鈍體分離式雙箱梁渦振優化措施研究

李永樂， 陳科宇， 汪 斌， 孫 浩

(西南交通大學 土木工程學院，成都 610031)

隨著經濟的發展，人們對交通的需求日益增加，橋梁結構呈現出跨度大、結構輕柔的特點，對風荷載作用的敏感性顯著提高,抗風性能已成為大跨度橋梁設計中的關鍵因素[1]。國內外多項研究表明分離式箱梁比傳統閉口箱梁具有更好的顫振穩定性，近年來已建成的浙江舟山連島工程西堠門大橋、青島海灣大沽河航道橋以及上海崇明長江大橋等均采用分離式箱梁結構。但分離式箱梁的渦振(Vertex-Induced Vibration,VIV)現象卻很明顯[2]。

在國內外對于分體式箱梁的研究中,均多次發現渦振現象的存在。Larose等[3]在對香港昂船洲大橋進行高低雷諾數試驗時，發現分體式箱梁存在明顯的渦振現象，并在高雷諾數試驗中發現導流板可以大幅降低渦振振幅。張偉等[4]在基于高低雷諾數試驗的分離雙箱渦振性能對比研究中也發現了不同振幅的渦激共振，同時確定了導流板對結構渦振性能的影響與來流攻角之間的關系。劉高等[5]對分體式鈍體雙箱鋼箱梁進行了風洞試驗研究，提出了水平氣動翼板可以使得橋梁扭轉運動的阻尼顯著增加，從而提高了橋梁的顫振穩定性，同時有效抑制了橋梁的扭轉渦激共振。李翠娟等[6]在分離式雙箱主梁斷面氣動優化措施研究中研究了風嘴、分流板等措施對主梁斷面抗風性能的影響，并驗證了分離式雙箱斷面能顯著提高顫振穩定性，但渦振性能卻不如開閉口箱梁。宋錦忠等[7]在對東營黃河大橋的研究中，發現在主梁斷面兩側安裝0.8倍～1.2倍欄桿高度的抑流板可以有效改善主梁斷面的渦振性能。王騎等[8]對嘉紹大橋分體箱梁分別進行了大尺度和小尺度的渦振試驗，并驗證了導流板和抑振板的制振效果。

本文以某鈍體分離式雙箱梁斜拉橋為研究背景，通過風洞試驗，確定了原始斷面的渦振性能不滿足規范要求。并研究了導流板、分流板、風嘴以及組合措施對主梁斷面渦振性能的影響，通過比較確定了渦振最優氣動控制措施。

1 節段模型渦振風洞試驗

1.1 工程背景

某跨江獨塔混合梁斜拉橋橋式布置,如圖1所示。1#～3#墩之間的主梁采用預應力混凝土箱梁，3#～6#墩之間的主梁采用鋼箱梁，主橋長540.55 m，主跨256 m為通航孔。主梁高4.6 m，橋面寬14 m，兩側各設0.6 m寬風嘴，主梁斷面如圖2所示。橋址區地勢平坦開闊，以田野鄉村為主，低層建筑物稀少，地表粗糙度系數取0.16。主梁的基準高度為23.464 m，該地區的設計基本風速Vs10=33 m/s，。根據《公路橋梁抗風設計規范》[9]，主梁基準高度處的設計基準風速為37.82 m/s。

圖1 某斜拉橋總體布置簡圖(m)

圖2 分離式雙箱梁橫斷面圖(m)

采用ANSYS有限元軟件建立能反映結構動力響應的三維有限元模型進行計算分析，求解出橋梁結構的動力特性。其豎彎基頻為0.556 4 Hz，對應的等效每延米質量為41 580 kg/m；扭轉基頻為1.195 1 Hz，對應的等效每延米質量慣性矩為1 292 000 kg·m2/m。根據《公路橋梁抗風設計規范》要求，實橋豎向渦振的容許振幅為0.072 m，實橋扭轉渦振的容許振幅為0.251°。

1.2 節段模型及試驗參數

試驗在西南交通大學XNJD—1工業風洞第二試驗段中進行，該試驗段設有專門進行橋梁節段模型動力試驗的裝置。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。試驗支架置于洞壁外，以免干擾流場。節段模型采用1：45的幾何縮尺比嚴格模擬主梁幾何外形(包括欄桿等)，模型長2.095 m，高0.102 m，寬0.388 m，試驗阻塞率<5%，試驗的節段模型如圖3所示。在模型兩端設置端板，以保證主梁面氣動繞流的二維特性。

圖3 分離式雙箱梁節段模型

由于渦振發振的風速一般較低，為提高模型的試驗風速，采用較為剛性的彈簧以提高模型的振動頻率，以得到較為合適的實橋與試驗風速比。試驗在均勻流場中進行，試驗中模型豎彎頻率3.387 5 Hz，扭轉頻率7.286 Hz。試驗過程中可以根據結構的振動情況調整風速步長。

受風荷載影響較大且容易發生風致振動的是256 m的主跨，主跨采用鋼箱梁，故標準阻尼比采用0.5%。

1.3 原始模型渦振風洞試驗

對未采取氣動優化措施的原始節段模型進行渦振試驗，測定渦激振動的發振風速范圍及其振幅。由于橋址區地勢平坦開闊，不易形成大攻角來流風，故僅進行-3°、0°和+3°攻角下的試驗[10]。試驗最高實橋風速不低于1.2倍設計基準風速，試驗時嚴格控制風速步長，對于非渦振區，可以適當加大步長，但不宜過大，以免跳過渦振區。試驗結果如圖4和圖5所示。

圖4 豎向渦激振動響應

圖5 扭轉渦激振動響應

由圖可知：豎彎渦振的鎖定風速范圍為15～20 m/s，最大振幅發生在+3°攻角下，為143.5 mm，超限；扭轉渦振的鎖定風速范圍為35～40 m/s，最大振幅發生在+3°攻角下，為0.170°，滿足規范要求。渦振的最大響應均發生在+3°攻角下，主要是因為在+3°攻角條件下，箱梁底部成為迎風側，底部開槽進一步促使了大尺度漩渦的形成，導致結構的渦振響應加劇。

研究表明，阻尼比對橋梁結構的渦振性能影響顯著[11-12]。由于該橋屬于混合梁斜拉橋，且鋼箱梁段每延米二期恒載的質量占總質量的1/2，而二期恒載又以道砟為主，故標準阻尼比采用0.5%有可能偏小。因此在采用0.5%阻尼比試驗的基礎上，進行了阻尼比為1.0%的試驗。同時為詳細考察阻尼比對主梁渦振性能的影響，增設小阻尼比(<0.5%)的試驗。相關參數以及試驗結果見表1。

表1 不同阻尼比渦振響應

由結果可知：阻尼比對結構的渦振響應的影響非常明顯，隨著阻尼比的增加，結構的渦振響應得到了有效的抑制。不同阻尼比下，結構均在+3°攻角下取得最大響應，且鎖定風速區間向低風速偏移了2～3 m/s。此外，將阻尼比增加至1.0%，+3°攻角下結構的豎彎渦振振幅依然超限，故原始結構的渦振性能確實不滿足規范要求，需要采取優化措施。

2 節段模型渦振優化試驗

通過原始模型的試驗，原始結構在+3°攻角條件下豎彎振幅高于規范容許值。為了降低結構的渦振響應，采用多種常規措施(如導流板、分流板、風嘴等)以及其組合措施針對+3°攻角進行優化試驗，研究各種措施對結構渦振性能的影響，并確定出最優措施。然后對最優措施進行完整攻角的試驗，確保該措施下其他攻角結構的渦振性能也滿足要求。為了與原始模型對比并確定各措施的優化效果，試驗均在標準阻尼比(0.5%)下進行。

2.1 導流板

研究表明，設置導流板后可以引導了空氣的流動，消除結構表面的漩渦，抑制了規律漩渦對結構渦振的驅動作用，從而達到抑制渦振的目的[13]。本試驗在模型底部安裝導流板，研究導流板對結構渦振性能的影響。安裝在結構上的導流板如圖6所示。由于橋梁上其他附屬設施的限制，導流板的寬度設為0.9 m。試驗結果如圖7和圖8所示。增設導流板后，結構的豎向渦振響應明顯降低，但在+3°攻角下的振幅依然超過容許值；結構的扭轉渦振響應不僅沒有得到抑制，反而加劇，但仍然滿足容許值的要求。導流板對鎖定風速區間基本沒有影響。

2.2 分流板

分流板是沿縱橋向設置在主梁兩側的通長薄板，可以提前分離氣流，在一定程度上使主梁斷面更具流線型，改善主梁氣動特性。同時可增加主梁的空氣阻尼，對橋梁振動起到一定的抑制作用[14]。

圖6 導流板示意圖(m)

圖7 豎向渦激振動響應

圖8 扭轉渦激振動響應

為了考察分流板對鈍體分離式雙箱梁渦振性能的影響，在構造允許的前提下在兩側風嘴處增設2 m寬的分流板。本研究設計了兩種分流板方案：①僅在模型兩側安裝分流板，如圖9(a)所示；②在分流板底部增設半徑為4.5 m的弧形底板，以進一步引導模型底部氣流流動，如圖9(b)所示。試驗得到的結果如圖10、圖11所示。方案一有效地降低了結構的豎向渦振振幅，卻加大了扭轉渦振的振幅，且豎向振幅和扭轉振幅均高于規范容許值。方案二由于弧形底板引流的作用，使得豎向渦振響應和扭轉渦振響應均得到大幅降低，滿足規范容許值的要求。

2.3 風嘴

在主梁斷面兩端設置風嘴，改善斷面兩端(來流分離的主要部位)的氣動外形，不僅可以減小風阻力，改善氣流繞流的流態，而且可以減少渦脫，使截面趨向流線型[15]。增設風嘴后的斷面如圖12所示。在構造允許的前提下，本文進行了三種寬度的風嘴試驗(D=1 m、1.5 m、2 m)，試驗結果如圖13和圖14所示。由試驗結果可知，增設風嘴后，結構的渦振響應明顯降低，且隨著風嘴寬度D的增加，即風嘴角度減小，優化效果越顯著。當D=2 m時，結構的豎向渦振響應和扭轉渦振響應均低于規范容許值，滿足規范的要求。

(a) 方案一

(b) 方案二

圖10 豎向渦激振動響應

圖11 扭轉渦激振動響應

2.4 組合措施

由前述試驗可以看出，不同措施對主梁斷面渦振性能的影響各有不同。為了考察多種措施組合作用對結構渦振性能的影響，進行組合措施的試驗。本文進行了兩種組合措施的研究：①分流板+導流板，如圖15(a)所示；②2 m寬風嘴+導流板，如圖15(b)所示。試驗結果如圖16和圖17所示。組合措施一作用下，結構的豎向渦振響應明顯降低，但依然高于規范容許值，扭轉渦振響應不僅沒有降低反而增大。且扭轉渦振鎖定風速區間向高風速區偏移,總體作用效果和分流板單獨作用類似。組合措施二作用下，豎向渦振響應和扭轉渦振響應均得到大幅降低，且均滿足容許值的要求，總體作用效果和風嘴單獨作用效果相當。

圖12 風嘴示意圖(m)

圖13 豎向渦激振動響應

圖14 扭轉渦激振動響應

2.5 優化措施綜合對比

針對該鈍體分離式雙箱梁，本文進行了導流板、兩種方案的分流板、三種寬度的風嘴以及兩種組合措施的試驗研究，各種措施對結構渦振性能都有一定的影響，但使結構渦振振幅均滿足容許值要求的僅有分流板方案二、2 m風嘴和組合措施二。這三種措施作用下結構的渦振響應如圖18和圖19所示。由試驗結果可知，三種措施下結構的扭轉渦振響應雖有差異，但均遠遠低于規范容許值(0.251°)，故優化措施比選應著重考察對豎彎渦振響應的影響。2 m風嘴作用下結構的豎彎渦振振幅降低至55.8 mm，豎彎渦振性能最優，故最佳優化措施為在斷面兩端增設2 m寬的風嘴。

(a) 組合一

(b) 組合二

圖16 豎向渦激振動響應

圖17 扭轉渦激振動響應

3 風嘴完整攻角試驗

通過前述試驗對比，對于本文所研究的鈍體分離式雙箱梁，2 m風嘴在+3°攻角下的渦振優化效果最好。為了考察該措施在-3°、0°攻角下對主梁斷面渦振性能的影響，進行完整攻角的試驗，試驗結果如圖20和圖21所示。由試驗結果可知，2 m風嘴措施對其他攻角同樣有效，結構在所有攻角下的渦振響應均得到大幅降低，且均滿足規范容許值的要求。

圖18 豎向渦激振動響應

圖19 扭轉渦激振動響應

圖20 豎向渦激振動響應

4 結 論

(1) 所研究分離式箱梁存在較為明顯的渦振現象。在正攻角條件下，渦振響應尤為劇烈，甚至超出規范容許值的要求。

(2) 安裝導流板后，所研究分離式箱梁豎向渦振響應明顯降低，但依然不滿足規范容許值的要求；同時扭轉渦振加劇。

圖21 扭轉渦激振動響應

(3) 在斷面兩側設置分流板后，豎彎渦振響應得到一定程度的降低，扭轉渦振響應反而增大，且豎彎VIV和扭轉VIV響應均超過規范容許值。在分流板底增設半徑為4.5 m的弧形底板后，分流板導流作用提高，結構的渦振響應得到大幅降低，滿足容許值要求。

(4) 采用風嘴措施后，結構的渦振響應明顯降低，且隨著風嘴寬度的增加(即風嘴角度越小)，渦振優化效果越顯著。當風嘴寬度為2 m時，豎向渦振響應和扭轉渦振響應均低于規范容許值，滿足規范的要求。

(5) 組合措施一(分流板+導流板)和組合措施二(分流板+2 m風嘴)對主梁斷面渦振性能的影響的和分流板、2 m風嘴單獨作用的效果相近。

(6) 經過多種措施的研究對比，對于本文中所研究的鈍體分離式雙箱梁，2 m寬度風嘴措施的渦振優化效果最佳，使得主梁斷面各攻角下的渦振振幅均達到規范容許值的要求，且有足夠的安全儲備。

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