鈍體截面鐵路混合梁斜拉橋渦振性能研究

李 浩

(中國鐵路廣州局集團有限公司，廣東 廣州 510088)

近年來，我國鐵路建設(shè)快速發(fā)展，推動了鐵路橋梁技術(shù)的進步，特別是首座混合梁鐵路斜拉橋——甬江特大橋[1-2]在鐵路上成功應用后，鋼-混凝土組合梁斜拉橋在大跨度鐵路橋梁上得到迅速推廣[3-4]。由于混合梁鐵路斜拉橋的跨度大、橋面窄，結(jié)構(gòu)的抗風性能有時成為設(shè)計的關(guān)鍵，特別是鈍體截面加勁梁，氣流經(jīng)過結(jié)構(gòu)時會產(chǎn)生分離形成周期性旋轉(zhuǎn)脫落，渦振問題更為突出。

自1940年美國Tacoma大橋發(fā)生風振毀壞后，大跨度橋梁抗風性能的研究受到各國學者的重視，我國學者也作出了卓越貢獻。項海帆等[5]對現(xiàn)代橋梁的抗風問題進行了系統(tǒng)詳細的論述；葛耀君等[6]率先將結(jié)構(gòu)強健性的理念引入橋梁抗風設(shè)計與顫振評價中；李永樂等[7]采用計算流體動力學(CFD)數(shù)值模擬分析了某超大跨度懸索橋扁平單箱主梁氣動特性；陳政清等[8]基于理論分析和風洞試驗研究了舟山西堠門大橋長細吊索的風振問題并提出雙吊桿的分離器減振方案；陳海興等[9]對某跨海大橋采用比例節(jié)段模型進行風洞試驗研究了渦激振動性能及抑制風振的措施；汪家繼等[10]對大跨度橋梁箱梁的三分力系數(shù)進行CFD計算，結(jié)果與加拿大國家研究中心(NRCC)的節(jié)段模型試驗以及昂船洲大橋的節(jié)段模型試驗吻合良好。在現(xiàn)有文獻中，未見針對鈍體截面的鐵路混合梁斜拉橋渦振性能的研究。

南沙港鐵路龍穴南特大橋主橋因施工圖變更設(shè)計[11]導致工期緊迫，故采用了基于快速施工栓焊結(jié)合的矩形截面混合梁斜拉橋，并且橋址位于近海強風區(qū)，遭受臺風頻次高，對風致動力效應十分敏感，加上加勁梁為鈍體截面，渦振控制成為結(jié)構(gòu)設(shè)計的技術(shù)難題。本文通過節(jié)段模型風洞試驗開展南沙港鐵路龍穴南特大橋主橋的渦振性能研究，為工程設(shè)計提供理論指導。

1 工程概況

南沙港鐵路位于珠江三角洲中部地區(qū)，作為首條進入廣州南沙自貿(mào)區(qū)境內(nèi)的貨運鐵路，是粵港澳大灣區(qū)交通發(fā)展的重要項目之一。南沙港鐵路全長87.788 km，有砟軌道，雙線客貨共線鐵路，ZKH活載，線間距為4.0 m，設(shè)計速度120 km/h。

龍穴南特大橋主橋是南沙港鐵路跨越龍穴南水道的控制性工程，位于枕箱水道與龍穴南水道分流口下游約1.0 km，河面寬約850 m，航道繁忙。龍穴南特大橋主橋的縱立面以跨中為對稱點設(shè)置3‰的“人”字坡，平面位于直線上。該橋原設(shè)計為(130+260+130)m的鋼桁梁柔性拱橋，根據(jù)龍穴南水道的航道規(guī)劃及泄洪要求，橋下凈高不小于24 m，凈寬不小于412 m，變更設(shè)計為(60+60+70+448+70+60+60)m混合梁斜拉橋[11]。

小里程和大里程邊跨各138 m采用預應力混凝土梁，鋼-混結(jié)合段長7 m，兩處鋼-混結(jié)合段之間540 m采用鋼箱梁。斜拉索采用平行雙索面扇形布置，共72對斜拉索，索面間距14.5 m，塔上索間距為2～8 m，梁上標準索間距12 m，邊跨加密至8 m。采用H形鋼筋混凝土橋塔，塔高155 m，主橋立面見圖1。

針對工期緊迫的實際情況，變更設(shè)計中鋼箱梁采用快速施工的栓焊結(jié)合懸臂拼裝。為了適應栓焊結(jié)合拼裝工藝，并且優(yōu)化結(jié)構(gòu)受力，鋼箱梁采用外置風嘴矩形截面，由頂板、底板、4道縱腹板、風嘴組成，梁中心高4.5 m，橋面寬16.88 m，梁總寬20 m(含風嘴)。預應力混凝土箱梁采用外置風嘴的單箱單室截面，外輪廓與鋼箱梁相同，風嘴采用PPS塑料板，通過預埋件與混凝土梁相連，主梁橫截面見圖2。

圖1 立面布置 (單位：cm)

圖2 主梁橫截面 (單位：cm)

橋址區(qū)屬于季風氣候區(qū)，臺風集中在7—9月，設(shè)計基本風速35.4 m/s，地表類別為B類場地冪指數(shù)為0.16、邊界層厚度350 m。橋面距離水面36.5 m，橋面處設(shè)計基準風速Vd為43.5 m/s。

2 渦振風洞試驗模型設(shè)計

為了檢驗結(jié)構(gòu)渦激共振性能，對主梁節(jié)段模型進行風洞試驗研究，幾何縮尺比為1∶40。試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室TJ-1邊界層風洞中進行，測振試驗采用彈簧懸掛二元剛體節(jié)段模型，節(jié)段模型通過8根彈簧懸掛在洞內(nèi)支架上。根據(jù)模型設(shè)計的相似性，模型試驗主要參數(shù)見表1，風洞試驗模型見圖3。

表1 風洞試驗模型參數(shù)

圖3 風洞試驗模型

3 渦振風洞試驗

根據(jù)JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設(shè)計規(guī)范》[12]規(guī)定，成橋狀態(tài)和施工階段主梁豎彎和扭轉(zhuǎn)渦激共振振幅限值分別為：

成橋狀態(tài)豎彎渦激共振振幅限值：0.098 m。

成橋狀態(tài)扭轉(zhuǎn)渦激共振振幅限值：0.228°。

渦振采用風洞試驗進行研究，分為原設(shè)計的渦振風洞試驗和增加氣動措施后的渦振風洞試驗。

3.1 鋼箱梁截面的渦振風洞試驗

采用節(jié)段模型測試了成橋狀態(tài)主梁渦振性能，試驗發(fā)現(xiàn)在成橋狀態(tài)±5°、±3°和0°均會發(fā)生大幅豎彎渦振和扭轉(zhuǎn)渦振。原始斷面渦振試驗的結(jié)果見圖4，由圖4可知，豎彎渦振發(fā)生在低風速區(qū)16 m/s附近，發(fā)生概率高，最大振幅0.143 m，最大振幅已超出豎彎渦振振幅的規(guī)定，對橋梁的正常使用影響較大；扭轉(zhuǎn)渦振雖然發(fā)生在高風速區(qū)47.5 m/s附近，最大振幅0.291°，對橋梁的正常使用影響較弱，但較大扭轉(zhuǎn)渦振振幅仍會對橋梁疲勞壽命造成不利影響。因此，鋼箱梁成橋狀態(tài)渦激共振性能不滿足要求，需要采取氣動措施加以控制。

圖4 原設(shè)計成橋狀態(tài)渦振位移幅值-風速曲線

3.2 截面的氣動措施

為了將渦振控制在允許范圍內(nèi)，研究了改變風嘴角度方案、下1/4穩(wěn)定板+抑流板欄桿方案。

(1)氣動措施一：改變風嘴角度方案

原設(shè)計風嘴角度105°，風嘴角度調(diào)為58°，見圖5。采用58°風嘴方案在±5°、±3°和0°風攻角均未觀察到明顯的豎彎和扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象，最大豎彎振幅0.014 7 m，最大扭轉(zhuǎn)振幅0.022 8°，均未超過規(guī)范限值，振幅-風速曲線，見圖6。

圖5 氣動措施一設(shè)計及模型

圖6 氣動措施一渦振位移幅值-風速曲線

(2)氣動措施二：下1/4穩(wěn)定板+15°抑流板方案

在主梁模型下表面1/4位置處各設(shè)置高為15 mm(換算到實橋600 mm)的下穩(wěn)定板，能有效抑制負攻角下的渦振，但在正攻角下的渦振抑制效果并不明顯，輔以抑流板欄桿來抑制正攻角下的渦振，見圖7。該方案在-5°、-3°和0°風攻角均觀察到較為明顯的豎彎渦振現(xiàn)象，最大豎彎渦振振幅0.091 m，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅0.144°，均未超過規(guī)范限值，見圖8。

圖7 氣動措施二設(shè)計

圖8 氣動措施二位移幅值-風速曲線

(3)最終氣動措施

風嘴角度調(diào)整為58°，實橋的風嘴需要寬3.8 m，結(jié)構(gòu)上實現(xiàn)困難，最終采用下1/4穩(wěn)定板+15°抑流板的方案，實橋上抑流板寬度減為500 mm，仰角15°，且將下1/4穩(wěn)定板與檢修軌道合并，總高度600 mm，見圖9。

圖9 最終方案設(shè)計圖及模型

4 結(jié)論

本文以新建南沙港鐵路龍穴南特大橋主橋為工程背景，研究了鈍體矩形截面大跨度混合梁斜拉橋的渦振，提出了氣動措施，得到如下結(jié)論：

(1)鈍體矩形截面大跨度混合梁斜拉橋可能發(fā)生大幅度豎彎渦振和扭轉(zhuǎn)渦振，龍穴南特大橋的豎彎渦振發(fā)生在低風速區(qū)16 m/s附近，發(fā)生頻次高，振幅大，對橋梁的正常使用影響較大；扭轉(zhuǎn)渦振發(fā)生在高風速區(qū)48 m/s附近，發(fā)生頻次低，但較大扭轉(zhuǎn)渦振振幅對橋梁疲勞壽命造成不利影響。因此，原設(shè)計需要采取氣動措施控制渦振。

(2)風嘴角度調(diào)為58°的氣動措施能有效地控制渦振，但是結(jié)構(gòu)上實現(xiàn)困難；下1/4穩(wěn)定板+15°抑流板的方案，風洞試驗里豎彎渦振振幅和扭轉(zhuǎn)渦振振幅均滿足允許要求，并且結(jié)構(gòu)上容易實現(xiàn)。因此，施工圖采取下1/4穩(wěn)定板+15°抑流板的方案。