顧尚廉

(同濟大學，上海 200092)

0 引言

繞過橋梁斷面的氣流在其兩側及尾流中會產(chǎn)生周期性的漩渦脫落，當漩渦脫落頻率與橋梁自身某一階振動頻率一致時，會誘發(fā)橋梁的渦激振動。渦激振動的振動形式有豎彎振動和扭轉振動。盡管渦激振動是不同于顫振和馳振的限幅振動，但其會使橋梁結構產(chǎn)生豎向或者扭轉振動，引起構件的疲勞破壞，并對行車產(chǎn)生不利影響。因此避免橋梁結構在成橋及施工狀態(tài)渦激振動的發(fā)生有重要的意義。相關分離式雙箱斜拉橋梁抗風性能研究［5］表明其顫振臨界風速較高，具有較好的顫振穩(wěn)定性，但在常風速下易發(fā)生渦激共振。因此橋梁渦激振動成為橋梁抗風設計的一個重要方面。

本文針對一擬建的分離雙箱斜拉橋，通過節(jié)段模型風洞試驗和數(shù)值模擬，研究了其成橋狀態(tài)的渦振性能，并提出了有效措施改善橋梁的抗風穩(wěn)定性。

1 工程概況

某長江大橋跨江主體工程全長13.982 km，跨江主橋為(100+308+806+308+100)m的五跨斜拉橋(整體布置見圖1)。其中方案之一為四索面雙塔斜拉橋，主梁采用分離式扁平鋼箱梁，中間用橫梁相連，兩箱梁中間安裝鋼格柵作為應急通道(主梁橫斷面見圖2)。斜拉索采用空間四索面形式。

圖1 橋梁整體布置圖

2 節(jié)段模型渦振試驗

該長江大橋的建設是一項重大的交通工程，為了確保橋梁在成橋運營階段的抗風穩(wěn)定安全性，對該方案成橋運營狀態(tài)渦振性能進行了研究。節(jié)段模型風洞試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室TJ-1風洞中進行。

圖2 主梁橫斷面圖

2.1 渦振試驗節(jié)段模型設計

該方案的節(jié)段模型試驗模擬了成橋狀態(tài)一階豎向和扭轉兩個方向的振動特性，采用彈簧懸掛的二元剛體模型。綜合考慮主梁的截面尺寸及風洞試驗段的尺寸，選取節(jié)段模型的縮尺比為1∶78，除了模擬主梁的外形尺寸，還嚴格模擬了主梁斷面慣性參數(shù)，彈性參數(shù)及阻尼參數(shù)。參考公路橋梁抗風設計規(guī)范有關規(guī)定［3］，此方案主梁斷面采用鋼箱梁，偏保守起見，在試驗中將模型各試驗工況阻尼比均調(diào)整為0.4%。節(jié)段模型系統(tǒng)的設計參數(shù)見表1。懸掛于TJ-1風洞外支架上的節(jié)段模型如圖3所示。

表1 渦振試驗節(jié)段模型設計參數(shù)

2.2 渦振試驗過程

對已有分離雙箱橋梁的抗風性能研究表明，帶橫梁的分離雙箱橋梁具有較高的顫振臨界風速，但渦振問題往往比較嚴重［1，2］。該方案節(jié)段模型的風洞試驗首先進行了原型斷面成橋狀態(tài)(M1)在風攻角+3°，0°及－3°下的渦振試驗。主梁斷面形式見表2。試驗結果表明:M1在風攻角+3°、風速區(qū)間7 m/s～11.4 m/s內(nèi)豎彎渦振單振幅為0.385 m，超過了規(guī)范的限值;風攻角－3°、風速區(qū)間14.1 m/s～19.2 m/s內(nèi)扭轉渦振單振幅為0.278°，同樣超過了規(guī)范的限值;風攻角0°、風速區(qū)間26 m/s～36 m/s內(nèi)最大扭轉渦振單振幅為0.569°，遠遠超過了規(guī)范的限值。因此須對成橋狀態(tài)的原型斷面及附屬設施進行改進和優(yōu)化，將渦振控制在容許的范圍內(nèi)，甚至是完全消除渦振。

圖3 懸掛于TJ-1風洞的節(jié)段模型

表2 渦振節(jié)段模型斷面形式

2.2.1 檢修車軌道梁的位置對渦振的影響

檢修車軌道梁(以下簡稱“檢修梁”)的位置對渦振性能影響的相關研究中發(fā)現(xiàn)［4，7］:主梁斜腹板和底板的交界區(qū)易發(fā)生氣流分離，檢修梁相當于H形斷面翼緣板，致使氣流在梁底形成了漩渦，對橋梁的穩(wěn)定性產(chǎn)生了不利影響。此擬建橋梁方案檢修梁恰位于此斜腹板與底板交界區(qū)。為了削弱氣流在此交界區(qū)的分離，參考相關研究，對檢修梁布置位置進行了變更，即將內(nèi)側檢修梁移至底板中央，原外側檢修梁移至斜腹板(M2)。變更后斷面M2的渦振試驗表明檢修梁的位置變更后渦振振幅略有減少，但基于帶橫梁分離雙箱橋梁斷面渦振機理的復雜性及較大渦振振幅，本試驗中改變檢修梁位置對減小渦振振幅幾乎不起作用。

2.2.2 主梁外形的影響

橋梁斷面的風嘴作為減小流動分離的重要部件，其形式對渦振的振幅有著重要的影響［8］。短而鈍的風嘴加劇了流動的分離，從而引起較大的渦振振幅。對0°風攻角下M1斷面靜態(tài)繞流進行了數(shù)值模擬。圖4為M1平均速度場的流線圖。從圖4可以看出M1風嘴短而鈍，上游區(qū)單箱前緣端部上下緣都存在一個回流區(qū)較小的主渦、后緣端部也產(chǎn)生了影響范圍不大的主渦;下游區(qū)單箱前緣氣流的分離尺度相對有所增大，產(chǎn)生了較大范圍的渦，由此可以看到主梁斷面短而鈍的風嘴會引起明顯的分離，對橋梁穩(wěn)定性產(chǎn)生不利的影響。對主梁斷面形式進行變更，使其更加流線型，試圖減小氣流在上游單箱前緣產(chǎn)生的分離及減小下游渦的影響范圍。優(yōu)化后斷面M2平均速度流場的流線圖見圖5，氣流在上游單箱前緣分離尺度很小，但是在下游單箱產(chǎn)生了一個范圍很大的主渦，回流區(qū)分布在整個下游單箱橋面，在單箱尾部產(chǎn)生了一個不完整的較小回旋。從數(shù)值模擬的結果可以推斷，主梁外形變更對渦振振幅的減小不明顯。渦振節(jié)段試驗的結果也表明，M2渦振振幅減小不明顯，并沒有控制在規(guī)范限值范圍內(nèi)。

圖4 M1速度流線圖

圖5 M2速度流線圖

2.2.3 欄桿的影響

有相關研究表明透風率小的欄桿會顯著增加渦振振幅，實際設計中在滿足安全和構造的要求下，盡可能增大欄桿的透風率、減小路緣石的高度，削弱氣流的分離。此初設方案的欄桿截面透風率較低，對欄桿截面的形式和布置方式進行調(diào)整，使得透風率增大。斷面M3數(shù)值模擬的速度流線見圖6。從圖6中可知，欄桿透風率變大后，下游單箱橋面上主渦的影響范圍有明顯的減小，在單箱尾部下緣產(chǎn)生了一個新的主渦，回流區(qū)范圍較大。對存在的兩個較大的主渦進行細部放大發(fā)現(xiàn)，兩個主渦的逆壓回旋方向相反，兩個能量相當?shù)匿鰷u相互抵消，使得主梁的渦振振幅有了明顯的減小。

圖6 M3速度流線圖

表3 豎彎渦振試驗結果

圖7 豎彎及扭轉渦振振幅曲線

2.3 節(jié)段模型渦激振動試驗結果

經(jīng)過對主梁斷面M1檢修梁布置位置、風嘴形式及欄桿的透風率變更后，斷面M3風攻角+3°時，豎彎渦振完全消失，扭轉渦振風速鎖定區(qū)間30.8 m/s～33 m/s附近，扭轉渦振振幅減少90%;風攻角0°時，豎彎渦振風速鎖定區(qū)間基本不變化，振幅由M1對應的0.160 m減小為0.048 m，扭轉渦振風速鎖定區(qū)間為15.4 m/s～16.7 m/s時，振幅為0.081°;風攻角 －3°、豎彎渦振風速鎖定區(qū)間6.9 m/s～8m/s時，振幅為0.057 m，相對M1的渦振振幅減小了19%，扭轉渦振風速鎖定區(qū)間為15.4 m/s～16.7 m/s，振幅為0.072°。斷面M1及M3的豎彎及扭轉渦振試驗結果匯總在表3和表4中，渦振振幅曲線見圖7。

表4 扭轉渦振試驗結果

3 結語

1)帶橫梁的分離式扁平鋼箱梁渦激振動現(xiàn)象比較嚴重，需通過優(yōu)化措施對渦振振幅進行嚴格的控制。2)合理地改變檢修梁布置位置、主梁風嘴形式的改進及欄桿透風率的增大，都可以起到減小渦振振幅的作用。3)本方案中增大欄桿透風率對減小渦振振幅的作用最為顯著。

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