;升力系数在成桥态下的吻合度高于施工态;阻力系数在成桥态和施工态下均表现为均匀流下的结果高于紊流下。

（2）该断面的竖向涡振性能优于扭转涡振性能，竖向涡振振幅均满足规范要求，竖向最大振幅仅20 mm，部分扭转涡振振幅超出规范限值，扭转最大振幅达0.19°，超出限值73 %。

（3）增加阻尼比至ξh=0.48，ξa=0.42后，主梁的涡激振动完全消失。

参考文献

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[14] 公路桥梁抗风设计规范： JTG/T 3360-01-2018[S].