于洪波

（廈門市市政建設開發(fā)有限公司，福建廈門361000）

0 引言

大跨度柔性橋梁隨著橋梁跨徑的不斷增大，結構質量越來越輕、結構剛度越來越小、結構阻尼越來越低，從而導致了對風致作用的敏感性越來越大。因此，大跨度橋梁的風致振動及其控制問題一直是橋梁工程領域關注的熱點之一。

風致振動的控制主要分為被動控制、主動控制以及半主動控制。其中被動控制是一種無外加能源的控制，其控制力是控制裝置隨結構一起振動變形，因裝置自身的運動而被動產生的，因其具有設計簡單、維護方便等優(yōu)點而被廣泛使用。目前，大跨度橋梁風致振動的被動控制主要分為機械措施和氣動措施。機械措施主要是通過改善結構自身的動力特性來實現(xiàn)的，通常在橋面上增加調質阻尼器（TMD）或液體阻尼器（TLD）等。使橋梁發(fā)生振動的風荷載的性質與橋梁結構的外形有著十分密切的關聯(lián)，氣動措施主要是通過附加外部導流裝置和適當修改橋梁斷面外形的方法，以改善其周圍的繞流狀態(tài)，從而提高結構的抗風穩(wěn)定性，降低風致振動的幅度。

在已有的資料中，大多數(shù)的抗風試驗是關于對稱斷面橋梁的，鮮有文獻涉及非對稱斷面橋梁風致振動的氣動控制研究。為此，本文以廈門某非對稱斷面橋梁為例，利用風洞試驗方法，研究了非對稱斷面的風致振動響應，提出了增加導流板和調整阻尼比兩種措施來提高橋梁風致振動的穩(wěn)定性。研究結論對于橋梁風致振動控制有著一定的工程指導意義。

1 風洞試驗研究

本研究源于對廈門市健康步道景觀提升工程中某節(jié)點橋梁的抗風研究。該橋設計為V 塔單側懸掛曲線懸索橋體系，依據(jù)結構靜力優(yōu)化基礎，橋梁斷面設計為非對稱截面（見圖1）是合理的。但考慮到主梁斷面尺寸主梁寬為4.4m，高1m，對于抗風具有不利特征：

寬高比＜2w/h=4.0/1.2＜6。

具有較強的非對稱性，因此首先利用節(jié)段模型測振試驗對該橋梁進行風洞試驗研究。

橋梁主梁節(jié)段模型風洞試驗在廈門理工學院福建省風災害與風工程重點實驗室的風洞中進行，如圖2所示。該風洞兩個試驗段，低速試驗段寬6m，高3.6m，長25m，風速0.5～30m/s 可調；高速試驗段寬2.6m，高2.8m，長8m，風速1～90m/s 可調。試驗模型采用外懸掛支架安裝在高速試驗段內。

綜合考慮模型幾何外形、質量以及風洞條件等因素，確定主梁節(jié)段模型的幾何縮尺比為λL=1∶10。為了減少節(jié)段模型端部三維流動的影響，設置主梁模型長度取為L=2.5m，主梁寬度為B=0.44m，模型高度為H=0.12m，模型長寬比約5.682，見表1。橋梁主梁節(jié)段模型骨架采用鋁合金方管制作而成，外衣采用優(yōu)質木材制作，以保證幾何外形的相似。主梁上的人行道欄桿采用亞克力板制作，并模擬了欄桿的形狀與透風率[1]。

表1 節(jié)段模型設計參數(shù)表

模型等效質量、等效質量慣性矩、豎彎頻率及扭轉頻率的設計依據(jù)全橋動力計算分析結果，見表2。

表2 橋梁結構主要振型對應的頻率

2 風洞試驗結果分析

考慮到橋梁斷面為非對稱斷面，A 側來流和B 側來流對橋梁氣動力作用不同，影響結構的響應也不相同，因此，在對原截面抗風檢驗的試驗中，分別進行了A 側來流和B 側來流的風洞試驗，并且對每側來流進行了0o、+3o和-3o風攻角試驗，其中0o風攻角表示來流為水平風向，+3o風攻角表示來流由水平面以下斜向上3o，-3o風攻角表示來流由水平面以上斜向下[2]。

通過比較不同風攻角條件下模型的振動響應，找出最不利風攻角，為后續(xù)風致振動控制研究提供指導。試驗風速2～22m/s，每個風速工況下穩(wěn)定后采集60s 數(shù)據(jù)，采樣頻率500Hz。得到不同側來流、不同風攻角振動響應根方差隨平均風速變化的關系，如圖3所示。

圖3 顯示了A 側來流3 種風攻角情況下響應幅值隨平均風速的變化。由圖3 可以看出：當來流為-3o風攻角時，模型豎向振動響應幅值和扭轉響應幅值均隨平均風速增大而增大，但并沒有出現(xiàn)快速增長的情況，在最大試驗風速條件下，豎向振動響應幅值和扭轉響應幅值均未超出許可限值；當來流為0o風攻角時，在8～10m/s 風速范圍內，扭轉振動響應出現(xiàn)渦激共振現(xiàn)象，存在鎖定風速區(qū)間；當來流為0o風攻角，試驗平均風速超過16m/s 時，豎向振動響應根方差隨平均風速增加而急劇增加，呈發(fā)散態(tài)勢；當來流為+3o風攻角時，試驗風速超過5m/s，豎向振動響應根方差隨平均風速增加而急劇增加，呈發(fā)散態(tài)勢；當來流為+3o風攻角時，試驗風速超過7m/s，扭轉振動響應根方差隨平均風速增加而急劇增加，呈發(fā)散態(tài)勢[3]。

分析以上結果，對于A 側來流情況，+3o風攻角時，存在較低臨界風速，發(fā)生類似馳振現(xiàn)象，需要考慮采取控制措施。

在B 側來流3 種風攻角的情況下響應幅值隨平均風速的變化。當來流為-3o、0o、+3o風攻角時，模型豎向振動響應幅值和扭轉響應幅值均隨平均風速增大而增大，但并沒有出現(xiàn)快速增長的情況，其中+3o風攻角時振動響應幅值增加速度明顯高于其他風攻角情況；當來流為-3o、0o、+3o風攻角時，扭轉響應幅值整體趨勢均隨平均風速增大而增大；當來流為-3o、0o、+3o風攻角時，扭轉振動均存在渦激共振鎖定風速區(qū)間，但渦激共振幅值較小。

為了進一步分析產生大幅振動的原因，在大幅振動風速區(qū)域內選取代表性工況：A 側來流+3o風攻角、試驗風速8m/s 這一工況的時程結果顯示，如圖5所示。

由圖4 可以看出：豎向振動位移在初始一段時間內，振幅不斷增加，表現(xiàn)出負阻尼發(fā)散振動特征；當進入振幅增加至一定幅值后，振幅呈現(xiàn)周期變化特征，體現(xiàn)了氣動力的非線性；扭轉振動呈現(xiàn)“拍”的振動特征。

3 振動控制方法研究

由以上分析可知，當從A 側來流，且來流呈+3o風攻角時，結構最為危險，因此，需要對該工況提出振動控制措施。

根據(jù)結構動力學理論和橋梁風工程理論，減小風致振動的兩個主要手段：通過氣動措施改變作用于結構的氣動力；改變結構阻尼。

3.1 增加導流板的減振措施

為了抑制A 側來流時風致振動幅值過大的問題，設計在A 側增加導流板，如圖5所示?？紤]到結構設計及橋梁美學等問題，導流板下傾角10o，實際橋梁上導流板最大尺寸為80cm。因此在1∶10 的節(jié)段模型風洞試驗中，在A 側增加5cm 和8cm 導流板進行比較研究[4]。

首先，研究A 側來流+3o風攻角、試驗風速8m/s這一工況的時程結果顯示，如圖6、圖7所示。

比較圖4、圖6、圖7 可知：增加導流板對橋梁振動有明顯的抑制作用，最大豎向振動位移由30mm 降低到0.03mm，最大扭轉振動位移由0.5o降低到0.008o；不同寬度的導流板對橋梁風致振動的抑制效果有一定的差別，但差別不大。

為了進一步研究增加導流板對橋梁風致振動的抑制效果，對平均風速2～22m/s 范圍內進行多個工況風洞試驗。同樣地，每個風速工況下穩(wěn)定后采集60s 數(shù)據(jù)，采樣頻率500Hz。采集數(shù)據(jù)利用統(tǒng)計方法獲得豎向位移和扭轉位移根方差。

3.2 調節(jié)阻尼比的減振措施

阻尼作為結構振動系統(tǒng)里的耗能元件，是影響結構振動的重要參數(shù)之一。為了研究阻尼的影響，在不增加導流板的情況下，將原模型的結構阻尼比由0.005 調整到0.010 和0.015 進行風洞試驗。

為了進一步研究阻尼比對橋梁風致振動的整體抑制效果，對平均風速2～22m/s 范圍內進行多個工況風洞試驗。同樣地，每個風速工況下穩(wěn)定后采集60s 數(shù)據(jù)，采樣頻率500Hz。采集數(shù)據(jù)利用統(tǒng)計方法獲得豎向位移和扭轉位移根方差。

4 結語

本文以廈門某步道橋為背景，制作縮尺比為1∶10的主梁節(jié)段模型進行風洞試驗，研究風致振動控制的方法，得出如下主要結論。

非對稱斷面橋梁表現(xiàn)出對不同方向來流的抗風性能差異較大，其中鈍側來流的振動響應明顯高于銳側來流的振動響應，風攻角為正時更加不利。

在迎風側有效增加導流板可以有效解決A 側來流+3o風攻角導致的橋梁大幅發(fā)散馳振問題，導流板寬度對抑制振動效果有一定的影響。

增加阻尼比可以有效抑制大幅風致振動的豎向位移，但對于扭轉位移的減小作用不夠明顯。

本文針對某非對稱斷面步道橋梁初步設計中存在的大幅風致振動問題為研究對象，提出了通過增加導流板和調整阻尼比兩種方式對大幅風致振動響應進行控制。通過風洞試驗研究，得到一些結論，對于橋梁風致振動的控制具有一定指導意義。