非對(duì)稱異型箱梁斜拉橋渦振性能試驗(yàn)研究

李春光，毛禹，顏虎斌，梁愛鴻，韓艷

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

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，橋梁跨度的增長(zhǎng)，橋梁美學(xué)也越來(lái)越受重視。異型箱梁斷面因其視覺上的美觀效果，而受到設(shè)計(jì)者的青睞。大跨度橋梁也朝著低阻尼、輕柔化的方向發(fā)展，但這勢(shì)必會(huì)提高橋梁的風(fēng)致敏感性。因此，氣動(dòng)穩(wěn)定性成為橋梁建設(shè)過(guò)程中必須考慮的問題。異型主梁斷面的不規(guī)則性容易導(dǎo)致來(lái)流風(fēng)產(chǎn)生旋渦脫落，從而激發(fā)主梁發(fā)生渦振。雖然渦振具有限幅振動(dòng)特征，不至于引起類似于橋梁顫振導(dǎo)致的振動(dòng)發(fā)散的后果，但是由于渦振多發(fā)生在低風(fēng)速區(qū)間，且橋梁的大幅渦振容易引起公眾恐慌，渦振的長(zhǎng)期作用也會(huì)使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生疲勞破壞，影響橋梁安全。國(guó)外已有多座大跨度橋梁發(fā)生了明顯的渦振現(xiàn)象，較早的巴西里約-尼泰羅伊大橋（Rio-Niterói Bridge）的鋼箱連續(xù)梁橋在使用過(guò)程中多次出現(xiàn)強(qiáng)烈的一階豎向模態(tài)大振幅渦振現(xiàn)象，致使橋上開車人員棄車而逃［1］。日本東京灣通道橋（Trans-Tokyo Bay Bridge）橋面曾在風(fēng)速達(dá)到16～17 m/s時(shí)就發(fā)生過(guò)明顯的以一階豎向模態(tài)為主的渦振，跨中單邊振動(dòng)峰值達(dá)50 cm［2］。此外，英國(guó)的塞文二橋（Second Severn Bridge）、丹麥的大貝爾特東橋（Great East Belt Bridge）引橋、俄羅斯的伏爾加大橋等世界知名大橋都發(fā)生過(guò)明顯的渦振現(xiàn)象［3］。國(guó)內(nèi)橋梁渦振現(xiàn)象也時(shí)有發(fā)生，西堠門跨海大橋自2009年通車運(yùn)營(yíng)后多次監(jiān)測(cè)到渦振現(xiàn)象，2020年4月武漢鸚鵡洲長(zhǎng)江大橋發(fā)生波浪形渦振，2020年5月廣東虎門大橋20多小時(shí)內(nèi)發(fā)生多次大幅渦振。因此，抑制渦振并探究渦振發(fā)生的內(nèi)在機(jī)理是橋梁抗風(fēng)領(lǐng)域的重要研究方向［4-5］。

橋梁渦振的控制措施通常可分為機(jī)械阻尼措施和空氣動(dòng)力學(xué)措施兩大類。機(jī)械阻尼措施通過(guò)增加外部阻尼裝置來(lái)抑制渦振，但其成本相對(duì)較高［6］；空氣動(dòng)力學(xué)措施側(cè)重于改變主梁周邊的流場(chǎng)，通過(guò)抑制來(lái)流漩渦來(lái)達(dá)到控制渦振的目的，因其經(jīng)濟(jì)性和有效性，是目前大跨度橋梁設(shè)計(jì)中首選的渦振抑制措施。國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)常規(guī)對(duì)稱的大跨主梁斷面進(jìn)行了大量的渦振性能及控制措施研究，積累了許多有益的研究成果。LARSEN等人［7］通過(guò)在主梁上安裝抑流板的風(fēng)洞試驗(yàn)，成功解決了Storebalt橋箱梁的渦振問題。朱思宇等人［8-9］研究了寬幅扁平流線型箱梁的渦振性能，發(fā)現(xiàn)外形較銳的風(fēng)嘴可改善主梁的氣動(dòng)性能，采用圓形高透風(fēng)率的欄桿也可顯著減少主梁的渦振現(xiàn)象。YANG等人［10］在箱梁底板安裝豎向穩(wěn)定板成功解決了因安裝附屬管道引起的主梁渦振問題。楊詠昕等人［11-12］針對(duì)分體箱梁渦振性能進(jìn)行了試驗(yàn)，分析了主梁槽寬、槽間開孔蓋板等抑制渦振的效果。戰(zhàn)慶亮等人［13-15］依托具體工程分別對(duì)邊主梁斷面的渦振性能展開研究，發(fā)現(xiàn)增加風(fēng)嘴數(shù)量以及安裝主梁下穩(wěn)定板對(duì)邊主梁斷面的渦振具有較好的控制效果。李明等人［16］研究了在橋梁上布置非對(duì)稱人行道對(duì)渦振的影響，結(jié)果表明非對(duì)稱布置會(huì)嚴(yán)重影響主梁的渦振性能。劉葉等人［17］通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)分析了風(fēng)屏障對(duì)橋梁及行駛列車抗風(fēng)性能的影響。

上述研究主要針對(duì)常規(guī)對(duì)稱的主梁斷面形式，而關(guān)于非對(duì)稱的異型箱梁斷面渦振性能的研究鮮有報(bào)道。由于非對(duì)稱特性，相比于常規(guī)對(duì)稱主梁，異型箱梁的渦振減振試驗(yàn)存在兩大難點(diǎn)。首先，異型箱梁的非對(duì)稱性注定了試驗(yàn)工況的復(fù)雜性，非對(duì)稱主梁兩側(cè)均需檢驗(yàn)其迎風(fēng)狀態(tài)下的氣動(dòng)性能；其次，當(dāng)主梁一側(cè)迎風(fēng)時(shí)所采取的措施有效，但很有可能當(dāng)主梁另外一側(cè)迎風(fēng)時(shí)會(huì)產(chǎn)生負(fù)面影響。因此，異型箱梁的渦振減振措施較之常規(guī)對(duì)稱主梁的更加復(fù)雜。本研究擬依托某非對(duì)稱異型箱梁人行斜拉橋，對(duì)其渦振性能進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)研究，提出安裝風(fēng)嘴結(jié)合改變欄桿外形的組合措施來(lái)抑制主梁渦振，研究成果可為類似工程提供參考。

1 工程背景

本研究所依托的一座在建大跨度人行景橋?qū)儆诋愋拖淞邯?dú)塔單索面曲線斜拉橋，橋梁總長(zhǎng)393.0 m，共5跨，主橋跨的布置為（20.0+124.0+129.0+25.0+30.0）m（圖1），橋面寬4.5 m，主梁高約1.5 m（圖2）。橋梁主體坡度約為2.5%，其平面為半徑218.0 m的圓曲線，曲線外側(cè)朝向索塔方向，在曲線和索塔相交處形成觀景平臺(tái)；曲線內(nèi)側(cè)方向與曲線順接形成玻璃鋪裝挑臺(tái)。雖然全橋?yàn)榍€橋型，但是由于主梁寬度較小，僅為4.5 m，且橋梁寬跨比較小，主梁整體呈細(xì)長(zhǎng)的帶狀結(jié)構(gòu)，為了在試驗(yàn)中更細(xì)致地體現(xiàn)主梁細(xì)部構(gòu)造的影響，本研究采用較大比例的剛性節(jié)段模型試驗(yàn)來(lái)測(cè)試主梁的渦振性能。不同于常規(guī)的平直模型，該橋節(jié)段模型為帶弧度的、真實(shí)考慮了實(shí)橋主梁曲率影響的剛性模型。

圖1 橋型布置圖（單位：cm）Fig.1 Layout of the bridge（unit：cm）

圖2 主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面（單位：cm）Fig.2 Standard section of the main girder（unit：cm）

2 風(fēng)洞試驗(yàn)概況

本試驗(yàn)是在長(zhǎng)沙理工大學(xué)風(fēng)工程與風(fēng)環(huán)境研究中心的大型邊界層風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室高速段進(jìn)行的。高速試驗(yàn)段的尺寸為4.0 m×3.0 m×21.0 m，風(fēng)速范圍為1.0～45.0 m/s，均勻流場(chǎng)的紊流度小于0.5%。主梁渦激振動(dòng)響應(yīng)對(duì)外部幾何構(gòu)造十分敏感。為了盡可能真實(shí)地模擬主梁細(xì)部構(gòu)造，同時(shí)考慮橋梁斷面的雷諾數(shù)效應(yīng)，在試驗(yàn)條件允許的情況下模型的比例越大，則試驗(yàn)結(jié)果越接近真實(shí)橋梁斷面情況。綜合考慮模型外部的幾何尺寸、質(zhì)量及風(fēng)洞條件等因素，最終確定該橋主梁節(jié)段模型的幾何縮尺比為1︰10。主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面的模型長(zhǎng)度L=1.50 m，主梁寬度B=0.45 m，模型高度H=0.15 m。模型嚴(yán)格按照實(shí)橋的氣動(dòng)外形采用雕刻機(jī)加工而成，試驗(yàn)布置如圖3所示。模型試驗(yàn)參數(shù)見表1。

圖3 風(fēng)洞試驗(yàn)主梁模型Fig.3 The main girder model used in wind tunnel test

表1 模型試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Parameters of the model test

用8根彈簧將節(jié)段模型自由振動(dòng)懸掛系統(tǒng)固定在剛性支架上。節(jié)段模型通過(guò)兩端的端軸連接系統(tǒng)與彈簧相連，該模型僅模擬豎彎及扭轉(zhuǎn)兩階模態(tài)。采用激光位移計(jì)測(cè)試主梁斷面的振動(dòng)位移響應(yīng)時(shí)程信號(hào)，采樣頻率為500 Hz。在模型的上游側(cè)主梁高度處設(shè)置眼鏡蛇風(fēng)速儀，以監(jiān)測(cè)并記錄來(lái)流風(fēng)速、湍流度等參數(shù)。

3 主梁渦振性能及優(yōu)化措施

3.1 原設(shè)計(jì)斷面渦振性能

在均勻場(chǎng)中進(jìn)行主梁節(jié)段模型渦振試驗(yàn)，試驗(yàn)選取的攻角為0°、±3°。由于標(biāo)準(zhǔn)斷面為非對(duì)稱異型斷面，因此將斷面分為鈍體面迎風(fēng)和非鈍體面迎風(fēng)兩種情況，并分別進(jìn)行單獨(dú)試驗(yàn)。原設(shè)計(jì)方案在鈍體面+3°攻角工況下，當(dāng)風(fēng)速大于11.60 m/s時(shí)，主梁出現(xiàn)明顯豎彎渦振現(xiàn)象，實(shí)橋振幅超出文獻(xiàn)［18］中的允許幅值0.041 3 m。其中，當(dāng)風(fēng)速達(dá)到17.45 m/s時(shí)，實(shí)橋振幅均方根達(dá)到了0.114 0 m，超過(guò)允許值176.03%。原主梁斷面的渦振性能在鈍體面-3°、0°攻角以及非鈍體面的所有攻角情況下表現(xiàn)良好。經(jīng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，此異型斷面并無(wú)扭轉(zhuǎn)響應(yīng)現(xiàn)象，扭轉(zhuǎn)頻率較大，因此僅將豎彎渦振作為減振措施的考慮對(duì)象。圖4所示為原設(shè)計(jì)斷面渦振豎彎響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線。由圖4可以看出，原設(shè)計(jì)方案的主梁斷面需要進(jìn)一步的氣動(dòng)優(yōu)化措施以達(dá)到更好的渦振性能。

圖4 設(shè)計(jì)斷面渦振豎彎響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線Fig.4 The curves of vertical vortex-induced vibration response of design section with wind speed

3.2 渦振氣動(dòng)優(yōu)化措施

由于主梁為非對(duì)稱異型斷面，因此一側(cè)來(lái)流的滿足并不能說(shuō)明方案的適用性就好。試驗(yàn)考慮了鈍體面和非鈍體面分別迎風(fēng)的渦振響應(yīng)，選取最不利的情況，即鈍體面迎風(fēng)+3°攻角進(jìn)行氣動(dòng)措施優(yōu)化。根據(jù)已有的文獻(xiàn)成果，試驗(yàn)測(cè)試了增加水平分流板、安裝風(fēng)嘴、改變欄桿外形，以及考慮風(fēng)嘴及欄桿因素進(jìn)行氣動(dòng)措施優(yōu)化，通過(guò)節(jié)段模型試驗(yàn)研究這些措施對(duì)背景工程主梁渦振的抑制效果，試驗(yàn)工況見表2（表中的氣動(dòng)優(yōu)化措施均是在原設(shè)計(jì)斷面的基礎(chǔ)上進(jìn)行的）。

表2 主梁氣動(dòng)措施優(yōu)化工況Table 2 Optimization of aerodynamic measures of the main girder

3.2.1 安裝水平分流板

LARSEN等人［7］在研究箱梁渦振響應(yīng)時(shí)，經(jīng)過(guò)試驗(yàn)分析得出，當(dāng)風(fēng)嘴斜腹板的傾角大于16°時(shí)，來(lái)流風(fēng)會(huì)在主梁下游產(chǎn)生規(guī)律性的旋渦脫落，從而導(dǎo)致渦振的產(chǎn)生。而在風(fēng)嘴處增設(shè)水平分流板會(huì)打亂來(lái)流風(fēng)對(duì)梁體的沖擊，擾亂風(fēng)場(chǎng)，達(dá)到抑制渦振的效果?？紤]到原設(shè)計(jì)斷面主梁鈍體面風(fēng)嘴的角度已經(jīng)達(dá)到了127°，為此在上下腹板之間設(shè)置水平分流板，如圖5所示。經(jīng)過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，增加0.3 m長(zhǎng)水平分流板的措施依然無(wú)明顯效果，試驗(yàn)中橋梁發(fā)生了明顯的渦激共振現(xiàn)象，當(dāng)風(fēng)速達(dá)到18.792 m/s時(shí)，實(shí)橋振幅達(dá)到了0.098 6 m，超過(guò)了規(guī)范所規(guī)定的0.041 3 m，其渦振豎彎響應(yīng)曲線如圖6所示。因此，在梁體增加水平分流板的抑制渦振的效果不理想，需要采取其他有效措施。

圖5 在上下腹板間設(shè)置水平分流板（工況1）Fig.5 Horizontal shunt plate between upper and lower webs（condition 1）

圖6 渦振響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線（工況1）Fig.6 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 1）

3.2.2 改變風(fēng)嘴角度

主梁斷面的鈍體特征會(huì)顯著影響主梁的渦振性能。較小的鈍體面風(fēng)嘴傾角能在一定程度上抑制渦振響應(yīng)。本研究嘗試在鈍體面設(shè)置98°風(fēng)嘴來(lái)抑制渦振，風(fēng)嘴的設(shè)置如圖7所示。由于主梁具有非對(duì)稱異型特征，在鈍體面設(shè)置風(fēng)嘴對(duì)非鈍體面的影響尚未可知，故將鈍體面及非鈍體面分別作為迎風(fēng)側(cè)，對(duì)兩側(cè)的0°、±3°攻角進(jìn)行測(cè)振試驗(yàn)，其渦振響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線如圖8所示。從圖8可以看出，在0°、±3°攻角的情況下，當(dāng)鈍體面迎風(fēng)時(shí)主梁無(wú)明顯渦振現(xiàn)象；但在-3°攻角的情況下，當(dāng)非鈍體面的風(fēng)速為11.58～20.45 m/s時(shí)，主梁產(chǎn)生明顯的渦激共振。顯然，此措施只能在主梁一側(cè)滿足要求，對(duì)非對(duì)稱異型箱梁行不通，因此，需要采取其他更加有效的氣動(dòng)措施。

圖7 風(fēng)嘴設(shè)置示意圖（工況2，單位：cm）Fig.7 Layout diagram of the cross-section nozzle（condition 2，unit：cm）

圖8 渦振響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線（工況2）Fig.8 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 2）

3.2.3 改變欄桿外形

橋面欄桿的形式對(duì)來(lái)流風(fēng)的分離及再附著有著很大的影響，已有文獻(xiàn)及經(jīng)驗(yàn)表明欄桿是引起主梁渦激共振的敏感構(gòu)件。試驗(yàn)中將原橋欄桿拆除以研究欄桿本身對(duì)主梁的影響，并設(shè)計(jì)一種新欄桿以抑制渦振的產(chǎn)生。圖9所示為拆除欄桿后的主梁渦振響應(yīng)曲線。從圖9可以看出，鈍體面和非鈍體面在無(wú)欄桿工況下的振幅均未超過(guò)文獻(xiàn)［18］所規(guī)定的0.041 3 m，但在鈍體面當(dāng)風(fēng)速為15.6～18.8 m/s時(shí)仍出現(xiàn)了小幅渦振現(xiàn)象，表明欄桿對(duì)于這種異型斷面人行橋的影響較大，改變欄桿形式可對(duì)渦振有一定的抑制作用。設(shè)計(jì)的新欄桿形式如圖10所示，將此欄桿運(yùn)用于試驗(yàn)，其布置圖如圖11所示，其渦振響應(yīng)隨風(fēng)速變化的曲線如圖12所示。

圖9 渦振響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線（工況3）Fig.9 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 3）

圖10 新欄桿設(shè)計(jì)斷面示意圖（單位：cm）Fig.10 Schematic diagram of the design section of the new railing（unit：cm）

圖11 新欄桿試驗(yàn)布置圖Fig.11 Layout of the new railing test

圖12 渦振響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線（工況4）Fig.12 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 4）

從圖12可以看出，改變欄桿外形在鈍體面達(dá)到了較好的抑制渦振的效果；在非鈍體面，當(dāng)攻角為-3°、0°，風(fēng)速為7.5～9.3 m/s時(shí)，主梁產(chǎn)生了明顯的渦激共振。隨后，將阻尼由0.476%升至0.771%后，發(fā)現(xiàn)在非鈍體面仍有渦振現(xiàn)象，但振幅降為0.02 m左右，低于規(guī)范所規(guī)定的振幅0.041 3 m，但仍存在明顯渦振現(xiàn)象。

3.2.4 改變欄桿外形+兩側(cè)向外安裝0.3 m長(zhǎng)的風(fēng)嘴

根據(jù)工況2的試驗(yàn)結(jié)果可知，斷面形式對(duì)于渦振的影響較大，安裝風(fēng)嘴可以在一定程度上抑制渦振；根據(jù)工況3的試驗(yàn)結(jié)果可知，欄桿也是渦振的敏感構(gòu)件。因此，本研究采取風(fēng)嘴+新欄桿的組合氣動(dòng)措施，即將工況2的一側(cè)風(fēng)嘴改為雙側(cè)風(fēng)嘴，欄桿依舊采用工況4的新欄桿進(jìn)行試驗(yàn)。圖13為試驗(yàn)布置圖，圖14所示為在工況5下渦振響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線。

圖13 改變欄桿外形+兩側(cè)向外安裝0.3 m長(zhǎng)的風(fēng)嘴試驗(yàn)布置圖Fig.13 Experimental layout of changing the shape of the railing and installing 0.3-meter-long air nozzles outward on both sides

圖14 渦振響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線（工況5）Fig.14 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 5）

從圖14可以看出，在風(fēng)速為0～30 m/s時(shí)，改變欄桿外形和安裝風(fēng)嘴的組合措施對(duì)主梁的渦振有較好的抑制效果。在工況4僅改變欄桿外形的情況下，主梁出現(xiàn)了低風(fēng)速渦振現(xiàn)象。因此，本研究著重測(cè)試了工況5組合措施情況下低風(fēng)速時(shí)的渦振響應(yīng)，加密了低風(fēng)速測(cè)點(diǎn)，結(jié)果表明：組合措施抑制渦振的效果良好，能夠有效改善這種非對(duì)稱異型箱梁斜拉橋的渦振性能。

4 結(jié)論

針對(duì)非對(duì)稱異型箱梁斜拉橋進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)，分鈍體面和非鈍體面迎風(fēng)兩種情況，對(duì)比分析了安裝水平分流板、安裝風(fēng)嘴、改變欄桿外形、安裝風(fēng)嘴+改變欄桿外形等多種氣動(dòng)控制措施的效果，得到的結(jié)論為：

1）由于異型箱梁的非對(duì)稱性，需在鈍體面和非鈍體面分別對(duì)主梁的風(fēng)致位移響應(yīng)進(jìn)行試驗(yàn)，改變欄桿外形、安裝風(fēng)嘴的措施僅在鈍體面達(dá)到了較好的抑制渦振的效果，在非鈍體面反而產(chǎn)生了不利影響。

2）改變欄桿外形對(duì)抑制非對(duì)稱異型箱梁的渦振效果明顯。欄桿對(duì)于異型箱梁來(lái)流風(fēng)的分流再附著有很大的影響，是渦振的敏感構(gòu)件。

3）改變欄桿外形和安裝兩側(cè)風(fēng)嘴的組合措施對(duì)抑制渦振效果明顯，對(duì)于異型箱梁斷面，組合措施比單一措施更加有效。