邊主梁疊合梁渦振性能氣動(dòng)優(yōu)化措施風(fēng)洞試驗(yàn)研究

李春光， 黃靜文， 張 記， 韓 艷

(長(zhǎng)沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院, 長(zhǎng)沙 410114)

雙邊主梁鋼混疊合梁形式構(gòu)造簡(jiǎn)單，節(jié)省材料自重輕，施工方便，受力明確，尤其適用于雙索面斜拉橋結(jié)構(gòu)，因而被廣泛的應(yīng)用于大跨度斜拉橋的主梁設(shè)計(jì)建造。而大跨度斜拉橋作為柔性體系橋梁，風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)是其需要重點(diǎn)解決的問(wèn)題。

渦激振動(dòng)是來(lái)流流經(jīng)結(jié)構(gòu)發(fā)生分離與交替性漩渦脫落而引起的帶有自激性質(zhì)的結(jié)構(gòu)風(fēng)致限幅共振，是大跨度橋梁在低風(fēng)速下極易出現(xiàn)的一種風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象。盡管渦激振動(dòng)不會(huì)像顫振、馳振一樣帶來(lái)災(zāi)難性的發(fā)散振動(dòng)，但其發(fā)生風(fēng)速多在常遇低風(fēng)速范圍，發(fā)生頻率較高，從而可能導(dǎo)致結(jié)構(gòu)細(xì)部的疲勞損傷。輕者引起行車舒適性問(wèn)題，嚴(yán)重情況會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的過(guò)大變形甚至強(qiáng)度破壞。因此渦振控制成為目前柔性橋梁設(shè)計(jì)建造中重點(diǎn)關(guān)注的問(wèn)題[1]。即使是大跨度橋梁廣泛采用的氣動(dòng)性能良好的流線型鋼箱梁主梁斷面，因欄桿、檢修軌等結(jié)構(gòu)附屬構(gòu)件的影響也經(jīng)常會(huì)發(fā)生渦激振動(dòng)[2-5]。而邊主梁疊合梁有型鋼-混凝土疊合梁、半封閉鋼箱梁、雙邊肋混凝土板疊合梁等多種構(gòu)造形式，其敞開式構(gòu)造具有明顯的鈍體氣動(dòng)形態(tài)，使得主梁斷面的來(lái)流繞流形態(tài)更加的復(fù)雜，更易引起渦激振動(dòng)，因而邊主梁疊合梁的渦振是其應(yīng)用中需要重點(diǎn)解決的問(wèn)題。

關(guān)于大跨度橋梁邊主梁斷面形式的渦振問(wèn)題已有部分研究。Irwin[6]針對(duì)邊主梁開口斷面，采取防風(fēng)板的氣動(dòng)制渦效果進(jìn)行了研究；Kubo等[7]研究了π型梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)的氣流特點(diǎn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明π型梁越鈍體化，氣流越容易分離；張志田等[8]針對(duì)開口斜拉橋的渦振在主梁底設(shè)下穩(wěn)定板的氣動(dòng)制渦效果進(jìn)行了研究；董銳等[9]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)型鋼混凝土II型開口斷面主梁比較了兩種導(dǎo)流板的氣動(dòng)性能；楊光輝等[10]研究了中央穩(wěn)定板及欄桿透風(fēng)率對(duì)π型斷面渦振性能的影響；錢國(guó)偉等[11]研究了更改防撞欄桿截面的形式，安裝水平隔流板等措施對(duì)II型斷面的制渦效果。

以上文獻(xiàn)研究中多局限在導(dǎo)流板、穩(wěn)定板或者風(fēng)嘴等一兩種氣動(dòng)措施的比較研究，沒有系統(tǒng)性的研究包括抑流板、導(dǎo)流板、風(fēng)嘴、上下穩(wěn)定板、欄桿透風(fēng)率等常用氣動(dòng)措施的適用性。本文以某邊主梁疊合梁斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘?，借鑒已有研究成果，采用節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，分析不同來(lái)流攻角情況下的邊主梁疊合梁渦振性能，并綜合研究抑流板、導(dǎo)流板、穩(wěn)定板、風(fēng)嘴、欄桿透風(fēng)率等氣動(dòng)措施的渦振控制效果，提出可行的優(yōu)化措施。

1 工程背景

本文依托的背景工程為155+360+155=670 m跨徑布置的邊主梁鋼混疊合梁斜拉橋。橋址處于山區(qū)峽谷地形，主梁斷面采用雙“上”型鋼邊主梁帶小縱梁的混凝土橋面板疊合梁構(gòu)造，主梁橫向中心距24.0 m，橋梁全寬26.6 m，路線中心線處梁高2.642 m，邊主梁中心線處梁高2.400 m，類魚腹式鋼橫隔梁每4 m一道，斜拉索為豎直索面，斜拉索間距12 m，橋塔形式為H 型塔，具體構(gòu)造如圖1所示。

圖1 設(shè)計(jì)方案主梁橫截面圖(cm)Fig.1 Cross section diagram of the design main girder(cm)

2 風(fēng)洞試驗(yàn)布置

主梁剛性節(jié)段模型縮尺比采用常規(guī)比例1∶50，模型長(zhǎng)度取1.55 m,模型長(zhǎng)寬比達(dá)到2.89，具體參數(shù)如表1所示。剛性節(jié)段模型利用不銹鋼管框架做內(nèi)支架以提供足夠的整體剛度，外形采用雕刻機(jī)精細(xì)模擬，盡可能的真實(shí)模擬設(shè)計(jì)方案的氣動(dòng)外形。

表1 節(jié)段模型主要試驗(yàn)參數(shù)Tab.1 Parameters of the section model wind tunnel test

節(jié)段模型渦激振動(dòng)試驗(yàn)在中南大學(xué)高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室下屬風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室高速試驗(yàn)段完成。高速試驗(yàn)段寬3.0 m、高3 m、長(zhǎng)15 m，風(fēng)速穩(wěn)定范圍2～90 m/s，湍流度小于0.5%。模型通過(guò)8根彈簧自由懸掛于風(fēng)洞內(nèi)，形成豎彎和扭轉(zhuǎn)二自由度振動(dòng)系統(tǒng)。由于渦激共振通常發(fā)生的風(fēng)速較低，試驗(yàn)中采用剛度較大的彈簧來(lái)提高模型的自振頻率以獲得較高的渦振試驗(yàn)風(fēng)速比。風(fēng)洞試驗(yàn)布置如圖2所示。

圖2 剛性節(jié)段模型風(fēng)洞布置圖Fig.2 Layout of the rigid section model wind tunnel test

由于橋址位于山區(qū)峽谷地形，參考已有山區(qū)地形風(fēng)場(chǎng)特性的相關(guān)研究成果[12-13]，來(lái)流攻角通常會(huì)超出規(guī)范規(guī)定的±3°范圍，因此渦振試驗(yàn)工況中來(lái)流攻角設(shè)定為0°,±5°，模型風(fēng)振響應(yīng)信號(hào)由無(wú)接觸式激光位移計(jì)測(cè)量，共采用4只位移計(jì)，為避免儀器對(duì)風(fēng)場(chǎng)的干擾，激光位移計(jì)對(duì)稱布置在模型兩端的連接桿下方約15 cm處。具體試驗(yàn)布置如圖2所示。節(jié)段模型自由振動(dòng)渦振試驗(yàn)首先測(cè)試了原設(shè)計(jì)斷面在-5°，0°，+5°來(lái)流情況下的渦振性能，然后根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果選取最不利的-5°工況進(jìn)行抑制渦振氣動(dòng)措施參數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)研究。渦激振動(dòng)氣動(dòng)措施優(yōu)化具體工況如表2。需要說(shuō)明的是本試驗(yàn)所有工況均在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行。

3 主梁渦振性能及氣動(dòng)措施優(yōu)化

3.1 設(shè)計(jì)斷面渦振性能

圖3所示為原設(shè)計(jì)方案主梁振動(dòng)位移響應(yīng)根方差隨風(fēng)速的變化曲線，風(fēng)致響應(yīng)及風(fēng)速均已換算至實(shí)橋值。由圖3可知，在不同來(lái)流攻角下節(jié)段模型均發(fā)生了明顯的豎向及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)，豎向渦振風(fēng)速區(qū)間約為13～20.1 m/s，隨攻角由正向負(fù)變化，主梁斷面的渦振越發(fā)不利，并且在-5°攻角下的豎彎及扭轉(zhuǎn)的振動(dòng)最大幅值明顯高于其他兩個(gè)攻角，豎彎振動(dòng)的最大幅值已超出規(guī)范允許值。這與通常的箱梁斷面渦振性能隨風(fēng)攻角由負(fù)向正變化趨于不利恰恰相反，這是在主梁斷面選擇時(shí)需要注意的。與豎向渦振略有不同，扭轉(zhuǎn)渦振風(fēng)速區(qū)間隨攻角由正向負(fù)變化逐漸向高風(fēng)速方向遷移，但其振幅值僅約為規(guī)范允許值的40%。圖4所示各攻角工況下扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)的幅值譜曲線，其渦振卓越頻率均在10.01 Hz左右，考慮到試驗(yàn)測(cè)量誤差以及氣動(dòng)剛度的影響，可以認(rèn)為模型扭轉(zhuǎn)渦振頻率與試驗(yàn)設(shè)定頻率9.95 Hz一致。說(shuō)明由于來(lái)流攻角的改變，使得主梁迎風(fēng)面變化從而引起其Strouhal數(shù)也隨之變動(dòng)。由于渦激振動(dòng)對(duì)實(shí)橋的使用性能具有較大影響，從大橋的行駛舒適性及耐久性等方面考慮，設(shè)計(jì)方案的主梁斷面需要進(jìn)一步進(jìn)行氣動(dòng)措施優(yōu)化，以使其獲得良好的渦振性能。

圖3 設(shè)計(jì)狀態(tài)渦振豎彎及扭轉(zhuǎn)響應(yīng)隨風(fēng)速變化的曲線Fig.3 The curve of vertical vibration and torsional VIV with wind speed圖4 不同攻角下扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)頻譜Fig.4 Response spectrum of torsional vortex at different angles of at-tack

3.2 渦振氣動(dòng)優(yōu)化措施

試驗(yàn)過(guò)程中選取了最不利的-5°攻角狀態(tài)進(jìn)行氣動(dòng)措施的優(yōu)化。根據(jù)已有文獻(xiàn)成果，綜合測(cè)試了更改防撞欄透風(fēng)率、邊主梁底部設(shè)置水平穩(wěn)定板、主梁底部布置豎向穩(wěn)定板、增加欄桿抑流板，安裝邊主梁風(fēng)嘴等一系列氣動(dòng)措施，通過(guò)節(jié)段模型試驗(yàn)來(lái)研究其對(duì)背景工程主梁渦振的抑制效果，詳細(xì)試驗(yàn)工況見表2。

3.2.1 透風(fēng)防撞欄

橋面欄桿的形式將對(duì)來(lái)流的分離與再附著產(chǎn)生較大影響，欄桿形式往往是渦振的敏感構(gòu)件。文獻(xiàn)[4]研究顯示欄桿的構(gòu)造形式對(duì)π型斷面渦振性能具有明顯影響。本橋面上設(shè)計(jì)防撞欄為實(shí)體混凝土墩，即不透風(fēng)實(shí)體，為此將防撞欄改為常見的透風(fēng)形式防撞欄形式，以增加橋面上方的透風(fēng)率，具體構(gòu)造如圖5所示。圖6所示為變更防撞欄后主梁渦振響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線，渦振的豎彎和扭轉(zhuǎn)的振幅均有所減小。換為透風(fēng)防撞欄后豎向渦振振幅同比減小了約20%，扭轉(zhuǎn)渦振風(fēng)速區(qū)間基本未變，振幅降低約30%。由此可見防撞欄形式對(duì)于此類邊主梁疊合梁斷面渦振性能具有一定抑制效果，但并不突出。

3.2.2 水平穩(wěn)定板

邊主梁疊合梁的邊主梁與橋面板連接處轉(zhuǎn)角部位的旋渦脫落是誘發(fā)橋梁渦激共振的重要原因，在橋梁斷面底部的雙邊主梁底轉(zhuǎn)角處設(shè)置適當(dāng)?shù)乃綄?dǎo)流板可以有效減小甚至抑制漩渦的規(guī)律性脫落從而抑制渦激共振的發(fā)生。因此本試驗(yàn)在邊主梁底轉(zhuǎn)角處對(duì)比設(shè)置了如圖7所示的內(nèi)、外側(cè)兩種水平穩(wěn)定板。主梁渦振響應(yīng)隨風(fēng)速變化的曲線及與設(shè)計(jì)狀態(tài)響應(yīng)的對(duì)比如圖8所示。

從圖8中可以看出，安裝水平穩(wěn)定板后豎向渦振得到了一定程度的抑制，其中豎向渦振最大響應(yīng)降低約21%及34%，并且外水平板效果優(yōu)于比內(nèi)水平板。同時(shí)外水平板起到了抑制扭轉(zhuǎn)響應(yīng)的作用，響應(yīng)峰值降低約36%，而內(nèi)側(cè)的水平穩(wěn)定板幾乎沒有起到抑制渦振的作用，并且還引起了渦振扭轉(zhuǎn)的提前發(fā)生。雖然內(nèi)水平穩(wěn)定板對(duì)渦振響應(yīng)有一定程度上的抑制作用，但是豎向渦振響應(yīng)峰值仍占允許值的近70%，渦振響應(yīng)仍然較明顯。由此可知邊主梁底部安裝外側(cè)水平穩(wěn)定板是一種較為有效的渦振氣動(dòng)優(yōu)化措施，可供類似主梁斷面參考使用。

表2 氣動(dòng)措施優(yōu)化工況Tab.2 Aerodynamic optimization test conditions

(a) 混凝土不透風(fēng)防撞欄

(b) 透風(fēng)防撞欄圖5 防撞欄形式示意圖Fig.5 Schematic diagram of the crash barrier

圖6 透風(fēng)防撞欄措施渦振響應(yīng)風(fēng)速變化曲線圖Fig.6 The curve of VIV with wind speed of changed crash barrier

圖7 內(nèi)、外水平穩(wěn)定板布置圖(mm)Fig.7 Layout diagram of inside and outside horizontal stabilizer plate (mm)

3.2.3 豎向穩(wěn)定板

主梁底板安裝豎向穩(wěn)定板可以一定程度上干擾迎風(fēng)來(lái)流產(chǎn)生的規(guī)律性渦脫，從而避免產(chǎn)生渦激共振，張志田等研究了在π型開口疊合梁截面主梁安裝橋面、梁底豎向穩(wěn)定板的氣動(dòng)措施，發(fā)現(xiàn)其能夠有效抑制橋的渦激振動(dòng)。由于本文斷面防撞欄全為不透風(fēng)實(shí)體結(jié)構(gòu)，為此試驗(yàn)過(guò)程中借鑒文獻(xiàn)研究成果，分別采取了①在底部中間位置設(shè)置1道與底面平齊的豎向穩(wěn)定板；②延長(zhǎng)伸出橋面底部1.5 cm；③分別在1/4,1/2,3/4處設(shè)置3道豎向穩(wěn)定板共三種豎向穩(wěn)定板的氣動(dòng)措施，如圖9所示，來(lái)對(duì)比研究其對(duì)渦振的抑制效果。三種氣動(dòng)措施渦振響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線見圖10。

圖8 設(shè)置水平穩(wěn)定板渦振響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線圖Fig.8 The curve of VIV response with wind speed with installation of horizontal stabilizer plate

(a) 工況7 主梁底部中間設(shè)置豎向穩(wěn)定板

(b) 工況 9梁底部設(shè)置3道豎向穩(wěn)定板圖9 主梁底部豎向穩(wěn)定板布置圖Fig.9 Scheme of vertical stabilizer at the bottom of main beam

從圖10中可以看出，安裝梁底豎向穩(wěn)定板的三種措施對(duì)豎向渦振響應(yīng)均有一定程度的抑制作用，豎向渦振峰值衰減約25%左右，隨豎向穩(wěn)定板增高、增多效果更加明顯。然而對(duì)扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)卻產(chǎn)生了截然相反的效果，安裝梁底豎向穩(wěn)定板扭轉(zhuǎn)響應(yīng)幅值急劇增加，甚至超出規(guī)范允許值，穩(wěn)定板越多，扭轉(zhuǎn)渦振越劇烈。因此梁底安裝豎向穩(wěn)定板的氣動(dòng)措施不適合改善該橋比選方案的鋼混工字型邊主梁斷面的氣動(dòng)穩(wěn)定性。究其原因，作者猜想在最不利風(fēng)攻角為-5°情況下，橋面欄桿及不透風(fēng)防撞欄的影響更為顯著，豎向穩(wěn)定板一定程度上鈍化了梁底平面，雖然干擾了引起豎向渦振的漩渦脫落，但加劇了扭轉(zhuǎn)渦振的漩渦脫落。

圖10 設(shè)置豎向穩(wěn)定板渦振響應(yīng)隨風(fēng)速變化的曲線Fig.10 The curve of VIV with wind speed with installation of vertical stabilizer

3.2.4 欄桿抑流板

橋面欄桿的形式將對(duì)來(lái)流的分離與再附著產(chǎn)生較大影響，已有文獻(xiàn)研究表明欄桿形式往往是渦振的敏感構(gòu)件。設(shè)置抑流板可以改善上表面流場(chǎng)分布，減弱氣流在上表面前緣的分離，降低了整個(gè)上表面的風(fēng)壓及脈動(dòng)達(dá)到制渦的效果。為此試驗(yàn)過(guò)程中嘗試在檢修道欄桿頂部施加抑流板，測(cè)試其對(duì)主梁渦振響應(yīng)的影響。本文對(duì)疊合梁加設(shè)兩種不同寬度的抑流板布置圖見圖11。

圖12所示為安裝欄桿抑流板后主梁渦振響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線，從圖中可以看出檢修道欄桿頂安裝0.5 cm(實(shí)橋0.25 cm)水平15°抑流板的措施起到了一定的制振作用，豎向及扭轉(zhuǎn)渦振均得到抑制，響應(yīng)峰值降低約30%，同時(shí)豎向渦振的風(fēng)速鎖定區(qū)間得到一定程度的壓縮。在此基礎(chǔ)上延長(zhǎng)抑流板達(dá)0.5 m，渦振響應(yīng)幅值略有降低，但是效果微弱，因此若要進(jìn)一步抑制渦振響應(yīng)需要將檢修道欄桿頂部抑流板進(jìn)一步加寬，但是抑流板太寬實(shí)際施工中較為困難，同時(shí)也影響美觀，現(xiàn)實(shí)意義不大，因此試驗(yàn)中未繼續(xù)增加其寬度進(jìn)行參數(shù)測(cè)試。

圖11 欄桿抑流板設(shè)置示意圖(cm)Fig.11 Diagram of the flow suppression board on pedestrian railing(cm)

圖12 設(shè)置抑流板渦振響應(yīng)隨風(fēng)速變化的曲線Fig.12 The curve of VIV with installation of flow suppression board

3.2.5 主梁風(fēng)嘴

由于主梁斷面的典型鈍體特征顯著影響其氣動(dòng)穩(wěn)定性能，在上下游工字型邊主梁處安裝風(fēng)嘴可以有效的改變其鈍體氣動(dòng)外形，從而達(dá)到抑制渦激共振的目的。試驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)嘗試了安裝角度為40風(fēng)嘴的氣動(dòng)措施工況12，模型風(fēng)嘴布置圖見圖13。并將設(shè)置風(fēng)嘴與前幾個(gè)工況抑制渦振比較理想的幾個(gè)氣動(dòng)措施作對(duì)比，分別為工況4(透風(fēng)防撞欄)工況6(外側(cè)設(shè)置水平穩(wěn)定板)工況10(加設(shè)寬度為1 cm的抑流板)。渦振振幅根方差隨風(fēng)速變化曲線見圖14。

通過(guò)對(duì)比可以看出通過(guò)設(shè)置風(fēng)嘴，渦振的豎彎和扭轉(zhuǎn)振幅都有明顯的大幅減小，相對(duì)于其他三個(gè)工況的抑制渦振豎彎效果最佳；扭轉(zhuǎn)渦振同樣得到了顯著的抑制。在氣動(dòng)措施工況4、6、10、12中，工況10設(shè)置抑流板將流經(jīng)主梁斷面前方氣流經(jīng)過(guò)面積減小，進(jìn)入上表面的氣流速度增大從而達(dá)到制渦的效果比工況6在主梁下設(shè)置水平隔流板打亂削弱在主肋與橋面板轉(zhuǎn)角處的氣流制渦效果更好些，說(shuō)明在橋斷面上方采取制渦措施效果比在邊主梁底部。在眾多氣動(dòng)措施嘗試中工況12邊主梁加風(fēng)嘴的制渦效果最佳。

圖13 風(fēng)嘴設(shè)置示意圖(mm)Fig.13 Diagram of the wind fairing(mm)

4 結(jié) 論

本文針對(duì)典型鈍體邊主梁疊合梁斜拉橋進(jìn)行渦振風(fēng)洞試驗(yàn)，在最不利風(fēng)攻角下采取相應(yīng)的氣動(dòng)優(yōu)化措施，綜合對(duì)比更換防撞欄、設(shè)置水平、豎向穩(wěn)定板、抑流板、風(fēng)嘴多種氣動(dòng)控制措施的渦振控制措施效果，得到結(jié)論如下：

(1)隨風(fēng)攻角由正向負(fù)變化，與常規(guī)流線型箱梁相反，主梁渦振性能逐漸變差。

(2)邊主梁底部設(shè)置外側(cè)水平穩(wěn)定板比在內(nèi)側(cè)設(shè)置水平穩(wěn)定板效果明顯。而梁底豎向穩(wěn)定板對(duì)豎向渦振起到一定抑制作用，但是卻導(dǎo)致扭轉(zhuǎn)渦振加?。?/p>

(3)加設(shè)抑流板的制渦效果優(yōu)于在底部設(shè)置水平穩(wěn)定板、透風(fēng)防撞欄的氣動(dòng)措施。設(shè)置水平穩(wěn)定板又優(yōu)于透風(fēng)防撞欄的氣動(dòng)措施，說(shuō)明在橋斷面上方采取制渦措施效果比在邊主梁底部明顯。

(4)在邊主梁兩側(cè)設(shè)置風(fēng)嘴，引起氣動(dòng)外形的改變導(dǎo)致橋梁斷面外部繞流的變化，達(dá)到制渦的目的。其制渦效果表現(xiàn)最明顯，同比原設(shè)計(jì)方案振幅根方差減少超過(guò)了80%。