鋼混組合梁斜拉橋渦激振動(dòng)性能及控制措施研究

李興江 陳國(guó)憲 楊鎮(zhèn)宇 張晗

摘要：鋼混組合梁在大跨度斜拉橋中應(yīng)用廣泛，然而其多采用鈍口的Π形截面，其氣動(dòng)性能較差，因此渦激振動(dòng)控制是其重要問(wèn)題。為研究Π形鋼混組合梁的渦激振動(dòng)性能與相應(yīng)的控制措施，以遵余高速湘江特大橋?yàn)檠芯繉?duì)象，開展1∶50縮尺比的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，測(cè)試成橋態(tài)和施工態(tài)主梁斷面在特定阻尼比下的渦激振動(dòng)振幅，并研究了上下中央穩(wěn)定板對(duì)于橋梁渦振和顫振性能的影響。研究結(jié)果表明：施工階段設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)原始斷面主梁會(huì)發(fā)生明顯的渦激振動(dòng)，但最大振幅仍滿足規(guī)范要求，成橋狀態(tài)下原始斷面結(jié)構(gòu)在0°與±3°三種攻角下將出現(xiàn)較大的渦激振動(dòng)。雖然渦激振幅仍滿足規(guī)范要求，但豎向振動(dòng)幅值已接近規(guī)范容許值;加裝主梁上下中央穩(wěn)定板可明顯降低渦激振動(dòng)幅度.主梁氣動(dòng)外形的變化雖然會(huì)引起主梁顫振臨界風(fēng)速變化，但優(yōu)化措施后的顫振臨界風(fēng)速仍能足規(guī)范要求.因此建議在工程中采用中央穩(wěn)定板進(jìn)行橋梁風(fēng)致渦激振動(dòng)控制。

[作者簡(jiǎn)介]李興江（1978—），男，本科，從事大跨度橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì);陳國(guó)憲（1988—），男，本科，從事大跨度橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)。

渦激振動(dòng)是由于氣流繞結(jié)構(gòu)物運(yùn)動(dòng)時(shí)交替產(chǎn)生脫離結(jié)構(gòu)物表面的漩渦，進(jìn)而引起結(jié)構(gòu)周期性限幅振動(dòng)的一種物理現(xiàn)象。該振動(dòng)通常是在低風(fēng)速下的一種限幅振動(dòng)。渦振通常不會(huì)使結(jié)構(gòu)發(fā)生毀滅性的破壞，但長(zhǎng)時(shí)間持續(xù)的振動(dòng)會(huì)影響行車舒適性，嚴(yán)重時(shí)會(huì)引起結(jié)構(gòu)疲勞破壞。

鋼混組合梁由鋼主梁和混凝土橋面板通過(guò)連接件共同作用，相較于混凝土主梁，其具有自重輕，構(gòu)造簡(jiǎn)單，吊裝方便和受力性能優(yōu)良等特點(diǎn)，故在大跨度斜拉橋設(shè)計(jì)中被大量采用[1-3]。然而鋼混組合梁結(jié)構(gòu)通常采用開口鈍體斷面，在主梁結(jié)構(gòu)下方會(huì)出現(xiàn)較為復(fù)雜的流場(chǎng)形態(tài)，同時(shí)由于其整體結(jié)構(gòu)阻尼、扭轉(zhuǎn)剛度和自振頻率較低等特性，造成該類橋梁的氣動(dòng)性能較差，易出現(xiàn)渦激振動(dòng)[4]，影響了該類橋梁形式的進(jìn)一步發(fā)展。在橋梁設(shè)計(jì)階段，若結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)風(fēng)速下出現(xiàn)大振幅渦激振動(dòng)，通常需要采取一定的抗風(fēng)控制措施來(lái)改善橋梁的抗風(fēng)性能，使其滿足設(shè)計(jì)需求[5-7]。既有研究表明，采用氣動(dòng)措施是控制主梁渦激振動(dòng)的最直接方法，通過(guò)改變截面的氣動(dòng)外形，影響結(jié)構(gòu)局部的回流和流動(dòng)分離現(xiàn)象，能有效的改善主梁結(jié)構(gòu)的渦激振動(dòng)特性[8]。

目前，國(guó)內(nèi)外都有學(xué)者對(duì)鋼混組合梁結(jié)構(gòu)的渦激振動(dòng)問(wèn)題及其控制措施等開展了研究。Sakai等[9]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了Π型組合主梁的渦振性能，并設(shè)計(jì)了一種科學(xué)經(jīng)濟(jì)的導(dǎo)流板設(shè)施，可以有效減少來(lái)自梁截面前緣的流動(dòng)分離從而抑制扭轉(zhuǎn)顫振和渦激振動(dòng)。Kubo等[10]研究了Π型主梁的氣動(dòng)性能，研究表明隨著兩板梁間距的增大，板梁的鎖定風(fēng)速和豎向振動(dòng)幅值將逐漸減小。段青松等[11]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了邊箱Π型組合梁的渦振抑制措施，優(yōu)化了其渦振性能，并對(duì)比了有、無(wú)人行道欄桿和不同形式封閉人行道欄桿對(duì)主梁渦振性能的影響。錢國(guó)偉等[12]針對(duì)某跨海疊合梁斜拉橋，研究了Π型開口截面主梁的合理氣動(dòng)控制措施，研究表明采用圓截面欄桿，采用風(fēng)嘴結(jié)構(gòu)和在斷面底部設(shè)置水平隔流板等措施可以有效控制主梁渦激振動(dòng)。李春光等[13]研究了多種氣動(dòng)措施對(duì)Π型截面斜拉橋主梁渦振的抑制作用，發(fā)現(xiàn)加裝風(fēng)嘴和主梁底部外側(cè)水平穩(wěn)定板對(duì)主梁渦振的抑制效果較好。

本文以遵余高速湘江特大橋?yàn)檠芯繉?duì)象，通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)主橋的渦激振動(dòng)性能和抑振措施進(jìn)行了研究。試驗(yàn)采用1∶50比例的節(jié)段模型，分別測(cè)試了最大單懸臂和和最大雙懸臂施工狀態(tài)及成橋狀態(tài)下的主梁渦振特性，并分析了上下中央穩(wěn)定板對(duì)主梁渦激振動(dòng)性能的影響，最后針對(duì)Π型主鋼混組合主梁的抗風(fēng)設(shè)計(jì)提出了合理建議。

1 工程背景

遵余高速湘江特大橋?yàn)殇摶殳B合梁斜拉橋，主橋全長(zhǎng)1 128 m，跨度布置為284 m +560 m +284 m，兩側(cè)邊跨采用對(duì)稱跨徑布置，單側(cè)跨徑組合為（72+212）=284 m，主梁為鋼混疊合梁，寬度為27.5 m，高度為3.0 m;索塔采用A型混凝土塔，輔助墩和過(guò)渡墩采用薄壁空心結(jié)構(gòu);結(jié)構(gòu)體系為雙塔雙索面半漂浮體系。主橋的立面和橫截面如圖1和圖2所示。參考JTG/T 3360-01-2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》，以及考慮峽谷內(nèi)風(fēng)速的“狹管效應(yīng)”的修正計(jì)算，建于峽谷上口處橋梁高度處的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)風(fēng)速為28.9 m/s，施工階段設(shè)計(jì)風(fēng)速為24.3 m/s。

2 試驗(yàn)介紹

試驗(yàn)在西南交通大學(xué)XNJD-1工業(yè)風(fēng)洞第二試驗(yàn)段中進(jìn)行，該風(fēng)洞的試驗(yàn)段斷面的高度和寬度分別為2.0 m和2.4 m。

試驗(yàn)節(jié)段模型依據(jù)湘江特大橋主梁橫截面進(jìn)行制作，采用幾何縮尺比1∶50，模型的主體結(jié)構(gòu)采用木材制成，附屬結(jié)構(gòu)采用ABS塑料板雕刻而成，分別考慮包含附屬結(jié)構(gòu)的成橋狀態(tài)和施工階段的最大懸臂狀態(tài)。試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯ㄟ^(guò)八根彈簧結(jié)構(gòu)懸掛在支架上，使得模型可進(jìn)行豎向運(yùn)動(dòng)和繞模型軸線轉(zhuǎn)動(dòng)的二自由度振動(dòng)。試驗(yàn)支架和彈簧構(gòu)件置于洞壁外，以免干擾流場(chǎng)。安裝在風(fēng)洞中的節(jié)段模型整體如圖3所示。在風(fēng)洞外設(shè)置的試驗(yàn)支架與油缸接觸，可調(diào)節(jié)系統(tǒng)阻尼比。

成橋狀態(tài)主梁和施工狀態(tài)主梁模型動(dòng)力系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)詳見(jiàn)表1。根據(jù)規(guī)范，遵余高速湘江特大橋成橋狀態(tài)一階對(duì)稱豎彎和扭轉(zhuǎn)的振幅容許值分別為：

3 結(jié)果分析

3.1 主梁渦振性能

分別對(duì)成橋狀態(tài)和施工狀態(tài)的主梁節(jié)段進(jìn)行α=0°，-3°和+3°三種攻角條件下的風(fēng)洞試驗(yàn)，試驗(yàn)來(lái)流為均勻流。測(cè)試主梁結(jié)構(gòu)在不同風(fēng)速下的渦激振動(dòng)幅值。圖4給出了原始斷面主梁在成橋狀態(tài)的豎向振動(dòng)和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)振幅與風(fēng)速的關(guān)系曲線。

由結(jié)果可知，成橋狀態(tài)的主梁結(jié)構(gòu)在不同攻角下出現(xiàn)明顯的豎向和扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)現(xiàn)象。豎向渦振風(fēng)速為10～15 m/s，在0°風(fēng)攻角時(shí)取得最大豎向振幅137.9 mm;扭轉(zhuǎn)渦振風(fēng)速為15～20 m/s，在3°風(fēng)攻角時(shí)取得最大扭轉(zhuǎn)振幅為0.18°。其豎向振幅已逼近規(guī)范容許值。

圖5和圖6給出了施工階段最大單懸臂和最大雙懸臂狀態(tài)主梁結(jié)構(gòu)各攻角下實(shí)橋豎向振動(dòng)和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)振幅與風(fēng)速的關(guān)系曲線。

由圖5可知，當(dāng)主梁結(jié)構(gòu)處于最大單懸臂狀態(tài)時(shí)，由于和成橋狀態(tài)的斷面形態(tài)和自振頻率不同，因此其渦激振動(dòng)的幅值和風(fēng)速區(qū)間均存在較大差異。主梁斷面依然存在兩個(gè)渦振區(qū)，鎖定風(fēng)速分別在13.2 m/s和26.2 m/s附近。其豎向振動(dòng)和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)幅值小于成橋狀態(tài)，且最大渦振峰值的鎖定風(fēng)速高于成橋狀態(tài)。但由于其一階豎彎的振型頻率明顯高于成橋狀態(tài)，因此其容許值較小。在-3°與+3°攻角下，25～35 m/s風(fēng)速范圍內(nèi)最大豎向振幅均超過(guò)規(guī)范容許值，+3°攻角下豎向振幅達(dá)到最大113.7 mm。與之類似，處于最大雙懸臂狀態(tài)的主梁結(jié)構(gòu)，+3°攻角下豎向振幅達(dá)到幅值108.9 mm。但在施工階段設(shè)計(jì)風(fēng)速0～24.3 m/s范圍內(nèi)，主梁結(jié)構(gòu)的豎向振幅滿足規(guī)范要求。

3.2 成橋態(tài)抑振措施

由于成橋狀態(tài)的豎向振幅已逼近規(guī)范容許值，因此本研究提出了增設(shè)上中央穩(wěn)定板和下中央穩(wěn)定板的抑振結(jié)構(gòu)措施，以優(yōu)化大橋渦振性能，確保大橋使用舒適性。

如圖7（a）所示，上中央穩(wěn)定板方案為在原始斷面基礎(chǔ)上，增設(shè)1.5 m高的上中央穩(wěn)定板。下中央穩(wěn)定板方案為在原始斷面基礎(chǔ)上增加與橫隔板齊平的下中央穩(wěn)定板，見(jiàn)圖7（b）。設(shè)置穩(wěn)定板后的渦激振動(dòng)結(jié)果如圖8和圖9所示。

根據(jù)圖8知，主梁加了上中央穩(wěn)定板后，其各攻角下渦激振動(dòng)的豎向振幅整體減小，其中最大豎向振幅降低為116 mm，較原始斷面減小15.4 %。扭轉(zhuǎn)振幅略有提升。相較而言，增加下中央穩(wěn)定板的主梁渦激振動(dòng)振幅出現(xiàn)明顯改善，最大豎向振幅為109.1 mm，較原始斷面減小20.9 %。說(shuō)明設(shè)置穩(wěn)定板抑振結(jié)構(gòu)可有效減少主梁渦激振動(dòng)的不利影響，且下中央穩(wěn)定板減振效果更優(yōu)。

設(shè)計(jì)穩(wěn)定板抑振措施后，主梁截面氣動(dòng)外形會(huì)發(fā)生變化，這可能會(huì)對(duì)主梁結(jié)構(gòu)的顫振特性造成影響。因此再分別對(duì)有無(wú)穩(wěn)定板的成橋狀態(tài)主梁截面進(jìn)行顫振臨界風(fēng)速試驗(yàn)，結(jié)果如表2所示。由顫振試驗(yàn)結(jié)果可知，設(shè)置減振措施后，主梁結(jié)構(gòu)在不同攻角下的顫振臨界風(fēng)速有一定變化，但整均都高于規(guī)范要求的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速值，因此減振設(shè)施對(duì)主梁顫振特性的影響均在可接受范圍內(nèi)。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)成橋態(tài)和施工態(tài)Π型截面鋼混組合梁結(jié)構(gòu)渦激振動(dòng)性能的試驗(yàn)研究，可以得到主要結(jié)論：

（1）成橋狀態(tài)原始Π型主梁截面在0°、±3°三種攻角下出現(xiàn)明顯的渦激振動(dòng)。豎向振動(dòng)在0°攻角下出現(xiàn)最大幅度振動(dòng)，最大豎向振幅為137.9 mm，仍滿足規(guī)范要求，但此工況下豎向振動(dòng)幅值已達(dá)到規(guī)范限值的92 %，逼近極限狀態(tài)。扭轉(zhuǎn)振幅相對(duì)豎向振幅較小。

（2）施工階段最大單懸臂和最大雙懸臂狀態(tài)的主梁在各攻角下均出現(xiàn)明顯的渦激振動(dòng)現(xiàn)象。但在施工階段設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)，滿足規(guī)范要求。

（3）設(shè)計(jì)上下中央穩(wěn)定板結(jié)構(gòu)后，主梁渦激振動(dòng)現(xiàn)象得到有效改善，其中下中央穩(wěn)定板的抑振效果最為明顯，改善后最大豎向振幅為121.3 mm，較原始斷面減小12.1 %，建議在工程設(shè)計(jì)中采用。

（4）抑振措施使主梁顫振臨界風(fēng)速在一定程度內(nèi)降低和升高，但設(shè)置穩(wěn)定板后的主梁顫振臨界風(fēng)速仍滿足規(guī)范要求。

參考文獻(xiàn)

[1] 李亞?wèn)|. 橋梁工程概論[M]. 成都： 西南交通大學(xué)出版社， 2014.

[2] 葛耀君，趙林，許坤.大跨橋梁主梁渦激振動(dòng)研究進(jìn)展與思考[J].中國(guó)公路學(xué)報(bào)， 2019， 32（10）： 1-18.

[3] 高翔，周尚猛，陳開利.混合梁斜拉橋鋼混結(jié)合段試驗(yàn)研究技術(shù)新進(jìn)展[J].鋼結(jié)構(gòu)，2015，30（6）：1-4.

[4] 董銳，楊詠昕，葛耀君.斜拉橋Π型開口斷面主梁氣動(dòng)選型風(fēng)洞試驗(yàn)[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，44（10）：109-114.

[5] Matsumoto M， Mizuno K， Okubo K， et al. Flutter instability and recent development in stabilization of structures[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics， 2007， 95（9-11）： 888-907.

[6] Ueda T， Yasuda M， Nakagaki R. Mechanism of aerodynamic stabilization for long-span suspension bridge with stiffening truss-girder[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics， 1990， 33（1-2）： 333-340.

[7] 周帥，陳克堅(jiān)，陳政清，等.大跨橋梁渦激共振幅值估算方法的理論基礎(chǔ)與應(yīng)用[J].高速鐵路技術(shù)，2019，10（5）：25-31.

[8] 楊詠昕，周銳，葛耀君.大跨度橋梁實(shí)用顫振控制方法[J].同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2014，42（7）：989-997+1043.

[9] Y， Sakai， and， et al. An experimental study on aerodynamic improvements for edge girder bridges[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 1993， 49（1-3）：459-466.

[10] Kubo Y， Sadashima K， Yamaguchi E， et al. Improvement of aeroelastic instability of shallow π section[J]. 2001， 89 （14-15）：1445-1457.

[11] 段青松，馬存明.邊箱疊合梁渦振性能及抑振措施研究[J].橋梁建設(shè)，2017，47（5）：30-35.

[12] 錢國(guó)偉，曹豐產(chǎn)，葛耀君.Ⅱ型疊合梁斜拉橋渦振性能及氣動(dòng)控制措施研究[J].振動(dòng)與沖擊，2015，34（2）：176-181.

[13] 李春光，黃靜文，張記，等.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[J].振動(dòng)與沖擊，2018，37（17）：86-92.