大跨度自錨式懸索橋鋼-STC組合橋面箱形加勁梁抗風性能試驗研究

(1.湖南省交通規(guī)劃勘察設計院有限公司， 湖南 長沙，410219； 2.株洲市城市建設發(fā)展集團有限公司， 湖南 株洲 412007)

0 引言

與地錨式懸索橋相比，自錨式懸索橋無需大體量的錨碇，具有造型美觀、線型優(yōu)美等優(yōu)點，在城市橋梁建設中得到廣泛應用?；谧藻^式懸索橋受力特點，混凝土加勁梁的跨度非常有限，大跨度自錨式懸索橋常采用鋼箱加勁梁。

為解決正交異性鋼橋面因剛度較小帶來的疲勞開裂和鋪裝易損等難題，株洲楓溪大橋創(chuàng)造性地將STC超高性能輕型組合橋面應用于自錨式懸索橋，極大地降低了鋼橋面的開裂風險，延長了橋面鋪裝使用壽命。

超高性能輕型組合橋面加勁梁在大跨度自錨式懸索橋體系中具有很好的應用前景。同時，自錨式懸索橋隨著跨度增大，結構動力效應顯著，對大跨度自錨式懸索橋STC組合橋面加勁梁進行抗風性能研究具有重要意義[1-8]。

本文以株洲楓溪大橋為工程背景，采用有限元計算和節(jié)段模型試驗相結合的方法，研究大跨度自錨式懸索橋寬幅STC組合橋面鋼箱加勁梁抗風性能，為類似橋梁的設計研究提供參考。

1 工程背景

株洲楓溪大橋是株洲市的重要跨湘江通道，主橋跨徑布置為(3×45+300+3×45)m雙塔單跨自錨式懸索橋，矢跨比為1/5，如圖1所示。加勁梁采用鋼—STC組合橋面閉口鋼箱梁，橋面寬度32 m，中心梁高3.5 m，橫向吊點中心距為25.5 m，見圖2。

圖1 株洲楓溪大橋總體布置(單位： cm)Figure 1 General layout of zhuzhou fengxi suspension bridge(Unit： cm)

圖2 STC組合橋面加勁梁橫斷面(單位： mm)Figure 2 Cross section of stiffening girder with STC composite deck(Unit： mm)

2 自錨式懸索橋動力特性分析

2.1 結構動力分析模型

為了進行風荷載作用下的結構抖振響應分析、節(jié)段模型測振風洞試驗研究，橋梁結構動力特性分析是研究橋梁振動問題的基礎。

株洲楓溪大橋成橋狀態(tài)下的結構動力特性分析采用離散結構的有限元方法，基于大型通用有限元軟件ANSYS平臺，其總體坐標系以順橋向為X軸，以橫橋向為Z軸，以豎向為Y軸，建立全橋動力分析模型，如圖3所示。

圖3 全橋動力分析模型Figure 3 Dynamic model of suspension bridge

楓溪大橋的整體結構是由加勁梁、橋塔、主纜和吊桿等主要構件組成，其主要構件截面特性參數如表1所示。

表1 懸索橋計算模型主要構件截面特性Tab.1 Major members’ sections properties of suspension bridge model構件面積/m2橫向轉動慣量IZZ/m4豎向轉動慣量IYY/m4豎向扭矩TKZ/m橫向扭矩TKY/m扭轉慣量Jd/m4加勁梁斷面 1.5353.36493.64332 3.59.0341-115.82576.97340.078 4.5 6.588.019橋塔2-214.742610.8332.726 4.276.0571.4763-313.42544.76825.155 4 5.554.387

2.2 結構動力特性計算結果

基于自錨式懸索橋ANSYS動力仿真模型，進行結構動力特性分析，結構振型主要表現為側彎、豎彎和扭轉，動力特性分析結果如表2所示。

表2 結構動力特性分析結果Tab.2 Dynamic analysis results of structure振型描述頻率/Hz等效質量/(t·m-1)等效質量慣矩/(t·m2·m-1)一階正對稱側彎0.577 71.80 E+02一階反對稱側彎0.956 93.69E+01一階正對稱豎彎0.447 52.81E+01一階反對稱豎彎0.533 32.73E+01一階正對稱扭轉1.295 42.24E+03一階反對稱扭轉2.098 72.13E+03

3 加勁梁節(jié)段模型測振風洞試驗研究

3.1 設計風速參數

根據橋位地理位置和地形特征，確定楓溪懸索橋的設計風速參數如表3所示：

3.2 加勁梁風洞測振試驗節(jié)段模型

根據節(jié)段模型相似性原理，制作1/70縮尺模型，節(jié)段模型為薄壁箱形結構，是由鋁合金框架與纖維木板板覆面組成，橋面欄桿、檢修軌道和風嘴等均選用ABS材料雕刻而成。加勁梁節(jié)段模型采用洞外支架懸掛，整個節(jié)段模型測振懸掛系統如圖4所示。

表3 楓溪懸索橋設計風速參數表Tab.3 Design wind speed parameters of fengxi suspension bridge(m·s-1)基本風速風剖面系數成橋設計基準風速成橋顫振檢驗風速靜力扭轉發(fā)散檢驗風速25.6B類,α=0.1630.345.460.6

圖4 加勁梁風洞測振試驗節(jié)段模型Figure 4 Segmental model of stiffening girder for wind tunnel tests

在均勻流場中針對施工圖設計階段加勁梁原始斷面進行了節(jié)段模型顫振風洞試驗，包括-3°、0°和+3°的3種風攻角，共3個試驗工況，測試內容包括顫振臨界風速、阻尼-風速曲線及氣動導數識別。

3.3 顫振試驗結果

通過直接試驗法測定的結構顫振臨界風速、氣動阻尼隨風速增加的變化規(guī)律及氣動導數隨折減風速的變化。

3.3.1阻尼-風速曲線

通過對加勁梁斷面形式進行顫振風洞試驗，其實測的成橋狀扭轉阻尼比隨風速增加的變化規(guī)律如圖5所示。

圖5 加勁梁系統扭轉阻尼比-風速曲線Figure 5 Torsional damping ratio of stiffening girder changing with wind speed

3.3.2氣動導數識別

針對鋼 — STC超高性能輕型組合橋面加勁梁成橋狀態(tài)斷面采用了彎扭耦合振動形式，運用自由振動氣動導數識別方法進行氣動導數測定試驗，結果如圖6所示。

圖6 折減風速 — 氣動導數曲線

3.3.3顫振臨界風速

不同工況下的橋梁結構顫振臨界風速風洞試驗實測結果顯示：加勁梁豎彎阻尼比為0.34%，扭轉阻尼比為0.329%，-3°、0°和+3°的3種風攻角工況下，+3°風攻角工況顫振風速最小，臨界風速為172.5 m/s，遠高于檢驗風速45.4 m/s。

3.4 渦振試驗結果(見表4)

根據《公路橋梁抗風設計規(guī)范》中的規(guī)定，株洲楓溪大橋豎彎、扭轉渦激共振振幅允許值分別為：扭轉渦激共振振幅允許值為:[θa]=4.56/Bft=0.011°；豎彎渦激共振振幅允許值為: [ha]=0.04/fb=0.089 4 m。

風洞試驗結果顯示：成橋狀態(tài)下的原始斷面在+3°攻角下出現11.1～16.7 m/s與22.7～33.4 m/s 兩個豎彎渦振區(qū)，以及風速大于47.4 m/s的扭轉渦振區(qū)(已經超過顫振檢驗風速，不做考慮)，其中在第二個豎彎渦振區(qū)，其峰值振幅0.188 m超過規(guī)范所允許的振幅值。

表4 渦振振幅峰值及其風速表Tab.4 Peak amplitudes and wind speeds of vortex induced vibration渦振試驗工況斷面形式風攻角渦振形式共振風速/(m·s-1)峰值振幅WZ-1(原型斷面)WZ-2(無檢修軌道)WZ-3(檢修軌道移至斜腹板)WZ-4(檢修軌道移至斜腹板并增設過江管道)3°無//0°//+3°豎彎11.1～16.70.050 m豎彎22.7～33.40.188 m+3°無//3°無//0°無//+3°豎彎10～12.30.026 m扭轉21.3～28.40.048°3°豎彎8.5～10.70.037 m+3°豎彎8.9～11.80.053 m扭轉25.2～28.30.031°

為了使該橋施工圖設計方案渦激共振性能滿足規(guī)范要求，需要對原始斷面進行改進。首先去除檢修軌道，對無檢修軌道斷面進行渦振試驗，以確定渦振的產生是否是由于檢修軌道的布置引起的。風洞試驗結果表明，無檢修軌道斷面在+3°攻角下未發(fā)生渦振，這就說明布置在下甲板上的檢修軌道是引起該橋豎彎渦激共振的主要原因。

將檢修軌道移至斜腹板中央(改進斷面)，并進行+3°、0°以及-3°攻角下的渦振試驗。風洞試驗結果顯示改進斷面僅在+3°攻角下發(fā)生豎彎渦振(10～12.3 m/s)和扭轉渦振(21.3～28.4 m/s)，但是峰值振幅較小，均未超出規(guī)范允許值(0.110°及0.089 4 m)。

對于增設過江管道的斷面(檢修軌道移至斜腹板下緣)，風洞試驗結果表明，在-3°攻角下發(fā)生豎彎渦振(8.5～10.7 m/s )，但是峰值振幅(0.037 m)較小，未超出規(guī)范允許值(0.089 m)；在+3°攻角下發(fā)生豎彎渦振(8.9～11.8 m/s)和扭轉渦振(25.2～28.3 m/s)，但是峰值振幅較小，均未超出規(guī)范允許值(0.110°及0.089 4 m)。

4 節(jié)段模型測力風洞試驗研究

4.1 加勁梁風洞測力試驗節(jié)段模型

根據節(jié)段模型相似性原理，制作1/70縮尺模型，測力試驗除氣動外形相似外要求節(jié)段模型剛性盡可能大，但對質量和質量慣矩沒有相似性要求。加勁梁測力節(jié)段模型豎直安裝在測力天平上，以用于測力風洞試驗。如圖7所示。

圖7 加勁梁風洞測力試驗節(jié)段模型Figure 7 Segmental model of stiffening girder for wind tunnel tests

4.2 測力試驗結果

定義靜力三分力的方向如圖8所示，加勁梁斷面風軸坐標系下三分力系數定義如下：

(2)

(3)

(4)

加勁梁斷面體軸坐標系下三分力系數定義如下：

(2)

(3)

(4)

式中：U∞為試驗風速；空氣密度ρ=1.225 kg/m3；L為測力節(jié)段模型長度；其中阻力系數以加勁梁高度H為參考長度；升力系數、氣動俯仰扭矩系數均以加勁梁斷面寬度B為參考長度。

圖8 加勁梁靜力三分力方向示意Figure 8 Coordinate sketch-map of static forces of stiffening girder

成橋狀態(tài)加勁梁斷面在風軸和體軸狀態(tài)下的靜力三分力系數隨攻角的變化趨勢如圖9所示。

圖9 靜力三分力系數隨攻角的變化Figure 9 Aerodynamic coefficients change with angle of attack

5 結論

以株洲楓溪大橋為工程背景，采用有限元分析、節(jié)段模型試驗相結合的方法，研究大跨度自錨式懸索橋鋼—STC組合橋面寬幅箱形加勁梁抗風性能。并得到以下結論：

楓溪大橋設計基準風速為Vd=30.3 m/s、成橋狀態(tài)顫振檢驗風速為[Vcr]=45.4 m/s、二維靜風穩(wěn)定性檢驗風速為Vtd=60.6 m/s。

結構一階豎彎、側彎和扭轉頻率分別為0.447 5、0.577 7和1.295 4 Hz。

鋼—STC組合橋面寬幅箱形加勁梁結構在-3°、0°及+3°的3種風攻角下顫振臨界風速均遠高于橋位處檢驗風速，表明設計方案滿足顫振穩(wěn)定性要求，且有較大富余度。

成橋狀態(tài)下的原型斷面在+3°攻角下出現了11.1～16.7 m/s與22.7～33.4 m/s兩個豎彎渦振區(qū)，其中在第二個豎彎渦振區(qū)，其峰值振幅0.188m超過規(guī)范所允許的振幅值。通過對截面進行局部優(yōu)化，豎彎渦振和扭轉渦振的峰值振幅均大幅降低，均在規(guī)范允許值以內。

節(jié)段模型測力風洞試驗基于風攻角為-12° 至12° 范圍內變化，研究了加勁梁斷面的靜力三分力系數的變化規(guī)律。

本文基于楓溪大橋加勁梁風洞試驗及靜動力特性分析，研究了大跨度自錨式懸索橋的鋼—STC組合橋面箱形加勁梁的抗風性能，為類似橋梁的設計研究提供依據和參考。