分離式雙箱梁斜拉橋渦激振動試驗(yàn)研究
——以港珠澳江海直達(dá)船航道橋?yàn)槔?/h1>
2015-03-17 01:12:03何晗欣宋宏敏李加武
廣西大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版) 2015年1期
何晗欣，宋宏敏，李加武
(1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 陜西西安710055；2.中交第一公路勘察設(shè)計研究院有限公司， 陜西西安710075；3.長安大學(xué)公路學(xué)院， 陜西西安710064)
分離式雙箱梁斜拉橋渦激振動試驗(yàn)研究
——以港珠澳江海直達(dá)船航道橋?yàn)槔?/p>
何晗欣1，宋宏敏2，李加武3
(1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 陜西西安710055；2.中交第一公路勘察設(shè)計研究院有限公司， 陜西西安710075；3.長安大學(xué)公路學(xué)院， 陜西西安710064)
為了研究分離式雙箱梁斜拉橋的渦激振動特性，以港珠澳江海直達(dá)船航道橋?yàn)檠芯繉ο?以風(fēng)洞試驗(yàn)為研究手段，分析加風(fēng)障、增設(shè)不同開槽率的中央底板、改變腹板角度和增設(shè)導(dǎo)流板等氣動措施對主梁渦激振動特性的影響，以及在不同風(fēng)攻角下不同氣動斷面的渦激振動特點(diǎn)。試驗(yàn)和分析結(jié)果表明：風(fēng)障雖然不能避免渦激振動的發(fā)生，但是可以有效地減小渦激振動的振動幅度；底板開槽可以有效地控制渦激振動的發(fā)生，并存在1個最佳開槽率；改變幅板角度可以有效地避免二階渦激振動的發(fā)生，但對一階渦激振動影響效果不明顯；相比較而言，導(dǎo)流板設(shè)置在斷面兩側(cè)是對主梁斷面進(jìn)行渦激控制最有效的措施。
渦激振動;風(fēng)洞試驗(yàn);氣動措施
分離式雙箱梁橋由于其顫振穩(wěn)定性較好，目前在大跨度高等級公路橋梁中廣泛應(yīng)用。理論和試驗(yàn)研究表明，在箱型加勁梁中央設(shè)置開口后能顯著提高大跨度纜索橋的顫振穩(wěn)定臨界風(fēng)速，但渦振性能卻不如開口前的閉口箱梁[1-6]。雖然渦激振動不會像顫振一樣引起橋梁毀滅性的破壞，但由于其多發(fā)生在低風(fēng)速下，且發(fā)生頻率較高，往往容易引起橋梁構(gòu)件的疲勞破壞,并引起行人和行車舒適度的降低[7-11]。目前對扁平箱梁的渦激振動特性研究較多，而對分離式箱梁的渦激振動特性研究相對較少，采取的制振措施較為單一[12]。為此，本文以港珠澳江海直達(dá)航道橋?yàn)槔ㄟ^風(fēng)洞試驗(yàn)，對分離式雙箱梁斜拉橋的渦激振動特性及其制振措施進(jìn)行了研究，旨在為同類型橋梁的渦激振動特性的研究和制振措施的選擇提供一定的借鑒和參考。
1 工程背景
港珠澳大橋主體部分由青州航道橋、江海直達(dá)船航道橋、九州航道橋三部分組成。其中，江海直達(dá)航道橋是一座三塔斜拉橋，其主橋跨徑布置為129+258+258+129 m，全長774 m。鋼塔方案主梁燈柱處全寬39.75 m，非燈柱處寬38.80 m，中心線處高度4m；混凝土方案主梁燈柱處全寬40.25 m，非燈柱處寬39.30 m，中心線處高度4 m。大橋主梁斷面如圖1所示。通過對大橋進(jìn)行有限元分析，得到其動力特性如表1所示。
圖1 主梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面Fig.1 Standard cross-section of girder
表1 港珠澳大橋成橋動力特性Tab.1 Natural vibration frequency and vibration mode description of the primary vibration mode in bridge completion state
圖2 節(jié)段模型懸掛在風(fēng)洞中的示意圖Fig.2 Section model in wind tunnel
2 試驗(yàn)研究方案
本試驗(yàn)在長安大學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)中完成，節(jié)段模型縮尺比為1∶45，模型由樹脂板制作完成，考慮欄桿。在節(jié)段模型的實(shí)驗(yàn)中，主要測量模型的位移響應(yīng)、加速度響應(yīng)和風(fēng)速。本次風(fēng)洞試驗(yàn)研究中，在梁端距中心等距離處分別布置了兩個激光位移計，通過對測量結(jié)果進(jìn)行代數(shù)差與代數(shù)和的運(yùn)算，得到模型的扭轉(zhuǎn)位移響應(yīng)和豎彎位移響應(yīng)。為了驗(yàn)證對激光位移計采集的數(shù)據(jù)，在剛臂上布置了兩個加速度傳感器。通過剛臂和彈簧將剛體節(jié)段模型懸掛在風(fēng)洞內(nèi)。圖2為節(jié)段模型懸掛在風(fēng)洞中的示意圖。
試驗(yàn)結(jié)果表明，節(jié)段模型在低風(fēng)速下就產(chǎn)生了豎向的渦激共振。因此，有必要采取適當(dāng)?shù)臍鈩哟胧?，分別采用風(fēng)障、增設(shè)不同開槽率的底板、改變腹板角度和增設(shè)導(dǎo)流板等4種方案，在不同的風(fēng)攻角下對主梁斷面進(jìn)行渦激振動試驗(yàn)，以選擇最有效的措施對結(jié)構(gòu)進(jìn)行氣動選型的優(yōu)化。
3 試驗(yàn)結(jié)果與分析
3.1 方案一(增設(shè)風(fēng)障)對橋梁渦激振動特性的影響
對增設(shè)風(fēng)障后的橋梁進(jìn)行節(jié)段模型試驗(yàn)，結(jié)果表明：在不同的風(fēng)攻角下，主梁的一階渦激振動和二階渦激振動均得到明顯控制，但在+3°風(fēng)攻角渦激振動并未得到遏制，反而增大了，如圖3所示。由于低風(fēng)速下的渦激振動是渦激振動控制的主要對象，因此，風(fēng)障是對主梁渦激振動控制有效的措施。鑒于現(xiàn)在大型橋梁均采用風(fēng)障作為氣動基礎(chǔ)措施，以下的其他措施均是在增加了風(fēng)障的基礎(chǔ)上進(jìn)行的。
圖3 風(fēng)障對主梁渦激振動特性的影響
Fig.3 The effect of windbreak on vortex-induced vibration
3.2 方案二(增加底板)對橋梁渦激振動特性的影響
給中央開槽斷面增加底板，并根據(jù)CFD分析結(jié)果對橋梁斷面進(jìn)行開槽率分別為0，20%、40%、60%、80%等5種情況下的實(shí)驗(yàn)研究，并與原斷面(開槽率為100%)的渦激振動特性進(jìn)行比較。開槽率定義為分離式主梁之間開槽的距離與兩個主梁之間的寬度之比。通過試驗(yàn)，得到不同風(fēng)攻角下，不同底板開槽率下主梁的渦激振動特性，圖4～圖6分別為0°，+3°，-3°風(fēng)攻角下主梁的豎向渦激振動特性試驗(yàn)結(jié)果。
由圖4～圖6可知，在0°風(fēng)攻角下，無論增設(shè)何種開槽率的底板，主梁的一階渦激振動都得到了明顯的抑制，但二階渦激渦激振動的情況卻比較復(fù)雜。當(dāng)?shù)装彘_槽率為20%時，一階渦激振動得到明顯控制，但是二階渦激振動的振幅不降反升，出現(xiàn)了主梁的豎向位移最大值。當(dāng)開槽率為40%，60%，80%時，無論是一階還是二階，主梁的渦激振動均得到明顯的抑制。在+3°和-3°風(fēng)攻角下，當(dāng)開槽率為40%時，主梁的渦激振動被遏制，且其二階渦激振幅達(dá)到最小。由圖4～圖6中不同風(fēng)攻角下豎向最大位移隨開槽率的變化曲線可以看出，當(dāng)?shù)装彘_槽率為40%時，其對主梁渦激振動的制振效果最好。
可見，當(dāng)主梁采用增設(shè)不同開槽率的底板時，中央開槽比例存在1個最佳值，在這個最佳開槽率下，分離式箱梁的渦激振動特性最佳，發(fā)生渦激振動的幾率越低。
圖4 0°風(fēng)攻角下不同開槽率的主梁渦激振動特性
Fig.4 Character of vortex-induced vibration of different opening ratio under 0° wind attack angle
圖5 +3°風(fēng)攻角下不同開槽率的主梁渦激振動特性
Fig.5 Character of vortex-induced vibration of different opening ratio under 3° wind attack angle
圖6 -3°風(fēng)攻角下不同開槽率的主梁渦激振動特性
Fig.6 Character of vortex-induced vibration of different opening ratio under -3° wind attack angle
3.3 方案三(改變腹板角度)對橋梁渦激振動特性的影響
為了研究腹板角度對主梁渦激振動特性的影響，分別對不同腹板角度(109°、119°、129°、139°)下的箱梁進(jìn)行渦激振動特性試驗(yàn)研究。腹板角度定義為外測腹板與底板之間的夾角(鈍角)。通過試驗(yàn)得到不同風(fēng)攻角下不同腹板角度時主梁斷面的渦激振動特性，如圖7～圖9所示。
由圖7～圖9可知，在-3°的風(fēng)攻角下存在兩個渦振區(qū)域，其中低風(fēng)速下的渦振區(qū)域較窄，振幅較小，其最大振幅滿足規(guī)范要求，而相對較高風(fēng)速下的渦激振動幅度較大。當(dāng)腹板角度為109°和119°時，其振幅超過了規(guī)范要求；當(dāng)腹板斜角為129°時，渦激振動不明顯；當(dāng)腹板角度為139°時，不出現(xiàn)渦激振動。在0°攻角下各個腹板角度均只有1個渦振區(qū)，而且出現(xiàn)渦振現(xiàn)象的風(fēng)速大多集中在8～11 m/s，各個腹板斜角豎彎渦振的最大豎向位移均滿足規(guī)范的要求，但隨著腹板角度的增大，低風(fēng)速區(qū)的渦激振動幅度有上升的趨勢。+3°攻角下腹板斜角為109°和119°存在2個渦振區(qū)，腹板斜角為129°和139°只在低風(fēng)速區(qū)發(fā)生渦激振動，各個腹板角度下出現(xiàn)渦振的低風(fēng)速區(qū)大多集中在7～12 m/s，二階渦激振動的風(fēng)速大多集中在20～31 m/s，當(dāng)腹板角度為109°時，其振動幅度遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過規(guī)范要求，當(dāng)腹板斜角為119°、129°和139°時，豎彎渦振的最大豎向位移滿足規(guī)范的要求，且隨著腹板角度的增加其二階渦激振動得到明顯的抑制。
圖7 0°風(fēng)攻角下不同腹板角度下主梁渦激振動特性
Fig.7 Character of vortex-induced vibration of web angle under 0° wind attack angle
圖8 +3°風(fēng)攻角下不同腹板角度下主梁渦激振動特性
Fig.8 Character of vortex-induced vibration of web angle under +3° wind attack angle
圖9 -3°風(fēng)攻角下不同腹板角度主梁渦激振動特性
Fig.9 Character of vortex-induced vibration of web angle under -3° wind attack angle
綜上所述，增加腹板的角度可以有效地抑制二階渦激振動，但卻無法有效地抑制一階渦激振動，甚至有使一階渦激振動振幅增加的可能。雖然我們更多關(guān)注的是低風(fēng)速下的渦激振動，但當(dāng)橋位處的常年平均風(fēng)速較大，在二階渦激振動的風(fēng)速范圍內(nèi)且風(fēng)速上升速度較快時，其高階渦激振動也是不容忽視的。因此，在滿足規(guī)范對渦激振動幅度要求的前提下，可以適當(dāng)?shù)卦黾痈拱宓慕嵌?，以減小較高風(fēng)速下的渦激振動振幅，使其滿足規(guī)范要求。
3.4 方案四(設(shè)置導(dǎo)流板)對橋梁渦激振動特性的影響
分別將導(dǎo)流板加在腹板兩側(cè)和中央開槽部位，當(dāng)導(dǎo)流板設(shè)置在腹板兩側(cè)時，導(dǎo)流板距離主梁模型底板15 mm，平行于底板的導(dǎo)流板長度為15 mm，平行于腹板的導(dǎo)流板長度為25 mm。當(dāng)導(dǎo)流板設(shè)置在分離式主梁的中央開槽位置時，導(dǎo)流板距離底板15 mm，深入開槽位置的導(dǎo)流板長度為15 mm，并與底板成45°夾角。分別進(jìn)行導(dǎo)流板在中央和導(dǎo)流板在兩側(cè)的渦激振動試驗(yàn)，并與原主梁的渦激振動特性進(jìn)行比較，其試驗(yàn)結(jié)果如圖10所示。可見，將導(dǎo)流板放置在腹板兩側(cè)時，渦激振動基本上不發(fā)生，當(dāng)導(dǎo)流板設(shè)置在中央開槽位置時，渦激振動現(xiàn)象比較明顯，與原截面相比，其渦激振動的風(fēng)速鎖定區(qū)雖然幾乎不發(fā)生變化，但對振動幅度的控制效果是顯而易見的，其最大振幅均控制在規(guī)范規(guī)定的界限之下。
圖10 導(dǎo)流板對渦激振動特性的影響
Fig.10 The effect of baffle on vortex-induced vibration
4 結(jié) 語
以港珠澳大橋江海直達(dá)航道船橋?yàn)槔?，通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，對分離式雙箱梁斜拉橋渦激振動特性及其制振措施進(jìn)行了研究。在以風(fēng)障為基礎(chǔ)氣動措施的前提下，分別采用增設(shè)底板、改變腹板角度和增設(shè)導(dǎo)流板等3種措施，通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)得到以下結(jié)論：
①安裝風(fēng)障后，渦激振動的振幅雖然有明顯減小，但當(dāng)風(fēng)速較高時，其渦激振動幅度仍然較大，無法滿足規(guī)范要求，為安全起見，風(fēng)障可以作為其他氣動措施的輔助措施。
②增設(shè)不同開槽率的底板可以有效地抑制分離式箱梁的渦激振動，但是并非開槽率越小越好，或者開槽越大越好，而是存在1個最佳的開槽率，在這個開槽率下，底板的渦激振動控制效果最好。
③對本文所研究的橋梁實(shí)例而言，增加腹板角度對二階渦激振動的控制更優(yōu)于對一階渦激振動的控制，隨著腹板角度的增加，二階渦激振動的振動幅值得到了明顯的控制，而對一階渦激振動而言，存在1個最佳的腹板角度，可以使其渦激振動得到最明顯的抑制。
④導(dǎo)流板的設(shè)置可以有效地抑制渦激共振，尤其是當(dāng)導(dǎo)流板設(shè)置在箱梁兩側(cè)時，其抑制效果最為明顯。
試驗(yàn)結(jié)果表明，相比較增設(shè)底板和改變腹板角度，導(dǎo)流板對主梁渦激振動的抑振效果尤其顯著。以往對于分離式箱梁的纜索承重橋渦激振動的研究表明導(dǎo)流板放置在中央開槽位置是最有效的[12-14]，然而，在此次試驗(yàn)研究中，很明顯，將導(dǎo)流板設(shè)置在腹板兩側(cè)時對渦激振動的制振效果更勝一籌，這既證明了以往研究中導(dǎo)流板在這類主梁斷面中抑制渦激振動的有效性，同時也對導(dǎo)流板設(shè)置在何處更有效提出了探討的空間。
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(責(zé)任編輯 唐漢民 裴潤梅)
Experimental study on vortex-induced vibration of separated box girders in cable-stayed bridges
HE Han-xin1, SONG Hong-min2, LI Jia-wu3
(1.School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, China;2.CCCC First Highway Consultants Co. Ltd, Xi’an 710075, China;3.Highway School, Chang’an University, Xi’an 710064, China)
In order to study the vortex-induced vibration (VIV) of separate pairs of box girders in cable-stayed bridges, Hong Kong-Zhuhai-Macao River-sea Ship Canal Bridge is taken as an example. Employing a wind tunnel test, the effect of different aerodynamic measures, including adding windbreak, setting grating of different opening ratios, changing incline angle of web, and setting baffle, on the VIV of main girder is respectively studied, and the VIV characteristics of the girder under various aerodynamic measures and different wind attack angles is analyzed. According to the test and analysis, although the windbreak cannot avoid the VIV for the bridge, it can effectively reduce vibration amplitude. The measure of setting grating with different opening ratios is effective, while there is an optimum opening ratio to restrain the VIV. Changing the incline angle of web can restrain the second-order VIV effectively. However, its effect on the first-order VIV is not remarkable. Comparing the aforementioned measures, setting baffles on both sides of the girder is the most effective measure to restrain the VIV.
vortex-induced vibration; wind tunnel test; aerodynamic measures.
2014-10-01；
2014-12-18
國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51078038);陜西省教育廳專項(xiàng)科研計劃項(xiàng)目(14JK1436);西安建筑科技大學(xué)青年科技基金(QN1306)
何晗欣(1981-)，女，陜西西安人，西安建筑科技大學(xué)講師，博士；E-mail：hehanxin@126.com。
10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2015.0178
U44
A
1001-7445(2015)01-0178-08
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(1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 陜西西安710055；2.中交第一公路勘察設(shè)計研究院有限公司， 陜西西安710075；3.長安大學(xué)公路學(xué)院， 陜西西安710064)
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何晗欣1，宋宏敏2，李加武3
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為了研究分離式雙箱梁斜拉橋的渦激振動特性，以港珠澳江海直達(dá)船航道橋?yàn)檠芯繉ο?以風(fēng)洞試驗(yàn)為研究手段，分析加風(fēng)障、增設(shè)不同開槽率的中央底板、改變腹板角度和增設(shè)導(dǎo)流板等氣動措施對主梁渦激振動特性的影響，以及在不同風(fēng)攻角下不同氣動斷面的渦激振動特點(diǎn)。試驗(yàn)和分析結(jié)果表明：風(fēng)障雖然不能避免渦激振動的發(fā)生，但是可以有效地減小渦激振動的振動幅度；底板開槽可以有效地控制渦激振動的發(fā)生，并存在1個最佳開槽率；改變幅板角度可以有效地避免二階渦激振動的發(fā)生，但對一階渦激振動影響效果不明顯；相比較而言，導(dǎo)流板設(shè)置在斷面兩側(cè)是對主梁斷面進(jìn)行渦激控制最有效的措施。
渦激振動;風(fēng)洞試驗(yàn);氣動措施
分離式雙箱梁橋由于其顫振穩(wěn)定性較好，目前在大跨度高等級公路橋梁中廣泛應(yīng)用。理論和試驗(yàn)研究表明，在箱型加勁梁中央設(shè)置開口后能顯著提高大跨度纜索橋的顫振穩(wěn)定臨界風(fēng)速，但渦振性能卻不如開口前的閉口箱梁[1-6]。雖然渦激振動不會像顫振一樣引起橋梁毀滅性的破壞，但由于其多發(fā)生在低風(fēng)速下，且發(fā)生頻率較高，往往容易引起橋梁構(gòu)件的疲勞破壞,并引起行人和行車舒適度的降低[7-11]。目前對扁平箱梁的渦激振動特性研究較多，而對分離式箱梁的渦激振動特性研究相對較少，采取的制振措施較為單一[12]。為此，本文以港珠澳江海直達(dá)航道橋?yàn)槔ㄟ^風(fēng)洞試驗(yàn)，對分離式雙箱梁斜拉橋的渦激振動特性及其制振措施進(jìn)行了研究，旨在為同類型橋梁的渦激振動特性的研究和制振措施的選擇提供一定的借鑒和參考。
1 工程背景
港珠澳大橋主體部分由青州航道橋、江海直達(dá)船航道橋、九州航道橋三部分組成。其中，江海直達(dá)航道橋是一座三塔斜拉橋，其主橋跨徑布置為129+258+258+129 m，全長774 m。鋼塔方案主梁燈柱處全寬39.75 m，非燈柱處寬38.80 m，中心線處高度4m；混凝土方案主梁燈柱處全寬40.25 m，非燈柱處寬39.30 m，中心線處高度4 m。大橋主梁斷面如圖1所示。通過對大橋進(jìn)行有限元分析，得到其動力特性如表1所示。
圖1 主梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面Fig.1 Standard cross-section of girder
表1 港珠澳大橋成橋動力特性Tab.1 Natural vibration frequency and vibration mode description of the primary vibration mode in bridge completion state
圖2 節(jié)段模型懸掛在風(fēng)洞中的示意圖Fig.2 Section model in wind tunnel
2 試驗(yàn)研究方案
本試驗(yàn)在長安大學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)中完成，節(jié)段模型縮尺比為1∶45，模型由樹脂板制作完成，考慮欄桿。在節(jié)段模型的實(shí)驗(yàn)中，主要測量模型的位移響應(yīng)、加速度響應(yīng)和風(fēng)速。本次風(fēng)洞試驗(yàn)研究中，在梁端距中心等距離處分別布置了兩個激光位移計，通過對測量結(jié)果進(jìn)行代數(shù)差與代數(shù)和的運(yùn)算，得到模型的扭轉(zhuǎn)位移響應(yīng)和豎彎位移響應(yīng)。為了驗(yàn)證對激光位移計采集的數(shù)據(jù)，在剛臂上布置了兩個加速度傳感器。通過剛臂和彈簧將剛體節(jié)段模型懸掛在風(fēng)洞內(nèi)。圖2為節(jié)段模型懸掛在風(fēng)洞中的示意圖。
試驗(yàn)結(jié)果表明，節(jié)段模型在低風(fēng)速下就產(chǎn)生了豎向的渦激共振。因此，有必要采取適當(dāng)?shù)臍鈩哟胧?，分別采用風(fēng)障、增設(shè)不同開槽率的底板、改變腹板角度和增設(shè)導(dǎo)流板等4種方案，在不同的風(fēng)攻角下對主梁斷面進(jìn)行渦激振動試驗(yàn)，以選擇最有效的措施對結(jié)構(gòu)進(jìn)行氣動選型的優(yōu)化。
3 試驗(yàn)結(jié)果與分析
3.1 方案一(增設(shè)風(fēng)障)對橋梁渦激振動特性的影響
對增設(shè)風(fēng)障后的橋梁進(jìn)行節(jié)段模型試驗(yàn)，結(jié)果表明：在不同的風(fēng)攻角下，主梁的一階渦激振動和二階渦激振動均得到明顯控制，但在+3°風(fēng)攻角渦激振動并未得到遏制，反而增大了，如圖3所示。由于低風(fēng)速下的渦激振動是渦激振動控制的主要對象，因此，風(fēng)障是對主梁渦激振動控制有效的措施。鑒于現(xiàn)在大型橋梁均采用風(fēng)障作為氣動基礎(chǔ)措施，以下的其他措施均是在增加了風(fēng)障的基礎(chǔ)上進(jìn)行的。
圖3 風(fēng)障對主梁渦激振動特性的影響
Fig.3 The effect of windbreak on vortex-induced vibration
3.2 方案二(增加底板)對橋梁渦激振動特性的影響
給中央開槽斷面增加底板，并根據(jù)CFD分析結(jié)果對橋梁斷面進(jìn)行開槽率分別為0，20%、40%、60%、80%等5種情況下的實(shí)驗(yàn)研究，并與原斷面(開槽率為100%)的渦激振動特性進(jìn)行比較。開槽率定義為分離式主梁之間開槽的距離與兩個主梁之間的寬度之比。通過試驗(yàn)，得到不同風(fēng)攻角下，不同底板開槽率下主梁的渦激振動特性，圖4～圖6分別為0°，+3°，-3°風(fēng)攻角下主梁的豎向渦激振動特性試驗(yàn)結(jié)果。
由圖4～圖6可知，在0°風(fēng)攻角下，無論增設(shè)何種開槽率的底板，主梁的一階渦激振動都得到了明顯的抑制，但二階渦激渦激振動的情況卻比較復(fù)雜。當(dāng)?shù)装彘_槽率為20%時，一階渦激振動得到明顯控制，但是二階渦激振動的振幅不降反升，出現(xiàn)了主梁的豎向位移最大值。當(dāng)開槽率為40%，60%，80%時，無論是一階還是二階，主梁的渦激振動均得到明顯的抑制。在+3°和-3°風(fēng)攻角下，當(dāng)開槽率為40%時，主梁的渦激振動被遏制，且其二階渦激振幅達(dá)到最小。由圖4～圖6中不同風(fēng)攻角下豎向最大位移隨開槽率的變化曲線可以看出，當(dāng)?shù)装彘_槽率為40%時，其對主梁渦激振動的制振效果最好。
可見，當(dāng)主梁采用增設(shè)不同開槽率的底板時，中央開槽比例存在1個最佳值，在這個最佳開槽率下，分離式箱梁的渦激振動特性最佳，發(fā)生渦激振動的幾率越低。
圖4 0°風(fēng)攻角下不同開槽率的主梁渦激振動特性
Fig.4 Character of vortex-induced vibration of different opening ratio under 0° wind attack angle
圖5 +3°風(fēng)攻角下不同開槽率的主梁渦激振動特性
Fig.5 Character of vortex-induced vibration of different opening ratio under 3° wind attack angle
圖6 -3°風(fēng)攻角下不同開槽率的主梁渦激振動特性
Fig.6 Character of vortex-induced vibration of different opening ratio under -3° wind attack angle
3.3 方案三(改變腹板角度)對橋梁渦激振動特性的影響
為了研究腹板角度對主梁渦激振動特性的影響，分別對不同腹板角度(109°、119°、129°、139°)下的箱梁進(jìn)行渦激振動特性試驗(yàn)研究。腹板角度定義為外測腹板與底板之間的夾角(鈍角)。通過試驗(yàn)得到不同風(fēng)攻角下不同腹板角度時主梁斷面的渦激振動特性，如圖7～圖9所示。
由圖7～圖9可知，在-3°的風(fēng)攻角下存在兩個渦振區(qū)域，其中低風(fēng)速下的渦振區(qū)域較窄，振幅較小，其最大振幅滿足規(guī)范要求，而相對較高風(fēng)速下的渦激振動幅度較大。當(dāng)腹板角度為109°和119°時，其振幅超過了規(guī)范要求；當(dāng)腹板斜角為129°時，渦激振動不明顯；當(dāng)腹板角度為139°時，不出現(xiàn)渦激振動。在0°攻角下各個腹板角度均只有1個渦振區(qū)，而且出現(xiàn)渦振現(xiàn)象的風(fēng)速大多集中在8～11 m/s，各個腹板斜角豎彎渦振的最大豎向位移均滿足規(guī)范的要求，但隨著腹板角度的增大，低風(fēng)速區(qū)的渦激振動幅度有上升的趨勢。+3°攻角下腹板斜角為109°和119°存在2個渦振區(qū)，腹板斜角為129°和139°只在低風(fēng)速區(qū)發(fā)生渦激振動，各個腹板角度下出現(xiàn)渦振的低風(fēng)速區(qū)大多集中在7～12 m/s，二階渦激振動的風(fēng)速大多集中在20～31 m/s，當(dāng)腹板角度為109°時，其振動幅度遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過規(guī)范要求，當(dāng)腹板斜角為119°、129°和139°時，豎彎渦振的最大豎向位移滿足規(guī)范的要求，且隨著腹板角度的增加其二階渦激振動得到明顯的抑制。
圖7 0°風(fēng)攻角下不同腹板角度下主梁渦激振動特性
Fig.7 Character of vortex-induced vibration of web angle under 0° wind attack angle
圖8 +3°風(fēng)攻角下不同腹板角度下主梁渦激振動特性
Fig.8 Character of vortex-induced vibration of web angle under +3° wind attack angle
圖9 -3°風(fēng)攻角下不同腹板角度主梁渦激振動特性
Fig.9 Character of vortex-induced vibration of web angle under -3° wind attack angle
綜上所述，增加腹板的角度可以有效地抑制二階渦激振動，但卻無法有效地抑制一階渦激振動，甚至有使一階渦激振動振幅增加的可能。雖然我們更多關(guān)注的是低風(fēng)速下的渦激振動，但當(dāng)橋位處的常年平均風(fēng)速較大，在二階渦激振動的風(fēng)速范圍內(nèi)且風(fēng)速上升速度較快時，其高階渦激振動也是不容忽視的。因此，在滿足規(guī)范對渦激振動幅度要求的前提下，可以適當(dāng)?shù)卦黾痈拱宓慕嵌?，以減小較高風(fēng)速下的渦激振動振幅，使其滿足規(guī)范要求。
3.4 方案四(設(shè)置導(dǎo)流板)對橋梁渦激振動特性的影響
分別將導(dǎo)流板加在腹板兩側(cè)和中央開槽部位，當(dāng)導(dǎo)流板設(shè)置在腹板兩側(cè)時，導(dǎo)流板距離主梁模型底板15 mm，平行于底板的導(dǎo)流板長度為15 mm，平行于腹板的導(dǎo)流板長度為25 mm。當(dāng)導(dǎo)流板設(shè)置在分離式主梁的中央開槽位置時，導(dǎo)流板距離底板15 mm，深入開槽位置的導(dǎo)流板長度為15 mm，并與底板成45°夾角。分別進(jìn)行導(dǎo)流板在中央和導(dǎo)流板在兩側(cè)的渦激振動試驗(yàn)，并與原主梁的渦激振動特性進(jìn)行比較，其試驗(yàn)結(jié)果如圖10所示。可見，將導(dǎo)流板放置在腹板兩側(cè)時，渦激振動基本上不發(fā)生，當(dāng)導(dǎo)流板設(shè)置在中央開槽位置時，渦激振動現(xiàn)象比較明顯，與原截面相比，其渦激振動的風(fēng)速鎖定區(qū)雖然幾乎不發(fā)生變化，但對振動幅度的控制效果是顯而易見的，其最大振幅均控制在規(guī)范規(guī)定的界限之下。
圖10 導(dǎo)流板對渦激振動特性的影響
Fig.10 The effect of baffle on vortex-induced vibration
4 結(jié) 語
以港珠澳大橋江海直達(dá)航道船橋?yàn)槔?，通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，對分離式雙箱梁斜拉橋渦激振動特性及其制振措施進(jìn)行了研究。在以風(fēng)障為基礎(chǔ)氣動措施的前提下，分別采用增設(shè)底板、改變腹板角度和增設(shè)導(dǎo)流板等3種措施，通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)得到以下結(jié)論：
①安裝風(fēng)障后，渦激振動的振幅雖然有明顯減小，但當(dāng)風(fēng)速較高時，其渦激振動幅度仍然較大，無法滿足規(guī)范要求，為安全起見，風(fēng)障可以作為其他氣動措施的輔助措施。
②增設(shè)不同開槽率的底板可以有效地抑制分離式箱梁的渦激振動，但是并非開槽率越小越好，或者開槽越大越好，而是存在1個最佳的開槽率，在這個開槽率下，底板的渦激振動控制效果最好。
③對本文所研究的橋梁實(shí)例而言，增加腹板角度對二階渦激振動的控制更優(yōu)于對一階渦激振動的控制，隨著腹板角度的增加，二階渦激振動的振動幅值得到了明顯的控制，而對一階渦激振動而言，存在1個最佳的腹板角度，可以使其渦激振動得到最明顯的抑制。
④導(dǎo)流板的設(shè)置可以有效地抑制渦激共振，尤其是當(dāng)導(dǎo)流板設(shè)置在箱梁兩側(cè)時，其抑制效果最為明顯。
試驗(yàn)結(jié)果表明，相比較增設(shè)底板和改變腹板角度，導(dǎo)流板對主梁渦激振動的抑振效果尤其顯著。以往對于分離式箱梁的纜索承重橋渦激振動的研究表明導(dǎo)流板放置在中央開槽位置是最有效的[12-14]，然而，在此次試驗(yàn)研究中，很明顯，將導(dǎo)流板設(shè)置在腹板兩側(cè)時對渦激振動的制振效果更勝一籌，這既證明了以往研究中導(dǎo)流板在這類主梁斷面中抑制渦激振動的有效性，同時也對導(dǎo)流板設(shè)置在何處更有效提出了探討的空間。
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(責(zé)任編輯 唐漢民 裴潤梅)
Experimental study on vortex-induced vibration of separated box girders in cable-stayed bridges
HE Han-xin1, SONG Hong-min2, LI Jia-wu3
(1.School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, China;2.CCCC First Highway Consultants Co. Ltd, Xi’an 710075, China;3.Highway School, Chang’an University, Xi’an 710064, China)
In order to study the vortex-induced vibration (VIV) of separate pairs of box girders in cable-stayed bridges, Hong Kong-Zhuhai-Macao River-sea Ship Canal Bridge is taken as an example. Employing a wind tunnel test, the effect of different aerodynamic measures, including adding windbreak, setting grating of different opening ratios, changing incline angle of web, and setting baffle, on the VIV of main girder is respectively studied, and the VIV characteristics of the girder under various aerodynamic measures and different wind attack angles is analyzed. According to the test and analysis, although the windbreak cannot avoid the VIV for the bridge, it can effectively reduce vibration amplitude. The measure of setting grating with different opening ratios is effective, while there is an optimum opening ratio to restrain the VIV. Changing the incline angle of web can restrain the second-order VIV effectively. However, its effect on the first-order VIV is not remarkable. Comparing the aforementioned measures, setting baffles on both sides of the girder is the most effective measure to restrain the VIV.
vortex-induced vibration; wind tunnel test; aerodynamic measures.
2014-10-01；
2014-12-18
國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51078038);陜西省教育廳專項(xiàng)科研計劃項(xiàng)目(14JK1436);西安建筑科技大學(xué)青年科技基金(QN1306)
何晗欣(1981-)，女，陜西西安人，西安建筑科技大學(xué)講師，博士；E-mail：hehanxin@126.com。
10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2015.0178
U44
A
1001-7445(2015)01-0178-08
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