李　明,　孫延國(guó),　李明水,　伍　波

(1. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 四川 成都 610031; 2. 西南交通大學(xué)風(fēng)工程四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 四川 成都 610031)

隨著科技水平提高及社會(huì)經(jīng)濟(jì)發(fā)展需要,大跨度橋梁的建設(shè)日趨增多.大跨度橋梁由于結(jié)構(gòu)輕柔,阻尼比較低,對(duì)風(fēng)荷載的作用十分敏感.流線型箱梁斷面因其具有良好的氣動(dòng)性能,成為大跨度橋梁的常用主梁型式.為了滿足交通量需求,有時(shí)箱梁需要設(shè)計(jì)較寬的橋面.根據(jù)不同的設(shè)計(jì)需求,可以是中央開槽的分離式箱梁,也可設(shè)計(jì)成整體式寬幅箱梁.由于中央開槽的影響,分離式箱梁截面的渦激振動(dòng)現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生[1];對(duì)于后者,由于主梁在順風(fēng)方向特征尺寸較大,當(dāng)氣流流經(jīng)主梁斷面時(shí)易發(fā)生旋渦的分離與附著,渦激振動(dòng)現(xiàn)象顯著.

影響大跨度橋梁渦激振動(dòng)的因素較多,包括主梁的氣動(dòng)外形、來流攻角及風(fēng)向角、紊流強(qiáng)度、雷諾數(shù)、Scruton數(shù)等.對(duì)于流線型箱梁渦激振動(dòng)的發(fā)生機(jī)理及制振措施的研究,孫延國(guó)等[2]通過大比例尺節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了人行道欄桿、檢修車軌道、導(dǎo)流板對(duì)整體式流線型箱梁渦振的影響,發(fā)現(xiàn)在檢修軌道內(nèi)側(cè)設(shè)置導(dǎo)流板能有效抑制渦激振動(dòng).劉君等[3]通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析了檢修車軌道導(dǎo)流板對(duì)整體式流線型箱梁渦振的影響.王騎等[4]對(duì)分體式鋼箱梁的渦振抑振措施研究發(fā)現(xiàn),在主梁底端轉(zhuǎn)角附近設(shè)置導(dǎo)流板或在橋面兩側(cè)設(shè)置抑振板均可有效抑制主梁渦振,且兩種措施聯(lián)合使用時(shí)效果最佳.管青海等[5]通過箱梁斷面表面測(cè)壓,研究了欄桿對(duì)橋梁渦振的影響,發(fā)現(xiàn)欄桿使上表面的來流分離更加嚴(yán)重,上下表面壓力脈動(dòng)均值顯著增大.EL-Gammal等[6]基于渦激力跨向相關(guān)性原理,通過減小渦激力沿跨向的相關(guān)性來抑制主梁的渦激振動(dòng).除上述通過氣動(dòng)措施來改善主梁渦振特性以外,機(jī)械措施如調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(tuned mass damper， TMD)等,通過阻尼系統(tǒng)耗散吸收能量,也可達(dá)到抑制渦振的目的.巴西里約尼泰羅伊橋[7]和日本東京灣橋[8]均利用TMD來抑制主梁渦振.郭增偉等[9]通過類半帶寬法識(shí)別線性渦激力模型中的氣動(dòng)參數(shù),提出了考慮渦激力氣動(dòng)阻尼和氣動(dòng)剛度效應(yīng)的TMD參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)模型.Larsen等[10]以大貝爾特東橋引橋?yàn)橐劳?提出了一個(gè)能夠考慮結(jié)構(gòu)非線性振動(dòng)的TMD設(shè)計(jì)新模型.

青山長(zhǎng)江大橋是武漢市四環(huán)線跨越長(zhǎng)江的通道,大橋采用雙塔雙索面全漂浮體系,跨徑布置為(100+102+148+938+148+102+100)m,中跨主梁采用整體式流線型鋼箱梁,邊跨采用鋼-混凝土結(jié)合梁.大橋的主梁寬度達(dá)到了47 m,其寬度位居世界同類橋梁首位,具有大跨、寬幅、重載交通的特點(diǎn).圖1為流線型鋼箱梁斷面示意.

為了研究寬幅流線型箱梁的渦振特性,本文以青山長(zhǎng)江大橋?yàn)楸尘?首先通過 1∶50 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn),在低阻尼條件下研究了主梁的渦振性能,詳細(xì)考察了風(fēng)嘴、檢修車軌道、導(dǎo)流板、抑振板、檢修道欄桿等因素對(duì)主梁渦激振動(dòng)性能的影響.經(jīng)過優(yōu)化分析,高透風(fēng)率的圓形檢修道欄桿抑振效果最好.為了提高風(fēng)洞試驗(yàn)雷諾數(shù),精細(xì)模擬主梁的細(xì)部構(gòu)造,使節(jié)段模型試驗(yàn)結(jié)果更接近實(shí)際,通過1∶27 大尺度節(jié)段模型渦振試驗(yàn),進(jìn)一步驗(yàn)證了該措施的有效性.最后,基于試驗(yàn)現(xiàn)象從空氣動(dòng)力學(xué)的角度探討了該抑振措施的制振機(jī)理.

圖1　主梁橫斷面Fig.1　Cross-section of the main girder

1　常規(guī)尺度節(jié)段模型渦振試驗(yàn)

常規(guī)尺度節(jié)段模型渦振試驗(yàn)在XNJD-1風(fēng)洞第二試驗(yàn)段進(jìn)行,動(dòng)力節(jié)段模型的縮尺比為 1∶50,模型長(zhǎng)度L=2.095 m,寬B=0.94 m,高H=0.09 m.目前還沒有準(zhǔn)確估算實(shí)際橋梁結(jié)構(gòu)阻尼比的方法,我國(guó)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[11](以下簡(jiǎn)稱《公規(guī)》)建議鋼橋的阻尼比取為0.5%.但現(xiàn)有的實(shí)測(cè)資料表明,大跨度橋梁的阻尼比有時(shí)會(huì)低于該建議值.為了確保抑振措施的可靠性,試驗(yàn)采用的阻尼比參考英國(guó)規(guī)范[12](以下簡(jiǎn)稱《英規(guī)》)約為0.36%,低于《公規(guī)》的建議值.對(duì)于渦振振幅限值,根據(jù)《公規(guī)》計(jì)算得到橋梁豎向及扭轉(zhuǎn)基頻對(duì)應(yīng)的渦振容許振幅分別為0.188 m和0.174°Larsen[13]在對(duì)大貝爾特東橋的渦振性能評(píng)價(jià)時(shí)采用了國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)對(duì)舒適度進(jìn)行判定,加速度的最大限值為1.5 m/s2.

《英規(guī)》定義了基于振動(dòng)加速度的動(dòng)力敏感參數(shù)KD,若某階模態(tài)下的KD>30 mm/s2(對(duì)應(yīng)加速度為1.18 m/s2),且對(duì)應(yīng)的渦振風(fēng)速小于20 m/s時(shí),認(rèn)為渦振引起的加速度過大,將會(huì)影響行車舒適性,據(jù)此可反算出豎向及扭轉(zhuǎn)基頻下的渦振容許振幅分別為0.661 m和0.234°,與《公規(guī)》的容許振幅對(duì)比可知,《公規(guī)》對(duì)渦振振幅的要求更為嚴(yán)格.

表1為節(jié)段模型試驗(yàn)的主要參數(shù).渦激振動(dòng)試驗(yàn)在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行,成橋態(tài)-5°、-3°、0°、+3°、+5°攻角下主梁豎向及扭轉(zhuǎn)渦振振幅分別見圖2(圖中數(shù)據(jù)均已換算成實(shí)橋).

表1　節(jié)段模型主要試驗(yàn)參數(shù)Tab.1　Main test parameters of the section model

(a) 豎向渦振振幅(b) 扭轉(zhuǎn)渦振振幅圖2 原斷面主梁渦振振幅(縮尺比 1∶50)Fig.2 VIV displacement of the main girder with original deck (scale ratio: 1∶50)

由圖2可知,-5°、-3°和0°風(fēng)攻角下主梁成橋態(tài)未發(fā)生豎向渦振,當(dāng)風(fēng)攻角為+3°和+5°時(shí),主梁分別出現(xiàn)了兩個(gè)明顯的豎向渦振區(qū).

(1) +3°攻角下第1個(gè)風(fēng)速鎖定區(qū)間為5.5～8.4 m/s,第2個(gè)鎖定區(qū)間為15.5～20.1 m/s,最大振幅分別為107 mm和135 mm;

(2) +5°攻角下第1個(gè)鎖定區(qū)間為6.6～9.7 m/s,第2個(gè)鎖定區(qū)間為15.4～21.8 m/s,最大振幅分別為74 mm和296 mm.

由此可知+5°攻角下第2個(gè)渦振區(qū)的豎向渦振振幅超過了規(guī)范限值,其峰值對(duì)應(yīng)的實(shí)橋風(fēng)速為19.25 m/s.盡管在+3°和+5°攻角下主梁的扭轉(zhuǎn)渦振振幅較大,但其鎖定風(fēng)速較高,最大振幅處的風(fēng)速約為30 m/s,該風(fēng)速下橋梁已經(jīng)關(guān)閉通行,由渦振引起的使用舒適性問題可不予關(guān)注.0°和-5°攻角下主梁也發(fā)生了微弱的扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng),但振幅較小.

因此,為保證橋梁運(yùn)營(yíng)期間的舒適性及安全性,需要對(duì)主梁的氣動(dòng)性能進(jìn)行優(yōu)化,尋找合理有效的措施抑制豎向渦激振動(dòng).

2　主梁渦振制振措施研究

主梁斷面的氣動(dòng)外形對(duì)渦振性能有重要影響.錢國(guó)偉等[14]研究了3種不同角度的風(fēng)嘴對(duì)Π型疊合梁斜拉橋渦振性能的影響,并發(fā)現(xiàn)在主梁高度不變且風(fēng)嘴安裝位置相同的情況下,風(fēng)嘴的角度越小對(duì)渦振的抑制效果越好.

為了研究風(fēng)嘴對(duì)寬幅流線型箱梁渦振的影響,采用表1中的阻尼比,并保持檢修道欄桿、防撞欄桿、檢修車軌道等尺寸和位置不變,工況1與工況2 僅改變了風(fēng)嘴的夾角;工況3與工況4將檢修道寬度變窄,同時(shí)改變了風(fēng)嘴的夾角.

原斷面風(fēng)嘴及工況1～4的風(fēng)嘴形狀見圖3.在均勻流場(chǎng)中分別測(cè)試了工況1～4的主梁渦振響應(yīng),其中+5°風(fēng)攻角下主梁的豎向渦振振幅最大值見表2.

由表2可知,在其他試驗(yàn)條件相同的情況下,與原斷面風(fēng)嘴相比,工況2較銳的風(fēng)嘴氣動(dòng)性能較好,與文獻(xiàn)[14]中的結(jié)論相一致.

但是通過改變風(fēng)嘴的形狀對(duì)主梁的渦振抑制效果有限,豎向渦振振幅仍然很大,未能滿足規(guī)范要求.

圖3　原風(fēng)嘴及工況1～4的風(fēng)嘴形狀Fig.3　Wind fairing of original deck and cases 1-4

工況豎向渦振振幅最大值/mm原斷面296.21314.62261.53463.14452.7

由文獻(xiàn)[2-3]可知,位于梁底的檢修車軌道對(duì)流線型箱梁渦激振動(dòng)影響顯著,檢修車軌道可能是引起主梁底部旋渦形成及脫落的主要構(gòu)件.為了考察檢修車軌道的影響,首先去掉檢修車軌道進(jìn)行渦振試驗(yàn).并在之前試驗(yàn)工況的基礎(chǔ)上,采用工況2中的風(fēng)嘴及表1中的阻尼比,通過改變檢修車軌道位置、軌道支架高度(增加軌道與梁底間隙)以及在檢修車軌道兩側(cè)設(shè)置導(dǎo)流板,進(jìn)行了渦激振動(dòng)試驗(yàn),部分試驗(yàn)工況見表3.

表3　檢修車軌道及導(dǎo)流板抑振措施Tab.3　Mitigation measures of inspection vehicle rail and guide vane

在均勻流場(chǎng)中分別測(cè)試了工況5～13的主梁渦振性能,其中+5°風(fēng)攻角下主梁豎向渦振振幅最大值見表4.發(fā)現(xiàn)去掉檢修車軌道后,主梁渦振振幅大幅減小,可見檢修車軌道是引起主梁渦振的重要構(gòu)件,通過改變檢修車軌道位置、軌道支架高度及在其附近設(shè)置導(dǎo)流板均能不同程度地抑制渦振,但抑振效果有限.

表4　檢修車軌道對(duì)豎向渦振振幅的影響Tab.4　Effect of inspection vehicle rail on the vertical VIV displacement

通過在主梁防撞欄桿兩側(cè)設(shè)置一定高度和透風(fēng)率的抑振板,來減弱或屏蔽橋面來流,從而降低來流的跨向相關(guān)性,以期達(dá)到制振目的.在距離邊防撞欄桿0.12 m處安裝獨(dú)立的豎向抑振板,抑振板沿順橋向間隔布置.

采用工況2中的風(fēng)嘴及表1中的阻尼比,檢修車軌道、檢修道欄桿與原主梁相同,抑振板高度與防撞欄桿高度一致,工況14～18分別為間隔段數(shù)n=1,2,3,5,7的情形.在均勻流場(chǎng)中,+5°風(fēng)攻角下主梁豎向渦振振幅最大值見表5.

表5　抑振板對(duì)豎向渦振振幅的影響Tab.5　Effect of vibration mitigation plate on the vertical VIV displacement

由表5可知,采用工況17中“隔五封一”的方式布置抑振板效果最好,其豎向渦振振幅已降至162 mm,滿足規(guī)范要求.雖然工況17中的抑振板可以有效降低豎向渦振振幅,并滿足規(guī)范要求,但是抑振板的設(shè)置增加了原主梁的迎風(fēng)面積,這將顯著提高流線型鋼箱主梁的風(fēng)阻系數(shù),影響橋梁的抗風(fēng)性能;其次抑振板不但遮擋了行車視野,還會(huì)影響橋梁的整體美觀性.

研究表明,橋面的附屬裝置如檢修道欄桿、防撞欄桿的位置和形狀對(duì)主梁的渦振性能也有著重要影響.王騎等[15]對(duì)流線型箱梁的渦振研究發(fā)現(xiàn),高透風(fēng)率的人行道欄桿可以顯著抑制主梁渦振.Nagao等[16]研究表明,水平扶手式欄桿的高度及形狀均會(huì)影響主梁的渦振振幅.

為了考察大橋的檢修道欄桿對(duì)寬幅流線型箱梁渦振的影響,采用工況2中的風(fēng)嘴及表1中的阻尼比,其他條件不變,工況19去掉了檢修道欄桿;工況20在原檢修道欄桿形式的基礎(chǔ)上,加大檢修道欄桿的中部空隙,增加其透風(fēng)率(如圖4所示),均勻流場(chǎng)中,+5°攻角下主梁的豎向渦振振幅如圖5所示.

圖4　檢修道欄桿示意Fig.4　Sketch of the maintenance way railing

圖5　檢修道欄桿對(duì)豎向渦振振幅的影響Fig.5　Effect of maintenance way railing on the vertical VIV displacement

由圖5可知,在+5°攻角下,去掉檢修道欄桿(相當(dāng)于透風(fēng)率100%)后,主梁的第2個(gè)渦振區(qū)消失,第1個(gè)渦振區(qū)最大振幅僅為88 mm,可見檢修道欄桿也是引起主梁的渦振的重要構(gòu)件.當(dāng)原檢修道欄桿透風(fēng)率由56%增加到66%后,渦振振幅明顯減小,這與文獻(xiàn)[15]研究結(jié)論相符.此時(shí),渦振最大振幅降低至199 mm,已接近規(guī)范規(guī)定的渦振容許振幅.第1個(gè)豎彎鎖定區(qū)間為7.5～10.6 m/s,對(duì)應(yīng)的最大振幅為62 mm;第2個(gè)豎彎鎖定區(qū)間為15.8～18.4 m/s,對(duì)應(yīng)的最大振幅為199 mm,鎖定區(qū)間范圍比原斷面有所減小.

根據(jù)文獻(xiàn)[14],采用圓形截面欄桿后,Π型開口截面主梁的渦振振幅顯著降低,其渦振性能優(yōu)于方形截面.由工況20結(jié)果可知,增加檢修道欄桿的透風(fēng)率也可以在一定程度上抑制主梁豎向渦振.此外,該大橋?yàn)槌鞘锌焖偻ǖ?橋面兩側(cè)不設(shè)人行道,僅有供檢修人員通行的檢修道.因此,工況21中繼續(xù)加大欄桿透風(fēng)率,并將檢修道欄桿設(shè)計(jì)成圓形截面形式,欄桿直徑為4 cm,如圖4所示.工況21仍采用工況2中的風(fēng)嘴及原檢修車軌道和防撞欄桿,保持檢修道欄桿位置不變,采用表1中的阻尼比,進(jìn)行主梁渦激振動(dòng)試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果見圖6.

圖6　采用高透風(fēng)率圓形檢修道欄桿的主梁豎向渦振振幅Fig.6　Vertical VIV displacement of the main girder with the circular shape maintenance way railing in high ventilation rate

由圖6可知,當(dāng)采用高透風(fēng)率圓形截面形式的檢修道欄桿后,主梁在+3°和+5°攻角下發(fā)生了豎向渦激振動(dòng),原主梁斷面的雙豎向渦振區(qū)變?yōu)閱我粶u振區(qū),且振幅顯著減小,其中：+3°攻角下主梁的豎向渦振較大,為108 mm；+5°攻角下主梁的渦振最大振幅為46 mm,兩種攻角下豎彎鎖定區(qū)間基本相同,為6.5～9.2 m/s.此外,和原斷面主梁相比,扭轉(zhuǎn)渦振也有所減弱.由此可知,在采用該種形式的檢修道欄桿后,渦振抑制效果十分顯著,相應(yīng)的渦振振幅滿足規(guī)范要求.因此,工況21中采用高透風(fēng)率圓形截面形式的檢修道欄桿被確定為最優(yōu)抑振措施.

3　大比例尺節(jié)段模型渦振試驗(yàn)

由于常規(guī)尺度(1∶50)節(jié)段模型尺寸較小,雷諾數(shù)較低,模型對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的細(xì)節(jié)模擬不夠精細(xì),從而導(dǎo)致對(duì)實(shí)橋渦振性能的判定存在一定偏差.為此,有必要在常規(guī)節(jié)段模型渦振風(fēng)洞試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,進(jìn)行大比例尺節(jié)段模型渦振風(fēng)洞試驗(yàn),進(jìn)一步驗(yàn)證工況21中高透風(fēng)率圓形截面形式的檢修道欄桿對(duì)渦振的制振效果.

大比例尺節(jié)段模型試驗(yàn)采用縮尺比為 1∶27,試驗(yàn)在XNJD-3大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行.

表6為節(jié)段模型的主要試驗(yàn)參數(shù),其中豎彎風(fēng)速比為1.715.渦激振動(dòng)試驗(yàn)在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行,為了驗(yàn)證常規(guī)尺度節(jié)段模型試驗(yàn)結(jié)果,試驗(yàn)首先針對(duì)原主梁斷面情況進(jìn)行.

表6　大比例尺節(jié)段模型主要試驗(yàn)參數(shù)Tab.6　Main test parameters of the large-scale section model

圖7為相同豎彎阻尼比(0.370%)條件下兩種縮尺比節(jié)段模型試驗(yàn)結(jié)果.同時(shí)為了便于比較分析,將渦振振幅按照阻尼比換算至與常規(guī)尺度節(jié)段模型同一水平.由大比例尺節(jié)段模型試驗(yàn)結(jié)果可知,原主梁斷面在+3°、+5°攻角下發(fā)生了豎向渦激共振,且都存在兩個(gè)渦振區(qū),其中+5°攻角下第2個(gè)渦振區(qū)峰值為260 mm,超過了規(guī)范容許值.對(duì)比兩種縮尺比節(jié)段模型試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn),大比例尺節(jié)段模型的渦振振幅略小于常規(guī)尺度節(jié)段模型的渦振振幅.

為了驗(yàn)證工況21中采用的高透風(fēng)率圓形截面形式的檢修道欄桿制振效果,采用表6中的參數(shù)進(jìn)行大比例尺節(jié)段模型渦振試驗(yàn),成橋態(tài)5種風(fēng)攻角下主梁豎向渦振振幅見圖8.由圖8可知,采用工況21中的檢修道欄桿后,主梁渦振振幅得到了很好地抑制,第2個(gè)豎彎渦振區(qū)消失,兩種縮尺比下的試驗(yàn)結(jié)果吻合良好.驗(yàn)證了高透風(fēng)率檢修道欄桿的制振效果.

對(duì)于本文寬幅流線型箱梁,當(dāng)采用透風(fēng)率較高的圓形扶手式檢修道欄桿時(shí),主梁的豎向渦振可以得到顯著抑制.結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象,從空氣動(dòng)力學(xué)角度分析,采用圓形截面的欄桿氣動(dòng)外形更加接近流線型,和原欄桿形式相比較,流動(dòng)分離減弱,且增大欄桿透風(fēng)率后,主梁上表面氣流流速增加,在一定程度上抑制了較大旋渦的附著與脫落,進(jìn)而使主梁的渦激力減小,渦激振幅隨之降低.

圖7　原主梁斷面豎向渦振振幅Fig.7　Vertical VIV displacement of the girder with original deck

圖8　工況21大比例尺節(jié)段模型豎向渦振振幅Fig.8　Vertical VIV displacement of case 21 in the large-scale model test

4　結(jié)　論

通過對(duì)寬幅流線型鋼箱梁斜拉橋渦振性能及制振措施風(fēng)洞試驗(yàn)研究,得到以下結(jié)論:

(1) 對(duì)于寬幅流線型箱梁斷面,采用較銳的風(fēng)嘴形狀可以在一定程度上改善主梁的氣動(dòng)性能.通過改變檢修車軌道位置、軌道支架高度以及兩側(cè)設(shè)置導(dǎo)流板對(duì)其渦振的影響有限.

(2) 采用合理的間距(“隔五封一”)在防撞欄桿后布置一定高度和透風(fēng)率的抑振板，可以有效地抑制主梁的渦激振動(dòng).

(3) 通過采用高透風(fēng)率的圓形截面檢修道欄桿可經(jīng)濟(jì)有效地改善主梁的渦振特性,在不影響橋梁美觀的前提下提升了抗風(fēng)性能、抑制了主梁的渦激振動(dòng).大比例尺節(jié)段模型渦振試驗(yàn)也驗(yàn)證了該措施的有效性.

(4) 圓形截面的欄桿氣動(dòng)外形更加接近流線型,與原欄桿的形式相比,流動(dòng)分離減弱,且增大欄桿透風(fēng)率后,主梁上表面的氣流流速增加,在一定程度上抑制了較大旋渦的附著與脫落,進(jìn)而使得主梁的渦激力減小,渦激振幅隨之降低.