并行曲面鋼箱梁靜態(tài)干擾及氣動優(yōu)化措施研究

劉珉巍 冉蕓誠 謝瑜軒

【摘 要】?為研究并行雙幅曲面鋼箱梁斜拉橋的渦激共振特性，文章以某跨江斜拉橋?yàn)檠芯勘尘?，設(shè)計節(jié)段模型并開展風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了并行雙幅曲面鋼箱梁斜拉橋的渦振形態(tài)及特性，詳細(xì)分析了不同水平導(dǎo)流板、結(jié)構(gòu)阻尼比等優(yōu)化措施對其渦振性能的影響。結(jié)果表明：單幅和雙幅曲面鋼箱梁的渦振形態(tài)均以豎向渦振為主;雙幅橋面之間存在的氣動干擾效應(yīng)不可忽視，使得豎彎和扭轉(zhuǎn)渦激共振幅值顯著增大。進(jìn)一步開展的氣動優(yōu)化措施研究發(fā)現(xiàn)，對于并行雙幅曲面鋼箱梁，水平導(dǎo)流板能顯著降低雙橋面渦振響應(yīng)，增加結(jié)構(gòu)的阻尼比也是抑制雙幅橋面渦振響應(yīng)的有效措施。

【關(guān)鍵詞】并行雙幅曲面梁; 渦激振動; 風(fēng)洞試驗(yàn); 氣動措施

隨著人口和經(jīng)濟(jì)的增長，交通量的需求也越來越大，設(shè)置更寬橋面的橋梁才能滿足通行需求，但結(jié)構(gòu)力學(xué)方面的問題往往會使得橋面寬度無法進(jìn)一步拓寬，過寬的橋面將導(dǎo)致主梁橫向彎矩過大，剪力滯問題嚴(yán)重，因此，常規(guī)橋梁橋面寬度通?？刂圃?0 m左右。為滿足橋梁通行能力需求，實(shí)際工程中往往會采取平行雙幅主梁的斷面形式。目前投入使用的平行雙幅橋主要分為兩類：第一類是同時修建的并行雙幅橋，第二類是已有橋梁進(jìn)行擴(kuò)建而構(gòu)成的平行雙幅橋。近年來，實(shí)際橋梁工程中越來越多地采取平行雙幅橋這一橋梁形式，例如美國的新、老塔科馬大橋和Fred Hartman大橋，日本的鶴見航道橋以及我國青島紅島橋和天津河海橋等。

渦激振動（簡稱渦振）是由于氣流繞過結(jié)構(gòu)物時在結(jié)構(gòu)兩側(cè)及氣流尾流中產(chǎn)生周期性的旋渦脫落，當(dāng)旋渦脫落的頻率與結(jié)構(gòu)固有頻率一致時，結(jié)構(gòu)就會發(fā)生渦激振動。渦振通常發(fā)生在較低風(fēng)速的某一特定風(fēng)速區(qū)間，其振動形式通常分為單自由度的豎向渦振或扭轉(zhuǎn)渦振。盡管渦激共振的振動特性表現(xiàn)為自限振幅運(yùn)動，但過大的振幅不僅會影響行車舒適性和安全性，還會對橋梁構(gòu)件造成疲勞損傷。目前常用的抑制渦激共振方法主要圍繞主梁斷面的氣動性能優(yōu)化進(jìn)行展開，但基本局限于單幅主梁斷面（例如：流線型箱梁或π型梁斷面），對于并行雙幅橋面橋梁的渦激特性研究還較少。當(dāng)雙幅主梁之間凈間距較近時，氣流流經(jīng)會在上、下游橋面之間產(chǎn)生不可忽略且復(fù)雜的氣動干擾效應(yīng)，由此會引起橋面渦振特性的變化。隨著并行雙幅橋的廣泛設(shè)計應(yīng)用，其抗風(fēng)性能需著重研究。Akihiro Honda最先對三幅平行橋面的連續(xù)梁橋進(jìn)行了氣動穩(wěn)定性的研究，其結(jié)果表明橋面之間的氣動干擾效應(yīng)對橋梁的靜力特性和動力特性均有明顯影響。1994年，Sarkar對平行雙幅橋的顫振性能進(jìn)行研究，研究表明在均勻流中氣動干擾效應(yīng)對主梁斷面的顫振導(dǎo)數(shù)略微游影響，而在紊流中影響很小。然而，Sarkar 研究的并行雙幅橋橋面間距過大，氣動干擾效應(yīng)已經(jīng)不明顯。2005 年，Irwin 對新建的Tacoma 大橋氣動干擾效應(yīng)進(jìn)行了研究，指出由于新、老Tacoma 大橋橋面之間橋面間距較遠(yuǎn)，且主梁為透風(fēng)較好的鋼桁梁，兩橋之間的氣動干擾效應(yīng)基本可以忽略。在此之后， Kimura 以及陳政清等學(xué)者也對并行雙幅橋的氣動干擾效應(yīng)作了一系列的研究，研究表明橋面間距和來流風(fēng)向和風(fēng)攻角均會產(chǎn)生不同程度的氣動干擾，故氣動干擾效應(yīng)十分復(fù)雜，在進(jìn)行風(fēng)致振動響應(yīng)研究時不可忽略。而從橋梁主梁的斷面形式看，曲面鋼箱梁作為一種較為特殊的橋梁斷面，外觀更加平順，更加適合作為景觀橋梁或市政橋梁。特別地，由于其主梁底板的曲面特性，其氣動性能和常見主梁斷面有著顯著的區(qū)別，需針對其抗風(fēng)性能展開全方位的研究。同時，當(dāng)曲面鋼箱梁處于并行狀態(tài)時，彼此之間還存在氣動干擾，進(jìn)一步增加了風(fēng)致振動研究的復(fù)雜程度。

本文以某大跨度并行曲面鋼箱梁斜拉橋?yàn)楸尘埃O(shè)計開展雙幅橋面節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，分別研究了單幅和雙幅曲面鋼箱梁的渦振性能及靜態(tài)氣動干擾特點(diǎn)，并在此基礎(chǔ)上詳細(xì)比較了氣動導(dǎo)流板、結(jié)構(gòu)阻尼比等優(yōu)化措施對渦振性能的影響，為同類型橋梁的抗風(fēng)研究提供指導(dǎo)和參考。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 工程背景

本研究依托的工程背景為四川遂寧涪江六橋的初步設(shè)計方案，該橋?yàn)殡p塔五跨的斜拉橋，全長748 m，其中主跨長為328 m，邊跨長210 m，橋型布置如圖1所示。并行的雙幅主梁采用相同的曲面鋼箱梁，主梁高3.6 m，寬22.5 m，雙幅橋面凈間距為6.5 m，該方案的跨中主梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面如圖2所示。根據(jù)JTG/T 3360-1-2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》，該跨江斜拉橋橋位所處的基本風(fēng)速為31.59 m/s，對應(yīng)的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速為47.22 m/s。

1.2 試驗(yàn)參數(shù)

本次試驗(yàn)研究在西南交通大學(xué)XNJD-1風(fēng)洞第二試驗(yàn)段進(jìn)行，該風(fēng)洞試驗(yàn)段的截面尺寸為2.4 m×2.0 m，風(fēng)速范圍為1.0～45.0 m/s。

根據(jù)上述的曲面鋼箱梁尺寸，以及試驗(yàn)相關(guān)要求，選取試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂s尺比為1∶60進(jìn)行設(shè)計，模型長度L=2.095 m，寬度B=0.375 m，高度H=0.06 m，雙幅試驗(yàn)時模型間距為0.108 m。主梁采用優(yōu)質(zhì)木材制作，欄桿等附屬設(shè)施按圖紙尺寸采用塑料板整體雕刻制作，如圖3所示。模型由兩端的8根拉伸彈簧懸掛在風(fēng)洞支架上，且設(shè)有橫向鋼絲限制水平運(yùn)動，形成可以繞中軸線扭轉(zhuǎn)和豎向運(yùn)動的二自由度振動系統(tǒng)，同時在模型兩端設(shè)置端板，以保證流動二維性，如圖4所示。根據(jù)我國JTG/T 3360-1-2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》中的規(guī)定，鋼箱梁阻尼比應(yīng)不高于0.5 %。在風(fēng)洞外設(shè)置油缸作為外加阻尼器以調(diào)整系統(tǒng)阻尼比（圖3），采用激光位移傳感器采集模型振動響應(yīng)。通過調(diào)整彈簧剛度以滿足實(shí)橋扭彎比，并確定合適的風(fēng)速比用以反映低風(fēng)速下的渦激振動細(xì)節(jié)。試驗(yàn)風(fēng)速比為2.51，測得模型豎向和扭轉(zhuǎn)頻率分別為4.10 Hz和8.471 Hz?？紤]到渦激共振形態(tài)為單自由度運(yùn)動，故此處不考慮扭彎比相似要求。模型具體試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。分別進(jìn)行了單幅橋面和雙幅橋面的風(fēng)洞試驗(yàn)。

2 單幅橋面渦激振動試驗(yàn)

單幅橋面風(fēng)洞試驗(yàn)的目的是獲取單幅曲面鋼箱梁斷面的渦振特性（渦振起振風(fēng)速、風(fēng)速鎖定區(qū)間等），與后面的靜態(tài)氣動干擾試驗(yàn)進(jìn)行結(jié)果對比。

對未加氣動措施的原始單幅曲面鋼箱梁（原始斷面，下同）進(jìn)行了三種不同風(fēng)攻角（α=-3°，0°，+3°）下單幅橋面節(jié)段模型的風(fēng)洞試驗(yàn)，試驗(yàn)來流為均勻流。圖5給出了成橋狀態(tài)下單幅曲面鋼箱梁實(shí)橋豎向和扭轉(zhuǎn)振動振幅與來流風(fēng)速的關(guān)系曲線。

按照實(shí)際橋梁成橋狀態(tài)一階正對稱豎彎頻率為0.449 3 Hz，一階正對稱扭轉(zhuǎn)頻率為1.672 3 Hz，根據(jù)JTG/T 3360-01-2018《公路橋梁抗風(fēng)規(guī)范》計算橋梁允許的豎向渦激共振振幅為138 mm;允許的扭轉(zhuǎn)渦激共振振幅為0.009 4°。從試驗(yàn)現(xiàn)象上看，本文研究橋梁的成橋態(tài)在0°攻角下實(shí)橋豎向振幅值達(dá)到27.9 mm，但渦振現(xiàn)象不明顯;+3°風(fēng)攻角下橋面出現(xiàn)豎向渦振，豎向振幅最大值達(dá)到84.36 mm，未超過規(guī)范允許值; -3°攻角下未出現(xiàn)明顯的豎向渦振。成橋態(tài)-3°，0°，+3°均未發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振。發(fā)振風(fēng)速區(qū)間為15 m/s到28 m/s，屬于常遇風(fēng)速范圍。

由上試驗(yàn)結(jié)果可知，成橋態(tài)主梁渦激振動非常明顯，+3°為最不利風(fēng)攻角，盡管未超過規(guī)范限制，仍需設(shè)法優(yōu)化以降低渦振振幅或消除渦激振動。

3 雙幅橋面靜態(tài)干擾渦激振動試驗(yàn)

與單幅主梁節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)同理，本次試驗(yàn)的目的是探究雙幅主梁對于單幅主梁渦激共振性能的影響。一幅節(jié)段模型懸掛作為動態(tài)振動主梁，而另一幅橋面則作為靜態(tài)干擾梁，按照實(shí)際雙幅橋距離6.5 m和縮尺比1∶60進(jìn)行換算模型間距D=0.108 m，模型利用固定裝置固定在主梁旁。通過調(diào)節(jié)懸掛彈簧以及固定裝置可以實(shí)現(xiàn)不同的風(fēng)攻角，模型參數(shù)同單幅橋面。分為干擾梁在背風(fēng)側(cè)和干擾梁在迎風(fēng)側(cè)兩種情況。為了更全面的研究不同風(fēng)攻角下雙幅橋曲面鋼箱梁的渦振性能，進(jìn)行了α=-5°、-3°、0°、+3°、+5°五種風(fēng)攻角下的渦激共振風(fēng)洞試驗(yàn)（圖6）。

圖7分別給出了干擾梁在迎風(fēng)側(cè)狀態(tài)下實(shí)橋豎向振動振幅和扭轉(zhuǎn)振動振幅和與風(fēng)速的關(guān)系曲線。圖8分別給出了干擾梁在背風(fēng)側(cè)狀態(tài)下實(shí)橋豎向振動振幅和扭轉(zhuǎn)振動振幅與風(fēng)速的關(guān)系曲線。

由圖7可以看出，當(dāng)干擾梁位于迎風(fēng)側(cè)狀態(tài)下時，0°和+3°出現(xiàn)了不明顯的豎向渦振，0°時實(shí)橋豎向振幅值最大為29.3 mm;+3°和+5°攻角下出現(xiàn)了扭轉(zhuǎn)渦振，且扭轉(zhuǎn)振幅較大，明顯超過了規(guī)范允許值;-3°和-5°攻角下未出現(xiàn)豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振。橋梁發(fā)振風(fēng)速區(qū)間為8 m/s到12 m/s。相比較于單幅橋面，干擾梁在迎風(fēng)測作為靜態(tài)干擾時，主梁的實(shí)橋豎向最大振幅值明顯降低，渦振現(xiàn)象并不明顯，渦振起振風(fēng)速較小，最不利風(fēng)攻角為0°、+3°、+5°。

由圖8可以看出，當(dāng)干擾梁位于背風(fēng)側(cè)的狀態(tài)下;0°出現(xiàn)豎向渦振，實(shí)橋豎向振幅值最大為277.3 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過規(guī)范允許值;+3°出現(xiàn)豎向渦振，實(shí)橋豎向振幅值最大為117.8 mm，未超過規(guī)范允許值; +5°出現(xiàn)豎向渦振，實(shí)橋豎向振幅值最大為268.2 mm，超過規(guī)范允許值。0°出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)渦振，扭轉(zhuǎn)角度達(dá)到0.52°，超過規(guī)范允許值;+3°出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)渦振，扭轉(zhuǎn)角度達(dá)到0.96°，超過規(guī)范允許值;+5°出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)渦振，扭轉(zhuǎn)角度達(dá)到0.87°。起振風(fēng)速較小，風(fēng)速鎖定區(qū)間為6 m/s到10 m/s，仍然屬于常遇風(fēng)速范圍，最不利風(fēng)攻角為0°、+3°、+5°。

由上試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)干擾梁位于迎風(fēng)側(cè)時，主梁的豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振振幅較單幅橋面有一定的減小;當(dāng)干擾梁位于背風(fēng)側(cè)時，主梁的豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振均非常明顯，顯然當(dāng)凈間距較小時，兩幅橋面之間存在著氣動干擾效應(yīng)，且這種干擾效應(yīng)明顯會對橋梁的氣動性能產(chǎn)生不利影響，使發(fā)生渦振的可能性更大，應(yīng)當(dāng)著重考慮，后期需設(shè)法優(yōu)化以降低渦振振幅或消除渦激振動。

4 優(yōu)化措施

由前述的計算可知遂寧涪江六橋初步設(shè)計方案成橋狀態(tài)一階對稱豎彎頻率為0.449 3 Hz，一階對稱扭轉(zhuǎn)頻率為1.672 3 Hz，扭轉(zhuǎn)頻率較大時實(shí)際橋梁一般不易發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振，且單幅橋面試驗(yàn)時未發(fā)現(xiàn)明顯的扭轉(zhuǎn)渦振，故可只考慮橋梁豎向渦激振動特性。同時，干擾梁位于背風(fēng)側(cè)時，橋梁節(jié)段模型的豎向渦振響應(yīng)較大，故以靜態(tài)干擾梁處于背風(fēng)側(cè)的雙幅橋試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑榛A(chǔ)，進(jìn)行優(yōu)化措施的設(shè)計。

為了清晰地表達(dá)各個優(yōu)化措施的優(yōu)化效果，將從兩方面對渦振性能優(yōu)化進(jìn)行考慮：①主梁氣動外形優(yōu)化;②改變動力系統(tǒng)阻尼比。氣動優(yōu)化措施是橋梁抗風(fēng)設(shè)計中采取的主要措施，通過改變主梁斷面氣動外形（如添加導(dǎo)流板、裙板等）以改善氣流繞流的流態(tài)，從而使橋梁具有更好的渦振性能。同時，增加阻尼比也能夠較好地抑制橋面渦激共振。根據(jù)此原理，設(shè)計了兩種氣動導(dǎo)流板，如圖9所示，兩種導(dǎo)流板均設(shè)計為與面鋼箱梁弧度相同的圓弧，長度為4 cm，與梁底的間隙分別為0.5 cm、1 cm。

從單幅橋面和雙幅橋面試驗(yàn)結(jié)果可以看出，最不利風(fēng)攻角主要是α=-0°、+3°、+5°，故優(yōu)化措施主要針對這三個最不利攻角。在試驗(yàn)過程中，通過不斷調(diào)整導(dǎo)流板位置、阻尼比等參數(shù)，以尋求最佳的抑振措施。具體優(yōu)化措施工況見表2。

圖10分別給出了不同優(yōu)化措施下干擾梁作為靜態(tài)干擾位于背風(fēng)側(cè)時雙幅橋面實(shí)橋豎向振動振幅與風(fēng)速的關(guān)系曲線及優(yōu)化結(jié)果比較見圖11。

通過上述對比實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以明顯看出，在未增加阻尼比的情況下，隨著導(dǎo)流板的添加，0°和+3°風(fēng)攻角下節(jié)段模型的豎向渦振響應(yīng)顯著降低，0.5 cm間隙導(dǎo)流板添加以后，0°和+5°風(fēng)攻角下的實(shí)橋豎向振幅最大值由268.2 mm降至201.2 mm;1 cm間隙導(dǎo)流板抑振效果更佳，實(shí)橋豎向振幅最大值降至160 mm，可以看出在一定范圍內(nèi)隨著導(dǎo)流板與梁底間隙的增加，導(dǎo)流板抑振效果越好。在未添加氣動導(dǎo)流板的情況下增加主梁模型阻尼至0.6 %，+5°風(fēng)攻角下的實(shí)橋豎向振幅最大值由268.2 mm降至192.3 mm，可以看出阻尼對渦激振動的抑制效果非常明顯。增加阻尼比后繼續(xù)添加1 cm間隙導(dǎo)流板，此時的實(shí)橋最大豎向振幅僅為120 mm。由于實(shí)際鋼箱梁結(jié)構(gòu)的阻尼比大多在0.5 %左右，實(shí)際橋梁上可以考慮安裝阻尼器來增加阻尼器來達(dá)到抑振效果。且根據(jù)節(jié)段模型換算的實(shí)橋豎向渦振最大位移仍有120 mm，雖然未超過規(guī)范限值，但后期可以考慮采取進(jìn)一步試驗(yàn)來優(yōu)化導(dǎo)流板的位置和形狀，以達(dá)到最好的抑振效果。

5 結(jié)論

本文通過對單幅和雙幅曲面鋼箱梁斷面的渦性能，以及水平導(dǎo)流板、提高結(jié)構(gòu)阻尼比等優(yōu)化措施的試驗(yàn)研究，得出以下結(jié)論：

（1）單幅曲面鋼箱梁渦激振動非常明顯，+3°為最不利風(fēng)攻角，需設(shè)法優(yōu)化以降低渦振振幅或消除渦激振動。

（2）雙幅橋面的一幅橋面作為靜態(tài)干擾，尤其是干擾梁處于背風(fēng)側(cè)時，會對主梁渦激振動產(chǎn)生不利影響，主梁的豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振振幅均明顯增大，且起振風(fēng)速更小，0°、+3°、+5°為風(fēng)攻角下均出現(xiàn)明顯渦振，說明此時主梁發(fā)生渦振的可能性更大。

（3）設(shè)置氣動導(dǎo)流板后主梁階段模型豎向渦振響應(yīng)顯著降低，且與梁底間隙更大的氣動導(dǎo)流板抑振效果更好。同時，增加主梁模型阻尼是抑制雙橋面渦激共振的有效手段。

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