錢國偉，曹豐產，葛耀君

(同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

Π型疊合梁斜拉橋渦振性能及氣動控制措施研究

錢國偉，曹豐產，葛耀君

(同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

為研究Π型開口截面主梁的渦振性能并提出合理性控制措施，以某跨海疊合梁斜拉橋為研究對象，進行一系列節(jié)段模型風洞試驗。研究表明，Π型開口截面主梁在低風速下易發(fā)生渦激共振，且該橋渦振現(xiàn)象在阻尼比＜1%以下范圍內均存在;橋面防撞欄桿及檢修道護欄采用圓截面形式有利于減小渦振振幅;改尖角度風嘴能顯著抑制渦激共振，且風嘴角度越小控制效果越好;橋梁斷面底部雙主肋轉角處設置水平隔流板能有效減小甚至消除渦激振動，在一定范圍內增加板的懸挑寬度對控制效果有利。

Π型截面;疊合梁斜拉橋;渦振;氣動控制;風洞試驗

渦激振動由氣流繞經結構表面時產生的以某一固定時間間隔有規(guī)律脫落的旋渦引起，是大跨度橋梁的主梁在低風速下較易出現(xiàn)的風致限幅振動。雖該種振動為限幅振動，雖不會直接引起橋梁的動力失穩(wěn)破壞，但會降低橋上行車、行人的舒適性，甚至可能導致橋梁不能正常使用［1－3］。Π形截面主梁因自重輕、施工吊裝方便、受力性能優(yōu)越等被廣泛用于現(xiàn)代斜拉橋設計中。主要類型有雙主肋混凝土板梁、型鋼－混凝土疊合梁及半封閉式鋼箱梁等;但由于其敞開的鈍體外形，繞流旋渦脫落較全封閉箱梁更明顯、更復雜，使此類橋梁的渦激共振響應亦較顯著。因此需采取一系列優(yōu)化、控制措施改善斷面的氣動性能，從而獲得更廣泛的應用。

渦振抑制措施可分為氣動控制措施及機械阻尼措施。機械措施主要通過外加阻尼器提高結構阻尼，達到降低、抑制風致振動目的，但由于其對渦激力無直接抑制及在實際工程中維護困難而較少采用。而氣動控制措施則利用風致振動對結構斷面氣動外形較敏感特點，通過適當修改結構外形達到改善空氣動力特性、減輕風致振動目的。在不能滿足氣動穩(wěn)定性要求或出現(xiàn)不滿足要求的渦振振幅時，可在主梁上安裝風嘴、導流板、抑流板等附加裝置，改變結構周圍流場狀態(tài)以改善空氣動力性能，避免或推遲旋渦脫落的發(fā)生，達到抑振效果［4］。

針對大跨度橋梁Π形主梁的渦振問題，已有諸多研究。Wardlaw［5］對Longs－Creek大橋的Π形斷面通過加設風嘴等控制措施研究減振效果;針對型鋼－混凝土疊合梁Π形斷面，Kubo等［6］通過改變工字梁間距，研究其對渦振振幅及鎖定區(qū)間影響;Irwin［7］介紹Π形斷面底部豎向擋板的氣動制渦效果;朱樂東等［8］通過節(jié)段模型風洞試驗，研究多孔擾流板對半封閉窄箱梁渦振減振效果;張志田等［9］通過設計上、下穩(wěn)定板達到抑制開口截面斜拉橋渦激振動目的;董銳等［10］利用風洞試驗對斜拉橋Π型開口斷面主梁進行氣動選型。

本文以某跨海斜拉橋為背景，進行彈簧懸掛節(jié)段模型試驗，研究不同阻尼比參數(shù)下Π型疊合梁渦激共振特性，對比分析欄桿形式及風嘴對渦振控制效果影響;提出新的用于Π型截面主梁渦振減振的水平隔流板氣動措施，通過對不同寬度下渦振減振效果初步研究，可為同類型橋梁的抗風設計提供系統(tǒng)指導。

1 風洞試驗

1.1 試驗參數(shù)

剛體節(jié)段模型渦激共振試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室TJ－2號風洞中進行。該風洞試驗段寬3.0 m、高2.5 m、長15 m，空風洞試驗風速范圍1.0～68 m/s連續(xù)可調。

圖1 原斷面節(jié)段模型橫截面圖(單位:mm)Fig.1 Cross section of prototype deck model(U.mm)

據(jù)實橋主梁斷面尺寸、風洞試驗段尺寸及試驗要求，選取節(jié)段模型幾何相似比λL=1/70，原斷面模型橫截面尺寸見圖1。節(jié)段模型主要由金屬框架、三夾板橋面組成，另用ABS塑料板模擬位于橋面的防撞欄、檢修道護欄及位于主梁底部的檢修車軌道，以保證外形幾何相似性。模型通過內支架用8根彈簧懸掛于風洞內，見圖2。各模態(tài)渦激共振為獨立、單頻。為方便試驗，模型的豎彎、扭轉振動未調至完全相同頻率比: 15.07與14.91，對應風速比分別為λHV=1/4.65及λTV=1/4.69，具體設計參數(shù)見表1。

表1 節(jié)段模型主要試驗參數(shù)Tab.1Parameters of sectional model test

圖2 風洞試驗概況Fig.2 Wind tunnel test

1.2 試驗工況

節(jié)段模型渦激共振試驗在－3°、0°、+3°三個風攻角均勻流場中進行。分別進行原斷面在三種阻尼比下渦振試驗，并設置三種欄桿形式、兩種優(yōu)化風嘴及水平隔流板對渦振加以抑制。主要研究內容及試驗工況見表2。其中，阻尼比A、B，C的參數(shù)由低到高，通過調整懸掛節(jié)段模型彈簧的阻尼圈實現(xiàn);三種欄桿形式為圓截面欄桿(YLG)、方截面防撞欄+圓截面檢修道護欄(FFLG+YJLG)、方截面欄桿(FLG);三種風嘴為原斷面風嘴“28上”、優(yōu)化風嘴“43中”及“48中”;水平隔流板設置在Π型斷面主梁底部內測;具體控制措施尺寸參數(shù)見圖3、圖4。

表2 主要研究內容與試驗工況Tab.2 Study contents and cases of wind tunnel test

圖3 欄桿外形及尺寸(單位:mm)Fig.3 The shape and size of railings(U.mm)

圖4 風嘴外形及尺寸(單位:mm)Fig.4 The shape and size of fairing(U.mm)

2 原斷面渦振性能

橋梁斷面的渦振性能，主要考察其在設計基準風速范圍內的渦振振幅及鎖定風速區(qū)間。已有研究表明，渦激共振振幅及鎖定風速區(qū)間對結構的阻尼參數(shù)均有一定敏感性。準確評價結構的阻尼比較困難，因此針對橋梁斷面應進行規(guī)范允許阻尼比范圍內不同大小參數(shù)下的渦激共振試驗，從而實現(xiàn)較全面的渦振性能評價。

對原斷面進行低阻尼比A(豎彎阻尼比0.58%，扭轉阻尼比0.31%)的測試。將0°攻角下試驗數(shù)據(jù)換算到實橋，所得主梁振動位移隨實橋風速變化曲線見圖5。主梁在阻尼比A下出現(xiàn)明顯的豎彎與扭轉渦激共振，其中豎彎渦振鎖定區(qū)間為11.7～14.6 m/s，最大振幅0.083 m;扭轉渦振鎖定區(qū)間為25.6～39.4 m/s，最大振幅1.319°。由此可見，該橋Π型斷面在低風速下較易發(fā)生渦激共振現(xiàn)象，且渦振振幅較大。

為探究結構振動阻尼變化對渦激共振特性影響，分別進行較高阻尼比B(豎彎阻尼比0.83%，扭轉阻尼比0.51%)及阻尼比C(豎彎阻尼比1.6%，扭轉阻尼比0.89%)狀態(tài)試驗。圖5結果顯示，增大結構阻尼至B、C后，主梁仍存在明顯的渦激共振，隨阻尼比增加，豎彎渦振、扭轉渦振的最大振幅均有一定減小，鎖定風速區(qū)間有減小趨勢，但不明顯。

圖50 °攻角不同阻尼比下原斷面渦振響應Fig.5 VIV responses of prototype deck with different damp ratio at the attack angle of 0°

因此，該橋的渦激共振現(xiàn)象在結構阻尼比1%范圍內均存在，即使將阻尼比提高到規(guī)范允許值1%以上仍存在較明顯的豎彎及扭轉渦振。試圖通過增加結構阻尼以實現(xiàn)抑振并不理想。

3 氣動控制措施

針對原主梁斷面出現(xiàn)的渦激振動現(xiàn)象，設計不同的氣動控制措施方案，主要包括對欄桿形式比選、風嘴外形優(yōu)化，并嘗試在主梁底部設置不同寬度的水平隔流板以實現(xiàn)最佳控制效果。

3.1 欄桿形式比選

研究表明［3，11］，主梁渦振性能對附屬裝置如欄桿、防撞欄桿、檢修車軌道等位置及形狀非常敏感。Nagao等［12］研究結果表明，欄桿水平扶手形狀及位置均會影響渦振響應;管青海等［13］通過風洞試驗研究有無欄桿橋梁斷面的渦激振動響應發(fā)現(xiàn)，欄桿對橋梁斷面上下表面壓力脈動均有影響。

針對本文原斷面采用的方截面欄桿，設計另一種圓截面欄桿形式，將其配合“48中”風嘴及15 mm水平隔流板(HFIP)進行三組比選試驗。其中，以渦振較明顯的+3°工況為例，試驗結果見圖6。其中，采用FLG及FFLG+YJLG組合時均出現(xiàn)明顯的豎彎及扭轉渦振，且前者振幅大于后者，而采用YLG時則無明顯渦振現(xiàn)象。由此說明，YLG對抑制此斷面的渦振效果顯著。

圖6 +3°攻角不同欄桿形式下主梁渦振響應Fig.6 VIV responses of bridge deck with different railings at the attack angle of+3°

圖7 不同風嘴形式下主梁渦振響應Fig.7 VIV responses of bridge decks with different fairings

從空氣動力學角度分析，來流風經過方截面欄桿更易產生較多、較大的局部漩渦脫落，逐漸演變成橋面上整體的漩渦脫落。圓截面欄桿較方截面欄桿的氣動外形更具流線型，流動分離無前者明顯，且前者使橋面整體透風率增大，能有效抑制橋面上部較大漩渦脫落。橋梁斷面渦激振動主要由于橋梁斷面上、下漩渦的交替脫落，因此橋梁斷面上部漩渦脫落得到抑制后，橋梁斷面整體的渦激力亦會減小。

3.2 風嘴外形優(yōu)化

風嘴是目前應用最廣的渦振氣動控制措施之一，橋梁斷面的渦振性能對外形同樣具有一定敏感性。其中，孟曉亮等［14］針對封閉箱梁及半封閉箱梁，進行風嘴角度較尖、較鈍兩種狀態(tài)下的風洞試驗，發(fā)現(xiàn)改尖風嘴能有效降低此類斷面的渦振振幅。

為研究風嘴外形對Π型斷面渦振控制效果影響，分別選取原斷面的“28上”風嘴及另外設計的兩種優(yōu)化改尖風嘴“43中”及“48中”，配合圓截面欄桿形式(YLG)與15 mm水平隔流板(HFIP)進行均勻流場下的渦激共振試驗。每種風嘴均進行－3°、0°及+3°三種風攻角試驗，將試驗數(shù)據(jù)換算成實橋的渦振振幅隨風速的變化曲線見圖7。分析圖7中三組試驗數(shù)據(jù)結果，見表3。由表3看出，風嘴“28上”斷面分別在－3°攻角下出現(xiàn)較大振幅的豎彎及扭轉渦振，在+3°攻角下出現(xiàn)明顯扭轉渦振;風嘴“43中”及“48中”斷面僅在－3°攻角下出現(xiàn)較小振幅的豎彎渦振，后者振幅小于前者，且鎖定風速區(qū)間均較窄，而其它攻角下的扭轉渦振及豎彎渦振均得到完全消除。

表3 不同風嘴外形下渦振最大振幅及鎖定風速區(qū)間Tab.3 Maximal VIV amplitudes and lock-in velocity ranges of bridge decks for different fairings

三組風嘴角度大小依次為“28上”＞“43中”＞“48中”，由分析結果看出，風嘴角度越小渦振振幅越小，后兩者對渦振控制效果明顯優(yōu)于前者。因此優(yōu)化的改尖風嘴能有效降低此類Π型斷面斜拉橋的渦振振幅，且角度越小控制效果越好。在主梁高度不變且風嘴安裝位置相同情況下，風嘴角度越小消耗材料越多，因此實際工程中應在滿足渦振限幅前提下選擇最經濟的風嘴形式。

3.3 水平隔流板抑振效果

從Π型斷面的氣動外形特點看，疊合梁的主肋與橋面板連接處轉角部位的旋渦脫落是引發(fā)橋梁渦激共振的主要原因。因此，本試驗水平隔流板(HFIP)安裝位置選在兩個轉角處，即HFIP在主肋與橋面板轉角處水平向內側懸挑，見圖8，從而打亂并削弱在該區(qū)域附近形成的旋渦或流經該區(qū)域的旋渦，實現(xiàn)對渦振抑制目的。

在主梁轉角處設置不同寬度的HFIP，其周圍流體繞流方式也會有所不同，從而影響到其對渦振的控制效果。本文選取三種寬度的HFIP，即10 mm、15 mm、20 mm及無板狀態(tài)，配合“48中”風嘴及圓截面欄桿(YLG)進行渦激共振試驗。

圖8 水平隔流板位置與尺寸Fig.8 The size and location of HFIP

圖9 不同寬度水平隔流板渦振控制效果比較Fig.9 Comparison between VIV mitigation effects of HFIP with different width

據(jù)試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計各級風速下節(jié)段模型的振幅響應值，并換算成實橋對應位移大小，獲得各工況下采用不同寬度HFIP后主梁的最大振幅，見圖9。由圖9看出，未采用HFIP控制措施時，在－3°及0°攻角下均出現(xiàn)振幅較大的豎彎及扭轉渦振;采用10 mm寬度的HFIP后，－3°及0°攻角下仍出現(xiàn)明顯豎彎渦振，同時+3°工況下出現(xiàn)振幅較大的扭轉渦振，反而對渦振控制起到不利作用;設置15 mm及20 mm寬度的HFIP后，僅在－3°攻角下出現(xiàn)未超限的小振幅豎彎渦振，各攻角下的渦振均得到較好抑制。對+3°工況下10 mm板寬出現(xiàn)的不利結果，本文對其進行重復試驗，排除試驗誤差及差錯所致。因此，總體上隨著板寬度的增加，HFIP對渦振的控制效果越好。對本文的優(yōu)化斷面，15 mm及20 mm寬度的水平隔流板對渦振的控制均起到明顯效果，同時考慮工程造價和材料用量，15 mm板寬優(yōu)于20 mm板寬。

4 結論

本文針對Π型疊合梁斜拉橋，通過一系列節(jié)段模型測振風洞試驗，研究原主梁斷面在不同阻尼參數(shù)下的渦激共振性能;對比分析不同欄桿、風嘴及水平隔流板多種氣動控制措施的渦振控制效果，結論如下:

(1)原主梁斷面在阻尼比＜1%范圍內均存在較明顯的豎彎及扭轉渦振，且振幅較大。

(2)欄桿的不同形式使Π型斷面的氣動外形發(fā)生顯著變化，對其進行比選是實現(xiàn)氣動控制的有力措施。其中，檢修道護欄及防撞欄桿均采用圓截面的形式可顯著提高該斜拉橋優(yōu)化斷面的渦振性能，而采用方截面欄桿則不利。

(3)對Π型開口截面斜拉橋，較尖角度的風嘴能在一定程度上改善主梁渦振性能，且角度越小效果越明顯。比較本文原始斷面風嘴與改尖的優(yōu)化風嘴，得出該橋的最優(yōu)風嘴形式為“48中”。

(4)在橋梁斷面底部的雙主肋轉角處設置適當?shù)乃礁袅靼迥苡行p小甚至消除渦激振動;水平隔流板的懸挑寬度對渦振抑振效果也有一定影響，板越寬對渦振的控制越有利。

(5)鑒于渦振對氣動外形的敏感性，應對每項有效的氣動控制措施進行優(yōu)化及參數(shù)化敏感性分析的相關研究。一般氣動控制措施都是在基本斷面設計好后增加的附屬構件，必然會使得橋梁斷面整體的造價增加，因此優(yōu)化過程的同時也要綜合權衡經濟效益和結構使用性能。

(6)綜合本文試驗研究結果，對該Π型開口截面斜拉橋，渦激共振現(xiàn)象明顯，建議采取氣動控制措施，即橋面布置圓截面形式的檢修道護欄及防撞欄桿，采用改尖角度的風嘴“48中”，并在橋梁斷面底部雙主肋轉角處設置寬度15 mm(換算成實橋中寬度為1050 mm)的水平隔流板。

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Vortex-induced vibration performance of a cable-stayed bridge with Π shaped composite deck and its aerodynamic control measures

QIAN Guo－wei，CAO Feng－chan，GE Yao－jun
(State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China)

To study the vortex－induced vibration(VIV)and its control measures for the bridge with Π shaped deck，the aerodynamic performance of a cross－sea cable－stayed bridge was investigated through section－model wind tunnel tests.The results show that the Π shaped deck concerned suffers remarkable VIV at low wind velocity，which exists under the structural damping ratio of 1%.Crash barrier and maintenance way railings with cylinder shape are conducive to decrease VIV amplitude，both vertical and torsional.The VIV can be mitigated via sharpening wind fairings and the vibration mitigation effect is more significant with smaller wind fairing angle.The horizontal flow－isolating plate(HFIP)，jutting out of the inner edge of the girder bottom plates，can mitigate and even eliminate the VIV effectively.Generally，within certain limits，the wider the HFIP，the better the mitigation effect.

Π shaped deck;cable－stayed bridge with composite beam;vortex－induced vibration;aerodynamic control;wind tunnel test

TH212;TH213.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.02.031

科技部國家重點基礎研究計劃(973計劃)項目(2013CB036300);國家自然科學基金重大研究計劃集成項目(91215302)

2014－05－07修改稿收到日期:2014－09－03

錢國偉男，碩士生，1990年生

葛耀君男，博士，教授，1958年生