非對稱П型梁和流線型箱梁氣動性能風洞試驗研究

李 明，孫延國，李明水，周 強

(1.西南交通大學 橋梁工程系，成都 610031；2.西南交通大學 風工程四川省重點實驗室，成都 610031)

隨著橋梁建設技術的進步以及環保理念的不斷提高，在實際工程中考慮地形的復雜性和經濟等因素的情況下，有時會將橋梁主梁斷面設計成為非對稱形式，例如杰拉德達斯蒙德橋(美國)、霍洛加蘭橋(挪威)以及跨灣連接路橋(香港)等。這些橋梁都只設置了一個單邊人行道，因此主梁橫斷面均表現為非對稱。與對稱形式的主梁斷面相比，非對稱主梁可以很好地利用空間資源，經濟性能也相對較好。

大跨度橋梁由于結構輕柔且阻尼比較小，對風荷載的作用十分敏感，因此主梁的氣動性能成為橋梁設計過程中考慮的重要因素。影響主梁氣動性能的因素包括主梁的氣動外形、來流攻角和風向角以及雷諾數等[1-3]。其中主梁的氣動外形是重要的影響因素，主梁上的風嘴、欄桿以及氣動措施等都會對主梁的氣動性能構成重要影響。孟曉亮等[4]通過風洞試驗和數值模擬研究了風嘴角度對封閉和半封閉箱梁渦振和顫振性能的影響，并發現采用較尖的風嘴可以改善此類主梁斷面的渦振性能，且基本不會對顫振穩定性產生不利影響。管青海等[5]通過表面壓力同步測量，研究了欄桿對箱梁斷面渦振特性的影響，發現欄桿使上表面的來流分離更加嚴重，改變了上表面的壓力系數均值和上下表面的脈動分布，但對下表面的壓力均值不產生影響。陳政清等[6-7]根據理論分析、數值模擬以及流跡顯示試驗研究了中央穩定板提高桁架梁懸索橋顫振穩定性的氣動機理，發現中央穩定板降低了氣動負阻尼，并增加了彎扭耦合程度，降低了顫振頻率，從而提高了主梁的顫振臨界風速。夏錦林等[8]基于節段模型風洞試驗和CFD(Computational Fluid Dynamic)數值模擬，研究了雙開槽箱梁斷面的顫振和渦振性能，發現防撞欄桿基座對顫振穩定性影響較大，中央穩定板可以有效提高顫振臨界風速，縱向間隔的縱向格柵能很好地抑制渦振。橋面上的車輛也會對主梁的氣動性能產生一定的影響，周立等[9]利用節段模型試驗研究了欄桿、汽車等對汽車-主梁橋面系統的氣動三分力系數的影響。李永樂等[10]研究了橋上車輛對板桁主梁以及雙層鐵路鋼桁橋氣動性能的影響，發現橋上車輛的存在顯著改變了主梁的氣動特性。既有橋梁會對其鄰近新建橋梁主梁的氣動性能產生一定的干擾效應，包括三分力系數、渦振、顫振性能等[11-13]。此外，葉獻輝等[14]以一對耦合控制面結構的氣動彈性模型為研究對象，分析了結構在不同耦合剛度下非對稱參數對顫振速度影響的變化規律。Hu等[15]利用風洞試驗、激光多普勒風速測量及流跡顯示試驗對垂直來流風向的非對稱柱體(非對稱倒圓角柱)旋渦脫落進行了研究，發現隨著非對稱倒圓角半徑的增加，脫落旋渦的尺度也相對變大，且逐漸向柱體尖銳棱角側發生轉移。

目前關于橋梁主梁的氣動性能研究，相關文獻多為對稱形式的主梁斷面，而非對稱形式的主梁斷面氣動性能研究鮮有報道。為了研究非對稱人行道對主梁氣動性能的影響，本文以杰拉德達斯蒙德橋(非對稱П型梁)和霍洛加蘭橋(非對稱流線型箱梁)為研究背景，在不同來流風向下利用節段模型風洞試驗對兩種形式非對稱主梁的氣動性能進行了研究，包括主梁的三分力系數、渦振以及顫振特性。

1 工程概況

杰拉德達斯蒙德橋位于美國加利福尼亞州，該橋為主跨304.8 m的雙塔雙索面斜拉橋。主梁采用非對稱П型疊合梁，橋面寬度為52.0 m。主梁單邊設置了一個寬度為3.8 m的人行道。圖1為主梁標準斷面示意圖，圖中還給出了風攻角(α)以及來流風向角。

圖1 杰拉德達斯蒙德橋主梁標準斷面示意圖Fig.1 Cross-section of the main girder of Gerald Desmond Bridge

霍洛加蘭橋位于挪威的納爾維克市，該橋為主跨1 145 m的大跨度懸索橋，主梁采用非對稱鋼箱梁結構，梁高3.0 m，主梁寬度為18.6 m，其中主梁一側設置了一個寬度為3.6 m的人行道。主梁標準斷面如圖2所示。

圖2 霍洛加蘭橋主梁標準斷面示意圖Fig.2 Cross-section of the main girder of H?logaland Bridge

2 非對稱主梁三分力系數

靜力三分力系數為表征平均風作用下結構斷面受力大小的無量綱系數，它反映了風對結構的定常作用。在風軸坐標系下，主梁的靜力三分力系數可定義為

阻力系數：CD(α)=FD(α)/(0.5ρU2HL)

(1)

升力系數：CL(α)=FL(α)/(0.5ρU2BL)

(2)

力矩系數：CM(α)=FM(α)/(0.5ρU2B2L)

(3)

式中：α為來流攻角；0.5ρU2為氣流動壓；H,B,L分別為節段模型的高度、寬度和長度。

由圖3可知，對于非對稱П型梁，當攻角為負時，0°來流風向的三分力系數均小于180°來流風向值，當攻角為正時，0°來流風向的三分力系數均大于180°來流風向值。對于非對稱流線型箱梁，當攻角小于-5°時，0°來流風向的阻力系數以及升力系數小于180°來流風向值，而當攻角大于-5°時，0°來流風向的阻力和升力系數大于180°來流風向值，對于升力矩系數，其變化趨勢與阻力系數和升力系數相同，只是發生變化的臨界攻角為-8°。對比非對稱П型梁和流線型箱梁不同來流風向的三分力系數差異可知，除了正攻角的升力系數前者的差值比后者小以外，斷面非對稱性對П型梁三分力系數的影響要比流線型箱梁顯著，這可能是伸出的人行道板使來流提前發生分離，進而使П型主梁周圍流場發生變化所致。

(a)非對稱П型梁

(b)非對稱流線型箱梁圖3 均勻流場中非對稱主梁斷面三分力系數Fig.3 Aerostatic force coefficients of bridge decks with asymmetric sections in the smooth flow

3 非對稱П型梁渦振性能

以往研究結果表明[16-17]，主梁渦振性能對主梁的氣動外形包括風嘴、欄桿、檢修車軌道等構件的形狀及位置表現十分敏感。而對于非對稱形式的主梁斷面，由于布置了非對稱的人行道板，其上又附有人行道欄桿，這可能會對主梁的渦振性能造成一定的影響。

為研究不同來流風向非對稱П型梁的渦振特性，對非對稱П型梁進行了來流風向為0°以及180°的節段模型渦振試驗。節段模型縮尺比為1∶45，試驗在均勻流場中進行，試驗攻角α= 0°，α=±2.5°，α=±5°，風速為0.5～8.0 m/s，控制風速基本步長0.2 m/s，在渦振區采用0.1 m/s步長。需要說明，對于結合梁橋，我國《公路橋梁抗風設計規范》中建議阻尼比取為1%，試驗發現大阻尼比條件下(豎向：0.873%，扭轉：0.864%)，該節段模型未發生渦激振動，滿足相關設計規范[18-19]要求。為了研究該非對稱主梁的渦振性能，在小阻尼比的條件下進行了節段模型渦振試驗，表1為主要試驗參數，圖4為風洞中的動力節段模型。渦振試驗結果如圖5和圖6所示(圖中數據均已換算到實橋)。

表1 非對稱П型梁節段模型主要試驗參數Tab.1 Main test parameters of the section model with the asymmetric П shaped girder

圖4 風洞中的節段模型Fig.4 Section model in the wind tunnel

由圖5可知，不同方向來流主梁的豎向渦振特性具有顯著差異。從發生渦振的風攻角來看，當來流風向為0°時，主梁節段模型只有在-2.5°和-5°風攻角下發生了豎向渦振，而當來流風向為180°時，主梁在0°，±2.5°，±5°攻角下均發生了豎向渦振。對比豎向渦振最大振幅發現，來流風向為180°時的主梁豎彎渦振響應要顯著大于來流風向為0°時的響應值，其中180°來流風向-5°攻角下的最大豎向渦振振幅為0.176 m，而0°來流風向-5°攻角下的最大豎向渦振振幅為0.651 m，兩者相差2.7倍。對于渦振豎彎的鎖定區間，兩者也有顯著差異，-2.5°和-5°攻角下，0°來流風向的起振風速以及豎彎鎖定區間范圍明顯小于180°來流風向值。由圖6可知，當來流方向不同時，主梁節段模型的扭轉渦振特性也完全不同。0°來流風向主梁節段模型在-2.5°和-5°風攻角下發生了扭轉渦振，并分別出現了兩個明顯的扭轉渦振區，但振幅較小；當來流風向為180°時，主梁節段模型未發生扭轉渦振。

(a)0°來流風向

(b)180°來流風向圖5 非對稱П型梁豎向渦振響應Fig.5 Vertical VIV response of the asymmetric П shaped girder

(a)0°來流風向

(b)180°來流風向圖6 非對稱П型梁扭轉渦振響應Fig.6 Torsional VIV response of the asymmetric П shaped girder

根據以往П型梁渦振研究結果可知，該類型主梁斷面的渦振主要是由于主肋與橋面板連接轉角處的旋渦脫落引起的。據此，錢國偉等[16]在П型主梁的兩個轉角處分別安裝了水平隔流板，從而打亂并削弱在該區域附近形成的旋渦，達到抑制渦振的目的。楊光輝等[20-21]通過設置封閉的中央防撞護欄并在梁底增設中央穩定板，從而將氣流分離所形成的大旋渦分割成若干小旋渦，使其渦量減弱，進而抑制了渦振的發生。對于本文中的非對稱П型梁，從空氣動力學角度分析，在0°來流風向，由于斷面在該側存在突出的人行道板，使得來流在此處提前發生了分離，氣流分離后再附點發生改變，渦激力減弱。而當來流風向為180°時，在主梁的主肋與橋面板連接轉角處有較大的旋渦發生脫落，形成的渦激力相對較大，因此該來流風向的渦振較0°來流風向嚴重。

4 非對稱主梁顫振性能

4.1 顫振臨界風速

在均勻流場中對兩種類型的非對稱主梁進行了顫振穩定性試驗，其中非對稱П型梁豎向阻尼比為0.873%，扭轉阻尼比為0.864%，其余參數見表1。對于非對稱流線型箱梁，主要節段模型動力參數見表2。通過風速比將試驗觀測到的顫振臨界風速換算到實橋，兩種類型非對稱主梁的顫振臨界風速見表3，其中非對稱П型梁的顫振檢驗風速為54.0 m/s,非對稱流線型箱梁的顫振臨界風速為56.0 m/s。

表2 非對稱流線型箱梁節段模型動力參數Tab.2 Dynamic parameters of the section model with the asymmetric streamlined box girder

表3 非對稱主梁顫振臨界風速Tab.3 Flutter critical wind speeds of two types of asymmetric girders m/s

由表3可知，兩種非對稱主梁斷面的顫振臨界風速均大于相應的顫振檢驗風速，顫振穩定性較好。通過對比不同方向來流的顫振臨界風速可以發現，0°來流風向下兩種非對稱主梁的顫振臨界風速大于180°來流風向值，其中-3°攻角下兩者顫振臨界風速相差較小，隨著攻角的增加，特別是在+3°攻角下，0°來流風向對應的顫振臨界風速顯著高于180°來流風向值。

以往試驗研究結果表明[22]，水平穩定板或分離板能在一定程度上提高主梁的顫振臨界風速。對于非對稱П型梁，由于0°來流風向人行道板的存在，該構件在一定程度上起到了水平穩定板或分離板的作用，因此提高了該風向下的主梁顫振臨界風速。對于非對稱流線型箱梁，由于靠近0°來流風向的主梁上表面增設了一道人行道欄桿，這在一定程度上發揮了上穩定板的作用。根據陳政清等的研究結果可知，上穩定板可以降低扭轉氣動負阻尼，進而提高顫振臨界風速。由此推斷該人行道欄桿進一步改善了0°來流風向下主梁的顫振穩定性。

4.2 顫振導數

根據Scanlan線性自激力表達式，單位長度上受到的氣動升力Lse和氣動扭矩Mse分別表示為

(4)

(5)

圖7 非對稱П型梁節段模型顫振導數Fig.7 Flutter derivatives of the asymmetric П shaped girder section model

圖8 非對稱流線型箱梁節段模型顫振導數Fig.8 Flutter derivatives of the asymmetric streamlined box girder section model

5 結 論

本文通過節段模型風洞試驗對具有非對稱人行道的П型梁和非對稱流線型箱梁的氣動性能進行了研究，并得出以下結論：

(1)均勻流場正攻角范圍內，0°來流風向下兩種類型主梁的三分力系數均大于180°來流風向值，且斷面非對稱性對П型梁三分力系數的影響比流線型箱梁顯著。

(2)斷面的非對稱性會嚴重影響不同來流風向下主梁的渦振性能，包括出現渦振的風攻角、渦振響應振幅、起振風速以及鎖定區間等。由于0°來流風向人行道板的存在，使得該方向來流提前發生了分離，氣流分離后再附點發生改變，渦激力減弱，進而П型梁的渦振性能在該來流風向下得到了改善。

(4)綜合以上結果，對于該種類型非對稱主梁的靜風荷載及其響應計算，要重點針對0°來流風向的情況。而當研究該類型非對稱主梁的渦振和顫振性能時，應重點考察180°來流風向的不利情況。