朱樂東，張 海，張宏杰

（1.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092；2.同濟大學 橋梁結構抗風技術交通行業(yè)重點實驗室，上海 200092；3.同濟大學 橋梁工程系，上海 200092）

0 引 言

渦激共振是一種具有強迫和自激雙重特性的自限幅風致振動現(xiàn)象，由氣流繞經結構表面時所產生的以某一固定時間間隔有規(guī)律地脫落的旋渦所引起。雖然渦激共振不會直接引起橋梁動力失穩(wěn)破壞，但是，對于柔性、低阻尼的鋼結構大跨度橋梁，渦激共振是在低風速下就很容易出現(xiàn)的一種風致振動現(xiàn)象，尤其是對于那些為了提高顫振臨界風速而采用了中央開槽、穩(wěn)定板、裙板等氣動措施的大跨度橋梁，渦激共振發(fā)生概率和振幅均較大。連續(xù)梁和鋼構橋的渦振實例有：巴西 Rio－Niteró跨海鋼構橋［1－2］、日本東京灣跨海連續(xù)梁橋［3］、丹麥大海帶東橋引橋［4，8］、上海崇啟橋等。斜拉橋渦振實例有：英國Kessock斜拉橋［4－5］、英國Seven二橋斜拉橋［4，6］、日本Ishikari Kako橋［4］，加拿大 Wye橋［4］和 Long's Creek橋［4］等。懸索橋渦振實例有：美國舊塔科馬海峽懸索橋［7］、美國Deer Isle橋［4］、Thousand Island橋［4］和 Golden Gate橋［4］，加拿大 Lion Gate橋［4］、丹麥大海帶東橋懸索橋［9］、浙江舟山西堠門大橋等。

由于較大振幅的渦振會影響橋面行車舒適性、縮短橋梁構件的疲勞壽命、影響橋梁結構正常使用，因此，在設計中必須給予高度的重視，必要時采用適當?shù)目刂拼胧⑵湔穹拗圃谌菰S范圍內。目前在實際橋梁中應用的渦激共振控制措施主要有機械措施和氣動措施兩大類。

機械措施一般通過安裝機械控制裝置來轉移振動能量、提高橋梁結構阻尼，從而達到對主結構的減振目的。如：巴西 Rio－Niteró橋［2］、日本東京灣通道橋［3］、英國 Kessock橋［5］、丹麥大海帶東橋引橋［8］等都采用了TMD作為渦振控制措施。氣動控制措施則是利用風致振動對結構斷面氣動外形十分敏感的特點，通過適當修改結構外形來達到其改善空氣動力特性、減輕風致振動的目的，如：調整欄桿、檢修車軌道等橋梁附屬設施，增設或改變風嘴，增設導流板、擾流板或抑流板等等。機械措施采取的是消耗振動能量策略，對渦激力沒有直接影響，因此屬于“治標不治本”的方法。相對地，氣動措施則通過采取“釜底抽薪”的策略實現(xiàn)從根本上消除或減小渦激力、從而達到減振的目的。無論是從控制效果、實施可能性、運營可靠性還是從經濟性方面看，氣動措施都比機械措施占優(yōu)勢，因而在實際工程中得到了廣泛的應用。例如：英國塞文二橋的渦振控制則采用了主梁下安裝擾流板的氣動措施［6］；丹麥大海帶橋東橋懸索橋渦振控制是通過在其箱梁底部兩側轉折處安裝導流板來實現(xiàn)［9］，香港的昂船洲橋也采用了類似的導流板氣動措施；上海盧浦大橋氣彈模型試驗中發(fā)現(xiàn)的提籃拱渦振是通過在兩拱肋之間空間上方增設實心或多孔隔離板措施得以控制［10］；M.EI－Gammal通過節(jié)段模型試驗證明了在平板箱梁邊緣設置沿跨向正弦型擾流板可有效減小渦激振動響應［11］；用來改善橋面風環(huán)境的格柵風障也被證實具有有效的渦振減振作用［12－13］；在中央開槽鋼箱梁的中央槽頂部增設格柵也被風洞試驗證實是一種有效的渦振減振措施。

半封閉鋼箱梁因其中部無底板所帶來的重量輕、施工吊裝方便和經濟性等優(yōu)點正越來越多地應用在現(xiàn)代斜拉橋設計中。但是，也正是由于其半封閉、半敞開的外形，使其繞流的旋渦脫落相比全封閉箱梁更為明顯和復雜，加上鋼橋的低阻尼特性，使得這類橋梁的渦激共振響應也常常較為顯著。為此，作者提出了一種新的用于半封閉鋼箱梁渦振減振的多孔擾流板氣動措施，并以某已建成的半封閉鋼箱梁斜拉橋為工程背景，通過節(jié)段模型風洞試驗對其安裝位置和尺寸對渦振減振效果的影響規(guī)律進行了初步研究。

1 模型基本參數(shù)

本研究的背景橋梁為一主跨310m的斜拉橋，主跨采用半封閉鋼箱梁，邊跨為半封閉預應力混凝土箱梁，主梁寬24.17m、高3.0m（見圖1）。成橋狀態(tài)豎彎和扭轉基頻分別為0.3835和1.1103Hz。

圖1 原型主梁斷面（單位：mm）Fig.1 Cross section of the prototype deck（unit：mm）

剛體節(jié)段模型渦激共振試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室TJ－2風洞中進行。該風洞試驗段寬3.0m、高2.5m、長15m，空風洞試驗風速范圍為1.0～68m／s連續(xù)可調。

模型幾何縮尺比為1／45，長度1.700m，寬度0.537m，高0.067m，長寬比約3.17?？傎|量和質量慣性矩分別為8.342kg和0.3306kg·m2。節(jié)段模型主要由金屬框架、三夾板橋面和豪適板（高密度泡沫塑料板）箱體組成，同時還用ABS塑料板模擬了位于橋面的檢修道護欄、防撞欄及位于主梁斜腹板的檢修車軌道，保證外形的幾何相似性。圖2為模型斷面外形示意圖。

參照《公路橋梁抗風設計規(guī)范》［14］中有關橋梁阻尼比取值的建議，各階模態(tài)阻尼比均取為0.5%，由試驗結果計算渦振幅值時按模型實測阻尼值進行阻尼修正［15］?？紤]到各模態(tài)的渦激共振是獨立的、單頻的，因此，為了方便試驗，在本次試驗中豎彎和扭轉的渦激共振試驗采用了不同的頻率比，模型的豎彎和扭轉基頻分別為5.42和12.55Hz，頻率比分別為14.13／1和11.30／1，風速比分別為1／3.18和1／3.98。

圖2 節(jié)段模型斷面外形示意圖（單位：mm）Fig.2 Schematic diagram of model cross section（unit：mm）

2 試驗工況

試驗在風迎角為0°的均勻流場中進行?？紤]到箱型斷面斜腹板與底板連接處的轉角部位旋渦脫落是引發(fā)橋梁渦激共振的主要原因，因此，試驗中多孔板的安裝位置就選在這兩個轉角處，即多孔擾流板在斜腹板與底板轉角處水平向外側懸挑（見圖2和3），以打亂、削弱在該處附近脫落旋渦或流經該處的旋渦，達到減振目的。

圖3 安裝了多孔擾流板的節(jié)段模型Fig.3 Sectional model with multi－orifice flow－disturbing plates

為了探索多孔擾流板在該橋渦激振動控制方面的效果，進行了如表1所示的7種工況的試驗，其中多孔擾流板采用了3和4cm兩種不同懸挑寬度，相當于原型尺寸的1.35和1.8m。多孔擾流板模型的總寬度分別為4和5cm，其中有1cm用于與模型主體粘貼。兩種多孔擾流板模型長均為1.7m（與節(jié)段模型等長），透風率均為40%，開孔采用直徑5mm的圓孔，并交錯排列（如圖4（a）和（b）所示）。

表1 試驗工況一覽Table 1 Cases of wind tunnel test

3 試驗結果

風振信號采用美國PCB PIEZOTRONICS INC公司M353B15微型加速度傳感器、美國NI公司的PCI－6052E數(shù)據(jù)采集A／D板、個人計算機和相應的信號采集以及處理軟件所組成的系統(tǒng)進行測量與分析。由于渦激共振是單頻簡諧振動，因此根據(jù)測得的加速度響應可以很方便地算得位移響應，即位移根方差值或幅值等于加速度的根方差值或幅值除以振動圓頻率的平方。

表2 模型豎彎渦激共振鎖定風速區(qū)間及最大響應Table 2 Lock－in speed ranges and maximal responses of model vertical vortex－induced vibrations

圖5為表1所示7個試驗工況對應的豎向振動位移根方差隨風速的變化曲線，在表2中則給出了發(fā)生渦激共振的工況1、3、6對應的模型豎彎渦振鎖定風速區(qū)間、最大渦激共振響應及其對應的風速。試驗結果表明：在上述7個工況的試驗中，模型均未出現(xiàn)扭轉渦激共振，而在無多孔擾流板和安裝背風側多孔擾流板的工況1、3、6的試驗中觀測到了豎彎渦激共振現(xiàn)象。

3.1 多孔擾流板減振機理的定性分析

從定性上分析，位于箱梁底板和斜腹板轉角處的多孔擾流板的減振機理主要有以下幾點：首先是它可以破壞其所在的原箱梁轉角處的旋渦脫落條件；其次，由于它可以讓部分氣流穿過，所以可避免或減輕在擾流板懸臂端產生顯著的旋渦脫落，從而避免因安裝擾流板使旋渦脫落點從原來的轉角處遷移到擾流板端部的現(xiàn)象出現(xiàn)，而如果采用無孔板，這種現(xiàn)象就會發(fā)生；再者，多孔擾流板還可以分流和“過濾”繞流中產生于附近上游其它部位（如斜腹板上的檢修車軌道）的旋渦，改變繞流的頻率成分，增強繞流的隨機性，從而降低繞流中旋渦主頻成分的振蕩能量，減低渦振幅值。

3.2 多孔擾流板位置對其減振效果的影響

從圖5可見，當沒有安裝多孔擾流板時，原斷面節(jié)段模型在2.5～3.9m／s風速范圍內發(fā)生了明顯的渦激共振現(xiàn)象，最大根方差響應約為0.75mm，出現(xiàn)在風速為3.0m／s的時候。

僅在主梁的迎風側安裝多孔擾流板（工況4和7）或者在主梁的雙側均安裝多孔擾流板（工況2和5）時，渦激共振變得不明顯，節(jié)段模型的豎向振動響應幅值在擾流板寬度為3和4cm時分別不超過0.11和0.07mm。這說明在迎風側或兩側安裝多孔擾流板可有效地抑制渦激共振。此外，試驗結果還顯示與雙側安裝多孔擾流板措施相比，僅在迎風安裝多孔擾流板措施的減振效果略好些，這說明背風側多孔擾流板的減振效果不明顯，甚至是負面的。

當僅在主梁的背風側安裝多孔擾流板（工況3和6）時，渦激共振仍較明顯，節(jié)段模型的豎向振動響應幅值在板寬為3和4cm時分別達到了0.92和0.48mm，與原斷面模型響應相比，前者超過了23%，后者降低了36%。說明僅在背風側安裝多孔擾流板的減振效果不佳，甚至會起到放大渦激共振響應的反作用，這與上述雙側多孔擾流板減振效果不如迎風側多孔擾流板減振效果的試驗結果是相符的。

從定性上分析，對于本研究的背景橋梁，其主梁只有24.17m寬，寬高比只有8.1，加上采用半封閉的箱梁斷面，因而屬于相對較鈍的斷面。對于這類斷面，繞流在其底板處的再附現(xiàn)象不明顯，從而使得繞流在底板與背風側斜腹板交接部位轉角處不太會發(fā)生較強的、有規(guī)律的旋渦脫落，因此，在其底板與迎風側斜腹板連接的轉角處及迎風側斜腹板下的檢修車軌道處發(fā)生的旋渦脫落將是激發(fā)這類斷面主梁渦激共振的主要原因。正因為半封閉窄箱梁所具有的這種繞流特點，使得迎風側多孔擾流板（而非背風側多孔擾流板）能起到干擾脫落于主梁底板迎風側轉角和迎風側檢修車軌道處的旋渦流，從而削弱或消除引起主梁渦振的主要因素，達到減輕甚至抑制渦激共振的目的。

圖6顯示了原斷面模型以及在背風側和迎風側安裝了4cm寬多孔擾流板后的模型在3m／s風速（響應最大）時的豎向加速度響應的時程，圖7顯示了相應的豎向加速度響應譜曲線。結合這兩組圖，可見：

（1）當沒有安裝多孔擾流板時，模型以頻率5.52Hz作單頻簡諧振動，其它頻率成分的響應非常?。?.86Hz處的第2峰值僅為主峰值的0.09%），可忽略不計。同時，振動幅值基本穩(wěn)定，加速度響應單峰值約為1.3m／s2。顯然，此時模型發(fā)生了顯著的渦激共振。

（2）當在背風側安裝了4cm寬的多孔擾流板后，渦激共振仍較明顯，并呈現(xiàn)出單頻簡諧振動特性，但響應幅值的穩(wěn)定性略有降低，加速度單峰值也降低了約38%，至0.8m／s2。此時5.47Hz處的主峰值仍占絕對優(yōu)勢，7.91Hz處的第2峰值所占比例雖有上升，但仍只有主峰值的約0.2%。

（3）當在迎風側安裝4cm多孔擾流板后，渦激共振基本消失，振動響應呈現(xiàn)較強的隨機性，幅值不穩(wěn)定且顯著降低至0.1m／s2左右。此外，模型振動雖然仍在5.47Hz主頻為主，但其它頻率成分增加明顯，9.91Hz處的第2峰值上升到主峰值的14%，6.93Hz處的第3峰值也變得明顯，占到了主峰值的1%。

上述結果證明了迎風側多孔板對繞流的干擾作用顯著，它不僅能顯著削弱旋渦的能量，而且還能明顯改變旋渦的頻率成分，從而達到優(yōu)良的渦振減振效果。而背風側多孔板對繞流中旋渦能量的削減作用明顯要小，對頻率成分的影響也不大，因此，其渦振減振效果不佳。

然而對于單幅橋，由于風從橋梁兩側來襲的可能性都是存在的，即迎風側和背風側是相對的，隨著時間和風向的改變，兩者會發(fā)生交替，因此在實際應用時，應該采用雙側多孔擾流板，以適應風向的改變。

3.3 多孔擾流板寬度對其減振效果的影響

為了更方便地考察多孔擾流板懸挑寬度對其減振效果的影響，把試驗結果按雙側、迎風側和背風側3種多孔擾流板位置分別畫于圖8（a）～（c）。

從圖8（a）和（b）可見，無論板寬是4cm還是3cm，雙側多孔擾流板措施和迎風側多孔擾流板措施都具有優(yōu)異的渦振減振效果，渦激共振幾乎被完全抑制。而相比之下，懸挑寬度為4cm的多孔板的減振效果要略好于懸挑寬度為3cm的多孔板的減振效果。

從圖8（c）可見，背風側多孔擾流板的減振效果不佳。當懸挑寬度為4cm時，背風側多孔擾流板具有一定的渦振減振效果，可把最大渦激共振響應減小到原斷面的64%左右。但是當把懸挑寬度減小到3cm時，背風側多孔擾流板卻起到了加劇渦振的不良作用，最大渦激共振響應增加到原斷面的123%。

總之，試驗結果表明對于安裝位置和透風率相同的多孔板，其渦振減振效果有隨懸挑寬度增加而提高的趨勢。

4 結 論

通過節(jié)段模型風洞試驗方法研究了多孔擾流板對半封閉窄箱梁豎向渦激共振的減振效果，獲得了以下主要結論：

（1）適當?shù)亩嗫装謇@流板能夠有效地減輕甚至消除半封閉窄箱梁的豎向渦激共振；

（2）多孔板的位置對其豎向渦振減振效果有顯著影響。對于半封閉窄箱梁，迎風側的多孔擾流板能起到很好的減振或消振作用，而背風側多孔擾流板減振效果不如迎風側多孔擾流板，有時甚至會起到放大豎向渦激共振的不良作用；

（3）考慮到對于實際橋梁來風方向是不確定的，因此實際應用中應采用雙側多孔擾流板措施，其減振效果略低于迎風側多孔擾流板措施；

（4）多孔擾流板的懸挑寬度對其豎向渦振減振效果也有較大影響，并且有隨著懸挑寬度增加而提高的趨勢；

（5）本研究目前暫時僅考慮了0°風迎角的情況，關于其它風迎角下多孔擾流板的減振效果還有待進一步研究；

（6）在更多的懸挑寬度、不同的透風率、孔洞大小和布置方式、其它主梁斷面形式等情況下，多孔擾流板的渦激共振減振效果以及細觀機理也有待進一步研究。

由于該研究的主梁斷面較窄，即使在不采取任何控制措施的情況下，其扭轉渦振問題也不存在，所以只討論了多孔擾流板對豎向渦激共振的減振效果問題。關于多孔擾流板對寬箱梁可能存在的豎向和扭轉渦激共振減振效果問題，將在下一階段工作中繼續(xù)研究。

［1］BATTISTA R C，PFEIL M S，ROITMAN N，et al.Global analysis of the structural behaviour of the central spans of Rio－NiteróBridge［R］.PONTE SA Contract Report，1993.

［2］BATTISTA R C，PFEIL M S.Reduction of vortexinduced oscillations of Rio－Niteroi Bridge by dynamic control devices［J］.Journal of Wind Engineering and Industry Aerodynamics.2000，84：273－288.

［3］FUJINO Y，YOSHIDA Y.Wind－induced vibration and control of Trans－Tokyo Bay Crossing Bridge［J］.Journal of Structural Engineering，2002，128（8）：1012－1025.

［4］劉志文，楊陽，陳政清，等.橋梁結構抗風設計中的渦激振動問題［C］／／第十八屆全國橋梁學術會議論文集，2008：713－723.

［5］WALLACE A A C.Wind influence on kessock bridge［J］.Engineering Structures，1985，7（1）：18－22.

［6］MACDONALD J H G，IRWIN P A，F(xiàn)LETCHER M S.Vortex－induced vibrations of the second severn crossing cable－stayed bridge－full－scale and wind tunnel measurements［J］.Structures ＆Buildings，2002，152（2）：123－134.

［7］ROSS S S.Construction disasters：design failures，causes，and prevention［M］.McGraw－Hill Book Company New York，USA 1984.

［8］LARSEN A，SVENSSON E，ANDERSEN H.Design aspects of tuned mass dampers for Great Belt East Bridge approach spans［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1995，54－55：413－426.

［9］LARSEN A，ESDAHL S，ANDERSON J E，et al.Storeb?lt suspension bridge：vortex shedding excitation and mitigation by guide vanes［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2000，88（2）：283－296.

［10］葛耀君.大跨度拱橋抗風失效機理及風振控制方法研究［C］／／第十二屆全國結構風工程學術會議論文集，西安，2005：76－83.

［11］EI－GAMMAL M，HANGAN H，KING P.Control of vortex shedding－induced effects in a sectional bridge model by spanwise perturbation method［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2007，95（8）：663－678.

［12］郭震山，朱樂東，周志勇.橋梁風障優(yōu)化選型及其對橋梁氣動性能的影響［C］.第十四屆全國結構風工程學術會議，北京，2009：545－552.

［13］MENG Xiaoliang，ZHU Ledong，GUO Zhenshan.Aerodynamic interference effects and mitigation measures on vortex－induced vibration of two adjacent cable－stayed bridges［J］.Frontiers of Architecture and Civil Engineering in China，2011，5（4）：510－517.

［14］中華人民共和國交通部.公路橋梁抗風設計規(guī)范（JTG／T D60－01－2004）［M］.北京：人民交通出版社，2004.

［15］朱樂東.橋梁渦激共振試驗節(jié)段模型質量系統(tǒng)模擬與振幅修正方法［J］.工程力學，2005，22（5）：204－208＋176.