山区峡谷大跨钢桁梁桥抗风特性试验研究

王 凯，廖海黎，刘 君

（西南交通大学 风工程试验研究中心，成都 610031）

迄今国内外关于桥梁抗风设计的研究，往往是围绕宽阔的场地诸如平原、沿海地区的大跨径桥梁进行，关于山区峡谷的大跨径桥梁，特别是钢桁梁桥的抗风问题研究还不成熟［1］。由于山地地形起伏影响，气流可能呈波浪状，自然风的非平稳特性将对桥梁结构产生非常不利影响。由于观测资料匮乏和规范的局限性，如果按照常规的方法得出的设计风速，进而按照这些风速参数进行抗风检验，有可能得出不安全的结果。本文以两座山区大跨度钢桁梁桥（坝陵河大桥和抵母河大桥）为例，研究山区峡谷桥位风环境的特殊性、大跨钢桁梁桥可能出现的风致振动及针对山区钢桁梁桥所提出的控制颤振的措施［2］。

图1 坝陵河大桥桥型布置图Fig．1 Arrangement of baling river bridge

坝陵河大桥和抵母河大桥是两座大型钢桁梁悬索桥。两座大桥均跨越大峡谷，峡谷两岸地势陡峭，地形变化急剧，起伏很大，河谷深达几百米，两座桥同处喀斯特地貌，桥位区气象条件相近，都为典型的山区峡谷风。坝陵河大桥为主跨1 088 m的钢桁梁悬索桥，主梁宽28 m，高10 m（图1）。抵母河大桥为主跨538 m的钢桁梁悬索桥，主梁宽27 m，由梁高4．5 m的钢桁梁及铺在其上的0．8 m高的正交异性板组成（图2）。由于两座大桥跨度大、结构自振频率低，对风的作用特别敏感，颤振稳定性成为桥梁设计的关键问题，也是我国西部山区复杂风环境下桥梁抗风稳定性的典型问题。

图2 抵母河大桥桥型布置图Fig．2 Arrangement of dimu river bridge

1 桥位风参数

两座桥梁桥址处为西南山区典型的峡谷地貌，桥梁两岸为悬崖峭壁，自然风经峡谷的狭管效应放大和缩小、反转和折回后，将产生众多涡旋，从而变得极为复杂。为了准确把握桥址处的实际风环境，针对坝陵河大桥，通过现场实测（图3）、CFD数值模拟计算（图4）及桥位区地形试验（图5），确定了坝陵河大桥的设计基准风速为24．90 m／s。

抵母河大桥根据从《公路桥梁抗风设计规范》中查出桥位200 km范围内十个地区的最大风速和对应的百年风速，应用统计学中Gumbel Type I极值分布计算得到桥位处基本风速［3］为 26．92 m／s。

图3 观测塔架现场Fig．3 Observation tower at the bridge site

图4 计算区域地形三维视图Fig．4 Calculation area 3d view

图5 风洞中的地形模型Fig．5 Terrain model in wind tunnel

由于大桥位于山区峡谷，桥面高度处设计基准风速的确定还需要考虑山区峡谷的影响，即山区峡谷对基本风速的修正。假设大桥桥址处“虚拟”标准气象站的基本风速为峡谷进口风速，对于建于峡谷处的桥梁，可以借用以下经验关系式获得设计基准风速［4］：

式中：ud为建于峡谷上口处桥梁的设计基准风速；u10为桥位虚拟气象站的基本风速，即设为峡谷进口风速；H为峡谷深度，当桥梁建于峡谷上口处，可取桥面至峡谷下底面的高度；B1为峡谷上口处宽度，一般为桥梁桥面长度；B2为峡谷下底面宽度；κ为山谷效应修正系数。由式（1）计算出抵母河大桥设计基准风速为34．80 m／s。

2 节段模型风洞试验

2.1 静力试验

静力三分力系数是表征结构断面在平均风作用下受力大小的无量纲系数，它反映了风对桥梁的定常气动作用。目前随着理论发展和计算机技术进步，人们很多时候采用CFD技术计算某些断面的三分力系数，但是对于桁架主梁，计算结果往往与实际存在明显差距，因此对于桁架主梁，风洞试验仍然是必须的。风轴坐标系下的静力三分力系数按下式定义：

坝陵河大桥主梁每个节间10．8 m，考虑到模型每个桁架节间长度，模型采用1∶47．5几何缩尺比，抵母河大桥主梁每个节间7 m，模型采用1∶50几何缩尺比。图6和图7分别为坝陵河大桥和抵母河大桥钢桁架主梁断面。

图6 坝陵河大桥主梁断面Main beam cross section of baling river bridge

试验在均匀流条件下进行，试验攻角为：α＝－12°～＋12°，Δα＝1°。对坝陵河大桥主梁和抵母河大桥主梁标准梁段在成桥状态时进行试验，测试风速为15 m／s，主梁成桥状态试验结果如图8和图9所示。

图7 抵母河大桥主梁断面Fig．7 Main beam cross section of dimu river bridge

图8 坝陵河大桥主梁三分力系数Fig．8 Curves of three component force coefficients of baling river bridge

2.2 动力试验

动力节段模型是用弹簧（模拟桥梁其余部分对主梁节段的弹性约束作用）将节段模型悬挂在风洞中进行试验，弹簧常数由相似条件决定。试验可以检验桥梁主梁在不同攻角下发生颤振的临界风速和是否发生涡激振动，及涡激振动的发振风速、振幅以及主梁截面的斯脱罗哈数，从而对主梁的颤振和涡振性能做出评价［5－6］。

试验在均匀流中进行，取阻尼比为0．5%，考虑到峡谷对来流攻角的影响，分别进行了 －3°、－2°、－1°0°、＋1°、＋2°、＋3°五种攻角情况下的试验（图10和图11）。两座桥梁都没有发现竖向和扭转涡激振动。两座桥梁的颤振风速见表1，从表中可以看出坝陵河大桥主梁在－2°和－3°攻角下，颤振临界风速小于颤振检验风速，在0°攻角下的富余量很小，主梁断面需要进行优化试验；抵母河大桥主梁在＋3°攻角下，颤振临界风速小于颤振检验风速，不满足桥梁设计要求。因此需要对两座大桥的主梁进行气动优化试验。

图10 坝陵河大桥节段模型Fig．10 Section model of baling river bridge

图11 抵母河大桥节段模型Fig．11 Section model of dimu river bridge

表1 桥梁颤振临界风速Tab．1 Flutter critical wind speed of the two bridges

3 主梁气动优化试验研究

依据节段模型试验结果，坝陵河大桥主梁和抵母河大桥主梁在部分攻角范围内，颤振临界风速小于颤振检验风速。为了使大桥在山区特定条件下的颤振特性满足设计要求，避免因风致颤振引起的桥梁破坏事件发生，需要利用风洞试验对两座大桥主梁的气动外形进行一系列的风洞试验研究。

3.1 坝陵河大桥主梁气动优化

针对坝陵河大桥，进行了单层翼板（图12）和双层翼板（图13）加劲梁节段模型两种方案的试验研究，两种翼板都是按照图中截面，沿桥梁纵向通长布置。试验中还把桥面开槽封住的断面进行了颤振试验，和桥面开槽与气动翼板组合的气动控制措施进行对比。双层翼板通过下检修道上的立柱支承，由ABS板打磨而成，截面为长轴23．3 mm，短轴2．5 mm的椭圆形。部分试验结果如表2所示。

图12 带单层翼板的桁架梁断面Fig．12 Truss beam section with single wing plate

图13 带双层翼板的桁架梁断面Fig．13 Truss beam section with double wing plate

表2 双层翼板与桥面开槽组合断面颤振临界风速Tab．2 Flutter divergence wind speed when unsealed groove and double aerodynamic wing plate have worked together

通过一系列节段模型风洞试验研究可知，在桥面开槽的桁架梁断面上设置不同形式的气动翼板对颤振稳定性的影响差别很大。气动翼板的颤振控制效果比较明显，且受风攻角和翼板层数影响比较大。单层翼板在合适的位置可使最低颤振临界风速提高15%。双层翼板在0°风攻角效果比较好，最高可使原开槽断面临界风速提高48%，且翼板的安装位置对气动翼板的颤振控制效果有影响。

表3 气动优化方案Tab．3 Aerodynamic optimization programs

3.2 抵母河大桥主梁气动优化

为选择出最优方案，试验中选择最不利攻角＋3°进行优化试验，桥梁断面的优化方案（表3中图示的红色部分）及结果如表3（表中数据均换算到实桥）所示［7－9］。

从表3可知，通过一系列优化节段试验［10－12］，各方案对提高主梁的颤振发散风速都有一定作用，但是效果各不相同，结果如下：

（1）只设置水平导流板、只全封闭桥面中央开槽或者只格栅封闭桥面中央开槽，主梁的颤振发散风速对比原主梁断面只提高了2～3 m／s，对主梁的气动性能基本没有提高，且水平导流板的设置使桥梁的美观性受到很大影响。

（2）全封闭桥面中央开槽，且设置0．55 m或1．1 m两种高度的上中央稳定板，主梁的颤振发散风速有了一定提高，中央稳定板越高，颤振发散风速越高，但是都低于颤振检验风速，上中央稳定板的设置也对桥梁的美观影响很大。

图14 抵母河大桥桥面封槽板平面示意图 ／mmFig．14 Use grille seal the groove of main beam of dimu river bridge

图15 抵母河大桥中央稳定板设置示意图Fig．15 Center stabilized plate of dimu river bridge

（3）全封闭桥面中央开槽，且设置1 m或1．5 m或1．75 m或2 m四种高度的间断式下中央稳定板，主梁的颤振发散风速都有提高，当中央稳定板低于1．75 m时，颤振发散风速随着中央稳定板高度的增加而增加，但是当中央稳定板高于1．75 m以后，主梁的颤振发散风速不再增加，因此在全封闭桥面中央开槽时，中央下稳定板最高设置为1．75 m，此时颤振发散风速为63 m／s，但是中央稳定板设置太高，既浪费材料又给施工安装增加了难度，还影响桥梁美观。

（4）格栅封闭桥面中央开槽，设置1 m高度的间断式下中央稳定板，通过几个方案的试验，当格栅透风率为50%，格栅间断设置，中央稳定板的上缘紧贴主桁上横梁上表面时，主梁的颤振发散风速为64 m／s，这样的方案，在封闭桥面中央开槽处和中央稳定板设置处都节省了材料，且稳定板高度也降低到1 m，减少了主梁的风荷载，也便于施工安装。

综合以上分析，抵母河大桥采用以下优化措施：格栅式封闭原主梁的中央开槽、设置下中央稳定板。格栅采用50%的透风率（图9）；中央稳定板高1 m，稳定板上缘紧贴主桁上横梁上表面，稳定板间断布置，在桁架梁上横梁处断开（图10）。

4 结 论

通过对坝陵河大桥和抵母河大桥风参数的选取、节段模型风洞试验及抑振措施试验研究，得到以下结论：

（1）桥梁的设计基准风速可以通过现场实测、CFD数值模拟计算、桥位区地形试验或数学统计分析等方法确定。

（2）不同的桁架主梁，即使主梁宽度接近，主梁气动力也相差很远，且桁架主梁的气动力最好通过风洞试验获得。

（3）对于山区大跨度钢桁梁悬索桥，颤振稳定性成为桥梁设计的控制因素，主梁的颤振稳定性一般满足不了设计要求，一般需要进行气动外形优化。

（4）设置气动翼板或中央稳定板，都有助于提高主梁颤振发散风速，气动翼板和中央稳定板安装的位置、高度等对颤振发散风速影响较大，需通过试验确定气动翼板和中央稳定板安装的位置、高度和是否通长设置等参数。

［1］中华人民共和国交通部．JTG／D60—2004公路桥涵设计通用规范［S］．北京：中国交通出版社，2004．

［2］中华人民共和国交通部．JTG／T D60—01—2004公路桥梁抗风设计规范［S］．北京：中国交通出版社，2004．

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