李志國，黃林，高貴，李世文，寧伯偉

(1.西南交通大學 風工程試驗研究中心，四川 成都610031；2.風工程四川省重點實驗室，四川 成都610031；3.武九鐵路客運專線湖北有限責任公司，湖北 武漢430201；4.中鐵大橋勘測設計院集團有限公司，湖北 武漢430050)

隨著經濟和社會的發(fā)展，在世界范圍內，人們對大跨度鐵路橋梁的需求也日漸增長。由于剛度上的更高要求，跨越大江大河的鐵路橋多以斜拉橋為主，其主梁形式也多采用鋼桁架梁。相對于公路斜拉橋中普遍采用的鋼箱梁，鋼桁梁的重量更大，建造和維護成本也更高，開發(fā)適合鐵路斜拉橋使用的鋼箱梁具備很大的市場前景。由于公路斜拉橋采用的扁平鋼箱梁的剛度無法滿足大跨度鐵路斜拉橋的設計要求，因此為了保障主梁剛度，箱形斷面需要設計為寬高比較小(寬高比在5-7)的矩形斷面。已有研究表明[1?4]，對于大部分外形具有典型鈍體特征的結構，例如矩形鋼箱梁，當氣流流經這些鈍體結構時，會產生流動分離形成周期性脫落的漩渦，并產生周期性的非定常氣動力，當其頻率與結構模態(tài)頻率接近時，就會引起渦激共振現象。因此，當寬高比大于5的矩形斷面應用在大跨度斜拉橋時，會發(fā)生渦激振動現象。渦激振動現象是大跨度橋梁在低風速下出現的一種風致振動現象，丹麥大貝爾特東橋與中國西堠門大橋等均出現過渦振現象。盡管渦激振動不會像顫振一樣帶來災難性的發(fā)散振動，但其發(fā)生在常遇低風速范圍，出現頻率較高，振幅較大，除了影響正常交通外，還可能導致構件的疲勞損傷。對于鐵路橋，渦激振動會嚴重影響列車的行駛安全，尤其是高速鐵路的行車安全，在設計中需要堅決避免。渦振可以采用改善氣動外形和增設氣動措施的方式進行抑制。LARSEN等[5]提出了抑制昂船洲橋主橋渦振的導流板措施。李永樂等[6?7]提出了一種風嘴措施可較好的抑制分離式雙箱梁的渦振。WANG等[8]發(fā)現15°斜腹板傾角可以顯著提高流線型箱梁的顫振和渦振性能。李明等[9]研究了風嘴、導流板和抑振板等對寬幅流線型箱梁渦振性能的影響。HAQUE等[10]通過數值模擬發(fā)現較尖的風嘴角度可以有效提高鈍體鋼箱梁的渦振性能。LI等[11]也得出相似的結論。日本抗風設計規(guī)范里，也列舉了多種抑制不同形式鋼箱梁渦振的措施。朱思宇等[7]發(fā)現檢修車軌道內側導流板可以有效減小豎向渦振。HE等[12]通過風洞試驗發(fā)現主梁寬高比、風嘴角度為渦振敏感參數。目前，已有的制振措施均是基于扁平箱梁或帶挑臂的梯形箱梁渦激振動所提出的，幾乎沒有關于矩形鋼箱梁鐵路橋渦振制振研究的報道。同時，由于鐵路行車還需要有軌道板、線槽等措施，這些構件突出在橋面上，會加劇漩渦脫落，從而降低主梁的渦振性能，因此相較于純粹的矩形斷面，鋪設軌道板等附屬構件的矩形鋼箱梁的渦振性能會更差。為了保障大跨度鐵路斜拉橋的行車安全，需要有效抑制矩形鋼箱梁主梁渦振的措施。本文以某主跨為672 m的矩形鋼箱梁鐵路斜拉橋為工程背景，在借鑒已有研究成果的基礎上，分別采用1:50及1:25節(jié)段模型風洞試驗，研究主梁的渦激共振及制振措施。在對比多種氣動措施制振效果的基礎上，提出一種帶平臺的三角形下行風嘴的制振措施，并通過風洞試驗對其效果進行驗證。

1 主梁渦振性能及氣動措施

1.1 試驗參數

斜拉橋主梁采用矩形閉口鋼箱梁，主梁高4.8 m，全寬32.2 m，寬高比6.71，其上布置有四線鐵路(兩線高鐵和兩線普鐵)，以及檢修道、軌道板，管線槽等附屬設施。由于高鐵行車安全的需要，在普速線路和高速線路之間增設了隔離措施，位置在主梁上表面的中間位置，高度為3 m，透風率為65%，具體如圖1所示。

圖1 原始主梁斷面示意圖Fig.1 Cross section of original deck

根據主梁斷面尺寸、風洞試驗段尺寸以及試驗相關要求，風洞試驗節(jié)段模型縮尺比為1:50，模型長度L=2.095 m，寬度B=0.644 m，高度H=0.096 m。節(jié)段模型外衣內部采用木質框架，外表采用木板蒙皮制成，軌道板、欄桿、中央防拋網以及梁底的檢修車軌道采用ABS塑料板制作并確保外形及透風率相似。采用彈簧懸掛的方式安裝模型，如圖2所示。渦振試驗在西南交通大學XN‐JD-1風洞第二試驗段進行，該試驗段截面尺寸為2.4 m×2.0 m，風速范圍為1.0～45.0 m/s。

圖2 彈簧懸掛節(jié)段模型Fig.2 Spring-suspended section model

由于目前尚沒有針對大跨度鋼箱梁鐵路橋風洞試驗阻尼比取值的相關規(guī)定，參考陳平等[13]針對鐵路橋開展的風洞試驗的阻尼比取值，本次試驗阻尼比取值在0.5%左右。根據《公路橋梁抗風設計規(guī)范》計算得到該橋豎彎渦振振幅限值為142.8 mm，扭轉渦振振幅限值為0.242°。

此節(jié)段模型渦振試驗的相關參數中，模態(tài)頻率選擇了豎向和扭轉振動的基頻，具體如表1所示。

表1 1:50節(jié)段模型試驗動力參數Table 1 Dynamic parameters of 1:50 section model tests

1.2 原設計矩形斷面的渦振性能

渦激振動試驗在均勻流場中進行，風洞中的風速范圍0.5 m/s到6 m/s(實橋風速范圍3.5 m/s到42 m/s)，風洞中風速間隔0.15 m/s(實橋風速間隔約1 m/s)。分別在0°，±3°和±5°攻角下測試了主梁豎彎及扭轉渦振，如圖3所示(圖中風速和振幅數據均已換算成實橋)，具體現象描述如下：

圖3 原設計矩形斷面主梁渦振振幅(縮尺比1:50)Fig.3 VIV displacement of the main girder with original deck(scale ratio:1:50)

1)在0°風攻角下，原設計矩形斷面存在2個豎彎渦振區(qū)間與2個扭轉渦振區(qū)間，其中2個豎彎渦振區(qū)間的振幅均沒有超過限值，但高風速下扭轉渦振區(qū)間IB(25～35 m/s風速下)內的扭轉渦振振幅顯著超過渦振限值。

2)在±3°，±5°風攻角下，存在一個高風速下豎彎渦振區(qū)間IA(20～30 m/s風速下)與一個高風速下扭轉渦振區(qū)間IB，且振幅均顯著超過限值，其中豎彎渦振振幅最大超過渦振限值32.29%，扭轉渦振振幅顯著超過渦振限值。

因此，為保障橋梁運營期間鐵路行車的安全性，需要對主梁的渦振性能進行優(yōu)化，提出合理有效、簡便易行的制振措施。

2 主梁渦振制振措施研究

主梁斷面的氣動外形對其渦振性能有著重要影響，參考已有的研究成果[10]，本文采用設置裙板、導流板、風嘴以及改變外側檢修道欄桿透風率這幾種氣動措施(具體如表2所示)，測試了不同工況下主梁渦振的振幅。試驗重點考察了風嘴(實際長度均為4 m)的渦振控制效果，其中，風嘴尖角位于對稱線以上的稱為上行風嘴，風嘴尖角位于對稱線以下的稱為下行風嘴，風嘴尖角位于對稱線的稱為對稱風嘴(如圖4所示)，試驗中分別選取了三角形上行風嘴(風嘴Ⅰ)，三角形對稱風嘴(風嘴Ⅱ)以及三角形下行風嘴(風嘴Ⅲ)。

圖4 風嘴分類示意圖Fig.4 Diagram of wind fairing classification

表2 節(jié)段模型渦振制振氣動措施示意圖Table 2 Aerodynamic measures and structural details cm

從對原設計矩形斷面的渦振性能風洞試驗結果可知，該主梁在各風攻角下均發(fā)生了渦激振動?？紤]到代表性和特殊性，在考察制振措施的風洞試驗中，選取0°風攻角和振幅最大時對應的+5°風攻角開展相關測試。各種氣動措施對應的最大渦振振幅如表3與表4所示(圖中數據均已換算成實橋)。

由表3與表4可知，在6種氣動措施中，除了將外側檢修道欄桿進行間隔封閉的措施無效外(該氣動措施甚至還會增大主梁渦振振幅)，在裙板、導流板和風嘴這3種措施的測試結果中，主梁的豎彎最大渦振振幅均低于規(guī)范限值，說明這幾種氣動措施起到了一定的制振作用。其中，在0°風攻角下三角形風嘴均能將主梁豎彎最大渦振振幅降低87%以上，+5°風攻角下三角形風嘴均能將主梁豎彎最大渦振振幅降低56%以上，三角形風嘴對于主梁豎彎渦振的制振能力明顯優(yōu)于裙板與導流板。如表4所示，風嘴Ⅰ、風嘴Ⅱ與風嘴Ⅲ3種風嘴對于主梁扭轉最大渦振振幅的降低率依次分別為20.83%，27.08%與41.67%，3種風嘴對主梁渦振制振能力排序為風嘴Ⅲ>風嘴Ⅱ>風嘴Ⅰ，即下行風嘴效果最佳，而其他措施對扭轉渦振的抑制效果均較差。

表3 各工況最大豎彎渦振幅值Table 3 Vertical maximum VIV displacement of each working condition mm

表4 各工況最大扭轉渦振幅值Table 4 Torsional maximum VIV displacement of each working condition °

3 帶平臺的三角形風嘴制振措施

從上述風洞試驗結果可知，三角形風嘴作為一種氣動措施可以有效地抑制主梁的豎彎渦振，但對于抑制主梁扭轉渦振的效果不佳。綜合之前所得到的下行風嘴制振能力較好的結論，在三角形下行風嘴上部設置一個實際長度為75 cm的平臺(改變氣流在梁體上部的分離點，使分離點遠離檢修道欄桿，減弱漩渦不利作用)，提出了一種帶平臺的三角形下行風嘴(風嘴Ⅳ)，措施具體細節(jié)如圖5所示。

圖5 風嘴Ⅳ示意圖Fig.5 Diagram of wind fairing IV

對加裝了風嘴Ⅳ的主梁進行1:50節(jié)段模型渦振試驗，在0°，±3°，±5°攻角和0.5%阻尼比下，主梁豎彎及扭轉渦振振幅如圖6所示(圖中數據均已換算成實橋)。

圖6 工況風嘴Ⅳ斷面主梁渦振振幅(縮尺比1:50)Fig.6 VIV displacement of the main girder with case wind fairing IV(scale ratio:1:50)

由圖6(a)可知，加裝風嘴Ⅳ后，主梁的豎彎渦激振動得到了顯著抑制，僅在+5°風攻角下發(fā)生明顯豎彎渦激振動，風速區(qū)間為10～15 m/s，且最大振幅值為40 mm，遠遠小于渦振振幅限值，在+3°風攻角下發(fā)生輕微豎彎渦激振動，最大振幅值僅為12 mm。在其余風攻角下，主梁的豎彎渦激振動均被完全消除。

由圖6(b)可知，加裝風嘴Ⅳ后，主梁的扭轉渦激振動得到了極大的抑制，主梁僅在+5°與+3°風攻角下發(fā)生扭轉渦激振動，風速區(qū)間為20～28 m/s，最大振動幅值分別為0.046°與0.033°，均遠小于渦振振幅限值。在其余風攻角下，扭轉渦激振動幾乎消失。

通過1:50節(jié)段模型風洞試驗，可以發(fā)現風嘴Ⅳ作為一種帶平臺的三角形下行風嘴對主梁渦振的抑制效果十分顯著，滿足相應的渦振振幅規(guī)范要求。需要說明的是，采用此風嘴后，在沒有中間防拋網的條件下，主梁的豎向和扭轉渦振在不同攻角下都可以完全消除。

4 大比例尺節(jié)段模型渦振試驗

大尺度主梁節(jié)段模型(通常為1:15～1:30)風洞試驗能夠克服常規(guī)尺度(1:50)節(jié)段模型對橋梁結構模擬不夠精細、風速比大等弊端[15]，進而可以獲得更加接近實際情況的主梁渦振性能。為此，有必要開展大比例尺節(jié)段模型渦振風洞試驗，進一步驗證風嘴Ⅳ對主梁渦激振動的制振效果。

加裝了風嘴Ⅳ的主梁大尺度節(jié)段模型風洞試驗縮尺比為1:25，模型長度3.9 m，長寬比接近3。試驗在XNJD-3大氣邊界層風洞中(試驗斷面寬22.5 m，高4.5 m)的專用裝置上進行，風洞試驗照片如圖7所示。表5為節(jié)段模型的主要試驗參數，試驗風速比為1/4.45，在來流風攻角分別為0°，±3°和±5°的均勻流下進行，結構阻尼比為0.47%。

圖7 1:25節(jié)段模型風洞布置圖Fig.7 Layout of the 1:25 section model wind tunnel test

表5 1:25節(jié)段模型試驗動力參數Table 5 Dynamic parameters of 1:25 section model tests

圖8 為加裝了風嘴Ⅳ后主梁渦激振動響應隨風速的變化曲線，風致響應及風速均已換算至實橋值。

圖8 工況風嘴Ⅳ斷面主梁渦振振幅(縮尺比1:25)Fig.8 VIV displacement of the main girder with case wind fairing IV(scale ratio:1:25)

由圖8(a)可知，加裝風嘴Ⅳ后，通過1:25節(jié)段模型風洞試驗得到的主梁豎彎渦激振動結果與通過1:50節(jié)段模型風洞試驗得到的主梁豎彎渦激振動結果相比，+5°風攻角下，最大豎彎渦振振幅由40 mm降低至21 mm，風速區(qū)間由10～15 m/s前移并縮小至9～11 m/s。同時，在1:50節(jié)段模型試驗中觀測到的+3°風攻角下豎彎渦激振動現象消失。

圖8 (b)可知，加裝風嘴Ⅳ后，通過1:25節(jié)段模型風洞試驗得到的主梁扭轉渦激振動結果與通過1:50節(jié)段模型風洞試驗得到的主梁扭轉渦激振動結果相比，在+5°風攻角下，扭轉渦振振幅由0.046°降低至0.028°，但風速區(qū)間沒有發(fā)生變化；在+3°風攻角下，主梁的扭轉渦激振動現象消失。因此，1:25節(jié)段模型風洞試驗結果也驗證了風嘴Ⅳ對主梁渦振的抑制效果。

5 結論

1)原設計矩形鋼箱梁斷面在阻尼比0.5%條件下存在較明顯的豎彎及扭轉渦振，且振幅較大。

2)減小檢修道欄桿透風率、安裝裙板或安裝導流板對于提高矩形鋼箱梁斷面渦振性能作用有限，不如設置風嘴的效果好。

3)三角形風嘴可降低矩形鋼箱梁斷面的豎彎渦振振幅，但對降低主梁的扭轉渦振振幅作用有限。

4)帶平臺的三角形下行風嘴(風嘴Ⅳ)可顯著降低、甚至消除矩形鋼箱梁斷面的渦激振動。