龍俊賢， 李前名，任達程， 羅穎*， 韓艷

(1.中鐵武漢勘察設(shè)計研究院有限公司，湖北 武漢 430074； 2.長沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院)

1 引言

渦振是橋梁結(jié)構(gòu)在較低風(fēng)速下容易發(fā)生的一種風(fēng)致振動現(xiàn)象，為限幅振動，不像顫振那樣存在失穩(wěn)的危險。然而，由于其發(fā)生的頻率高、風(fēng)速低，不僅影響結(jié)構(gòu)的疲勞和強度，而且會降低行車的舒適度甚至?xí)绊懙浇煌ò踩?。如中國西堠門大橋、日本東京灣跨海大橋等橋梁均出現(xiàn)了明顯的渦振現(xiàn)象，影響了橋梁的正常使用。因此研究橋梁結(jié)構(gòu)的渦振性能并找到必要的抗風(fēng)減振措施，把渦振的最大振幅限制在容許范圍之內(nèi)具有重要的工程意義。

目前，橋梁渦振的危害已經(jīng)引起風(fēng)工程界的高度重視，學(xué)者們針對渦振現(xiàn)象及其控制開展了大量研究。其中，風(fēng)洞試驗是一種模擬渦振過程流固耦合現(xiàn)象最為普遍的研究手段，也是一種預(yù)測結(jié)構(gòu)渦振性能的手段，包括節(jié)段模型試驗和全橋氣彈模型試驗。Frandsen通過比較節(jié)段模型、全橋氣彈模型、現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)計算表明：全橋氣彈模型渦振模擬結(jié)果在響應(yīng)幅值和鎖定風(fēng)速范圍方面都明顯小于現(xiàn)場實測及節(jié)段模型；周帥等也指出，全橋氣彈模型由于縮尺比小而導(dǎo)致模型斷面誤差大、制作復(fù)雜并且試驗周期長；相對地，節(jié)段模型由于縮尺比較大，能更方便地研究橋梁斷面的變化對渦振性能產(chǎn)生的影響，并且周期短、成本小。鑒于此，許多研究采用節(jié)段模型試驗研究橋梁渦振特性。

當(dāng)前抑制主梁渦振的方法主要有氣動措施和機械措施兩類。從空氣動力學(xué)出發(fā)，采用氣動措施能從根本上抑制或減弱渦振現(xiàn)象，具有較好的可靠性，為大量橋梁所采用。Nagao等研究了護欄類型與位置對橋梁渦振性能的影響；朱思宇等研究了檢修車軌道位置和檢修車軌道導(dǎo)流板設(shè)置、橋面防撞護欄類型、人行道防撞護欄類型以及阻尼比和攻角等對加勁梁渦振性能的影響；李永樂等研究了改變檢修車軌道位置和改變欄桿形式對主梁渦振性能的影響；崔欣等研究了改變欄桿透風(fēng)率對主梁渦振性能的影響；李春光等研究了設(shè)置檢修車、欄桿抑流板和改變風(fēng)嘴角度對主梁渦振性能的影響；郭增偉等和方根深等研究了設(shè)置抑流板對主梁渦振性能的影響；廖海黎等研究了設(shè)置導(dǎo)流板對主梁渦振性能的影響。

對于橋梁斷面而言，盡管已經(jīng)提出了多種氣動優(yōu)化措施用于抑制渦振，但是各種措施抑振機理并不明確，缺乏普適性。同時，有的措施還會對動力穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響。因此，就目前而言，橋梁渦振控制仍需要在風(fēng)洞試驗過程中不斷摸索，反復(fù)嘗試。

該文以四川省達州市金南大道西延線二期工程上跨鐵路橋梁為研究背景，開展主梁節(jié)段模型風(fēng)洞試驗研究。首先，探討現(xiàn)有主梁斷面的渦振性能，然后研究設(shè)置抑流板、調(diào)整檢修車軌道位置、改變鋼板墻外形或透風(fēng)率等氣動措施對主梁渦振性能的影響。最后，對試驗結(jié)果予以分析和總結(jié)。

2 工程背景

達州市金南大道西延線二期工程上跨鐵路主橋，擬建線路地處達州市西外鎮(zhèn)城區(qū)及城郊，橋梁東側(cè)位于城區(qū)，緊鄰火車站；橋梁西側(cè)位于城郊，交通較方便，但周邊無較高建筑，大多都是農(nóng)用自留地、未經(jīng)開采的荒地和山地，使橋址的風(fēng)環(huán)境比較復(fù)雜。橋梁區(qū)位如圖1所示。

圖1 橋梁區(qū)位圖

主橋采用(105+310+155) m雙塔單索面不對稱斜拉橋，主塔設(shè)計為縱向“人”字形，高86 m，由下、中、上塔柱和塔冠4部分組成。大橋主跨310 m，西側(cè)接橋臺，東側(cè)引橋采用(5×25 m)預(yù)應(yīng)力混凝土現(xiàn)澆連續(xù)箱梁，橋梁總長700 m，如圖2所示。主橋加勁梁采用鋼混結(jié)合梁，橫斷面全寬35 m，鋼箱梁中心高2.743 m，底板寬16 m，底板兩邊6 m 寬度范圍設(shè)置變高，兩側(cè)高度 1.1 m。箱梁兩側(cè)設(shè)置 3.5 m 寬翼緣板，端部梁高 0.28 m，主跨的標準橫斷面如圖3所示。由于該橋梁是上跨鐵路橋梁，為保證橋下行車安全，主梁斷面兩端設(shè)置了不透風(fēng)的鋼板墻，不利于結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)。因此，針對主梁斷面形式，有必要開展風(fēng)洞試驗研究。

圖2 橋梁總體立面圖(單位：m)

圖3 橋梁主梁標準斷面圖(單位：cm)

3 風(fēng)洞試驗概況

該橋的風(fēng)洞試驗采用1∶50的縮尺比?；谟邢拊浖M行建模，根據(jù)動力特性分析，橋梁主要模態(tài)如表1所示。

表1 橋梁主要模態(tài)

根據(jù)JTG/T 3360-01-2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》，結(jié)合橋址區(qū)的地形地貌特點，推算得出橋面高度處主梁設(shè)計基準風(fēng)速Vd為33.08 m/s。

基于節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，將對上跨鐵路橋梁主梁(鋼混結(jié)合梁，阻尼比不能超過1%)斷面的渦振性能進行研究，并根據(jù)試驗結(jié)果考慮是否需要采取抑振措施。成橋狀態(tài)渦振試驗主要參數(shù)如表2所示。

表2 成橋狀態(tài)渦振試驗主要參數(shù)

根據(jù)JTG/T 3360-01-2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》第8.2.9條規(guī)定，豎向和扭轉(zhuǎn)渦振的振幅應(yīng)滿足如下要求：

(1)

式中:hv和θt分別為豎向渦振振幅(m)和扭轉(zhuǎn)渦振振幅(°)；γv和γt為渦振分項系數(shù)，采用風(fēng)洞試驗時均取1.0；fv和ft分別為豎向和扭轉(zhuǎn)振動頻率(Hz)；B為主梁特征寬度。

根據(jù)式(1)，橋梁豎向和扭轉(zhuǎn)渦振振幅允許值分別為0.089 9 m和0.185°?？紤]到風(fēng)洞試驗中的渦振并非是完全等幅的簡諧振動，后續(xù)采用振動的均方差對渦振限值進行分析。根據(jù)簡諧振動下振幅和均方差的關(guān)系，橋梁豎向和扭轉(zhuǎn)位移均方差允許值分別為0.063 6 m和0.131°。

根據(jù)該風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)，-3°、0°和+3°風(fēng)攻角作用下，主梁斷面的豎向位移和扭轉(zhuǎn)位移均方根值隨風(fēng)速變化的曲線如圖4所示。

圖4 不同攻角下主梁振動位移均方根值隨風(fēng)速變化曲線

由圖4可以看到：雖然主梁斷面在-3°攻角和0°攻角時的渦振響應(yīng)幅值均較小，但是在+3°攻角試驗工況中豎向渦振響應(yīng)幅值已明顯超過規(guī)范允許值(0.063 6 m)，因此需要采取抑制措施控制該主梁渦振。

4 主梁渦振抑制措施研究

由圖4可知：隨著風(fēng)攻角由負向正變化，渦振現(xiàn)象逐漸加劇，+3°攻角工況渦振現(xiàn)象最為顯著。考慮到+3°風(fēng)攻角為最不利情況，后續(xù)將基于該風(fēng)攻角開展渦振抑制措施分析。

如前所述，氣動措施能從根本上抑制或減弱渦振現(xiàn)象。因此，考慮到橋梁斷面的構(gòu)造特點并借鑒已有研究成果，后續(xù)將考慮3種不同的氣動抑振措施(設(shè)置抑流板、優(yōu)化檢修車軌道位置和優(yōu)化鋼板墻形式)來抑制渦振，具體工況匯總見表3。

表3 工況匯總

續(xù)表3

圖5 各工況示意圖

按表3工況進行風(fēng)洞試驗得到不同工況下的最大豎向振動位移和扭轉(zhuǎn)均方根值，其結(jié)果如圖6、7所示。

圖6 各工況最大豎向振動位移均方根圖

圖7 各工況最大扭轉(zhuǎn)均方根圖

針對表3中的3種抑振措施分析如下：

(1) 設(shè)置抑流板

設(shè)置抑流板改變了斷面上表面區(qū)域流場分布，使氣流在抑流板后分離而產(chǎn)生連續(xù)的旋渦脫落，改變了下方氣流移動路徑而抑制了主導(dǎo)斷面渦振的上表面主導(dǎo)渦，最終降低區(qū)域氣動力和渦激力的相關(guān)性，進而無法激起整體結(jié)構(gòu)渦振效應(yīng)。

為考察設(shè)置抑流板對主梁渦振的影響，依次設(shè)置了7個工況(表3中工況1～7)。

從圖6、7可看出：抑流板寬度為50 cm時豎向渦振位移均方根超過了規(guī)范容許值，而寬度為75 cm和1 m時豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振位移均方根均較小，兩種情況的結(jié)果差別不大。因此，適當(dāng)增加抑流板寬度有利于渦振的抑制，而增加到一定寬度后，再增加抑流板寬度對渦振的影響不大。綜合考慮安全性和經(jīng)濟性，75 cm為抑流板的合理寬度，后續(xù)的角度影響也以該寬度為參考值?？梢钥吹剑S著抑流板與水平面傾斜角度逐漸增加，豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振位移均方根值沒有明顯變化。

綜上所述，在一定范圍內(nèi)，抑流板寬度對渦振控制具有明顯影響，相比而言，抑流板的角度影響有限。因此，為了有效抑制渦振，可以適當(dāng)增加抑流板寬度，并根據(jù)需要合理設(shè)置抑流板的角度。

(2) 優(yōu)化檢修車軌道位置

為考察檢修車軌道位置對主梁渦振的影響，一般情況，在添加50 cm水平45°抑流板的情況下，進行4種檢修車軌道位置情況(工況1、8～10)的對比。

由圖6、7可知：僅添加50 cm水平45°抑流板時(檢修車軌道位置不做調(diào)整)豎向渦振位移均方根超過了規(guī)范容許值。在此基礎(chǔ)上，檢修車軌道內(nèi)移1.25 m和外移1.5 m時豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振位移均方根能降低到規(guī)范允許值以下。若檢修車軌道內(nèi)移至腹板與底板交界處時，豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振振幅有一定程度降低，不過豎向渦振振幅仍超過了規(guī)范允許值。

綜上所述，移動檢修車能夠適當(dāng)減少渦振位移，然而沒有明顯規(guī)律。考慮到上跨鐵路橋梁對于橋下凈空的要求，該方法不便于應(yīng)用。

(3) 優(yōu)化鋼板墻形式

橋面附屬設(shè)施會使主梁上表面來流加劇分離，從而改變橋梁上表面的壓力脈動情況；同時也會增大下表面壓力脈動的幅值，進而加大橋梁斷面的渦激力(渦激力是尾流動力學(xué)性能的某種特殊體現(xiàn))，使結(jié)構(gòu)渦振加劇。由于該橋為上跨鐵路橋梁，主梁兩端設(shè)置了鋼板墻，鋼板墻之上設(shè)置了防拋網(wǎng)，接下來附屬設(shè)施調(diào)整主要針對鋼板墻。

為了探討鋼板墻形式變化對橋梁渦振的影響，依次設(shè)置了6個工況(工況11～16)。

由圖6、7可知：提高鋼板墻透風(fēng)率(鋼板墻換成防拋網(wǎng))時的豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振位移均方根值大幅下降，渦振現(xiàn)象得到有效抑制。

在鋼板墻表面設(shè)置凸起，可以擾亂氣流，從而可以達到抑制渦振的作用。通過幾種不同形式的凸起設(shè)置，可以看到相比原有的主梁斷面，豎向渦振幅度有所下降，但仍然接近甚至超過了規(guī)范允許值，而扭轉(zhuǎn)渦振幅度變化不大。因此，在鋼板墻外設(shè)置凸起的方式作用有限，無法有效地抑制渦振現(xiàn)象的發(fā)生。

綜上所述，將鋼板墻替換成防拋網(wǎng)，提高其透風(fēng)率，能夠有效地降低渦振幅度?？紤]到該橋為上跨鐵路橋梁，該措施可能危及橋下行車安全，需謹慎采用。

5 結(jié)論

以達州市金南大道西延線二期工程上跨鐵路主橋為工程背景，基于節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，開展了主梁渦振性能及抑振措施研究。主要結(jié)論如下：

(1) 主梁渦振幅度隨來流風(fēng)攻角增大而逐漸加劇。

(2) 適當(dāng)增加抑流板寬度有利于抑制渦振，抑流板與水平夾角的變化對渦振幅度影響并不明顯。

(3) 改變檢修車軌道位置能適當(dāng)?shù)販p少主梁的渦振幅度，但是沒有明顯規(guī)律。

(4) 在鋼板墻外設(shè)置凸起能夠減少渦振幅度，但作用有限；將鋼板墻替換成防拋網(wǎng)，提高鋼板墻透風(fēng)率，渦振現(xiàn)象能夠得到有效抑制。

總體而言，考慮到該橋為上跨鐵路橋梁，移動檢修車軌道可能影響橋下凈空，鋼板墻替換成防拋網(wǎng)可能影響橋下行車安全，而設(shè)置抑流板為較為合理的有效渦振抑制措施。