李春光， 黃靜文， 張 記， 韓 艷

(長沙理工大學 土木工程學院, 長沙 410114)

雙邊主梁鋼混疊合梁形式構(gòu)造簡單，節(jié)省材料自重輕，施工方便，受力明確，尤其適用于雙索面斜拉橋結(jié)構(gòu)，因而被廣泛的應(yīng)用于大跨度斜拉橋的主梁設(shè)計建造。而大跨度斜拉橋作為柔性體系橋梁，風致振動響應(yīng)是其需要重點解決的問題。

渦激振動是來流流經(jīng)結(jié)構(gòu)發(fā)生分離與交替性漩渦脫落而引起的帶有自激性質(zhì)的結(jié)構(gòu)風致限幅共振，是大跨度橋梁在低風速下極易出現(xiàn)的一種風致振動現(xiàn)象。盡管渦激振動不會像顫振、馳振一樣帶來災(zāi)難性的發(fā)散振動，但其發(fā)生風速多在常遇低風速范圍，發(fā)生頻率較高，從而可能導致結(jié)構(gòu)細部的疲勞損傷。輕者引起行車舒適性問題，嚴重情況會導致結(jié)構(gòu)的過大變形甚至強度破壞。因此渦振控制成為目前柔性橋梁設(shè)計建造中重點關(guān)注的問題[1]。即使是大跨度橋梁廣泛采用的氣動性能良好的流線型鋼箱梁主梁斷面，因欄桿、檢修軌等結(jié)構(gòu)附屬構(gòu)件的影響也經(jīng)常會發(fā)生渦激振動[2-5]。而邊主梁疊合梁有型鋼-混凝土疊合梁、半封閉鋼箱梁、雙邊肋混凝土板疊合梁等多種構(gòu)造形式，其敞開式構(gòu)造具有明顯的鈍體氣動形態(tài)，使得主梁斷面的來流繞流形態(tài)更加的復雜，更易引起渦激振動，因而邊主梁疊合梁的渦振是其應(yīng)用中需要重點解決的問題。

關(guān)于大跨度橋梁邊主梁斷面形式的渦振問題已有部分研究。Irwin[6]針對邊主梁開口斷面，采取防風板的氣動制渦效果進行了研究；Kubo等[7]研究了π型梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦激振動的氣流特點，實驗結(jié)果表明π型梁越鈍體化，氣流越容易分離；張志田等[8]針對開口斜拉橋的渦振在主梁底設(shè)下穩(wěn)定板的氣動制渦效果進行了研究；董銳等[9]通過風洞試驗對型鋼混凝土II型開口斷面主梁比較了兩種導流板的氣動性能；楊光輝等[10]研究了中央穩(wěn)定板及欄桿透風率對π型斷面渦振性能的影響；錢國偉等[11]研究了更改防撞欄桿截面的形式，安裝水平隔流板等措施對II型斷面的制渦效果。

以上文獻研究中多局限在導流板、穩(wěn)定板或者風嘴等一兩種氣動措施的比較研究，沒有系統(tǒng)性的研究包括抑流板、導流板、風嘴、上下穩(wěn)定板、欄桿透風率等常用氣動措施的適用性。本文以某邊主梁疊合梁斜拉橋為工程背景，借鑒已有研究成果，采用節(jié)段模型風洞試驗，分析不同來流攻角情況下的邊主梁疊合梁渦振性能，并綜合研究抑流板、導流板、穩(wěn)定板、風嘴、欄桿透風率等氣動措施的渦振控制效果，提出可行的優(yōu)化措施。

1 工程背景

本文依托的背景工程為155+360+155=670 m跨徑布置的邊主梁鋼混疊合梁斜拉橋。橋址處于山區(qū)峽谷地形，主梁斷面采用雙“上”型鋼邊主梁帶小縱梁的混凝土橋面板疊合梁構(gòu)造，主梁橫向中心距24.0 m，橋梁全寬26.6 m，路線中心線處梁高2.642 m，邊主梁中心線處梁高2.400 m，類魚腹式鋼橫隔梁每4 m一道，斜拉索為豎直索面，斜拉索間距12 m，橋塔形式為H 型塔，具體構(gòu)造如圖1所示。

圖1 設(shè)計方案主梁橫截面圖(cm)Fig.1 Cross section diagram of the design main girder(cm)

2 風洞試驗布置

主梁剛性節(jié)段模型縮尺比采用常規(guī)比例1∶50，模型長度取1.55 m,模型長寬比達到2.89，具體參數(shù)如表1所示。剛性節(jié)段模型利用不銹鋼管框架做內(nèi)支架以提供足夠的整體剛度，外形采用雕刻機精細模擬，盡可能的真實模擬設(shè)計方案的氣動外形。

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

節(jié)段模型渦激振動試驗在中南大學高速鐵路建造技術(shù)國家工程實驗室下屬風洞實驗室高速試驗段完成。高速試驗段寬3.0 m、高3 m、長15 m，風速穩(wěn)定范圍2～90 m/s，湍流度小于0.5%。模型通過8根彈簧自由懸掛于風洞內(nèi)，形成豎彎和扭轉(zhuǎn)二自由度振動系統(tǒng)。由于渦激共振通常發(fā)生的風速較低，試驗中采用剛度較大的彈簧來提高模型的自振頻率以獲得較高的渦振試驗風速比。風洞試驗布置如圖2所示。

圖2 剛性節(jié)段模型風洞布置圖Fig.2 Layout of the rigid section model wind tunnel test

由于橋址位于山區(qū)峽谷地形，參考已有山區(qū)地形風場特性的相關(guān)研究成果[12-13]，來流攻角通常會超出規(guī)范規(guī)定的±3°范圍，因此渦振試驗工況中來流攻角設(shè)定為0°,±5°，模型風振響應(yīng)信號由無接觸式激光位移計測量，共采用4只位移計，為避免儀器對風場的干擾，激光位移計對稱布置在模型兩端的連接桿下方約15 cm處。具體試驗布置如圖2所示。節(jié)段模型自由振動渦振試驗首先測試了原設(shè)計斷面在-5°，0°，+5°來流情況下的渦振性能，然后根據(jù)試驗結(jié)果選取最不利的-5°工況進行抑制渦振氣動措施參數(shù)優(yōu)化試驗研究。渦激振動氣動措施優(yōu)化具體工況如表2。需要說明的是本試驗所有工況均在均勻流場中進行。

3 主梁渦振性能及氣動措施優(yōu)化

3.1 設(shè)計斷面渦振性能

圖3所示為原設(shè)計方案主梁振動位移響應(yīng)根方差隨風速的變化曲線，風致響應(yīng)及風速均已換算至實橋值。由圖3可知，在不同來流攻角下節(jié)段模型均發(fā)生了明顯的豎向及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)，豎向渦振風速區(qū)間約為13～20.1 m/s，隨攻角由正向負變化，主梁斷面的渦振越發(fā)不利，并且在-5°攻角下的豎彎及扭轉(zhuǎn)的振動最大幅值明顯高于其他兩個攻角，豎彎振動的最大幅值已超出規(guī)范允許值。這與通常的箱梁斷面渦振性能隨風攻角由負向正變化趨于不利恰恰相反，這是在主梁斷面選擇時需要注意的。與豎向渦振略有不同，扭轉(zhuǎn)渦振風速區(qū)間隨攻角由正向負變化逐漸向高風速方向遷移，但其振幅值僅約為規(guī)范允許值的40%。圖4所示各攻角工況下扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)的幅值譜曲線，其渦振卓越頻率均在10.01 Hz左右，考慮到試驗測量誤差以及氣動剛度的影響，可以認為模型扭轉(zhuǎn)渦振頻率與試驗設(shè)定頻率9.95 Hz一致。說明由于來流攻角的改變，使得主梁迎風面變化從而引起其Strouhal數(shù)也隨之變動。由于渦激振動對實橋的使用性能具有較大影響，從大橋的行駛舒適性及耐久性等方面考慮，設(shè)計方案的主梁斷面需要進一步進行氣動措施優(yōu)化，以使其獲得良好的渦振性能。

圖3 設(shè)計狀態(tài)渦振豎彎及扭轉(zhuǎn)響應(yīng)隨風速變化的曲線Fig.3 The curve of vertical vibration and torsional VIV with wind speed圖4 不同攻角下扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)頻譜Fig.4 Response spectrum of torsional vortex at different angles of at-tack

3.2 渦振氣動優(yōu)化措施

試驗過程中選取了最不利的-5°攻角狀態(tài)進行氣動措施的優(yōu)化。根據(jù)已有文獻成果，綜合測試了更改防撞欄透風率、邊主梁底部設(shè)置水平穩(wěn)定板、主梁底部布置豎向穩(wěn)定板、增加欄桿抑流板，安裝邊主梁風嘴等一系列氣動措施，通過節(jié)段模型試驗來研究其對背景工程主梁渦振的抑制效果，詳細試驗工況見表2。

3.2.1 透風防撞欄

橋面欄桿的形式將對來流的分離與再附著產(chǎn)生較大影響，欄桿形式往往是渦振的敏感構(gòu)件。文獻[4]研究顯示欄桿的構(gòu)造形式對π型斷面渦振性能具有明顯影響。本橋面上設(shè)計防撞欄為實體混凝土墩，即不透風實體，為此將防撞欄改為常見的透風形式防撞欄形式，以增加橋面上方的透風率，具體構(gòu)造如圖5所示。圖6所示為變更防撞欄后主梁渦振響應(yīng)隨風速變化曲線，渦振的豎彎和扭轉(zhuǎn)的振幅均有所減小。換為透風防撞欄后豎向渦振振幅同比減小了約20%，扭轉(zhuǎn)渦振風速區(qū)間基本未變，振幅降低約30%。由此可見防撞欄形式對于此類邊主梁疊合梁斷面渦振性能具有一定抑制效果，但并不突出。

3.2.2 水平穩(wěn)定板

邊主梁疊合梁的邊主梁與橋面板連接處轉(zhuǎn)角部位的旋渦脫落是誘發(fā)橋梁渦激共振的重要原因，在橋梁斷面底部的雙邊主梁底轉(zhuǎn)角處設(shè)置適當?shù)乃綄Я靼蹇梢杂行p小甚至抑制漩渦的規(guī)律性脫落從而抑制渦激共振的發(fā)生。因此本試驗在邊主梁底轉(zhuǎn)角處對比設(shè)置了如圖7所示的內(nèi)、外側(cè)兩種水平穩(wěn)定板。主梁渦振響應(yīng)隨風速變化的曲線及與設(shè)計狀態(tài)響應(yīng)的對比如圖8所示。

從圖8中可以看出，安裝水平穩(wěn)定板后豎向渦振得到了一定程度的抑制，其中豎向渦振最大響應(yīng)降低約21%及34%，并且外水平板效果優(yōu)于比內(nèi)水平板。同時外水平板起到了抑制扭轉(zhuǎn)響應(yīng)的作用，響應(yīng)峰值降低約36%，而內(nèi)側(cè)的水平穩(wěn)定板幾乎沒有起到抑制渦振的作用，并且還引起了渦振扭轉(zhuǎn)的提前發(fā)生。雖然內(nèi)水平穩(wěn)定板對渦振響應(yīng)有一定程度上的抑制作用，但是豎向渦振響應(yīng)峰值仍占允許值的近70%，渦振響應(yīng)仍然較明顯。由此可知邊主梁底部安裝外側(cè)水平穩(wěn)定板是一種較為有效的渦振氣動優(yōu)化措施，可供類似主梁斷面參考使用。

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

(a) 混凝土不透風防撞欄

(b) 透風防撞欄圖5 防撞欄形式示意圖Fig.5 Schematic diagram of the crash barrier

圖6 透風防撞欄措施渦振響應(yīng)風速變化曲線圖Fig.6 The curve of VIV with wind speed of changed crash barrier

圖7 內(nèi)、外水平穩(wěn)定板布置圖(mm)Fig.7 Layout diagram of inside and outside horizontal stabilizer plate (mm)

3.2.3 豎向穩(wěn)定板

主梁底板安裝豎向穩(wěn)定板可以一定程度上干擾迎風來流產(chǎn)生的規(guī)律性渦脫，從而避免產(chǎn)生渦激共振，張志田等研究了在π型開口疊合梁截面主梁安裝橋面、梁底豎向穩(wěn)定板的氣動措施，發(fā)現(xiàn)其能夠有效抑制橋的渦激振動。由于本文斷面防撞欄全為不透風實體結(jié)構(gòu)，為此試驗過程中借鑒文獻研究成果，分別采取了①在底部中間位置設(shè)置1道與底面平齊的豎向穩(wěn)定板；②延長伸出橋面底部1.5 cm；③分別在1/4,1/2,3/4處設(shè)置3道豎向穩(wěn)定板共三種豎向穩(wěn)定板的氣動措施，如圖9所示，來對比研究其對渦振的抑制效果。三種氣動措施渦振響應(yīng)隨風速的變化曲線見圖10。

圖8 設(shè)置水平穩(wěn)定板渦振響應(yīng)隨風速變化曲線圖Fig.8 The curve of VIV response with wind speed with installation of horizontal stabilizer plate

(a) 工況7 主梁底部中間設(shè)置豎向穩(wěn)定板

(b) 工況 9梁底部設(shè)置3道豎向穩(wěn)定板圖9 主梁底部豎向穩(wěn)定板布置圖Fig.9 Scheme of vertical stabilizer at the bottom of main beam

從圖10中可以看出，安裝梁底豎向穩(wěn)定板的三種措施對豎向渦振響應(yīng)均有一定程度的抑制作用，豎向渦振峰值衰減約25%左右，隨豎向穩(wěn)定板增高、增多效果更加明顯。然而對扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)卻產(chǎn)生了截然相反的效果，安裝梁底豎向穩(wěn)定板扭轉(zhuǎn)響應(yīng)幅值急劇增加，甚至超出規(guī)范允許值，穩(wěn)定板越多，扭轉(zhuǎn)渦振越劇烈。因此梁底安裝豎向穩(wěn)定板的氣動措施不適合改善該橋比選方案的鋼混工字型邊主梁斷面的氣動穩(wěn)定性。究其原因，作者猜想在最不利風攻角為-5°情況下，橋面欄桿及不透風防撞欄的影響更為顯著，豎向穩(wěn)定板一定程度上鈍化了梁底平面，雖然干擾了引起豎向渦振的漩渦脫落，但加劇了扭轉(zhuǎn)渦振的漩渦脫落。

圖10 設(shè)置豎向穩(wěn)定板渦振響應(yīng)隨風速變化的曲線Fig.10 The curve of VIV with wind speed with installation of vertical stabilizer

3.2.4 欄桿抑流板

橋面欄桿的形式將對來流的分離與再附著產(chǎn)生較大影響，已有文獻研究表明欄桿形式往往是渦振的敏感構(gòu)件。設(shè)置抑流板可以改善上表面流場分布，減弱氣流在上表面前緣的分離，降低了整個上表面的風壓及脈動達到制渦的效果。為此試驗過程中嘗試在檢修道欄桿頂部施加抑流板，測試其對主梁渦振響應(yīng)的影響。本文對疊合梁加設(shè)兩種不同寬度的抑流板布置圖見圖11。

圖12所示為安裝欄桿抑流板后主梁渦振響應(yīng)隨風速變化曲線，從圖中可以看出檢修道欄桿頂安裝0.5 cm(實橋0.25 cm)水平15°抑流板的措施起到了一定的制振作用，豎向及扭轉(zhuǎn)渦振均得到抑制，響應(yīng)峰值降低約30%，同時豎向渦振的風速鎖定區(qū)間得到一定程度的壓縮。在此基礎(chǔ)上延長抑流板達0.5 m，渦振響應(yīng)幅值略有降低，但是效果微弱，因此若要進一步抑制渦振響應(yīng)需要將檢修道欄桿頂部抑流板進一步加寬，但是抑流板太寬實際施工中較為困難，同時也影響美觀，現(xiàn)實意義不大，因此試驗中未繼續(xù)增加其寬度進行參數(shù)測試。

圖11 欄桿抑流板設(shè)置示意圖(cm)Fig.11 Diagram of the flow suppression board on pedestrian railing(cm)

圖12 設(shè)置抑流板渦振響應(yīng)隨風速變化的曲線Fig.12 The curve of VIV with installation of flow suppression board

3.2.5 主梁風嘴

由于主梁斷面的典型鈍體特征顯著影響其氣動穩(wěn)定性能，在上下游工字型邊主梁處安裝風嘴可以有效的改變其鈍體氣動外形，從而達到抑制渦激共振的目的。試驗過程中通過嘗試了安裝角度為40風嘴的氣動措施工況12，模型風嘴布置圖見圖13。并將設(shè)置風嘴與前幾個工況抑制渦振比較理想的幾個氣動措施作對比，分別為工況4(透風防撞欄)工況6(外側(cè)設(shè)置水平穩(wěn)定板)工況10(加設(shè)寬度為1 cm的抑流板)。渦振振幅根方差隨風速變化曲線見圖14。

通過對比可以看出通過設(shè)置風嘴，渦振的豎彎和扭轉(zhuǎn)振幅都有明顯的大幅減小，相對于其他三個工況的抑制渦振豎彎效果最佳；扭轉(zhuǎn)渦振同樣得到了顯著的抑制。在氣動措施工況4、6、10、12中，工況10設(shè)置抑流板將流經(jīng)主梁斷面前方氣流經(jīng)過面積減小，進入上表面的氣流速度增大從而達到制渦的效果比工況6在主梁下設(shè)置水平隔流板打亂削弱在主肋與橋面板轉(zhuǎn)角處的氣流制渦效果更好些，說明在橋斷面上方采取制渦措施效果比在邊主梁底部。在眾多氣動措施嘗試中工況12邊主梁加風嘴的制渦效果最佳。

圖13 風嘴設(shè)置示意圖(mm)Fig.13 Diagram of the wind fairing(mm)

4 結(jié) 論

本文針對典型鈍體邊主梁疊合梁斜拉橋進行渦振風洞試驗，在最不利風攻角下采取相應(yīng)的氣動優(yōu)化措施，綜合對比更換防撞欄、設(shè)置水平、豎向穩(wěn)定板、抑流板、風嘴多種氣動控制措施的渦振控制措施效果，得到結(jié)論如下：

(1)隨風攻角由正向負變化，與常規(guī)流線型箱梁相反，主梁渦振性能逐漸變差。

(2)邊主梁底部設(shè)置外側(cè)水平穩(wěn)定板比在內(nèi)側(cè)設(shè)置水平穩(wěn)定板效果明顯。而梁底豎向穩(wěn)定板對豎向渦振起到一定抑制作用，但是卻導致扭轉(zhuǎn)渦振加??；

(3)加設(shè)抑流板的制渦效果優(yōu)于在底部設(shè)置水平穩(wěn)定板、透風防撞欄的氣動措施。設(shè)置水平穩(wěn)定板又優(yōu)于透風防撞欄的氣動措施，說明在橋斷面上方采取制渦措施效果比在邊主梁底部明顯。

(4)在邊主梁兩側(cè)設(shè)置風嘴，引起氣動外形的改變導致橋梁斷面外部繞流的變化，達到制渦的目的。其制渦效果表現(xiàn)最明顯，同比原設(shè)計方案振幅根方差減少超過了80%。