鄭史雄，郭俊峰，張龍奇，徐　偉

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都　610031；2.中鐵大橋勘測設(shè)計院有限公司，湖北 武漢　430050)

隨著我國橋梁建設(shè)的發(fā)展，大跨度橋梁在公路、鐵路建設(shè)中均得到較大的發(fā)展和應(yīng)用。在跨越大江大河的大跨度鐵路橋、大跨度公鐵兩用橋以及跨越山區(qū)溝壑的大跨度公路橋梁建設(shè)中，由于鋼桁主梁具有承載能力大、便于施工運輸?shù)膬?yōu)點，較多地被采用，如主跨為504 m的武漢天興洲公鐵兩用長江大橋、主跨為630 m的銅陵公鐵兩用長江大橋、主跨為567 m的黃岡公鐵兩用長江大橋、主跨為1 092 m的滬通公鐵兩用長江大橋、主跨為1 176 m的湖南矮寨大橋和主跨為1 088 m的壩陵河大橋等。

鐵路和公路的走向主要由政治、經(jīng)濟、技術(shù)條件等因素決定，其跨越江、河、谷大跨度橋梁的走向與大氣邊界層中強風(fēng)來流主導(dǎo)方向不一定是完全正交關(guān)系。因此，對橋梁進行抗風(fēng)性能評估以及橋梁抗風(fēng)設(shè)計除了要考慮正交風(fēng)作用外還要考慮具有水平偏角的非正交風(fēng)(或稱斜風(fēng))的作用。目前，國內(nèi)外關(guān)于非正交風(fēng)作用下大跨度橋梁的風(fēng)參數(shù)和風(fēng)致響應(yīng)性能的研究報道較少，在進行大跨度橋梁抗風(fēng)設(shè)計時一般采用分解平均風(fēng)的方法計算非正交風(fēng)的風(fēng)致響應(yīng)。王浩等[1]通過現(xiàn)場實測分析驗證了大跨度鋼箱梁在截面橋梁在非正交風(fēng)作用下抖振響應(yīng)的時域分析方法；朱樂東等[2-3]通過風(fēng)洞模型試驗研究了非正交風(fēng)作用下大跨度鋼箱梁截面橋梁最大雙懸臂狀態(tài)的抖振響應(yīng)；L.D.Zhua等[4-6]以青馬大橋主梁為工程背景，通過風(fēng)洞模型試驗研究了非正交風(fēng)作用下的主梁截面氣動力系數(shù)。以上研究均表明，抖振響應(yīng)的最大值可能在0°～15°風(fēng)偏角的非正交風(fēng)作用下發(fā)生；考慮非正交風(fēng)的分解平均風(fēng)方法可能會低估非正交風(fēng)作用下大跨度橋梁的抖振響應(yīng)，造成大跨度橋梁抗風(fēng)設(shè)計的不安全。

鋼桁主梁一般由2片(或3片)主桁、橋面系(公路或鐵路)及平橫聯(lián)組成。其受風(fēng)作用的桿件多，梁內(nèi)鏤空，對空氣流動的影響大，主梁內(nèi)部或橋面上的流場會更復(fù)雜，流場的三維流動特征更顯著，從而導(dǎo)致風(fēng)向角的影響更明顯，主梁的氣動力系數(shù)、氣動性能更復(fù)雜[7]。因此，需要針對鋼桁主梁在正交風(fēng)及非正交風(fēng)作用下的氣動力系數(shù)開展研究，以獲得進行全橋風(fēng)致氣動性能分析及橋梁抗風(fēng)設(shè)計的基本參數(shù)。

另外，目前我國大跨度鐵路橋梁抗風(fēng)設(shè)計的相關(guān)規(guī)范還沒編制完成?，F(xiàn)行的JTG/T D60—01—2004《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》采用等效靜陣風(fēng)荷載考慮風(fēng)荷載的靜力和動力作用。相關(guān)條文僅考慮一般常規(guī)橋梁主梁截面在橫橋向正交風(fēng)作用下的風(fēng)載計算，而沒考慮可能導(dǎo)致更大風(fēng)荷載的非正交風(fēng)作用，條文第4.3.6和第4.3.7參考?xì)W洲規(guī)范給出了順橋向單位長度的風(fēng)荷載計算式[8]，但第4.3.6條僅適用于跨徑小于200 m的橋梁，第4.3.7條雖可用于跨徑大于200 m的橋梁，但不適用于桁梁截面。這導(dǎo)致設(shè)計者對大跨度鋼桁主梁橋的抗風(fēng)設(shè)計無依據(jù)可循。而強風(fēng)作用下支座、縱向阻尼器、縱向伸縮裝置等的設(shè)計需要有縱橋向的風(fēng)荷載值。這些關(guān)系著大跨度鋼桁主梁橋梁結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)安全?？梢姡壳拔覈嚓P(guān)抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范有關(guān)非正風(fēng)作用下橋梁主梁的風(fēng)荷載計算條文仍需研究完善，針對桁架截面梁在非正交風(fēng)作用下的氣動力風(fēng)載參數(shù)更需進一步研究。

本文以安慶鐵路長江大橋為工程背景，利用自行研制的專利產(chǎn)品《測試斜風(fēng)作用下橋梁氣動力系數(shù)風(fēng)洞試驗裝置》，通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，研究安慶鐵路長江大橋主桁梁在正交風(fēng)及非正交風(fēng)作用下的靜氣動力系數(shù)。

1　工程背景

安慶鐵路長江大橋為兩塔三索面斜拉橋，橋跨布置為(101.5+188.5+580+ 217.5+159.5+116)m，主梁為三片主桁鋼桁梁，桁間距為14 m，節(jié)間長14.5 m，桁高15 m，橋梁立面與主梁截面布置如圖1和圖2所示。

圖1　安慶鐵路長江大橋主橋立面圖(單位：cm)

圖2　安慶鐵路長江大橋主橋截面布置圖(單位：mm)

2　正交風(fēng)作用下靜氣動力系數(shù)的風(fēng)洞試驗

2.1　試驗方法與模型

目前，國內(nèi)外常規(guī)的主梁節(jié)段模型靜力三分力試驗均是在正交風(fēng)作用下進行的。通過靜力三分力風(fēng)洞模型試驗測量出主梁的靜力三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律，其可為正交風(fēng)作用下橋梁風(fēng)致響應(yīng)計算分析及考慮風(fēng)載的車橋耦合振動分析提供氣動力系數(shù)[9-10]。

正交風(fēng)作用下安慶鐵路長江大橋主梁節(jié)段模型采用1∶62.75的幾何縮尺比,模型長2.1 m，寬0.446 m，高0.239 m(寬、高按桁寬、桁高計算)，長寬比為4.7。模型用環(huán)氧樹脂板和優(yōu)質(zhì)木材制作，成橋狀態(tài)欄桿的透風(fēng)率取為69.0%。

試驗在西南交通大學(xué)單回流串聯(lián)雙試驗段工業(yè)風(fēng)洞(XNJD-1)第2試驗段中進行。該試驗段截面為寬2.4 m、高2.0 m的矩形，最大來流風(fēng)速為45 m·s-1，最小來流風(fēng)速為0.5 m·s-1。試驗段中設(shè)有專為橋梁節(jié)段模型靜力三分力試驗用的側(cè)壁支撐及測力天平系統(tǒng)。風(fēng)攻角α的變化由計算機控制模型的姿態(tài)實現(xiàn)，控制系統(tǒng)的可調(diào)整角度變化范圍為20°，最小變化間隔為0.1°；用于測量靜力三分力的三分量應(yīng)變式天平的設(shè)計荷載阻力FD為500 N，升力FL為1 200 N，俯仰力矩MZ為120 N·m，天平的數(shù)據(jù)采集由美國PSI公司生產(chǎn)的780B數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)完成。

試驗來流為均勻流，風(fēng)速分別取10，15和20 m·s-1，攻角范圍為-12°～+12°，攻角每變化2°測量1次。

試驗?zāi)Ｐ驮陲L(fēng)洞中的支撐情況如圖3所示。

圖3　節(jié)段模型與支撐情況

2.2　試驗結(jié)果分析

在風(fēng)軸坐標(biāo)系下正交風(fēng)作用于主梁截面上的靜力三分力系數(shù)定義如下。

試驗表明：主桁梁在每個攻角狀態(tài)的3個試驗風(fēng)速下所測得的三分力系數(shù)均十分接近，數(shù)據(jù)重復(fù)性良好。

圖4給出了風(fēng)軸坐標(biāo)系下安慶鐵路長江大橋主桁梁成橋無車狀態(tài)的靜力三分力系數(shù)(3個風(fēng)速水平下的平均值)隨攻角的變化曲線。

圖4　風(fēng)軸系下正交風(fēng)作用時桁梁的三分力系數(shù)

從圖4可以看出：在α=0°的情況下，成橋狀態(tài)時的阻力系數(shù)為0.979 0，升力系數(shù)為-0.201 2，力矩系數(shù)為-0.033 9；升力系數(shù)曲線(CL-α)和力矩系數(shù)曲線(CM-α)的斜率在較大正、負(fù)攻角(-5°≤α≤+12°)范圍內(nèi)均為正值，這說明主梁截面具備氣動穩(wěn)定的必要條件。

3　非正交風(fēng)作用下靜氣動力系數(shù)的風(fēng)洞試驗

3.1　試驗裝置與模型

針對非正交風(fēng)作用下主桁梁的氣動力系數(shù)風(fēng)洞模型試驗，本文仍采用剛性節(jié)段模型進行，為了防止試驗裝置對流場擾動而影響試驗精度，需對試驗裝置及測力天平的布置作專門的設(shè)計。

依據(jù)安慶鐵路長江大橋主桁梁的尺寸與型式，采用相同的幾何縮尺比，分別制作一段用于測力的節(jié)段模型和2段用于補償?shù)哪Ｐ?，補償模型的功能主要是為了減少節(jié)段模型端部效應(yīng)的影響。試驗時將測力模型與支撐于專門支架上的測力天平相連，模型兩端各布置獨立支撐的補償模型，再全部支承于底板之上，底板連接于風(fēng)洞底面的轉(zhuǎn)盤之上，水平轉(zhuǎn)動風(fēng)洞轉(zhuǎn)盤可實現(xiàn)不同水平偏角來流的試驗工況，如圖5所示。類似的方法，作者曾用于測量懸索橋施工貓道的氣動力并獲得成功[11]，該裝置已獲得實用新型專利權(quán)。

圖5　非正交風(fēng)作用下主梁氣動力測量示意圖

采用六分力應(yīng)變天平對測力模型進行強風(fēng)作用下六分力測量，為消除天平支承對流場的影響，采用了內(nèi)外2層的套管裝置，其內(nèi)管與天平連接，外管與風(fēng)洞洞壁剛性連接，風(fēng)洞試驗時，將待測節(jié)段連接在內(nèi)管上，而其他節(jié)段連接在外管上。

主桁梁測力模型和2段補償模型的幾何縮尺比均為1∶100，測力模型的長86.0 cm，寬29.0 cm，高15.0 cm(寬、高按桁寬、桁高計算)，2段補償模型的長度均為43.3 cm，模型用環(huán)氧樹脂板和優(yōu)質(zhì)木材制作。

圖6給出了試驗時風(fēng)洞內(nèi)模型和試驗裝置。

模型坐標(biāo)系與天平坐標(biāo)系相同，主梁模型坐標(biāo)系定義及其與來流風(fēng)的關(guān)系如圖7所示，其中X為順橋向，Y為豎向，Z為橫橋向，坐標(biāo)原點位于桁梁下層橋面底部中心處。

圖6　風(fēng)洞模型與試驗裝置

圖7　測力模型坐標(biāo)示意圖

3.2　氣動力系數(shù)的定義

設(shè)：β為來流風(fēng)向角；FV(β)，F(xiàn)H(β)，F(xiàn)L(β)，MZ(β)，MY(β)和MX(β)分別表示在來流風(fēng)向角為β時的豎向升力、橫橋向阻力、順橋向阻力、繞橫橋向軸彎矩、繞豎向軸彎矩與繞順橋向軸彎矩；則非正交風(fēng)作用下的靜力六分力系數(shù)定義如下。

豎向升力、橫橋向阻力的定義與正交作用下的主梁升力、阻力定義相同，順橋向阻力表示在非正交風(fēng)作用下，主梁所受的沿順橋向風(fēng)荷載分量，其與主梁的型式、外尺寸及長度相關(guān)。

3.3　試驗結(jié)果分析

為保證試驗結(jié)果的正確性，進行10，15，20和25 m·s-14個來流風(fēng)速在不同風(fēng)向角下的風(fēng)洞測力試驗。來流流場為均勻流，風(fēng)向角β范圍為0°～180°，變化梯度Δβ為5°。

風(fēng)洞模型試驗結(jié)果表明，各不同風(fēng)速工況、各風(fēng)向角狀態(tài)下主梁靜力六分力系數(shù)的值及變化趨勢均十分接近，說明試驗結(jié)果重復(fù)性良好、結(jié)果均合理。

成橋狀態(tài)主桁梁靜力六分力系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線如圖8所示。從圖8可以得出：在順橋向來風(fēng)時(β=0°)，橫橋向阻力系數(shù)、豎向升力系數(shù)、順橋向力系數(shù)分別為0.009 3，0.021 7和0.050 6，均相對較小；在橫橋向來風(fēng)時(β=90°)，橫橋向阻力系數(shù)、豎向升力系數(shù)、順橋向阻力系數(shù)分別為0.971 0，-0.192 1和0.005 6，其中橫橋向阻力系數(shù)0.971 0與正交風(fēng)作用下的靜力三分力試驗結(jié)果0.979 0吻合很好，升力系數(shù)-0.192 1與正交風(fēng)作用下的靜力三分力試驗結(jié)果-0.201 2吻合很好，說明2種方法所得的試驗結(jié)果合理。

圖8　主桁梁靜力六分力系數(shù)隨風(fēng)向角的變化

圖8的靜力六分力系數(shù)結(jié)果還表明：阻力系數(shù)CH與升力系數(shù)值CV均關(guān)于橫橋向坐標(biāo)軸對稱分布，阻力系數(shù)CH的最大值出現(xiàn)在來流風(fēng)與橫橋向成10°時(β=100°)，且CH=1.058 0，其約為橫向來風(fēng)時的1.058 0/0.971 0=1.09倍; 升力系數(shù)在來流風(fēng)與橫橋向成±5°夾角時達(dá)到最大值，約為-0.201 5，但與橫向正交風(fēng)作用下的靜力三分力試驗結(jié)果-0.201 2幾乎無差別，可見，在來流風(fēng)向與橫橋向成±15°夾角范圍內(nèi)，升力系數(shù)的差別并不明顯。

圖9給出了不同風(fēng)向角下橫橋向阻力系數(shù)、升力系數(shù)、力矩系數(shù)與橫向來風(fēng)時的三分力系數(shù)的比值λ隨風(fēng)向角的變化。從圖9可知，風(fēng)向角60°～120°范圍內(nèi)阻力系數(shù)、力矩系數(shù)均大于正交橫向來風(fēng)時的力系數(shù)，升力系數(shù)則受風(fēng)向角的影響變化很大。

圖9非正交風(fēng)作用下主桁梁三分力系數(shù)與橫向來風(fēng)三分力系數(shù)比值隨風(fēng)向角β的變化

鑒于坐標(biāo)軸方向的關(guān)系，順橋向力系數(shù)CL與繞橫橋向軸的力矩CMZ均關(guān)于橫橋向坐標(biāo)軸反對稱，且均在風(fēng)向角β=35°左右時為最大，其中順橋向力系數(shù)最大值CLmax為0.1086，繞橫橋向軸的力矩最大值為0.253 8?？紤]到在定義六分力系數(shù)時，順橋向力系數(shù)的特征尺寸為(2B+2H)，而橫橋向阻力系數(shù)的特征尺寸為H，兩者的比值(2B+2H)/H=5.733 3，因而，對于安慶鐵路長江大橋，順橋向力系數(shù)最大值與在正風(fēng)作用下橫橋向阻力系數(shù)的比值CLmax/CH=0.108 6×5.733 3/0.971=0.661 2，也就是說，如不考慮風(fēng)向變化對設(shè)計基準(zhǔn)風(fēng)速大小的影響，用同一風(fēng)速計算順橋向風(fēng)荷載和橫橋向風(fēng)荷載時，順橋向最大風(fēng)荷載為正交風(fēng)作用下橫橋向風(fēng)荷載的64%。

順橋向彎矩系數(shù)CMX關(guān)于橫橋向?qū)ΨQ，其絕對值在來流風(fēng)角β=0°～75°范圍內(nèi)時，隨著風(fēng)向角的增大而增大；β=75°～90°范圍內(nèi)時，絕對值逐漸減小。由于來流風(fēng)速、節(jié)段模型均關(guān)于坐標(biāo)系對稱，因而，豎橋向彎矩系數(shù)CMY的絕對值在全部風(fēng)向角狀態(tài)下均很小。

綜上分析，對于如安慶鐵路長江大橋這類采用三片桁架組成的主梁型式的橋梁，靜力六分力系數(shù)的最大值發(fā)生在有一定水平風(fēng)向角的非正交風(fēng)作用工況下，因而在對桁梁橋進行抗風(fēng)設(shè)計或通過風(fēng)洞模型試驗進行抗風(fēng)評價時應(yīng)考慮非正交風(fēng)的作用。

4　結(jié)　論

(1) 本文的試驗裝置和試驗方法能測量出非正交風(fēng)作用下主梁的六個氣動力系數(shù)，所獲得的正交風(fēng)作用下主桁梁靜力系數(shù)與常規(guī)靜力三分力系數(shù)的測量結(jié)果吻合很好，說明試驗方法合理、試驗裝置精確。

(2)在有一定水平風(fēng)偏角的來流風(fēng)作用下，桁梁的靜氣動力系數(shù)會大于風(fēng)向正交來風(fēng)作用時的系數(shù)，橫橋向阻力系數(shù)最大值出現(xiàn)在來流風(fēng)與橫橋向成10°左右時，其約為橫向來流風(fēng)時阻力系數(shù)的1.09倍，順橋向阻力系數(shù)和繞順橋向軸力矩系數(shù)關(guān)于橫橋向坐標(biāo)軸反對稱，且在來流風(fēng)與橫橋向成55°左右時達(dá)到最大。因此，對大跨度桁梁橋進行抗風(fēng)設(shè)計或抗風(fēng)性能評價時必須考慮非正交風(fēng)的影響。

(3)安慶鐵路長江大橋主桁梁如不考慮風(fēng)向變化對設(shè)計基準(zhǔn)風(fēng)速大小的影響，用同一風(fēng)速計算順橋向風(fēng)荷載和橫橋向風(fēng)荷載時，順橋向最大風(fēng)荷載約為正交風(fēng)作用下橫橋向風(fēng)荷載的64%左右，該成果填補了現(xiàn)行規(guī)范的空白，可供同類橋梁進行順橋向抗風(fēng)設(shè)計參考。

(4)在對大跨度橋梁進行抗風(fēng)設(shè)計且考慮不同風(fēng)向作用時，應(yīng)根據(jù)橋址區(qū)的風(fēng)玫瑰圖確定計算風(fēng)速、采用不同風(fēng)向角的主梁氣動力系數(shù)，計算各方向來流風(fēng)作用下的風(fēng)荷載。

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