基于節段模型試驗的懸索橋渦振性能優化研究

張 建, 鄭史雄, 唐 煜, 王 騎

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司, 武漢 430063; 2. 西南交通大學 風工程試驗研究中心, 成都 610031)

基于節段模型試驗的懸索橋渦振性能優化研究

張 建1,*, 鄭史雄2, 唐 煜2, 王 騎2

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司, 武漢 430063; 2. 西南交通大學 風工程試驗研究中心, 成都 610031)

針對扁平鋼箱梁這一常用的主梁斷面形式，為研究其渦激振動性能，并提出有效的渦振抑制措施，以某大跨度鋼箱梁懸索橋為工程背景，采用縮尺比為1/50的節段模型進行風洞試驗。基于均勻來流風洞試驗條件，重點分析研究了風迎角、結構阻尼比和導流板等因素對主梁渦振性能的影響，提出了優化主梁渦振的有效氣動措施。研究表明，風迎角的變化會使渦振鎖定風速和振幅均產生變化；阻尼比的提高對主梁扭轉渦振的抑制比較明顯，對豎向渦振的抑制不明顯；在主梁風嘴短而鈍的情況下，在檢修軌道位置安裝導流板對主梁渦振的抑制效果不明顯，而緊貼風嘴的寬導流板能有效地抑制主梁渦振，且結構形式簡單，便于工程應用。

懸索橋；扁平鋼箱梁；導流板；風洞試驗；渦激振動

0 引 言

自塔科馬大橋風毀事故后，人們對風荷載的認識從靜力認識上升到了動力認識，通過幾十年的研究，人們將風荷載對橋梁結構的動力作用類型大致分為顫振、抖振、渦振和馳振。其中渦振是由于氣流繞經鈍體結構時產生大量的分離和寬闊的尾流，并在結構斷面兩側及尾流中產生周期性脫落的漩渦，從而引起結構在低風速下產生橫風向的小幅限幅振動。當渦脫頻率和結構自身振動的某階固有頻率一致時便發生渦激共振現象。中國香港昂船洲大橋[1]、日本東京灣道橋[2]、丹麥Great Belt East橋[3]和英國Kossock斜拉橋[4]等均出現過明顯的主梁渦激共振。雖然渦振不像顫振、馳振那樣會產生發散的毀滅性的振動破壞，但其會影響橋梁運營期間的行車舒適性和安全性，也會影響橋梁結構本身的疲勞和強度，所以在成橋階段將渦振振幅限制在容許范圍內具有重要的意義，對渦振抑制措施的研究顯得十分重要和緊迫。

橋梁結構的抗風措施大致分為結構措施、機械措施和氣動措施3類。結構措施和機械措施又統稱為構造措施，是通過增大結構剛性、質量或阻尼來降低主梁渦振振幅。氣動措施在實際橋梁建設中是最經濟最有效最容易實現的措施，能從本質上減小渦振作用。氣動措施是通過風洞模型試驗來改變結構的斷面形式或附加部分導流裝置，以改善結構周圍繞流形態，提高結構抗風穩定性。常見的氣動措施主要有2大類：(1)加裝風嘴、抑流板、整流板、擾流板、導流板和穩定板等，其中導流板效果最好，抑流板效果甚微，而風嘴和其他裝置的效果一般[5]。由于風嘴對提高橋梁結構的顫振穩定性具有良好效果[6]，所以風嘴和導流板常常一起使用。(2)適當調整人行道欄桿、防撞欄桿和檢修車軌道等的位置和形狀，以改善結構的空氣動力學特性。陳政清[7]與孫延國[8]等研究了結構阻尼比對主梁渦振性能的影響，認為渦振振幅會隨阻尼比的增大而減小，而未詳細闡述阻尼比對渦振豎向振幅和扭轉振幅的具體影響或差異；鮮榮[9]與李永樂[10]等研究了檢修軌道對主梁渦振性能的影響，認為檢修軌道向主梁底板中部移動有利于抑制渦振；廖海黎[11]與張偉[12]等研究了設置導流板對主梁渦振性能的影響，認為導流板會通過改善結構周圍的流場狀態以提升主梁的渦振穩定性能。由于不同主梁斷面的外形差異較大，某氣動措施對于某主梁斷面的抑振效果較好，而對另一主梁斷面可能并不有效，因此本文將借鑒已有研究成果，針對某類特定斷面橋梁進行進一步的系統研究。

本文基于目前綜合抗風性能較好的扁平鋼箱梁[13]，通過縮尺比為1∶50的節段模型風洞試驗詳細研究了某大跨度鋼箱梁懸索橋的渦振性能。由于人行道欄桿和檢修軌道是成橋狀態必備的橋梁附屬構件，已有大量的研究結果表明，改變其自身外形及在主梁斷面的位置，并不能明顯的優化主梁渦振穩定性能。為此本文重點研究了風迎角、結構阻尼比和導流板對主梁渦振性能的影響，并最終提出了有效的渦振抑制氣動措施，為以后類似橋梁結構的渦振抑制提供參考。

1 節段模型及試驗參數

1.1 工程概況

本例為一座主跨880m的單跨懸索橋。主梁為閉口單箱單室整體式鋼箱梁斷面，梁高(中心線處)3.5m，橋面寬度38m，全寬42m(包含吊索區和風嘴)，風嘴寬度1.5m，風嘴截面夾角72°，主梁斷面斜腹板傾角13°，如圖1所示。

圖1 主梁斷面(單位：cm)

1.2 節段模型

主梁節段模型采用1∶50的幾何縮尺比，模型長L=2.1m，總寬B=0.840m，高H=0.07m，長寬比L/B=2.50。模型用環氧樹脂板和優質木材制作。

試驗在西南交通大學單回流串聯雙試驗段工業風洞(XNJD-1)第二試驗段中進行。該試驗段斷面為2.4m(寬)×2.0m(高)的矩形，最大來流風速為45m/s，最小來流風速為0.5m/s。動力節段模型由8根拉伸彈簧懸掛在支架上，形成可豎向運動和繞模型軸線轉動的二自由度振動系統，如圖2所示。試驗支架置于洞壁外，以免干擾流場。

圖2 置于風洞中的動力試驗模型(成橋狀態)

1.3 試驗參數

試驗要求模型系統滿足動力節段模型的相似律，即要求模型與原型(實橋)之間保持3組無量綱參數(彈性參數、慣性參數和阻尼參數)一致。節段模型主要試驗參數如表1所示。

表1 節段模型主要試驗參數

2 渦振響應分析

根據《公路橋梁抗風設計規范》(JTG/T D60-01-2004)(以下簡稱《公規》)中第7.2.6條規定[14]，橋梁結構豎彎和扭轉渦激共振振幅容許值分別為：

豎彎：[hα]=0.04/(fh1)=0.04/0.1733=0.231m，其中fh1為結構豎彎基頻；

扭轉：[θα]=4.56/(B·fα1)=4.56/(42×0.3914)=0.277°，其中fα1為結構扭轉基頻，B為橋寬。

2.1 迎角的影響

考慮到渦振的發振風速一般較低，而在低風速下可能會有大迎角情況發生，因此對于成橋狀態，分別進行了α=0°、±3°和±5° 5種迎角條件下的試驗，試驗來流為均勻流。成橋狀態下風洞試驗的頻率比取為12.926∶1，相應的風速比為3.87，文中風速均已換算到實橋。為了使渦振現象更明顯，便于渦振響應分析，以較小的阻尼比0.003來分析迎角對渦振響應的影響，試驗結果(見圖3)表明：設計風速范圍內，在風迎角α=-5°、-3°和0°時，主梁均沒有發生明顯的渦振現象；在α=+3°時，風速8m/s左右，主梁發生了一次明顯豎向渦振現象，風速15和23m/s 左右，主梁發生了2次明顯的扭轉渦振現象，且均超過了扭轉渦振振幅容許值；在α=+5°時，風速15m/s左右，主梁發生了1次明顯豎向渦振現象，并伴隨著在其他風速位置出現多次不太明顯的豎向渦振現象，風速12和25m/s 左右，主梁發生了2次明顯的扭轉渦振現象，且均超過了扭轉渦振振幅容許值；并且發現α=+5°時的渦振振幅整體大于α=+3°時的渦振振幅，故在有效迎角范圍內以α=+5°作為主梁的最不利迎角。

在風迎角α=-5°～0°時，成橋狀態下主梁均沒有發生明顯的渦振現象，而在風迎角α=+3°和+5°時，主梁卻出現了明顯的渦振現象，這表明由于主梁斷面上下不對稱，上部較寬，下部較窄，加上風嘴、欄桿和檢修軌道的作用，在較大正迎角下，主梁尾部形成周期性脫落的漩渦，最終導致了主梁的渦振現象。對比風迎角α=+3°和+5°兩種工況下主梁的渦振現象，表明由于風迎角的變化改變了斷面的Strouhal數，從而使渦振鎖定風速和振幅均產生了變化。

(a)

(b)

2.2 阻尼比的影響

為了考察不同阻尼比對渦振響應的影響，針對α=+5°最不利迎角進行了2種不同阻尼比的渦振試驗。試驗結果(見圖4)表明：阻尼比基本不會改變渦振的鎖定風速，僅對渦振振幅產生了較明顯的影響，這表明阻尼比的增大不會改變斷面的Strouhal數，而會改變Scruton數。阻尼比提高了0.002，豎向渦振最大振幅降低了10mm左右，降低幅度約為7.7%，扭轉渦振最大振幅降低了0.3°左右，降低幅度約為32.6%，說明阻尼比的提高對扭轉渦振的抑制比較明顯，對豎向渦振的抑制不明顯。

相關研究[8]表明豎向渦振振幅和扭轉渦振振幅均與阻尼比呈近似線性反比關系。渦振振幅主要受Scruton數等參數控制，Scruton數的計算公式如下：

(1)

(2)

其中：Scv和Sct分別為豎向渦振和扭轉渦振對應的Scruton數；ξv和ξt分別為豎彎和扭轉阻尼比；ρ為流體密度；B和D為結構斷面特征尺寸；m和I分別為結構單位長度質量和質量慣矩，一般m比I值小2個量級且I/m>BD，結合本橋相關結構參數可得I/(mBD)=1.27>1。

綜合公式(1)和(2)，可以推出扭轉渦振振幅與阻尼比的線性斜率一般較大，即隨著阻尼比的提高，扭轉渦振振幅降低的幅度更大。可見渦振振幅對結構阻尼比較敏感，且再次驗證了文獻[9]中關于渦振振幅會隨著阻尼比增加而減小的結論，同時表明阻尼比提高后是通過增大Scruton數來減小渦振振幅。

(a)

(b)

3 渦振性能優化

3.1 欄桿、檢修軌道的影響

去掉人行道欄桿或檢修軌道均能明顯降低主梁渦振振幅，提高發振風速，甚至抑制渦振的出現。對于鋼箱梁斷面上的人行道欄桿和位于主梁底部轉角處的檢修軌道，可均比擬為H形斷面的翼緣板，由于其鈍化了斷面，當氣流流經時，斷面上下均易產生不利于氣動穩定的漩渦，從而引起主梁在低風速下的渦激共振，所以施工狀態和成橋狀態的主梁渦振性能出現了很大的差異，如圖5所示。人行道欄桿和檢修軌道都是實際橋梁中必須存在的部件，即須基于成橋狀態提出對主梁渦振抑制的有效氣動措施，而從李永樂[10]與孫延國[15]研究橋例情況看，改變檢修軌道距主梁底板的高度對渦振振幅影響很小；將檢修軌道安裝在斜腹板的不同位置，對渦振振幅幾乎沒有影響；將檢修軌道向主梁底板中部移動有利于抑制渦振，但作用不明顯。為了從根本上抑制渦振的出現，需考慮在主梁斷面上加裝導流裝置。

(a)

(b)

3.2 梁底導流板的影響

文獻[15]詳細研究了在檢修軌道2側或1側安裝窄導流板和寬導流板等不同情形對主梁渦振性能的影響，結果表明：在檢修軌道兩側或內側安裝導流板優于在外側引起的渦振響應；安裝寬導流板優于窄導流板引起的渦振響應。本文借鑒該研究成果，設計了幾種抑振方案：在檢修軌道2側或內側布置寬度為1.0m的寬導流板，同時考慮方案對比的需要，在方案5和方案10中將導流板延長至底板，寬度變為1.14m。為了方便檢修車的安裝，在方案4和方案5中導流板與檢修軌道采取不對稱布置。導流板與底板的夾角均為23°，導流板和檢修軌道在底板的位置不同(見表2)，圖6和7中的Scheme 1～14為方案1～14。

表2 渦振抑振措施

采用《公規》規定的阻尼比0.5%進行以上不同方案的節段模型渦振試驗，試驗結果(見圖6)表明：方案4、5、9和10的渦振振幅均有所降低，降低幅度很小，發振風速略有提高，扭轉渦振振幅仍然超過容許值，因此需尋找其它氣動措施。將本文所研究橋例與文獻[15]研究橋例進行對比后，發現兩橋主梁斷面的風嘴出現了很大差異，相比之下本橋主梁斷面的風嘴顯得太鈍，從而加劇了流動分離，弱化了斷面渦振性能，顯著增加了渦振振幅。對于風嘴的抗風性能，文獻[16]研究表明風嘴寬度和銳度與主梁斜腹板傾角是作為一種協調組合來影響主梁顫振穩定性，斜腹板傾角在16°以下時，短而鈍的風嘴最有利于提高主梁顫振穩定性。本橋主梁斷面斜腹板傾角為13°，為了首先考慮顫振穩定性，風嘴設計得短而鈍，風嘴寬度1.5m，風嘴截面夾角72°，但短而鈍的風嘴卻不利于渦振穩定性。為了減少風嘴對渦振穩定性的不利影響，須在風嘴處設置導流板，增大風嘴的銳度，使其更具流線型，從而降低渦振振幅，提高渦振穩定性。

3.3 風嘴導流板的影響

風嘴導流板亦稱為分流板。風嘴處的導流板使主梁斷面寬高比增大，即主梁斷面更加趨近于流線型，當氣流流經時，能平滑地通過主梁，減少流動分離，從而提高結構的氣動穩定性。通過風洞試驗發現該橋主梁渦振對風嘴處的導流板反應很敏感，并且導流板的位置與構造對其有比較大的影響，為此制定了4種抑振方案(見表2)。

(a)

(b)

Fig.6 The response of vortex-induced vibration when guide wanes come near the maintenance tracks

采用《公規》規定的阻尼比0.5%進行以上不同方案的節段模型渦振試驗，試驗結果(見圖7)表明：方案11～14的渦振區個數均明顯減少，其中方案11、13和14的渦振振幅明顯降低，而方案12的豎向渦振振幅明顯增大，方案14的效果最好，無明顯渦振區出現。將方案12和13分別與方案11的試驗結果作比較，可以看出渦振區個數和渦振振幅均有所增加，并且渦振發振風速明顯降低，說明方案11明顯優于方案12和13。方案12和13的試驗結果作比較，方案13的渦振振幅大幅降低，并且渦振鎖定風速略有增加，可以預估導流板與風嘴的間距在有效范圍內進一步增大，渦振振幅會進一步減小。該現象的形成主要歸結于增大導流板與風嘴的間距后，斷面整體的寬高比會進一步增大，促使整個斷面更趨近于流線型，一方面延遲了漩渦在斷面附近的附著，一方面氣流流經導流板后會形成速度壓縮，在漩渦附著斷面前就可能被高速氣流打碎，從而抑制了周期性漩渦對結構渦振的驅動。導流板與風嘴的間距過大不利于工程實際應用，因此導流板緊貼風嘴會更適用，通過增加導流板的寬度來提高斷面整體的寬高比，從而抑制渦振。

(b)

Fig.7 The response of vortex-induced vibration when guide vane comes near the wind fairing

為此設計了方案14，導流板緊貼風嘴，導流板寬度較前幾種方案有所增加。方案14相比于方案11，經檢驗在風迎角-5°～+5°的條件下，主梁均未產生明顯的渦激振動現象，即此時該橋的渦激振動性能為最佳。說明當導流板緊貼風嘴時，進一步增寬后，主梁渦振得到了更好的抑制；同時相比于方案12和13的抑振原理，表明去掉導流板與風嘴的間隙后，流經寬導流板的氣流直接被分流到導流板兩側，然后平滑地通過主梁斷面，不會在導流板背后形成交叉附著，從而抑制了周期性旋渦對結構渦振的驅動。同樣考慮到工程實際應用，導流板亦不能過寬，需將工程實際和風洞試驗綜合起來對其進行選定。所有方案中，方案14對應的抑振措施使主梁斷面的氣動外形更合理，抑振效果最好，且結構形式簡單，便于工程應用。

4 結 論

目前國內外大跨度懸索橋、斜拉橋多采用扁平鋼箱梁斷面形式，因其良好的氣動外形能很好的避免橋梁結構的顫振失穩，但扁平鋼箱梁斷面相比其它斷面在低風速下是更容易發生渦振的斷面形式[17]，為此本文重點研究了風迎角、阻尼比和導流板等對扁平鋼箱梁渦振性能的影響，得到以下結論：

(1) 對于成橋狀態原設計主梁斷面，在風迎角α=+3°和+5°情況下發生了明顯的渦激振動現象，且扭轉渦振振幅超過了容許值。從試驗結果還能看出，風迎角的變化會使渦振鎖定風速和振幅均產生變化；

(2) 阻尼比提高后是通過增大Scruton數來減小渦振振幅，且阻尼比的提高對扭轉渦振的抑制比較明顯，對豎向渦振的抑制不明顯；

(3) 去掉人行道欄桿或檢修軌道均能明顯降低主梁渦振振幅，提高發振風速，甚至抑制渦振的出現；

(4) 在主梁風嘴短而鈍的情況下，基于均勻來流風洞試驗條件，在檢修軌道位置安裝導流板對主梁渦振的抑制不明顯，而緊貼風嘴的寬導流板能有效地抑制主梁渦振，且結構形式簡單，便于工程應用。

需要說明的是，結論(4)是基于均勻來流風洞試驗現象而得出的，對于實際的高紊流度來流情況需開展進一步研究。

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(編輯：楊 娟)

Research on optimizing vortex-induced vibration performance for suspension bridge based on section model test

Zhang Jian1, Zheng Shixiong2, Tang Yu2, Wang Qi2

(1. China Railway SIYUAN Survey and Design Group Co.,Ltd., Wuhan 430063, China; 2. Research Center for Wind Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

In view of the flat steel box girder which is a commonly used form of main girder cross section, in order to investigate its vortex-induced vibration(VIV) performance, and propose effective mitigation measures, a long span suspension bridge with steel box girder was taken as an engineering example．The section model, whose scale ratio is 1/50, was employed in XNJD-1 (was employed in uniform stream wind tunnel tests). The effects of wind attack angle, damping ratio and guide vane on VIV response were investigated in detail. However, the effects of pavement railings and maintenance tracks on VIV response were just briely discussed as on auxiliary research object of this paper, because pavement railings and maintenance tracks are requisite attachments to the bridge section in the completion state and large amounts of research results have already shown that the influence of their geometrical modifications and locations on VIV response of the main girder cross section can′t be obviously mitigated. Finally, the effective aerodynamic optimization measures were presented to reduce the VIV response in a series of studies, providing valuable reference for VIV response suppression study for similar bridge section in the future．The research results show that the locked velocities and amplitudes of VIV change with the wind attack angle, and increasing damping ratio can obviously reduce the torsional amplitude of VIV, and less obviously reduce the vertical amplitude of VIV. Removing the pavement railings or maintenance tracks can obviously reduce the amplitudes of VIV and improve the velocities of the first vertical vibration and the torsional vibration, and sometimes even eliminate the VIV response. Above all, the VIV response of this bridge section, whose wind fairing is short and blunt, can be effectively suppressed by installing the wide guide vane at the wind fairing, but the suppression would be ineffective if the wide guide vane is installed at the beam bottom. Furthermore, the structure of this measure is relatively simple so it can be convenient for engineering purpose.

suspension bridge;flat steel box girder;guide vane;wind tunnel test;vortex-induced vibration

1672-9897(2015)02-0048-07

10.11729/syltlx20140037

2014-03-24;

2014-06-01

國家自然科學基金(51378443)

ZhangJ,ZhengSX,TangY,etal.Researchonoptimizingvortex-inducedvibrationperformanceforsuspensionbridgebasedonsectionmodeltest.JournalofExperimentsinFluidMechanics, 2015, 29(2): 48-54. 張 建, 鄭史雄, 唐 煜, 等. 基于節段模型試驗的懸索橋渦振性能優化研究. 實驗流體力學, 2015, 29(2): 48-54.

U441+.3; U448.25

A

張 建(1987-)，男, 四川綿陽人, 工程師。研究方向: 橋梁抗震與抗風。通信地址: 湖北省武漢市武昌區和平大道楊園745號(430063)。E-mail: jianzhang313@163. com

*通信作者 E-mail: jianzhang313@163.com