钢桁梁颤振气动优化措施攻角效应及分离式改善*

陈星宇 汪斌 李永乐 廖海黎 陈科宇

(西南交通大学 桥梁工程系，四川 成都 610031)

钢桁梁颤振气动优化措施攻角效应及分离式改善*

陈星宇 汪斌†李永乐 廖海黎 陈科宇

(西南交通大学 桥梁工程系，四川 成都 610031)

钢桁梁是建造大跨悬索桥的常用主梁结构形式，其颤振稳定性较差，通常需要采用气动优化措施提高颤振临界风速.文中以某大跨度钢桁架悬索桥为工程背景，通过节段模型风洞试验测试颤振临界风速，探讨了中央稳定板、水平稳定板及上平联下侧稳定板等常规气动措施对该钢桁梁颤振临界风速的影响，发现常规气动措施对颤振临界风速的影响具有攻角效应.提出采用分离式的气动措施，包括分离式水平稳定板、格栅式水平稳定板、分离式上平联下侧稳定板.此类措施在一定程度上可以改善攻角效应，提高钢桁梁颤振临界风速.

钢桁梁；颤振；优化措施；攻角效应；分离式改善

大跨度悬索桥结构轻柔，对风的作用敏感，具有在高风速下发生颤振而出现动力失稳的可能性.因此，抗风性能尤其是颤振性能往往是控制大跨度悬索桥梁设计的关键性因素之一.钢桁梁透风率高且便于运输和施工，成为修建大跨度悬索桥的主要主梁形式.已有研究表明，钢桁梁气动稳定性普遍逊于钢箱梁[1]，所以桁架梁悬索桥的颤振稳定性能需要得到特别注意.

在大跨度钢桁梁悬索桥的设计过程中，通常采用气动优化措施提高颤振临界风速以达到改善桥梁颤振性能的目的.文献[2-4]中均对明石海峡大桥的颤振稳定性进行了研究，发现设置中央下稳定板能有效提高颤振临界风速.李春光、陈政清等[5-6]研究了湖南矮寨大桥的颤振稳定性，发现封闭中央槽口并设置中央稳定板能够显著提高颤振临界风速.徐洪涛等[7]研究发现，设置裙板和气动翼板能够改善钢桁架悬索桥的颤振稳定性.李加武等[8]研究了水平稳定板对刘家峡大桥颤振稳定性的影响.徐昕宇等[9]分析了风嘴和栏杆对钢箱桁悬索桥的颤振临界风速的影响.王凯等[10]指出，设置气动翼板或中央稳定板有助于提高主梁颤振发散风速.参考既有的大跨度钢桁梁桥颤振研究成果[11-14]，同时归纳实验室以往经验，可知钢桁梁颤振气动优化常规措施主要有设置风嘴、栏杆、中央稳定板、水平稳定板等.

文中以某大跨度钢桁架悬索桥为工程背景，通过节段模型风洞试验，对比研究了中央稳定板、水平稳定板等常规气动措施对颤振临界风速的影响.针对所研究的钢桁架主梁，发现常规气动措施对颤振临界风速的影响具有攻角效应，提出采用分离式的气动措施从一定程度上改善攻角效应，从而提高颤振临界风速.

1 节段模型颤振风洞试验

1.1 工程背景及钢桁梁形式

某大跨度悬索桥全长1 720 m，主跨1 386 m，总体布置如图1所示.

图1 某大跨钢桁架悬索桥总体布置(单位：mm)Fig.1 General layout of a steel truss suspension bridge(Unit:mm)

全桥设置两根主缆，主缆中心距27 m，矢高135 m，矢跨比1/10.3.其正对称竖弯基频为0.132 9 Hz，反对称竖弯基频为0.086 3 Hz，正对称扭转基频为0.259 4 Hz，反对称扭转基频为0.253 8 Hz.该桥址区-3°、0°、+3° 3种来流风攻角下的颤振检验风速分别为63.9、59.2、53.9 m/s.《公路桥梁抗风设计规范》[15]推荐采用Van der Put平板颤振理论计算，结果表明该桥的颤振状态由正对称竖弯基频和正对称扭转基频控制.该桥主梁采用钢桁架形式，主桁宽27 m、高8.8 m.桥面与钢桁架分离，桥面系采用正交异性钢桥面板，主梁断面如图2所示.

图2 钢桁梁横断面图(单位：mm)Fig.2 Cross section of the steel truss beam(Unit:mm)

1.2 节段模型及试验参数

节段模型颤振风洞试验在西南交通大学XNJD-1工业风洞中进行，试验段断面为2.4 m×2.0 m(宽×高).根据阻塞比要求，钢桁梁节段模型的几何缩尺比选为1∶42.节段模型的几何外形按照该缩尺比进行制作，以此保证节段模型气动特性与原钢桁梁相似.制作好的节段模型如图3所示.

按照几何缩尺比，风洞试验中需要满足的模型及动力参数如表1所示.因颤振失稳以扭转失稳为主，通常节段模型颤振风洞试验中优先满足扭转阻尼比.试验中扭转阻尼比为0.484%，竖弯阻尼比为0.282%.试验风速与实桥风速之比为1∶4，实现的模型及动力参数也列入到表1中，试验能很好的满足节段模型颤振试验所需要的几何、质量、惯性相似条件.

图3 钢桁梁节段模型Fig.3 Section model of the steel truss beam

1.3 原始模型颤振临界风速

对未采取气动优化措施的原始节段模型进行测试，逐级增加试验风速，确定模型颤振失稳临界风速.试验得到原始模型在-3°、0°、+3° 3种风攻角情况下的颤振临界风速分别为28.8、31.6、72.4 m/s.与颤振检验风速相比，仅+3°攻角时颤振临界风速大于颤振检验风速，在-3°和0°时钢桁梁的颤振临界风速远小于颤振检验风速.因此，对该钢桁梁进行颤振性能优化以提升其颤振临界风速十分必要.

表1 节段模型试验参数Table 1 Parameters of the sectional model test

2 常规措施气动优化

该钢桁梁在多个风攻角下的颤振临界风速远远小于颤振检验风速，为了大幅提高该钢桁梁在各攻角下的颤振临界风速，采用了多种常规气动优化措施，包括桥面封槽(A)、中央上稳定板(B)、中央下稳定板(C)、水平稳定板(D)以及上平联下侧稳定板(E)，各措施的布置示意如图4所示，具体措施及编号如表2所示.

2.1 中央封槽

分离式桥面板间的槽口开口宽度对大跨度桥梁的气动稳定性有一定影响，但这一影响对各个桥的作用尚不明确[5,16].文中进行了桥面板中央开槽与封槽的对比试验，试验得到的颤振临界风速如表3所示，中央封槽略提高了-3°和0°攻角的颤振临界风速，但是大幅降低了+3°攻角的颤振临界风速.

图4 常规气动措施布置示意图(单位：mm)Fig.4 Schematic diagram of general aerodynamic measurements(Unit:mm)

表2 常规气动措施Table 2 General aerodynamic measurements

表3 桥面封槽颤振临界风速Table 3 Flutter critical wind speed with enclosed deck

2.2 中央上稳定板

桁架梁研究[6]表明，设置适当高度的中央上稳定板可提高颤振发生时竖弯自由度的参与程度和扭弯耦合程度，使得颤振形态由单自由度扭转振动向弯扭耦合振动转移，从而提高颤振临界风速.文中进行了两种不同高度的中央上稳定板试验，颤振临界风速结果如表4所示.中央上稳定板安装在桥面中央，需要首先进行桥面封槽.与桥面封槽相比，1h中央上稳定板对0°和+3°攻角的颤振临界风速的提高效果明显(h为防撞栏杆高度)，但对-3°攻角的颤振临界风速提高不明显.由0°攻角的颤振临界风速可知，1h中央上稳定板对颤振临界风速的提高优于1.5h中央上稳定板.

表4 中央上稳定板颤振临界风速Table 4 Flutter critical wind speed with upper central stabilizer

2.3 中央下稳定板

中央下稳定板与中央上稳定板在同一平面内，设置在桥面板下方，位于桁架内部，设置适当高度的中央下稳定板能提高桥梁的颤振性能[17].文中选取了2h的中央下稳定板，颤振临界风速如表5所示.类似于中央上稳定板，中央下稳定板显著提高了0°和+3°攻角的颤振临界风速.但是，中央下稳定板对-3°攻角的颤振临界风速没有提升作用.

表5 中央下稳定板颤振临界风速Table 5 Flutter critical wind speed with lower central stabilizer

2.4 水平稳定板

水平稳定板设置于桁架两侧，与上弦杆上缘等高.文献[10]表明，水平稳定板对钢桁梁桥的颤振性能有一定提升.文中设置了2.1h宽度的水平稳定板，风洞试验颤振临界风速见表6.水平稳定板对-3°攻角的颤振临界风速提升很大，但明显降低了+3°攻角的颤振临界风速.

表6 水平稳定板颤振临界风速Table 6 Flutter critical wind speed with horizontal stabilizer

2.5 上平联下侧稳定板

上平联下侧稳定板设置在上平联杆件的下方，沿桥梁中心线对称布置，位于桁架内部.上平联下侧稳定板设置位置如图5所示.文中选取了两种不同高度的上平联下侧稳定板，颤振临界风速如表7所示.1h上平联下侧稳定板对颤振稳定性的提升效果不明显，反而降低了+3°攻角的颤振临界风速.高度为2h的上平联下侧稳定板对该桥梁的颤振稳定性有较好的改善作用，大幅增大了-3°和0°攻角的颤振临界风速，但仍然降低了+3°攻角的颤振临界风速.

图5 上平联下侧稳定板示意Fig.5 Stabilizer under the top lateral bracing

表7 上平联下侧稳定板颤振临界风速Table 7 Flutter critical wind speed with stabilizers under the top lateral bracing

2.6 常规措施攻角效应

各项措施分别对该钢桁梁颤振临界风速的影响如表8所示.由表8可知，这些气动优化措施具有明显的攻角效应.中央上稳定板、中央下稳定板明显提高0°和+3°攻角颤振临界风速，但对-3°攻角颤振临界风速没有提升作用.水平稳定板、上平联下侧稳定板对-3°攻角的颤振临界风速提升很大，但明显降低了+3°攻角的颤振临界风速.

表8 各项措施对颤振临界风速的影响Table 8 Influences of measures on flutter critical wind speed

3 常规措施组合

由表8可知，中央上稳定板、中央下稳定板、水平稳定板对不同攻角颤振临界风速的影响不同，将其相互组合可能具有互补的效果.不同组合状态下的颤振临界风速如表9所示，单独加中央上稳定板的情况也列入表9中进行对比说明.相比于单独加中央上稳定板，2h中央下稳定板配合h中央上稳定板对-3°攻角的颤振临界风速一定提升，但同时降低了+3°攻角的颤振临界风速.水平稳定板的加入使得-3°攻角的颤振临界风速有较大提升，但是明显降低了+3°攻角颤振临界风速.

表9 组合措施颤振临界风速Table 9 Flutter critical wind speed with composite measures

4 分离式优化措施

由表9，对于中央上稳定板、中央下稳定板、与水平稳定板的组合状态，继续增大水平稳定板尺寸可能综合提高不同风攻角下的颤振临界风速.但是综合考虑施工可行性、美观性等因素，无限制地增大水平稳定板尺寸具有一定难度.以水平稳定板和上平联下侧稳定板为参考，本节中提出采用3种分离形式的优化措施来进行颤振性能改善.分离形式表示优化后的附加构件与原有构件之间存有缝隙.

4.1 分离式水平稳定板

分离式水平稳定板是将原有紧贴上弦杆的水平稳定板向外侧移动，使得稳定板与上弦杆之间有透风空间.文中选定了宽度2.1h的水平稳定板，稳定板与上弦杆分离间距分别为1.168h(表示为措施编号F1)与1.752h(表示为措施编号F2).颤振临界风速如表10所示，与水平稳定板相比，分离式水平稳定板显著提升了-3°和0°的颤振临界风速，且随着外移距离的增大，分离式水平稳定板能小幅度提升+3°的颤振临界风速.

表10 分离式水平稳定板颤振临界风速Table 10 Flutter critical wind speed with isolated horizontal stabilizer

4.2 格栅式水平稳定板

文中提出一种新的气动优化措施，命名为格栅式水平稳定板(措施编号为G，如图6中所示).格栅式水平稳定板由5块条形板组成，条形板宽0.292h，两条形板间距0.292h，最里侧条形板与上弦杆分离间距也为0.292h，颤振临界风速如表10所示.由表可知，与水平稳定板相比，格栅式水平稳定板显著提升了各攻角的颤振临界风速，-3°、0°、+3°攻角下的颤振临界风速均大于颤振检验风速，并且有足够的安全储备，满足颤振稳定性要求.

图6 格栅式水平稳定板示意图Fig.6 Grating horizontal stabilizer

4.3 分离式上平联下侧稳定板

分离式上平联下侧稳定板是将上平联下侧稳定板与上平联相分离，其设置位置如图7所示.为考察稳定板的不同高度及不同分离距离对该钢桁梁颤振稳定性的影响，文中进行了多种优化比较.具体措施分别为：高度为1.4h，分离间距2.324h稳定板(措施编号为H1)；高度为1.4h，分离间距1.148h稳定板(措施编号为H2)；高度为1.4h，距上横梁下缘0.56h(措施编号为H3)；高度为0.93h，距上横梁下缘0.56h(措施编号为H4)；高度为0.58h，距上横梁下缘0.56h(措施编号为H5).不同措施下颤振临界风速风洞试验结果如表11所示，分离式上平联下侧稳定板的使用整体上大幅提高了-3°颤振临界风速，降低了+3°颤振临界风速.随着分离间距的减小，+3°的颤振临界风速逐渐提高.随着分稳定板高度的减小，+3°颤振临界风速逐渐增大.通过选择合适的高度与分离间距，可以满足颤振稳定性要求.

图7 分离式上平联下侧稳定板示意图Fig.7 Isolated stabilizer under the top lateral bracing

表11 分离式上平联下侧稳定板颤振临界风速Table 11 Flutter critical wind speed with isolated stabilizer under the top lateral bracing

5 结论

①常规的颤振气动优化措施具有明显的攻角效应.中央封槽对-3°和0°攻角的颤振临界风速略有提高，但会大幅降低+3°攻角的颤振临界风速.上平联下侧稳定板降低了+3°攻角的颤振临界风速.中央上稳定板、中央下稳定板明显提高0°和+3°攻角颤振临界风速，但对-3°攻角颤振临界风速没有提升作用.水平稳定板对-3°攻角的颤振临界风速提升很大，但会降低+3°攻角的颤振临界风速.

②不同气动措施的攻角效应不同，对不同攻角颤振临界风速影响也不同，将其相互组合可能具有优劣互补的效果.在常规组合气动措施的基础上，设置分离式改善措施可以一定程度地改善攻角效应，从而提高钢桁梁在多个攻角下的颤振临界风速.

③分离式水平稳定板显著提升了钢桁梁负攻角的颤振临界风速，且外移距离增大到一定值后继续增大能小幅度提升正攻角的颤振临界风速.将格栅式水平稳定板与中央上、下稳定板组合后，钢桁梁各攻角的颤振临界风速得到显著提升，具有足够的安全储备.

④选择合适的高度与间距的分离式上平联下侧稳定板能够提高钢桁梁颤振临界风速，满足颤振稳定性的要求.

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s:Supported by the National Science Fundation for Distinguished Young Scholars(51525804)，the National Natural Science Foundation of China(51508480) and the Scientific and Technological Innovation Team Project of Sichuan Provence(2015TD0004)

AttackAngleEffectsofFlutterOptimizationofaSteelTrussBridgeandCorrespondingIsolatedImprovement

CHENXing-yuWANGBinLIYong-leLIAOHai-liCHENKe-yu

(Department of Bridge Engineering,Southwest Jiaotong University,Chengdu 610031,Sichuan,China)

Steel truss girders are a common structure type for long-span suspension bridges.The flutter stability of this structure type is poor.Therefore, aerodynamic optimization measures are usually adopted to increase the critical wind speed of the flutter.In this investigation,based on a long-span steel truss girder bridge located at a mountain area,the wind tunnel tests of the section model were conducted to detect the critical wind speed of the flutter,and the influences of the general aerodynamic measures including the central stabilizer,the horizontal stabilizer and the stabilizer under the top lateral bracing on the critical wind speed of the flutter were discussed.It is found that the general aerodynamic measures have attack angle effects on the critical wind speed of the flutter.Therefore,isolated aerodynamic measures are proposed,which include the isolated horizontal stabilizer,the grating horizontal stabilizer and the isolated stabilizer under the top lateral bracing.The results show that these isolated aerodynamic measures can improve the attack angle effects to a certain degree,thus increasing the critical wind speed of the flutter.

steel truss girder; flutter;optimization measure;attack angle effect;isolated improvement

2016-09-12

国家自然科学基金杰出青年科学基金资助项目(51525804)；国家自然科学基金青年基金资助项目(51508480)；四川省科技创新团队项目资助(2015TD0004)

陈星宇(1994-)，男，博士生，主要从事大跨度桥梁风致振动研究.E-mail:ysyfcxy@126.com

†通信作者:汪斌(1983-)，男，博士，副教授，主要从事桥梁风工程研究.E-mail:wangbinwvb@home.swjtu.edu.cn

1000-565X(2017)08-0120-06

U441+.3

10.3969/j.issn.1000-565X.2017.08.017