分離雙箱主梁渦激振動性能研究

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生豎向或者扭轉振動，引起構件的疲勞破壞，并對行車產生不利影響。因此避免橋梁結構在成橋及施工狀態渦激振動的發生有重要的意義。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，具有較好的顫振穩定性，但在常風速下易發生渦激共振。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，通過節段模型風洞試驗和數值模擬，研究了其成橋狀態的渦振性能，并提出了有效措施改善橋梁的抗風穩定性。

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定安全性，對該方案成橋運營狀態渦振性能進行了研究。節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 渦振試驗節段模型設計

該方案的節段模型試驗模擬了成橋狀態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，彈性參數及阻尼參數。參考公路橋梁抗風設計規范有關規定［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整為0.4%。節段模型系統的設計參數見表1。懸掛于TJ-1風洞外支架上的節段模型如圖3所示。

表1 渦振試驗節段模型設計參數

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］。該方案節段模型的風洞試驗首先進行了原型斷面成橋狀態(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°、風速區間7 m/s～11.4 m/s內豎彎渦振單振幅為0.385 m，超過了規范的限值;風攻角－3°、風速區間14.1 m/s～19.2 m/s內扭轉渦振單振幅為0.278°，同樣超過了規范的限值;風攻角0°、風速區間26 m/s～36 m/s內最大扭轉渦振單振幅為0.569°，遠遠超過了規范的限值。因此須對成橋狀態的原型斷面及附屬設施進行改進和優化，將渦振控制在容許的范圍內，甚至是完全消除渦振。

圖3 懸掛于TJ-1風洞的節段模型

表2 渦振節段模型斷面形式

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現［4，7］:主梁斜腹板和底板的交界區易發生氣流分離，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，對橋梁的穩定性產生了不利影響。此擬建橋梁方案檢修梁恰位于此斜腹板與底板交界區。為了削弱氣流在此交界區的分離，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斷面靜態繞流進行了數值模擬。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，上游區單箱前緣端部上下緣都存在一個回流區較小的主渦、后緣端部也產生了影響范圍不大的主渦;下游區單箱前緣氣流的分離尺度相對有所增大，產生了較大范圍的渦，由此可以看到主梁斷面短而鈍的風嘴會引起明顯的分離，對橋梁穩定性產生不利的影響。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生的分離及減小下游渦的影響范圍。優化后斷面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，但是在下游單箱產生了一個范圍很大的主渦，回流區分布在整個下游單箱橋面，在單箱尾部產生了一個不完整的較小回旋。從數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，并沒有控制在規范限值范圍內。

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整，使得透風率增大。斷面M3數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，在單箱尾部下緣產生了一個新的主渦，回流區范圍較大。對存在的兩個較大的主渦進行細部放大發現，兩個主渦的逆壓回旋方向相反，兩個能量相當的漩渦相互抵消，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 節段模型渦激振動試驗結果

經過對主梁斷面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象比較嚴重，需通過優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。

［1］盧桂臣，張紅芬，楊詠昕，等.西堠門大橋初步設計鋼箱梁斷面氣動選型［J］.西南交通大學學報，2005，40(4):473-475.

［2］Allan Larsen，Mike Savage，Andreane Lafreniere.Investigation of vortex response of a twin box bridge section at high and low Reynolds numbers［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2008(96):934-944.

［3］JTG/T D60-01-2004，公路橋梁抗風設計規范［S］.

［4］孟曉亮，朱樂東，丁泉順.檢修梁位置對半封閉分離雙箱橋梁斷面渦振性能的影響［A］.第十四屆全國結構風工程學術會議論文集［C］.2009:678-683.

［5］李龍安，張金武.大跨度橋梁抗風穩定性綜合評價［A］.第十一屆全國結構風工程學術會議論文集［C］.2004:327-332.

［6］劉 高，劉天成.分體式鈍體雙箱鋼箱梁斜拉橋節段模型風洞試驗研究［J］.土木工程學報，2010(43):49-54.

［7］YANG Yongxin，GE Yaojun.Some Practices on Aerodynamic Flutter Control for Long-span Cable Supported Bridges.The 4th International Conference on AWAS，08.Jeju，Korea:2008:1474-1485.

［8］王 騎，廖海黎，李明水，等.流線型箱梁氣動外形對橋梁顫振和渦振的影響［J］.公路交通科技，2012(29):44-50.