鄒云峰 ，郭典易 ，何旭輝 ，劉路路 ，楊甲鋒

(1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410075；2.軌道交通工程結構防災減災湖南省重點實驗室，湖南 長沙，410075；3.重慶鐵路投資集團有限公司，重慶，400023)

大跨度橋梁的模態(tài)頻率較低，氣體繞流經(jīng)主梁表面時容易產(chǎn)生漩渦脫落，從而產(chǎn)生渦振現(xiàn)象[1]。國內(nèi)外已有多座橋梁如我國的虎門大橋[2]、韓國的新舊珍島大橋[3]、英國的塞文二橋[4]發(fā)生過渦振。盡管渦振不會直接破壞橋梁，但是會影響正常交通，使橋梁的使用壽命縮短，同時也會帶來不良的社會影響[2]。因此，將渦振振幅抑制在規(guī)范限值以內(nèi)尤為重要。

抑制渦振主要的措施主要包括機械措施和氣動措施。前者主要是采用機械措施來消耗渦振產(chǎn)生的能量，比較常用的有調(diào)諧質量阻尼器(tuned mass damper, TMD)[5-6]；而后者通過改變主梁的氣動性能，改變主梁后的尾流場，破壞尾流漩渦的脫落，從而達到抑制渦振的效果，由于其具有造價低、安裝簡單、后期維護方便等優(yōu)點而被廣泛使用。對于抑制渦振的氣動措施，較常見的措施有：增加穩(wěn)定板、分流板、導流板；改變欄桿透風率；改變主梁風嘴角度等[7-9]。YANG 等[10]發(fā)現(xiàn)采用雙向下垂直穩(wěn)定板可以降低流線型箱梁橋的渦振，且雙向下垂直穩(wěn)定板可以使漩渦脫落的位置離橋梁更遠。程怡等[11]研究了中央穩(wěn)定板對分體箱梁橋梁的抑振效果，發(fā)現(xiàn)上中央穩(wěn)定板的高度能減小豎彎渦振，但會增大扭轉渦振，下中央穩(wěn)定板能減小扭轉渦振，并且穩(wěn)定板高度對渦振影響較大。BAI等[12]提出封閉交通屏障可降低渦振振幅，并通過3座不同的橋梁風洞試驗驗證其有效性，結果表明合理的交通屏障可提高橋梁的顫振和渦振穩(wěn)定性，其作用類似于向上中央穩(wěn)定器。管青海等[13]研究了有無欄桿對橋梁主梁渦振的影響，結果表明無欄桿時主梁未發(fā)生渦振，有欄桿時發(fā)生豎彎渦振，欄桿的存在會使主梁橋面的來流分離更嚴重，大大改變了上表面的壓力系數(shù)均值和壓力脈動分布。崔欣等[14]對欄桿采用不同的封閉形式以改變欄桿透風率，并進行測振和測壓的風洞試驗，發(fā)現(xiàn)降低欄桿透風率能有效抑制渦振，而欄桿透風率對渦振的抑制有一定閥值，當透風率降低25%時，渦振性能最佳。孟曉亮等[15]對全封閉箱梁和半封閉分離箱梁進行了風洞試驗，發(fā)現(xiàn)較尖的風嘴能降低渦振振幅。李永樂等[16]對鈍體分離式雙箱梁進行風洞試驗研究，發(fā)現(xiàn)風嘴抑制豎向和扭轉渦振效果最好，并且隨著角度減小，抑制效果越明顯。黃林等[17]對矩形鋼箱梁進行風洞試驗和數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)三角形下行風嘴能夠降低主梁的豎彎渦振，而其他氣動措施抑振效果均不明顯。周志勇等[18]開展1∶20 大比例尺節(jié)段模型風洞試驗，并設計了梯形、翼形與小翼形3種風嘴形式，結果表明3種風嘴均能不同程度地抑制主梁渦振。

然而，國內(nèi)外學者大多針對單幅橋提出的抑振措施進行研究，對于雙幅公鐵平行橋梁渦振的抑制措施的研究較少。由于平行雙幅橋之間存在相互干擾的氣動特性，其渦振和顫振性能等均受到明顯影響，并且在實際工程中公路橋會增加防撞欄桿，鐵路橋會增加檢修軌道、防拋網(wǎng)等附屬設施，這些構件會導致主梁渦振性能降低[17,19]。為了有效抑制公路和鐵路主梁的渦振，本文對單獨改變公路主梁風嘴角度的抑振措施進行研究，以某主跨為608 m的雙幅公鐵平層斜拉橋梁為研究背景，制作1∶50 比例節(jié)段模型，在中南大學風洞試驗室進行測振試驗。試驗考慮6種公路風嘴角度和2種風向角，對不同風嘴角度及不同來流方向時公鐵雙幅橋梁的豎向和扭轉渦振的時程響應進行分析，選出抑制渦振的最佳公路主梁風嘴角度。

1 工程概況

某大跨公鐵平層大跨度斜拉橋位于成渝地區(qū)，是長江干線過江通道中重要組成部分之一。由雙線高速鐵路以及雙向六車道高速公路組成的公鐵兩用大橋，孔跨為1 056 m，采用平層布置，橋梁布置圖如圖1所示。橫橋向采用并置雙箱梁，上游側通行雙線高速鐵路，主梁主跨采用鋼-混組合箱梁，邊跨采用混凝土梁，梁寬為23.6 m；下游側通行雙向六車道高速公路，主梁主跨采用鋼-混組合PK 型箱梁，邊跨采用混凝土梁，梁寬為38.0 m，橫橋向兩主梁的中心間距為42.7 m，主梁斷面圖如圖2 所示。鐵路主橋和公路主橋各有192 根斜拉索，全橋共384根斜拉索。主塔采用雙聯(lián)塔，公路和鐵路主塔在下橫梁及其上下部的一段塔柱區(qū)域內(nèi)連接在一起，南岸塔高為245.0 m，北岸塔高為231.9 m。橋梁處于亞熱帶濕潤季風氣候區(qū)，受季風氣候影響較大，常風向為東北風，次風向為北風。由于橋梁跨度較大，并且江面風的條件較惡劣，因此，進行抗風設計尤為重要。

圖1 橋梁布置圖Fig.1 Bridge elevation layout

圖2 主梁斷面圖Fig.2 Cross-sections of main girder

2 試驗概況

2.1 試驗模型與設備

試驗在中南大學風洞實驗室的高速試驗段進行，該試驗段長為15 m，寬為3 m，高為3 m，風速范圍為0～94 m/s，湍流度在2%以內(nèi)。節(jié)段模型縮尺比為1:50，公路主梁長為1.50 m，寬為0.76 m，高為0.07 m，鐵路主梁長為1.50 m，寬為0.47 m，高為0.09 m。鐵路模型主體采用鋼板和優(yōu)質木材制成，其主梁采用鋼管制成，以保證模型的剛度；公路模型主體采用鋼板和PVC 板制成，主梁同樣采用鋼管制成，附屬設施如欄桿、檢修軌道等均由PVC 板雕刻而成。為避免端部效應，模型兩端各增加1塊端板以消除端部效應，如圖3所示。

圖3 風洞試驗節(jié)段模型Fig.3 Segmental models of wind tunnel test

主梁彈簧懸掛系統(tǒng)參數(shù)如表1所示，試驗前采用自由振動法對相關參數(shù)進行識別。動力學模型各采用8 根線彈性彈簧懸掛，允許豎向和扭轉振動，并安裝在1個固定的框架上。試驗時，采用非接觸式的基恩士激光位移計測量主梁的豎彎和扭轉位移，響應頻率為2 kHz，精度為±0.25%。利用支架將其安裝在模型主梁正下方30 cm 左右位置，每一斷面沿中心線對稱布置2個位移計，如圖3所示。此外，為了提高測試風速精度，在距離橋面水平位置上游約2 m 處設置眼鏡蛇探針測量風速，其響應頻率為2 kHz，風速量程為0～100 m/s。

表1 主梁彈簧懸掛系統(tǒng)參數(shù)Table 1 Parameters of spring-mounted suspension system for girders

2.2 試驗工況及數(shù)據(jù)處理

本文進行12種工況(見表2)的風洞試驗。來流方向分為公路主梁迎風、鐵路主梁背風和公路主梁背風、鐵路主梁迎風，公路主梁風嘴角度分別為75°、65°、55o、45o、35o和25o，當均勻流場風速為0～35 m/s 時，公路主梁及不同角度風嘴示意圖如圖4 所示。由于橋梁主跨主梁為鋼-混組合結構，根據(jù)《公路橋梁抗風設計規(guī)范》，其阻尼比取1.0%。當風攻角為+3°時，橋梁渦振振幅較大，因此以+3°風攻角試驗結果為例。

表2 試驗工況Table 2 Test conditions

圖4 公路主梁風嘴示意圖Fig.4 Schematic diagram of wind fairing angle of highway girder

3 試驗結果與分析

3.1 公路主梁渦振響應

在6種風嘴角度、12個工況條件下，公路主梁渦振響應規(guī)律如圖5所示。

圖5 公路主梁渦振響應規(guī)律Fig.5 Vortex-induced vibration response laws of highway girder

從圖5(a)和圖5(b)可知：當公路主梁處于迎風時，工況1在實橋風速區(qū)間為18.15～22.20 m/s時公路主梁發(fā)生豎彎和扭轉渦振，豎彎和扭轉角最大振幅分別為234 mm和0.34°，因此，在設計中，應該盡量避免這種現(xiàn)象的出現(xiàn)；在工況1 至工況4、實橋風速為9.03～10.35 m/s 時，公路主梁發(fā)生較小幅度的豎彎和扭轉渦振，豎彎和扭轉角最大振幅分別為56.79 mm 和0.22°，并且隨風嘴角度減小，公路主梁的豎向位移均方根逐漸減小；在工況5和工況6時，公路主梁未發(fā)生豎彎及扭轉渦振。

由圖5(c)和圖5(d)可知：公路主梁背風時發(fā)生豎彎渦振的風速大于公路主梁迎風時發(fā)生豎彎渦振的風速，并且渦振振幅也大于公路主梁迎風時的渦振振幅。具體而言，發(fā)生渦振時對應實橋風速區(qū)間為11.37～17.94 m/s，最大振幅達112.35 mm。此外，公路主梁同樣發(fā)生了扭轉渦振，對應實橋風速區(qū)間為28.5～32.4 m/s，最大扭轉角達0.27°。與公路主梁迎風時不同，公路主梁背風時發(fā)生豎彎渦振和扭轉渦振的風速區(qū)間不同，在低風速下先發(fā)生豎彎渦振，在較高風速下發(fā)生扭轉渦振。

為進一步探究公路主梁風嘴角度對公路主梁的影響，對鐵路主梁迎風、公路主梁背風狀態(tài)下兩主梁的響應時程進行分析。圖6所示為公路主梁背風時不同風嘴角度的最大振動頻譜圖。從圖6可以看出：公路主梁背風時，最大的振動位移隨風嘴角度減小逐漸降低；在圖6(a)中，公路主梁渦振時，僅含自身的豎彎頻率5.43 Hz，而鐵路主梁基本無振動；而減小公路主梁風嘴角度后鐵路主梁發(fā)生了渦振，如圖6(b)～6(d)所示，背風的公路主梁發(fā)生渦振時，振動的卓越頻率與鐵路主梁的渦振頻率相同，均為3.57 Hz。這說明改變位于背風向的公路主梁風嘴角度能影響迎風向的鐵路主梁振動，并進一步影響背風側公路主梁的振動頻率。

圖6 公路主梁背風時不同風嘴角度的最大振動頻譜圖Fig.6 Spectrum of the maximum vibration at different wind fairing angles of highway girder in leeward

3.2 鐵路主梁渦振響應

鐵路主梁渦振響應規(guī)律如圖7所示。由圖7可知：當鐵路主梁迎風時，鐵路主梁出現(xiàn)較小幅度的豎彎渦振，工況7 至工況11 中鐵路主梁發(fā)生豎彎渦振時對應實橋風速區(qū)間為8.61～10.29 m/s，最大振幅達57.88 mm；而工況12 中鐵路主梁未出現(xiàn)明顯豎彎渦振和扭轉渦振；當鐵路主梁處于背風時，鐵路主梁未出現(xiàn)明顯豎彎和扭轉渦振。值得一提的是，從圖7(a)可見鐵路主梁迎風時，其豎彎渦振振幅隨著背風向的公路主梁風嘴角度減小而逐漸降低，當公路風嘴角度為25°時，鐵路主梁渦振現(xiàn)象基本消失。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因可能是下游公路主梁風嘴的出現(xiàn)改變了橋梁斷面的外部繞流，較尖的風嘴會使頻率低、能量高的漩渦不易形成，進而抑制上游鐵路主梁的渦振。

圖7 鐵路主梁渦振響應規(guī)律Fig.7 Vortex-induced vibration response laws of railway girder

為進一步探究公路主梁風嘴角度對鐵路主梁的影響，對公路主梁迎風，鐵路主梁背風狀態(tài)下兩主梁的響應時程進行分析。圖8所示為鐵路主梁背風時不同公路主梁風嘴角度最大振動頻譜圖。雖然鐵路主梁和公路主梁的第一階豎彎振動頻率不同，但在公路主梁的干擾下，位于背風的鐵路主梁振動的卓越頻率和位于迎風向的公路主梁振動頻率相同；在較大公路主梁風嘴角度(75°和65°)下，鐵路主梁還有自身的豎彎頻率3.57 Hz 參與渦振。隨著公路主梁風嘴角度降低，鐵路主梁振動的卓越頻率由自身的3.57 Hz 逐漸轉為與公路主梁振動的卓越頻率相同的5.43 Hz，說明迎風向的公路主梁風嘴角度能影響背風向的鐵路主梁的振動頻率。

圖8 鐵路主梁背風時不同風嘴角度的最大振動頻譜圖Fig.8 Spectrum of the maximum vibration at different wind fairing angles of railway girder in leeward

4 結論

1) 改變公路主梁風嘴角度能降低公路和鐵路主梁的豎彎和扭轉渦振，并且隨風嘴角度減小，橋梁的渦振振幅逐漸降低，將公路主梁風嘴設置在45°以下時能更好地抑制渦振。

2) 公路主梁迎風時，在較大的公路主梁風嘴角下，鐵路主梁振動的卓越頻率包含自身的頻率和公路主梁的頻率；而在較小的公路主梁風嘴角下，鐵路主梁振動的卓越頻率僅含有公路主梁的頻率。

3) 在鐵路主梁迎風且公路主梁風嘴角為75°時，公路主梁振動的卓越頻率僅含有自身的頻率；而當公路主梁風嘴角小于75°時，公路主梁振動的卓越頻率僅含有鐵路主梁的頻率。

4) 雙幅橋兩主梁的間距一般較小，下游主梁處于上游橋面的漩渦脫落區(qū)域，導致下游主梁振動的卓越頻率較復雜，并且可能會增大渦振振幅，因此，在設計中采取氣動措施抑制渦振時，應該同時考慮對雙主梁的影響。