某非对称断面桥梁大幅风致振动控制方法研究

于洪波

（厦门市市政建设开发有限公司，福建厦门361000）

0 引言

大跨度柔性桥梁随着桥梁跨径的不断增大，结构质量越来越轻、结构刚度越来越小、结构阻尼越来越低，从而导致了对风致作用的敏感性越来越大。因此，大跨度桥梁的风致振动及其控制问题一直是桥梁工程领域关注的热点之一。

风致振动的控制主要分为被动控制、主动控制以及半主动控制。其中被动控制是一种无外加能源的控制，其控制力是控制装置随结构一起振动变形，因装置自身的运动而被动产生的，因其具有设计简单、维护方便等优点而被广泛使用。目前，大跨度桥梁风致振动的被动控制主要分为机械措施和气动措施。机械措施主要是通过改善结构自身的动力特性来实现的，通常在桥面上增加调质阻尼器（TMD）或液体阻尼器（TLD）等。使桥梁发生振动的风荷载的性质与桥梁结构的外形有着十分密切的关联，气动措施主要是通过附加外部导流装置和适当修改桥梁断面外形的方法，以改善其周围的绕流状态，从而提高结构的抗风稳定性，降低风致振动的幅度。

在已有的资料中，大多数的抗风试验是关于对称断面桥梁的，鲜有文献涉及非对称断面桥梁风致振动的气动控制研究。为此，本文以厦门某非对称断面桥梁为例，利用风洞试验方法，研究了非对称断面的风致振动响应，提出了增加导流板和调整阻尼比两种措施来提高桥梁风致振动的稳定性。研究结论对于桥梁风致振动控制有着一定的工程指导意义。

1 风洞试验研究

本研究源于对厦门市健康步道景观提升工程中某节点桥梁的抗风研究。该桥设计为V 塔单侧悬挂曲线悬索桥体系，依据结构静力优化基础，桥梁断面设计为非对称截面（见图1）是合理的。但考虑到主梁断面尺寸主梁宽为4.4m，高1m，对于抗风具有不利特征：

宽高比＜2w/h=4.0/1.2＜6。

具有较强的非对称性，因此首先利用节段模型测振试验对该桥梁进行风洞试验研究。

桥梁主梁节段模型风洞试验在厦门理工学院福建省风灾害与风工程重点实验室的风洞中进行，如图2所示。该风洞两个试验段，低速试验段宽6m，高3.6m，长25m，风速0.5～30m/s 可调；高速试验段宽2.6m，高2.8m，长8m，风速1～90m/s 可调。试验模型采用外悬挂支架安装在高速试验段内。

综合考虑模型几何外形、质量以及风洞条件等因素，确定主梁节段模型的几何缩尺比为λL=1∶10。为了减少节段模型端部三维流动的影响，设置主梁模型长度取为L=2.5m，主梁宽度为B=0.44m，模型高度为H=0.12m，模型长宽比约5.682，见表1。桥梁主梁节段模型骨架采用铝合金方管制作而成，外衣采用优质木材制作，以保证几何外形的相似。主梁上的人行道栏杆采用亚克力板制作，并模拟了栏杆的形状与透风率[1]。

表1 节段模型设计参数表

模型等效质量、等效质量惯性矩、竖弯频率及扭转频率的设计依据全桥动力计算分析结果，见表2。

表2 桥梁结构主要振型对应的频率

2 风洞试验结果分析

考虑到桥梁断面为非对称断面，A 侧来流和B 侧来流对桥梁气动力作用不同，影响结构的响应也不相同，因此，在对原截面抗风检验的试验中，分别进行了A 侧来流和B 侧来流的风洞试验，并且对每侧来流进行了0o、+3o和-3o风攻角试验，其中0o风攻角表示来流为水平风向，+3o风攻角表示来流由水平面以下斜向上3o，-3o风攻角表示来流由水平面以上斜向下[2]。

通过比较不同风攻角条件下模型的振动响应，找出最不利风攻角，为后续风致振动控制研究提供指导。试验风速2～22m/s，每个风速工况下稳定后采集60s 数据，采样频率500Hz。得到不同侧来流、不同风攻角振动响应根方差随平均风速变化的关系，如图3所示。

图3 显示了A 侧来流3 种风攻角情况下响应幅值随平均风速的变化。由图3 可以看出：当来流为-3o风攻角时，模型竖向振动响应幅值和扭转响应幅值均随平均风速增大而增大，但并没有出现快速增长的情况，在最大试验风速条件下，竖向振动响应幅值和扭转响应幅值均未超出许可限值；当来流为0o风攻角时，在8～10m/s 风速范围内，扭转振动响应出现涡激共振现象，存在锁定风速区间；当来流为0o风攻角，试验平均风速超过16m/s 时，竖向振动响应根方差随平均风速增加而急剧增加，呈发散态势；当来流为+3o风攻角时，试验风速超过5m/s，竖向振动响应根方差随平均风速增加而急剧增加，呈发散态势；当来流为+3o风攻角时，试验风速超过7m/s，扭转振动响应根方差随平均风速增加而急剧增加，呈发散态势[3]。

分析以上结果，对于A 侧来流情况，+3o风攻角时，存在较低临界风速，发生类似驰振现象，需要考虑采取控制措施。

在B 侧来流3 种风攻角的情况下响应幅值随平均风速的变化。当来流为-3o、0o、+3o风攻角时，模型竖向振动响应幅值和扭转响应幅值均随平均风速增大而增大，但并没有出现快速增长的情况，其中+3o风攻角时振动响应幅值增加速度明显高于其他风攻角情况；当来流为-3o、0o、+3o风攻角时，扭转响应幅值整体趋势均随平均风速增大而增大；当来流为-3o、0o、+3o风攻角时，扭转振动均存在涡激共振锁定风速区间，但涡激共振幅值较小。

为了进一步分析产生大幅振动的原因，在大幅振动风速区域内选取代表性工况：A 侧来流+3o风攻角、试验风速8m/s 这一工况的时程结果显示，如图5所示。

由图4 可以看出：竖向振动位移在初始一段时间内，振幅不断增加，表现出负阻尼发散振动特征；当进入振幅增加至一定幅值后，振幅呈现周期变化特征，体现了气动力的非线性；扭转振动呈现“拍”的振动特征。

3 振动控制方法研究

由以上分析可知，当从A 侧来流，且来流呈+3o风攻角时，结构最为危险，因此，需要对该工况提出振动控制措施。

根据结构动力学理论和桥梁风工程理论，减小风致振动的两个主要手段：通过气动措施改变作用于结构的气动力；改变结构阻尼。

3.1 增加导流板的减振措施

为了抑制A 侧来流时风致振动幅值过大的问题，设计在A 侧增加导流板，如图5所示。考虑到结构设计及桥梁美学等问题，导流板下倾角10o，实际桥梁上导流板最大尺寸为80cm。因此在1∶10 的节段模型风洞试验中，在A 侧增加5cm 和8cm 导流板进行比较研究[4]。

首先，研究A 侧来流+3o风攻角、试验风速8m/s这一工况的时程结果显示，如图6、图7所示。

比较图4、图6、图7 可知：增加导流板对桥梁振动有明显的抑制作用，最大竖向振动位移由30mm 降低到0.03mm，最大扭转振动位移由0.5o降低到0.008o；不同宽度的导流板对桥梁风致振动的抑制效果有一定的差别，但差别不大。

为了进一步研究增加导流板对桥梁风致振动的抑制效果，对平均风速2～22m/s 范围内进行多个工况风洞试验。同样地，每个风速工况下稳定后采集60s 数据，采样频率500Hz。采集数据利用统计方法获得竖向位移和扭转位移根方差。

3.2 调节阻尼比的减振措施

阻尼作为结构振动系统里的耗能元件，是影响结构振动的重要参数之一。为了研究阻尼的影响，在不增加导流板的情况下，将原模型的结构阻尼比由0.005 调整到0.010 和0.015 进行风洞试验。

为了进一步研究阻尼比对桥梁风致振动的整体抑制效果，对平均风速2～22m/s 范围内进行多个工况风洞试验。同样地，每个风速工况下稳定后采集60s 数据，采样频率500Hz。采集数据利用统计方法获得竖向位移和扭转位移根方差。

4 结语

本文以厦门某步道桥为背景，制作缩尺比为1∶10的主梁节段模型进行风洞试验，研究风致振动控制的方法，得出如下主要结论。

非对称断面桥梁表现出对不同方向来流的抗风性能差异较大，其中钝侧来流的振动响应明显高于锐侧来流的振动响应，风攻角为正时更加不利。

在迎风侧有效增加导流板可以有效解决A 侧来流+3o风攻角导致的桥梁大幅发散驰振问题，导流板宽度对抑制振动效果有一定的影响。

增加阻尼比可以有效抑制大幅风致振动的竖向位移，但对于扭转位移的减小作用不够明显。

本文针对某非对称断面步道桥梁初步设计中存在的大幅风致振动问题为研究对象，提出了通过增加导流板和调整阻尼比两种方式对大幅风致振动响应进行控制。通过风洞试验研究，得到一些结论，对于桥梁风致振动的控制具有一定指导意义。