流線型鋼箱梁顫振性能氣動優化措施

趙文龍，邵國攀，劉珉巍，龔佳琛

(1. 西南交通大學土木工程學院,四川成都 610031；2. 西南交通大學風工程四川省重點實驗室,四川成都 610031)

為了更好地提高大跨度橋梁在強風環境下的顫振性能，流線型鋼箱梁在現代大跨度懸索橋設計中被廣泛采用[1]，所以其顫振性能應著重研究。對于不同的橋梁，合理的結構體系及斷面形狀是保證橋梁抗風穩定性的重點，目前諸多流線型鋼箱梁的外形差別較小，其氣動穩定性卻可能存在較大差異，究其原因可歸結為諸如欄桿、檢修車軌道等氣動敏感構件的影響。

早在丹麥大貝爾特橋的氣動模型風洞試驗中，Larsen[1]已詳細研究了梁體外形、欄桿、風嘴等氣動構件對流線型箱梁顫振臨界風速的影響。Miyata[2]綜述了大跨橋梁典型斷面的氣動力研究成果，探討了不同主梁外形對顫振穩定性的影響，進一步肯定了流線型箱梁優秀的顫振性能。Luca等[3]研究了橋面上欄桿等構件對箱梁氣動力的影響，得出欄桿的位置和透風率對梁體顫振性能有很大影響的結論。Yang等[4]基于風洞試驗結果和實際工程應用，綜述了諸如中央穩定板等提高大跨度橋梁顫振臨界風速的氣動措施。

本文以主跨1 666 m的某跨海大橋為工程背景，通過節段模型風洞試驗，詳細地研究了欄桿、上中央穩定板、檢修車軌道位置及高度對該大跨度橋梁顫振穩定性的影響。如圖1所示為該橋流線型鋼箱梁橫斷面圖，梁高4 m，全橋寬49.7 m。

圖1 某跨海大橋標準橫斷面(單位:m)

1 模型

1.1 模型設計

本次節段模型顫振試驗在西南交通大學XNJD-1工業風洞第二試驗段中進行，該試驗段斷面尺寸為2.4 m(寬)×2.0 m(高)的矩形，最大來流風速45 m/s，最小來流風速為0.5 m/s。該試驗段設有專門進行橋梁節段模型動力試驗的裝置。動力試驗采用縮尺比為1∶50的節段模型，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。模型兩端裝上端板，以模擬風洞試驗中的二元流動。試驗支架置于洞壁外，以免干擾流場。該主梁節段模型主梁按幾何縮尺比嚴格模擬主梁的幾何外形，以確保氣動外形和氣動敏感構件的相似性，采用優質木材制作，欄桿、檢修軌道、導流板等附屬設施按圖紙尺寸采用塑料板整體雕刻制作。風洞試驗模型如圖2所示，典型的中央穩定板和檢修車軌道及導流板如圖3、圖4所示。

圖2 節段模型懸掛系統

圖3 中央穩定板

1.2 模型參數

根據對顫振機理[5]的認識，通過對結構動力特性計算結果的分析可知：成橋狀態可能的顫振形態由豎彎基頻和扭轉基頻控制。結果表明由正對稱振型控制,故選擇一階正對稱扭轉與一階正對稱豎彎振型組合進行節段模型顫振穩定性試驗。節段模型顫振穩定性試驗參數如表1所示。

表1 節段模型顫振穩定性試驗參數

圖4 檢修車軌道及導流板

2 箱梁附屬結構的影響

2.1 防撞欄桿的影響

橋梁防撞護欄是設置在橋梁上的護欄，其主要為了避免失控車輛越出橋外，而且也美化了橋梁建筑。可以有效減免車輛往來穿梭時，因為意外的撞擊造成的其他車輛、橋梁的損壞。還可以對發生事故的車輛自身也起到防護作用。但是同時欄桿的設置使得主梁氣動外形鈍體化，因而欄桿對顫振臨界風速的影響不容忽視。研究表明[6]：欄桿透風率越大，顫振臨界風速越高。本文試驗了導流板欄桿和邊緣防撞欄桿在多種透風率以及不同透風率組合情況下對于顫振臨界風速的影響，試驗結果如表2。

表2 不同欄桿透風率試驗結果

通過試驗與理論結合分析，當導流板欄桿透風率一致時，對比邊緣防撞欄桿透風率45 %和70 %，0 °攻角下，結構的顫振臨界風速隨著透風率的增大而增大；當邊緣防撞欄桿透風率一致時，對比導流板欄桿透風率70 %、80 %、90 %，依然只有0 °攻角下結構的顫振性能隨著透風率的增加而有所改善；當兩種欄桿透風率都增大時，所有攻角下，結構的顫振性能均有所提升。

2.2 上中央穩定板的影響

上中央穩定板的設置能有效提高結構的顫振性能，且穩定板高度與顫振臨界風速間具有一定的正比關系。當穩定板高度合適時，設置穩定板能夠有效地改善結構的顫振性能[7]。本文試驗了不同高度穩定板下結構的顫振性能，并對穩定板的透風形式進行了探討，如表3所示。

表3 上中央穩定板對顫振臨界風速的影響

通過試驗與理論結合分析，上中央穩定板在不透風時，顫振臨界風速與上中央穩定板高度成正比；在保證上中央穩定板高度不變的情況下，對比上中央穩定板的透風形式，透風會大大削弱結構的顫振性能；同時，不設置中央穩定板，將更大削弱結構顫振性能。

2.3 檢修車軌道的影響

檢修車軌道一般安裝于底板邊緣，此區域為梁底氣流的分離點，所以改變檢修車軌道的位置，會改變氣流流過檢修車軌道時的分離規律[8]，從而影響結構的顫振性能。在檢修車軌道的內側或外側設置軌道導流板能夠削弱流動分離[9]。本文試驗了不同位置處(距底板邊緣1/8、1/10、1/14位置處)檢修車軌道以及不同導流板設置形式時結構的顫振性能，結果如表4所示。圖5和圖6為對應工況下的扭轉角位移RMS值隨風速的變化曲線，圖7和圖8為典型顫振時程。

圖5 工況2風速-扭轉位移RMS

通過實驗與數據分析可以得到，圖5和圖6為對應工況下的扭轉角位移RMS值隨風速的變化曲線，可以看出檢修車軌道位于據邊緣1/8位置，結構的顫振性優于檢修車軌道位于據邊緣1/10位置；通過表格數據可知，設置檢修車軌道導流板對結構顫振性能的提升效果并不明顯。工況4(檢修車軌道距底板邊緣1/10位置，導流板布置為內側)在部分攻角條件下出現了較為明顯的軟顫振現象，即：扭轉角位移隨著風速的提高而逐漸增大卻無發散趨勢。通過時程分析，檢修車軌道風速79.8 m/s時扭轉角位移時程范圍在(-1°，+1°)之間，保持著等幅運動且不發散，表明檢修車軌道距地板邊緣1/10位置，對結構的顫振性能大打折扣。

表4 不同參數與形式下檢修車軌道對顫振臨界風速的影響

圖6 工況4風速-扭轉位移RMS

圖7 工況2攻角0°85.6 m/s顫振發散時程

圖8 工況4攻角1°風速79.8 m/s軟顫振時程

3 結論

本文通過深中通道伶仃洋大橋主梁節段模型風洞試驗，得出以下結論：

(1)0 °和+3 °攻角下顫振臨界風速隨著欄桿透風率的增加而提高。

(2)導流板欄桿在透風率足夠高的情況下，繼續提高透風率對顫振性能的影響較小。

(3)顫振臨界風速隨著上中央穩定板的高度增加而提高，而設置不同透風形式的上中央穩定板均會降低結構顫振性能。

(4)當檢修車軌道位于距邊緣1/8位置和1/14位置時，其顫振性能達到最優。

(5)設置檢修車軌道導流板對結構顫振性能的提升效果不明顯。