方國強(qiáng)，楊鷗

鋼?混組合梁抗風(fēng)性能及抑振措施研究

方國強(qiáng)1，楊鷗2

(1. 中交公路規(guī)劃設(shè)計院有限公司，北京 100088；2. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082)

為研究鋼?混組合梁抗風(fēng)性能及風(fēng)致振動的控制措施，以某擬建公路斜拉橋為研究對象，通過1:50縮尺比節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，研究該主梁斷面在0.8%的阻尼比下的渦振性能，以及改變結(jié)構(gòu)阻尼比、加裝氣動措施對結(jié)構(gòu)抗風(fēng)性能的影響。研究結(jié)果表明：均勻流場下，該鋼?混組合梁在?3°和+3°風(fēng)攻角下，均會發(fā)生較大幅度的豎向及扭轉(zhuǎn)渦振，共振風(fēng)速約為20 m/s，P型主梁的鈍體外型和小高寬比是導(dǎo)致主梁抗風(fēng)性能較弱的主要原因。增大結(jié)構(gòu)阻尼比能顯著抑制渦振，且阻尼比增大到1.5%時渦振振幅可滿足規(guī)范要求；設(shè)置2道水平翼板能夠有效控制主梁在?3°和+3°風(fēng)攻角下的渦振振幅，但會明顯提高0°風(fēng)攻角下渦振振幅。設(shè)置2道水平翼板和上中央穩(wěn)定板的組合措施可以對3個攻角下的渦振振幅進(jìn)行有效控制。

斜拉橋；氣動特性；渦激振動；氣動控制；風(fēng)洞試驗

型鋼?混凝土組合梁具有重量輕，構(gòu)造簡單，受力合理等優(yōu)點(diǎn)，因而被許多斜拉橋工程所采用[1]。組合梁大多采用開口Π型斷面，此類斷面為鈍體氣動外形，且具有低阻尼比、低扭轉(zhuǎn)剛度、以及低結(jié)構(gòu)頻率等特征，導(dǎo)致其空氣動力學(xué)性能相對較差，容易出現(xiàn)渦激振動[2?3]。渦激振動是一種發(fā)生在較低風(fēng)速下的限幅振動，一般不會引發(fā)結(jié)構(gòu)破壞。但由于其發(fā)生的風(fēng)速相對較低，導(dǎo)致其發(fā)生的頻率較高，因而對行車舒適性和結(jié)構(gòu)耐久性均有不利影響[4?6]。對于型鋼?混凝土組合梁的渦振問題，已有學(xué)者進(jìn)行了研究。Kubo等[7]研究了Π型主梁的2根鋼梁在斷面不同位置對主梁截面抗風(fēng)性能的影響，結(jié)果表明通過調(diào)整2個鋼梁的位置可以達(dá)到氣動優(yōu)化的效果。WANG等[8]對非對稱斜拉橋疊合梁的渦振性能進(jìn)行了風(fēng)洞試驗和數(shù)值模擬，結(jié)果表明來流方向?qū)χ髁轰鰷u的發(fā)生和脫落均有很大影響，并對主梁的渦振性能也有明顯影響。李春光等[9]通過風(fēng)洞試驗研究了雙邊主梁疊合梁開口截面的渦振性能，并較為系統(tǒng)地研究了各種氣動措施的抑振效果，結(jié)果表明在邊主梁兩側(cè)設(shè)置風(fēng)嘴制渦效果最好。楊光輝等[10]通過節(jié)段模型試驗，研究了中央穩(wěn)定板及改變欄桿透風(fēng)率等氣動措施對抑制斜拉橋Π型主梁渦振的有效性。以上成果對于分析鋼?混組合梁抗風(fēng)性能均有一定的推動作用[11]，然而，渦激振動對斷面微小變化的敏感性以及產(chǎn)生機(jī)理的復(fù)雜性導(dǎo)致至今為止仍沒有完善的理論可以對結(jié)構(gòu)渦激振動進(jìn)行準(zhǔn)確的分析[12?13]。因此，對該類斷面進(jìn)行大量深入細(xì)致的研究仍有重要的意義。本文以我國某擬建的公路斜拉橋為工程背景，采用節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，系統(tǒng)研究3種來流攻角下該橋主梁渦振性能及常用渦振抑振措施(提高阻尼比和加裝氣動措施)的渦振控制效果，并提出可行的優(yōu)化措施。

1 工程概況

本文研究對象為某擬建的雙塔雙索面組合梁斜拉橋，結(jié)構(gòu)整體為半漂浮體系，橋跨布置為(60+ 160+500+160+60)m，主橋立面布置見圖1。大橋位于中部丘陵地區(qū)，主橋跨中橋面距離河流平均水位高度為68 m，橋面設(shè)計基準(zhǔn)風(fēng)速d=33.7 m/s。

主橋的主梁由工字型縱梁(主縱梁、小縱梁)與工字型橫梁構(gòu)成的鋼板格構(gòu)體系與橋面板疊合而成(圖2)。主縱梁高2.759 m，主梁外伸1.5 m為檢修道，總寬31 m。

單位：cm

單位：mm

2 原始斷面渦振性能

2.1 模型設(shè)計參數(shù)

根據(jù)主梁實際斷面尺寸，風(fēng)洞試驗段尺寸以及模型試驗的相關(guān)要求，選取節(jié)段模型的幾何相似比為L=1:50，其長度=1.53 m，寬=0.62 m，高=0.07 m。為保證模型具有足夠的剛度，在模型兩側(cè)的縱梁采用鋁合金制作，其中5根橫梁采用2 mm鋼板制作，均布于整個節(jié)段模型，形成剛性框架結(jié)構(gòu)；橋面板和剩余橫梁均采用ABS板制作，防撞護(hù)欄和檢修道護(hù)欄采用ABS板雕刻而成，盡可能真實模擬設(shè)計方案的氣動外形，主梁節(jié)段模型見圖3。根據(jù)節(jié)段模型的尺寸及風(fēng)洞試驗的相似性要求，計算出節(jié)段模型參數(shù)與實橋主要參數(shù)的對應(yīng)關(guān) 系[14]，如表1所示。

2.2 渦振性能

節(jié)段模型試驗在湖南大學(xué)HD-2號風(fēng)洞進(jìn)行，該風(fēng)洞試驗段長17 m，寬3 m，高2.5 m，試驗風(fēng)速范圍為1~58 m/s，均勻流場湍流度u小于0.5%。模型通過8根彈簧自由懸掛與風(fēng)洞內(nèi)，如圖4所示。通過調(diào)節(jié)彈簧剛度保證節(jié)段模型豎向和扭轉(zhuǎn)剛度滿足相似性要求。模型風(fēng)振響應(yīng)信號采用無接觸式激光位移計測量，以降低儀器對風(fēng)場的干擾。根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》(JTG/T 3360?01? 2018)[15](以下簡稱公規(guī))的相關(guān)規(guī)定，一般情況下來流攻角在±3o以內(nèi)，因此，來流攻角設(shè)定為0o和±3o。此外，根據(jù)公規(guī)相關(guān)規(guī)定，主梁豎彎渦振振幅容許值[]及扭轉(zhuǎn)渦振振幅容許值[]分別為：

需要說明的是，以上公式主要針對200 m以下跨徑的橋梁根據(jù)在風(fēng)荷載下的加速度峰值推導(dǎo)得到的近似計算公式，對于大跨度的斜拉橋而言，其豎彎渦振容許值偏于保守，而扭轉(zhuǎn)渦振容許值偏大。鑒于本研究中主梁渦振以豎彎為主，扭轉(zhuǎn)渦振相對較小，因此，偏于安全考慮，仍使用此公式作為分析參照。

表1 節(jié)段模型主要設(shè)計參數(shù)

單位：mm

圖4 剛性節(jié)段模型風(fēng)洞布置

在均勻流場的情況下，主梁豎向及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)如圖5所示(圖中風(fēng)速和振幅均已換算為實橋值)。由圖5可知，在?3°和+3°來流攻角下節(jié)段模型均發(fā)生了明顯的豎向渦振，但?3°攻角下節(jié)段模型的豎向渦振振幅及風(fēng)速區(qū)間(最大振幅0.125 m，渦振風(fēng)速區(qū)間約為13~16 m/s)均明顯小于+3°攻角(最大振幅0.192 m，渦振風(fēng)速區(qū)間約為13~25 m/s)，并且在+3o攻角下節(jié)段模型同時存在較明顯的扭轉(zhuǎn)渦振，扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間約為20~28 m/s。從上述試驗結(jié)果可見，+3°攻角下主梁豎向渦振振幅超出規(guī)范限值45%以上，且渦振鎖定風(fēng)速在20 m/s附近，屬于較為常見的運(yùn)營風(fēng)速；同時?3°攻角下主梁豎向渦振振幅也接近規(guī)范限值，且渦振鎖定風(fēng)速在15 m/s附近，需要引起注意。從結(jié)構(gòu)形式來說，P型主梁通?？癸L(fēng)性能較差，而該橋主梁高寬比較小，導(dǎo)致主梁剛度也小，更易發(fā)生風(fēng)致振動。

(a) 豎向渦振響應(yīng)；(b) 扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)

3 渦振控制措施分析

由前述分析可知，該橋原始斷面存在發(fā)生超限渦振的可能性，需針對設(shè)計方案設(shè)置渦振控制措施，以獲得較好的渦振性能。常見渦振控制措施有增加阻尼比或加裝氣動措施2種方法；本文選取最不利的+3°風(fēng)攻角分別研究增加阻尼比和加裝不同氣動措施的渦振控制效果。

3.1 增加阻尼比

一般來說，增大阻尼比可以降低渦振振幅，但對不同的斷面和結(jié)構(gòu)形式，同等阻尼比增幅對渦振的抑制效果有較大的差異。本節(jié)選取0.5%，0.8%，1.0%，1.5%和2.0% 5種阻尼比進(jìn)行主梁渦振測試，如圖6所示。其中，1.0%的阻尼比是公規(guī)推薦的阻尼比取值。從圖中可以看出，該橋主梁斷面渦振對阻尼比增加比較敏感，在0.5%的阻尼比下，橋面+3°攻角豎向振幅為0.237 m，超過規(guī)范限值80%，而在1.5%的阻尼比下，橋面+3°攻角豎向振幅為0.097 m，降幅接近1.5倍。同時，扭轉(zhuǎn)該風(fēng)攻角下，扭轉(zhuǎn)振動振幅也隨之有明顯降低。

(a) 豎向渦振響應(yīng)；(b) 扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)

3.2 加裝氣動措施

采用氣動措施控制斜拉橋主梁渦激振動是一種經(jīng)濟(jì)有效的手段，本文針對該橋較為嚴(yán)重的渦激振動現(xiàn)象設(shè)計了多種單一和組合氣動措施優(yōu)化試驗，具體優(yōu)化試驗方案如表2所示。

3.2.1 單一氣動措施

單一氣動措施包括表2中的工況1~3，即設(shè)置上中央抗風(fēng)穩(wěn)定版，高度1.5 m；設(shè)置2道下豎穩(wěn)定板，位于主梁斷面1/4處，與主梁同高；在主梁邊緣設(shè)置2道水平翼板，與主梁同高，寬度1.5 m；3種措施的在橋面+3°攻角下的渦振試驗結(jié)果如圖7所示。其中工況1和工況2因+3°攻角下的控制效果不理想，未進(jìn)行其余攻角的測試。從圖中可以看到，設(shè)置上中央穩(wěn)定板后主梁截面在+3°攻角下渦振豎向及扭轉(zhuǎn)振幅均有小幅增加，其中豎向振幅增加約14%，扭轉(zhuǎn)振幅增加約12%。設(shè)置2道下豎向穩(wěn)定板后主梁截面在+3°攻角下渦振豎向振幅有一定程度的減小，下降幅度約為18%，且最大振幅仍超過公規(guī)限值約19%；同時，在該工況下主梁扭轉(zhuǎn)振幅較原始斷面有一定程度的增加，增幅約為47%。設(shè)置2道水平翼板后主梁截面在+3°攻角下渦振豎向振幅減少至原始斷面的37%左右，約為公規(guī)限值的55%；且該工況下扭轉(zhuǎn)振幅也略有下降。但該氣動措施對?3°攻角下渦振控制效果不佳，如圖8所示。此攻角下主梁豎向渦振反而略有增大，最大振幅0.138 m，超出規(guī)范限值。

表2 氣動措施測試工況

(a) 豎向渦振響應(yīng)；(b) 扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)

(a) 豎向渦振響應(yīng)；(b) 扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)

3.2.2 組合氣動措施

鑒于設(shè)置2道水平翼板可以有效控制+3°攻角下主梁的渦振響應(yīng)，而對?3°攻角下主梁的渦振響應(yīng)控制效果不佳，本次試驗以此為基礎(chǔ)進(jìn)行氣動措施組合，即設(shè)置2道水平翼板和上中央穩(wěn)定板，參見表2工況4。試驗結(jié)果如圖9所示。在該工況下，主梁截面在+3°攻角下豎向渦振消失，?3°攻角下的豎向渦振也得到較好的控制，最大振幅0.071 m，約為公規(guī)限值的53%；但0°攻角下出現(xiàn)較大幅度的豎向渦振，最大振幅0.083 m，約為公規(guī)限值的63%，滿足規(guī)范要求。

(a) 豎向渦振響應(yīng)；(b) 扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)

4 結(jié)論

1) 原始主梁斷面在±3°攻角下均存在明顯豎彎和扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象，且在+3°攻角下豎彎渦振超過規(guī)范容許值45%以上。

2) 原始主梁斷面對阻尼較為敏感，少量增加阻尼可對豎向及扭轉(zhuǎn)渦振起到明顯的抑制作用。

3) 在主梁邊緣設(shè)置水平翼板對+3°攻角下的主梁渦振有很好的控制作用，但?3°攻角下的主梁渦振反而有所增大。

4) 單獨(dú)設(shè)置上中央穩(wěn)定板對渦振控制作用較差，但在與水平翼板組合后可以起到較好的渦振控制作用。

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Vortex-induced vibration performance of steel-concrete composite girder and aerodynamic optimization measures

FANG Guoqiang1, YANG Ou2

(1. CCCC Highway Consultants Co., Ltd., Beijing 100088, China;2. College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China)

To investigate the vortex-induced vibration (VIV) performance and provide reasonable aerodynamic optimization measures of steel-concrete composite beam, the wind tunnel tests of the beam section model with a scale of 1/50 was conducted based on a cable-stayed bridge located in southern China. First, the vortex-induced vibration performance of the beam section was studied experimentally under the damping ratio of 0.8%. Then, the influences of both changing damping ratio and the addition of various aerodynamic optimization measures were investigated. The results indicate that the vortex-induced resonance occurred near the wind speed of 20 m/s with the wind attack angle of ?3° and +3°. This could be attributed to the bluff-body shape and small aspect ratio of thePshaped beam. Increasing structural damping ratio could significantly decrease the VIV amplitude. The VIV amplitude would satisfy the code requirement when damping ratio increased to 1.5%. Two outside horizontal stabilizers installed at each edge of the beam could effectively control the VIV amplitude with the wind attack angle of ?3° and +3°, but would significantly increase the VIV amplitude with the wind attack angle of 0°. The combined measure with two outside horizontal stabilizers and one vertical stabilizer in the upper middle of the beam could effectively control the VIV for three different wind attack angles.

cable-stayed bridge; aerodynamic characteristics; vortex-induced vibration; aerodynamic control; wind tunnel test

10.19713/j.cnki.43?1423/u. T20200443

U446.1

A

1672 ? 7029(2020)09 ? 2303 ? 08

2020?05?25

國家重點(diǎn)研發(fā)計劃項目(2019YFC1511101)；國家自然科學(xué)基金面上資助項目(51578229)

楊鷗(1981?)，男，湖南永州人，副教授，博士，從事橋梁工程研究；E?mail：ouyanghnu@hnu.edu.cn

(編輯 陽麗霞)