帶輸送機邊主梁渦振性能及抑振措施試驗研究

李春光 ，毛 禹 ，顏虎斌 ，梁愛鴻 ，韓 艷

（長沙理工大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410114）

邊主梁斷面因其具有構(gòu)造簡單、受力明確、自重輕、吊裝施工便捷等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于國內(nèi)外斜拉橋主梁的設(shè)計建造.然而，由于邊主梁具有典型的鈍體特征，且梁體多為開口斷面形式，氣動穩(wěn)定性較差，在風作用下易發(fā)生渦激共振，成為制約其在大跨度柔性橋梁上應(yīng)用和發(fā)展的一個關(guān)鍵因素[1].

當來流流經(jīng)橋梁結(jié)構(gòu)時，將在結(jié)構(gòu)表面產(chǎn)生復(fù)雜的繞流及交替的旋渦脫落現(xiàn)象.當旋渦脫落頻率接近主梁自振頻率時，主梁將可能發(fā)生等幅限值的渦激共振，渦激共振是在低風速下極易發(fā)生的具有自激與強迫雙重性質(zhì)的風致振動，其雖然不像顫振引發(fā)結(jié)構(gòu)毀滅性的破壞，但因其在常遇的低風速發(fā)生，發(fā)生頻率高，振幅大，極易對橋梁的耐久性、行車安全性及舒適性造成影響.因此，大跨度斜拉橋作為柔性橋梁，主梁的渦振控制成為橋梁風致穩(wěn)定性的關(guān)鍵性問題.即使是大跨度橋梁中采用氣動性能良好的流線形箱梁，欄桿、檢修車軌道等附屬設(shè)施也極易造成主梁發(fā)生渦激共振[2-3]，本文研究的邊主梁斷面，不僅自身為典型的鈍體斷面，還在橋面上安裝有較高的鈍體輸送機，這使得來流繞流更加復(fù)雜，更易發(fā)生渦激共振.

針對邊主梁斷面的渦振問題，國內(nèi)外學(xué)者開展了相關(guān)研究.張?zhí)煲淼萚4]對寬幅雙箱邊主梁的抑振措施進行了風洞試驗，研究表明：間隔封閉欄桿、內(nèi)側(cè)隔流板、穩(wěn)定板、三角形風嘴等單一氣動措施均只能在一定程度上提高主梁渦振性能，采用三角形風嘴與封閉欄桿的組合措施能滿足主梁的渦振穩(wěn)定性要求.龍俊賢等[5]對帶高防護結(jié)構(gòu)的邊箱疊合梁的研究發(fā)現(xiàn)：高防護結(jié)構(gòu)降低了主梁的渦振穩(wěn)定性，增大防護結(jié)構(gòu)透風率能明顯改善主梁的渦振性能.李歡等[6]研究了隔流板和下穩(wěn)定板對π型斷面梁的渦振抑制效果，并結(jié)合計算流體動力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）數(shù)值模擬技術(shù)分析了下穩(wěn)定板的抑振機制.李春光等[7]對邊主梁疊合梁進行了抑振措施研究，綜合對比了風嘴、抑流板、穩(wěn)定板、封閉欄桿等氣動措施的抑振效果，發(fā)現(xiàn)風嘴的制渦效果最好.張志田等[8]綜合研究了上、下穩(wěn)定板對主梁渦振性能的影響.Irwin[9]研究了欄桿擋風板對開口截面梁渦激共振的抑制效果.Kubo等[10]利用流場可視化技術(shù)對π型疊合梁的氣動性能進行了研究，并分析了兩邊主梁間距對渦振穩(wěn)定性的影響.趙林等[11]針對大跨度橋梁中常見的主梁類型，對氣動優(yōu)化措施進行了系統(tǒng)的總結(jié).Kubo等[12]對π型梁渦激共振流場進行了研究分析，結(jié)果表明π型梁鈍體效應(yīng)強，氣流流動明顯.Li等[13]研究了水平隔流板對π型梁的抑振效果，并結(jié)合CFD數(shù)值模擬分析其抑振機理，結(jié)果表明水平隔流板的抑渦效果并非越寬越好.

以上研究多針對不帶特殊附屬設(shè)施的邊主梁斷面進行氣動優(yōu)化措施研究，而本文研究對象為橋面帶有較高輸送機的邊主梁斷面斜拉橋，常規(guī)的抑振措施是否對主梁依然有效值得進一步探索，找到合理的抑振措施提高主梁的渦振穩(wěn)定性，這也為以后同類型的橋梁的設(shè)計提供借鑒，并應(yīng)用于工程實際.

1 工程概況及風洞試驗布置

1.1 工程概況

依托工程斜拉橋的邊主梁斷面如圖1（a）所示，梁高1.5 m，橫隔梁高1.0 m，主梁兩側(cè)設(shè)置了角度為101° 的風嘴，橋面設(shè)有雙向帶式輸送機，布置形式為3.7 m皮帶機輸送機 + 1.3 m間距 + 3.7 m皮帶機輸送機，輸送機高2.27 m，較高的輸送機對鈍體邊主梁的風振穩(wěn)定性提出了更高的要求.大橋全長486 m，邊跨設(shè)置一個輔助墩，提高了邊跨的剛度.大跨度邊主梁斜拉橋采用H型空心薄壁橋塔，橋塔高70 m，如圖1（b）所示.

圖1 橋型布置（單位：cm）Fig.1 Bridge layout （unit：cm）

1.2 風洞試驗布置

主梁節(jié)段模型渦激共振試驗在長沙理工大學(xué)風洞實驗室高速試驗段中進行，試驗段橫斷面尺寸為4 m（寬） × 3 m（高） × 21 m（長），風速穩(wěn)定范圍為1 ～ 48 m/s，均勻流場試驗紊流度小于0.5%.渦激共振對主梁的幾何尺寸及細部構(gòu)造十分敏感，為盡可能模擬主梁上各構(gòu)件的細節(jié)，同時考慮到斷面雷諾數(shù)的影響，在試驗允許的范圍內(nèi)應(yīng)盡可能選擇大比例模型試驗，則節(jié)段模型試驗結(jié)果越接近實橋的風振特性.綜合考慮模型幾何外形、質(zhì)量及風洞尺寸，最終確定模型幾何縮尺比為1∶20.

主梁節(jié)段模型風洞試驗布置如圖2所示.模型長度取1.52 m，寬度0.606 m，高度0.075 m.主梁剛性節(jié)段模型選取低質(zhì)量高強度的不銹鋼作為框架，外衣采用優(yōu)質(zhì)PVC制作，不銹鋼框架提供模型的整體剛度，外衣保證了模型的幾何相似；模型端部采用輕質(zhì)木板作為端板，端板保證了剛性節(jié)段模型的二元流特性.節(jié)段模型通過8根彈簧懸掛于風洞中，模型振動位移通過兩個激光位移計來測量，間距為0.504 m，激光位移計采樣頻率為500 Hz，采樣時間為40 s.風速測量采用TFI Cobra眼鏡蛇探針，采樣頻率為1 000 Hz，采樣時間為32 s.風洞節(jié)段模型試驗見圖2，實橋的動力特性由ANSYS有限元軟件計算獲得，模型及實橋的動力特性參數(shù)見表1.

圖2 風洞節(jié)段模型試驗Fig.2 Wind tunnel test of section model

表1 模型與實橋參數(shù)Tab.1 Parameters of model and prototype

2 風洞試驗結(jié)果與分析

2.1 設(shè)計斷面渦振性能分析

風洞試驗首先對原設(shè)計斷面進行了渦振性能研究.圖3 給出原設(shè)計斷面在規(guī)范要求的 0°、±3° 攻角下主梁的渦振響應(yīng)振幅隨約化風速U/(fB)變化曲線，圖中：U為來流風速；f為實橋自振頻率；B為主梁寬度；ymax為主梁豎彎響應(yīng)振幅；D為主梁高度；A為主梁扭轉(zhuǎn)響應(yīng)；Aal為扭轉(zhuǎn)角度規(guī)范限值.由圖可知：鈍體邊主梁的原設(shè)計斷面在0°、±3° 攻角下均出現(xiàn)劇烈的豎向渦激共振，而未出現(xiàn)明顯的扭轉(zhuǎn)渦振.原設(shè)計斷面在約化風速0.58 ～ 0.81時出現(xiàn)較小的豎彎渦振響應(yīng)，但此鎖定區(qū)間的最大響應(yīng)振幅為0.008，遠低于規(guī)范允許振幅0.035.豎彎渦振響應(yīng)的鎖定區(qū)間為1.13 ～ 1.87，各攻角響應(yīng)振幅均較大，最大振幅出現(xiàn)在 -3° 攻角下，值為0.084，超出規(guī)范限值286%.因原斷面基本未出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)渦振，也基本不影響主梁的使用性能，故試驗主要研究豎向渦激共振.

圖3 原斷面渦振性能Fig.3 Vortex-induced vibration performance of original section

2.2 阻尼比的影響

已有研究表明，結(jié)構(gòu)的阻尼比對橋梁的渦激振動動力響應(yīng)有十分顯著的影響[1].對于邊主疊合梁，規(guī)范推薦的阻尼比為1.00%，但本文為獲得主梁明顯的渦振響應(yīng)，以響應(yīng)振幅相對較大的 -3°攻角為研究對象，首先選取較低的阻尼比0.25%進行渦振性能試驗，為進一步獲得主梁隨阻尼比的渦振響應(yīng)變化，逐漸將阻尼比提高至1.00%，如圖4所示.由圖可知：當阻尼比低于1.00%時，鈍體邊主梁渦振性能較差，響應(yīng)遠超規(guī)范限值，隨著阻尼比的提高，主梁的渦振響應(yīng)逐漸降低，當阻尼比為0.70%時，主梁渦振響應(yīng)振幅依然超過規(guī)范限值的140%，阻尼比提高至1.00%時，響應(yīng)振幅為0.026，降低為允許振幅的75%；不同阻尼比下主梁渦激共振起振約化風速基本不變，但渦振鎖定區(qū)間隨著阻尼的提高而逐漸縮小.在規(guī)范推薦阻尼1.00%下，主梁渦振響應(yīng)將被抑制在規(guī)范限值之內(nèi)，但仍然存在明顯的渦激共振，同時對于實際橋梁，較高的阻尼比是否維持在整個服役期間尚存在疑慮，因此，需要對主梁斷面進行氣動優(yōu)化，以保證主梁的安全性和耐久性.

圖4 阻尼比對主梁渦振響應(yīng)的影響Fig.4 Influence of damping ratio on vortex-induced vibration performance of main girder

2.3 輸送機的影響

根據(jù)已有的研究，相比于流線形截面梁，鈍體截面梁更容易出現(xiàn)渦激共振現(xiàn)象[4,14].由于邊主梁橋具有較強的鈍體特性，而原設(shè)計方案橋面又存在較高的輸送機，可能會加劇氣流在橋面上的分離與再附，旋渦產(chǎn)生及分布更為復(fù)雜.為分析輸送機對橋梁渦振性能的影響，本文對有無輸送機的主梁渦振性能進行了測試，試驗結(jié)果如圖5所示.由圖可知：鈍體輸送機加劇了邊主梁的渦振響應(yīng)，無輸送機的主梁最大振幅為0.069，而橋面存在輸送機結(jié)構(gòu)的主梁最大振幅為0.100，為無輸送機主梁響應(yīng)的144%，輸送機導(dǎo)致了主梁在低風速存在較弱的渦激共振現(xiàn)象，主梁渦振響應(yīng)的起振約化風速1.38降低至1.13，輸送機降低了主梁的渦振性能，因此，需要對主梁斷面進行氣動優(yōu)化.

圖5 輸送機對主梁渦振響應(yīng)的影響Fig.5 Influence of conveyer on vortex-induced vibration performance of main girder

2.4 氣動措施研究

試驗過程選取 -3° 攻角狀態(tài)主梁進行氣動措施優(yōu)化.氣動優(yōu)化措施對主梁氣動性能的提高具有較高的可靠性，廣泛運用于實際橋梁中.根據(jù)已有研究文獻，綜合測試了不同角度風嘴、梁底穩(wěn)定板、水平隔流板等一系列氣動措施對帶鈍體輸送機邊主梁渦振性能的優(yōu)化效果，詳細氣動措施工況見表2.

表2 氣動措施優(yōu)化工況Tab.2 Aerodynamic optimization measures

1） 風嘴角度

由于邊主梁斷面具有典型的鈍體特性，而主梁表面又設(shè)置了較高的輸送機，顯著降低了主梁的氣動穩(wěn)定性.孟曉亮等[15]研究了不同風嘴角度對封閉箱梁和半封閉箱梁渦振性能的影響，發(fā)現(xiàn)改尖風嘴能降低主梁的渦振振幅，而顏宇光等[16]發(fā)現(xiàn)在邊主梁斜拉橋中，風嘴對主梁豎彎渦振控制優(yōu)于扭轉(zhuǎn)渦振控制，并且并非風嘴角度越小豎彎渦振控制效果越好.基于已有研究，本試驗在主梁兩側(cè)設(shè)置不同角度的風嘴，分析風嘴角度對主梁渦振性能的影響，風嘴布置見圖6.

圖6 主梁風嘴布置Fig.6 Layout of air nozzles on main girder

主梁兩側(cè)安裝不同角度風嘴時豎彎振幅隨約化風速變換的曲線如圖7所示.主梁原設(shè)計斷面的風嘴角度為101°，當設(shè)置較尖的風嘴即45° 風嘴時，主梁的氣動性能得到顯著提高，最大響應(yīng)振幅由0.100減少到0.084，降低了16%，表明較尖的風嘴明顯提高了主梁的流線形，但顯著增加了實際橋梁的寬度和造價，對于主梁高寬比較大的橋梁，風嘴角度宜選擇較大的角度.試驗中將風嘴角度繼續(xù)增大到 60°、78°、90°，3 種風嘴角度下主梁的峰值響應(yīng)分別為原設(shè)計斷面的106%、95%、99%，主梁的氣動性能總體上沒有得到明顯的改善，但風嘴對主梁渦振性能是存在一種相對較優(yōu)的角度，這對部分類似主梁截面的氣動外形設(shè)計提供了一種可以實現(xiàn)的方向.

圖7 風嘴角度對主梁渦振響應(yīng)的影響Fig.7 Influence of air nozzle angle on vortex-induced vibration performance of main girder

2） 梁底穩(wěn)定板

在梁底布置豎向穩(wěn)定板能影響氣流繞流狀態(tài)，一定程度上破碎梁底旋渦的發(fā)展，從而抑制橋梁的渦激共振[6].本文采用與梁高一致的1.5 m下穩(wěn)定板和超出梁底0.5 m的2.0 m下穩(wěn)定板.穩(wěn)定板布置見圖8，圖中，l為下穩(wěn)定板長度.4種氣動措施主梁渦振響應(yīng)隨約化風速變化曲線見圖9.

圖8 穩(wěn)定板布置Fig.8 Layout of stabilizing plates

圖9 梁底穩(wěn)定板對主梁渦振響應(yīng)的影響Fig.9 Influence of stabilizing plates on vortex-induced vibration performance of main girder

由圖9可知：在梁底設(shè)置豎向穩(wěn)定板提高了主梁的渦振性能，工況6 ～ 8梁底穩(wěn)定板數(shù)量逐漸增加，主梁的穩(wěn)定性逐步提高，響應(yīng)峰值分別為原設(shè)計斷面的75%、37%、7%，梁底安裝2道1.5 m高穩(wěn)定板將渦振響應(yīng)位移控制在規(guī)范允許值附近，3道穩(wěn)定板基本抑制了主梁的渦激共振，不同道數(shù)穩(wěn)定板工況表明邊主梁梁底規(guī)律的旋渦脫落被穩(wěn)定板不同程度破壞，但無法完全抑制主梁的渦振響應(yīng).在梁底安裝2.0 m高中央穩(wěn)定板，主梁的渦振響應(yīng)被完全抑制，表明適當增加梁底穩(wěn)定板高度和數(shù)量均能改善主梁的渦振性能.

3） 水平隔流板

結(jié)合邊主梁的氣動外形特點，邊主梁疊合梁在主縱梁與橋面板的轉(zhuǎn)角處易發(fā)生旋渦脫落，從而容易引起主梁發(fā)生渦激共振[7].為了削弱該區(qū)域旋渦規(guī)律性脫落，在梁底轉(zhuǎn)角處設(shè)置如圖10所示的水平隔流板，水平隔流板分別采用w= 0.6，1.0 m兩種寬度沿縱橋向連續(xù)布置，對應(yīng)的主梁渦振隨風速變換曲線如圖11所示.由圖可知：主梁在水平隔流板氣動措施作用下降低了渦振響應(yīng)，隔流板越寬，抑制作用越強，但總體上未明顯改善主梁的渦振性能.

圖10 水平隔流板布置Fig.10 Layout of the horizontal flow-isolating

4） 組合措施

單獨采用風嘴、水平隔流板的方法，對主梁渦振的抑制效果有限，無法抑制渦振響應(yīng)振幅在規(guī)范限值以下，為進一步研究帶輸送機邊主梁的抑振措施，使其在低阻尼比下也能具有良好的氣動穩(wěn)定性，試驗組合了風嘴、水平隔流板工況，并設(shè)置風嘴水平分流板，用以改善主梁的氣動外形，提高主梁流線形，具體組合措施見表2工況12、13，組合措施布置見圖12.組合措施作用下主梁的渦振響應(yīng)曲線如圖13所示，0.6 m隔流板的工況12已經(jīng)大幅削弱了主梁的渦激共振，將隔流板寬度增加至1.0 m的工況13基本能抑制主梁渦振響應(yīng)，峰值響應(yīng)為規(guī)范限值的22%，遠低于規(guī)范限值.

圖12 組合措施布置Fig.12 Layout of combined countermeasure

圖13 組合措施對主梁渦振響應(yīng)的影響Fig.13 Influence of combined countermeasure on vortex-induced vibration performance

3 結(jié) 論

本文以帶輸送機邊主梁疊合梁斜拉橋為工程背景，通過1∶20的節(jié)段模型探究了帶輸送機鈍體主梁的渦振性能，并綜合對比了風嘴、穩(wěn)定板、水平隔流板等氣動優(yōu)化措施對主梁渦振抑制效果，得到如下結(jié)論：

1） 帶輸送機邊主疊合梁在 -3°、0°、 + 3° 風攻角下均出現(xiàn)明顯的豎向渦激共振現(xiàn)象.邊主梁上部輸送機顯著改變主梁的氣動外形，輸送機增大了邊主梁144%豎向渦激共振響應(yīng).

2） 抑振措施研究表明，風嘴及水平隔流板并不能有效提高帶輸送機邊主梁的渦振性能，但不同角度風嘴氣動措施試驗表明，風嘴對主梁渦振性能存在相對較優(yōu)的角度；梁底穩(wěn)定板對帶輸送機邊主梁的抑制效果是隨著數(shù)量的增加而增加，相比不同數(shù)量穩(wěn)定板，超出梁底0.5 m的2.0 m高穩(wěn)定板能完全抑制主梁渦激共振.

3） 風嘴 + 風嘴水平分流板 + 水平隔流板組合措施進一步優(yōu)化了帶輸送機邊主梁斷面的氣動外形，主梁的渦振性能得到大幅提高，遠低于抗風設(shè)計規(guī)范要求，能滿足主梁的安全性和耐久性需求.

本文試驗研究成果可為同類型主梁渦振優(yōu)化提供參考借鑒.