李春光，王龍，韓艷，2?，李凱，蔡春聲，2

（1.長沙理工大學 土木工程學院，湖南 長沙 410114；2.路易斯安那州立大學土木與環(huán)境工程系，路易斯安那巴吞魯日LA70803）

極端風環(huán)境對于橋面行車舒適性及行人的安全性都會造成極其不利的影響.目前風屏障作為改善橋面行車風環(huán)境的主要手段已被廣泛應(yīng)用于國內(nèi)外多座大跨度橋梁，如法國Millau 橋，中國香港青馬大橋、杭州灣跨海大橋，英國Severn 懸索橋、Queen Elizabeth 二橋等均加設(shè)了風屏障.目前已有學者對風屏障的防風作用做了一定的研究.如李波等[1]采用數(shù)值計算的方法，研究了防風柵對高速列車的擋風作用.何瑋等[2]采用風洞試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究了在橋上設(shè)置不同高度的風屏障后車-橋系統(tǒng)的氣動參數(shù)及橋面周圍風環(huán)境.黃斌等[3]利用風洞試驗的手段，研究了某跨海大橋的橋面風環(huán)境，對比驗證了加設(shè)風屏障后對橋面風環(huán)境的優(yōu)化效果.蘇洋等[4]通過足尺模型風洞試驗研究了安裝風屏障公路橋梁的流場特性及其自身風荷載.周奇等[5]通過數(shù)值模擬對不同透風率及不同風攻角下曲線風障的減風效果進行了數(shù)值模擬.Gu 等[6]研究了鐵路橋上列車不同彎曲角度波紋風障背風面流場的變化規(guī)律.He 等[7]通過風洞試驗研究了百葉窗型風障對列車和橋梁氣動性能的影響.Xue 等[8]通過風洞試驗研究了風障參數(shù)變化對風-車-橋梁系統(tǒng)氣動特性的影響.

以上研究主要針對風屏障對車-橋系統(tǒng)的氣動參數(shù)或橋面風環(huán)境的影響，而關(guān)于安裝風屏障對主梁氣動性能影響的研究相對較少.夏錦林等[9]通過CFD 結(jié)合風洞試驗研究了不同風屏障形式下橋面風環(huán)境及主梁的顫振性能，研究發(fā)現(xiàn)主梁安裝風屏障后其顫振性能并沒有明顯惡化.加設(shè)橢圓形式的風屏障對橋梁的顫振臨界風速有一定程度的提高.但是針對風屏障對橋梁渦振性能影響方面的研究鮮有報道.目前對于鋼箱梁截面渦振性能的研究主要集中在抑流板、中央開槽、欄桿位置、風嘴角度等氣動措施的影響方面.李春光等[10]通過風洞試驗研究了欄桿位置變動對流線型鋼箱梁渦振性能影響的機理.胡傳新等[11]通過大尺度節(jié)段模型測振研究了欄桿扶手抑流板的抑振機理.許福友等[12-13]通過測壓法揭示了橋面欄桿抑流板對渦振的控制機理.李春光等[14]通過風洞試驗研究了寬幅流線型鋼箱梁渦振性能氣動優(yōu)化措施.Nagao 等[15]通過風洞試驗研究了欄桿對橋梁渦振的影響.劉志文等[16-17]通過風洞試驗研究了鋼箱梁渦振性能的影響因素及其渦激力的展向相關(guān)性.

本文重點關(guān)注風屏障對主梁渦振性能的影響，對某流線型鋼箱梁通過風洞測振、測壓試驗，研究3種不同透風率情況下風屏障對橋梁渦振性能的影響.結(jié)果顯示，風屏障能有效減弱主梁渦振振幅，消除主梁低風速渦振區(qū)間，但是并不能完全抑制渦振的發(fā)生.在此情況下提出了安裝水平分流板的抑振措施，分析了主梁表面壓力分布特性的變化情況，揭示風屏障和水平分流板對該橋渦振性能影響的機理.此外，實際工程中風屏障參數(shù)的選取需要綜合考慮風障對主梁渦振、顫振性能的影響.

1 工程背景

以國內(nèi)某主跨為808 m 的大跨徑懸索橋為工程背景，該橋主纜矢跨比為1 ∶10，主梁斷面采用比較常見的流線型鋼箱梁截面，加勁梁寬39.6 m，高3.0 m，寬高比達13.2.橋面一共設(shè)置4 道防撞欄桿.主梁底板對稱布置兩道檢修車軌道.主梁標準橫斷面如圖1 所示.

圖1 主梁標準橫斷面（單位：mm）Fig.1 Cross section of main girder（unit：mm）

2 風洞試驗概況

2.1 試驗布置

主梁節(jié)段模型風洞試驗在長沙理工大學風工程與風環(huán)境研究中心的邊界層風洞高速段中進行（如圖2 所示），試驗段尺寸為21.0 m（長）×4.0 m（寬）×3.0 m（高），風速范圍1.0～45.0 m/s 連續(xù)可調(diào).試驗?zāi)Ｐ涂s尺比為1 ∶50，采用不銹鋼方鋼管制成主梁節(jié)段模型骨架，外衣采用優(yōu)質(zhì)木材制作，保證幾何外形相似.風屏障高度為3.5 m，透風率分別為30%、45%、60%，風屏障模型如圖3 所示.為能夠保證主梁斷面附近氣流的二元特性，在模型兩端采用abs 板制作端板來滿足上述要求.其余構(gòu)件與端板加工材料相同.對橋面防撞欄與欄桿，只模擬其外形和透風率.節(jié)段模型主要試驗參數(shù)見表1.

表1 主梁節(jié)段模型試驗參數(shù)Tab.1 Experimental parameters of girder section model

圖2 節(jié)段模型風洞試驗布置圖Fig.2 Setup of section model in wind tunnel

圖3 不同透風率風障試驗?zāi)Ｐ虵ig.3 Wind barrier test model with different air permeability

在節(jié)段模型的中央位置布置一道測壓點測量模型表面的脈動壓力數(shù)據(jù)，共布置57 個測點.測點布置如圖4 所示.通過美國PSI 電子壓力掃描閥對各測點的壓力時程同步采集，采樣頻率330 Hz，位移信號通過德國米依激光位移計采集，采樣頻率500 Hz，采樣時間為60 s.

圖4 主梁斷面測壓點布置圖Fig.4 Layout of pressure measuring points of main beam section

在風洞均勻流場中進行測振、測壓試驗，由于+5°攻角下模型豎彎渦振比較強烈，其余攻角均未出現(xiàn)豎彎渦振現(xiàn)象，因此本文研究主要針對+5°攻角展開，共有原斷面，30%、45%、60%透風率，加1 m 長水平分流板5 種工況，研究了風屏障對橋梁斷面渦振影響的機理，并給出了有效的抑制渦振措施.同時分析了30%透風率時渦振鎖定區(qū)間（渦振前、上升段、極值點、下降段、渦振后）局部氣動力與總體渦激力的相關(guān)性以及貢獻作用.對應(yīng)的實橋風速分別為9.54 m/s、10.38 m/s、10.98 m/s、11.77 m/s、12.29 m/s.

2.2 測振試驗結(jié)果

圖5 所示為+5°攻角下5 種工況豎彎渦振位移響應(yīng)根方差隨折減風速U/fB 的變化曲線.橫坐標為折減風速U/fB，U 為來流風速，f 為模型振動頻率，B為模型寬度.從圖5 可看出，原橋在2 個風速區(qū)間發(fā)生了強烈的渦激共振，渦振振幅分別為0.14 m、0.457 m，豎彎渦振鎖定風速區(qū)間為U/fB=1.66～2.10、2.93～4.37（風速對應(yīng)風速區(qū)間分別為6.41～8.14 m/s、11.34～16.91 m/s），第二個區(qū)間最大振幅約為規(guī)范允許值的2.93 倍.安裝風屏障之后消除了低風速的渦振區(qū)間，最大振幅也有一定程度的減小，且渦振風速區(qū)間隨著透風率的增加有一定程度向低風速移動的現(xiàn)象.60%透風率時渦振鎖定區(qū)間變?yōu)閁/fB=2.10～3.18.

圖5 +5°攻角原橋加風屏障主梁豎彎渦振響應(yīng)曲線Fig.5 Vertical vortex vibration response of the main girder of the original bridge with wind barrier at+5°angle of attack

圖6 所示為30%透風率風屏障情況下安裝水平分流板時主梁豎彎渦振振幅與風速的變化曲線.由圖6 可看出，加了水平分流板具有很好的抑振效果.只有在U/fB=2.10～3.45 風速區(qū)間發(fā)生了微幅振動，遠小于規(guī)范允許值.

圖6 帶風屏障并加裝水平分流板主梁豎彎渦振響應(yīng)Fig.6 Vertical vortex vibration response of main girder with wind barrier and horizontal splitter plate

3 試驗結(jié)果分析

模型表面的脈動壓力數(shù)據(jù)不僅可以反映斷面的氣動力分布狀況，還可以得到不同工況條件下氣動力的演變特性，從而可以揭示風屏障對主梁斷面氣動性能的影響機理.

3.1 測點壓力系數(shù)均值

通過模型表面各個測點壓力系數(shù)均值的空間分布狀態(tài)可以判斷氣流在主梁表面的分離與再附.圖7和圖8 為試驗工況最大振幅風速對應(yīng)的模型表面各測點的壓力系數(shù)均值.i 測點風壓系數(shù)的定義：

式中：pi（t）為i 測點風壓時程；U0為相應(yīng)工況下來流平均風速；Cpi（t）為i 測點風壓系數(shù)時程.

由圖7（a）可知，原橋主梁斷面上表面的壓力系數(shù)從2#測點的正值變化到3#測點的負值，主要原因是氣流遇到外側(cè)欄桿發(fā)生了分離.上表面3#～26#區(qū)域內(nèi)所有測點均處于負壓區(qū)，說明氣流分離后在上表面后部沒有出現(xiàn)再附現(xiàn)象.安裝風屏障后綜合幾種工況來看，上表面除風嘴處1#、2#號測點壓力系數(shù)為正壓外，其余測點全為負壓，即安裝風屏障并未改變來流在主梁上表面的分離與附著，隨著透風率的增加，上表面（1#～24#測點）負壓有所減小.在風屏障透風率為60%時，6#～23#測點壓力系數(shù)均值呈現(xiàn)鋸齒形狀的波動.由圖8（a）可知，安裝水平分流板后上表面風嘴處正壓有所增大，主梁上表面的負壓值有所減小.

圖7 不同透風率主梁表面壓力系數(shù)均值對比Fig.7 Comparison of mean surface pressure coefficient of main girder with different air permeability

圖8 加分流板主梁表面壓力系數(shù)均值對比Fig.8 Comparison of mean surface pressure coefficient of main girder with splitter plate

由圖7（b）可知，原橋主梁斷面氣流在模型迎風區(qū)斜腹板拐角處發(fā)生分離，因此53#測點壓力系數(shù)由正值突變?yōu)樨撝?由于檢修車軌道的存在，會進一步阻礙氣流附著主梁表面，因此51#、32#測點出現(xiàn)負壓值激增的情況.且隨著透風率的增加上游檢修軌道附近51#測點壓力值呈增大趨勢，32#測點與之相反.由圖8（b）可知，安裝水平分流板后上游斜腹板正壓值有所減小，底板中后部負壓值有小幅度增加.

3.2 測點壓力系數(shù)根方差

已有研究表明，主梁表面壓力脈動提供大跨度橋梁渦激振動的主要動力.脈動壓力根方差能夠清楚地反映壓力脈動的強弱.

圖9 和圖10 為試驗工況主梁表面壓力系數(shù)根方差.由圖9（a）可知，原橋主梁上表面前部（3#～12#測點）和中后部（15#～23#測點）發(fā)生了強烈的壓力脈動，可能由于欄桿附屬設(shè)施的影響在這兩個區(qū)域產(chǎn)生了強烈的壓力脈動，因此可以斷定模型上表面前部和中后部附屬構(gòu)件影響產(chǎn)生的強烈脈動壓力是激起斷面渦激共振的重要因素.對于安裝風屏障后模型中后部的壓力脈動有一定程度的減弱，因此可以說明渦振的最大振幅有所減小主要是由于模型中后部壓力脈動減弱造成的.由圖9（b）可知，由于梁底安裝檢修車軌道的原因，氣流流經(jīng)檢修車軌道后產(chǎn)生的氣流分離使得各種工況下的壓力系數(shù)均方差都在32#、51#測點發(fā)生了突變，同時安裝風屏障使下表面所有測點壓力值都有所增加，檢修軌道之間區(qū)域（32#～51#測點）尤為明顯.

圖9 不同透風率風屏障主梁表面壓力系數(shù)根方差對比Fig.9 Root variance comparison of surface pressure coefficient of main girder of wind barrier with different air permeability

由圖10 可知，在上下游風嘴處安裝水平分流板使得橋梁上表面強烈的壓力脈動消失，揭示了水平分流板對主梁渦振具有良好控制效果的作用機理.

圖10 安裝分流板主梁表面壓力系數(shù)根方差對比Fig.10 Root variance comparison of surface pressure coefficient of main beam with splitter plate

3.3 測點局部氣動力與總體氣動力相關(guān)性

各測點壓力與其代表面積的乘積即為局部氣動力，將模型表面所有測壓點局部氣動力進行矢量積分就可以得到整個測壓斷面總體氣動力.但是通過壓力積分獲得的總體氣動力未包括橋面附屬構(gòu)件上的氣動力.通過相關(guān)系數(shù)可反映局部氣動力與總體氣動力的相關(guān)程度，定義相關(guān)系數(shù)：

式中：X 為模型某測點處的局部氣動力；Y 為各測點局部氣動力累加得到的斷面總體氣動力.R 的取值范圍為[-1，1]，相關(guān)系數(shù)的正負表示兩者相關(guān)的方向，相關(guān)系數(shù)絕對值大小表示兩者相關(guān)程度的強弱.

圖11、圖12 為安裝風屏障以及水平分流板工況上下表面局部氣動力與總體氣動力相關(guān)系數(shù)的對比.由圖11（a）可知，整個上表面都呈現(xiàn)正相關(guān)性，隨風屏障透風率的增加上表面除4#、21#測點外所有測點的相關(guān)系數(shù)都比原斷面有所增加，最大值接近于1.由圖11（b）可知，對于下表面安裝風屏障后（52#～57#、47#～50#）測點的相關(guān)性有很大的增強，51#測點由正相關(guān)變?yōu)榱素撓嚓P(guān)，31#測點的負相關(guān)趨勢增強，因此，風屏障對檢修車軌道之后相近測點的負相關(guān)性影響比較明顯.37#～46#測點的相關(guān)系數(shù)有一定的減小，透風率越大減小的程度相對較大.但是由于安裝風屏障并沒有完全抑制主梁的渦激振動，只是最大振幅有一定的減弱，因此，相關(guān)系數(shù)的變化并不能反映風屏障對主梁渦振性能的影響.由圖12（a）可知，安裝水平分流板使得上表面前部以及中后部的局部氣動力與總體氣動力相關(guān)性完全破壞.由圖12（b）可知，主梁下表面相關(guān)性也有大幅減小.綜上所述，主梁上表面前部以及中后部相關(guān)性被完全破壞是主梁渦振被抑制的主要原因.

圖11 不同透風率風屏障局部氣動力與總體氣動力相關(guān)系數(shù)對比Fig.11 Correlation coefficient comparison between local aerodynamic force and overall aerodynamic force of wind barrier with different air permeability

圖12 加分流板局部氣動力與總體氣動力相關(guān)系數(shù)對比Fig.12 Comparison of correlation coefficient between local aerodynamic force and overall aerodynamic force with splitter plate

圖13 所示為30%透風率時渦振鎖定區(qū)間不同實橋風速9.54 m/s、10.38 m/s、10.98 m/s、11.77 m/s、12.29 m/s 下（渦振前、上升段、極值點、下降段、渦振后）局部氣動力與總體渦激力的相關(guān)系數(shù).由圖13（a）可知，上表面隨著渦振振幅的不斷增大相關(guān)系數(shù)不斷增大，上表面在靠近中后部均出現(xiàn)上升段相關(guān)系數(shù)大于極值點處的情況，渦振前和渦振后所有測點的相關(guān)系數(shù)與渦振鎖定區(qū)間內(nèi)相比明顯減小.由圖13（b）可知，在渦振鎖定區(qū)間內(nèi)測點（52#～57#、32#～49#）相關(guān)系數(shù)出現(xiàn)明顯增大，上升段和極值點處在上述兩個區(qū)間相關(guān)性基本一致，下游斜腹板處上升段相關(guān)性明顯大于極值點處.

圖13 渦振過程局部氣動力與總體氣動力相關(guān)系數(shù)對比Fig.13 Correlation coefficient comparison between local aerodynamic force and overall aerodynamic force during vortex vibration process

3.4 分布氣動力對渦激力的貢獻

采用公式（3）計算主梁表面各測點分布氣動力對渦激力貢獻系數(shù)：

式中：ρi為i 測點壓力與渦激力的相關(guān)系數(shù)；Caero-i為主梁表面各測點的分布氣動力對渦激力的貢獻系數(shù)；Cσi為測點壓力系數(shù)根方差.貢獻系數(shù)Caero-i的正負只表示測點分布氣動力對渦激力的貢獻作用為增強或減弱.

圖14 和圖15 為不同透風率風屏障及水平分流板作用下局部氣動力對總體氣動力的貢獻系數(shù)對比.由圖14（a）可知，上表面上游靠近欄桿處、上表面中后部貢獻系數(shù)較其他區(qū)域明顯增大是產(chǎn)生強烈渦激振動的重要因素（主要是由于該區(qū)域內(nèi)局部氣動力與總體氣動力相關(guān)性的增強并且產(chǎn)生了強烈的壓力脈動）.安裝風屏障之后上表面中后部區(qū)域局部氣動力對總體氣動力貢獻減弱是振幅有一定程度減小的主要原因.同時，在主梁上表面前部（6#～8#測點）45%透風率工況下貢獻系數(shù)相較于30%、60%兩種工況下明顯較小，這也可能是此工況下振幅相較于其他透風率更小的原因.由圖15（a）（b）可知，原橋和30%透風率工況下主梁上、下表面貢獻系數(shù)波動很劇烈，尤其是在上表面發(fā)生強烈脈動的區(qū)域，但是安裝水平分流板后上、下表面所有測點對總體氣動力的貢獻都變得極其微弱，貢獻值都趨于0.因此表明分流板在此情況下對渦振有很好的控制效果.

圖14 不同風障透風率下局部氣動力對總體氣動力貢獻系數(shù)對比Fig.14 Comparison of contribution coefficient of local aerodynamic force to overall aerodynamic force under different wind barrier permeability

圖15 加裝水平分流板局部氣動力對總體氣動力貢獻系數(shù)對比Fig.15 Comparison of contribution coefficient of local aerodynamic force to overall aerodynamic force with horizontal splitter plate

圖16 所示為30%風屏障透風率工況下渦振過程局部氣動力與總體氣動力的貢獻系數(shù)對比.由圖16（a）可知，上升段貢獻系數(shù)在上表面中后部（11#～24#測點）均比極值點處大.由圖16（b）可知，在下表面（52#～57#測點、32#～49#測點）上升段與極值點貢獻系數(shù)相差不大.

圖16 渦振過程測點區(qū)域局部氣動力對總體氣動力貢獻系數(shù)對比Fig.16 Comparison of contribution coefficients of local aerodynamic force to overall aerodynamic force in measuring point area during vortex vibration process

4 結(jié)論

1）依托工程主梁原斷面+5°攻角時在6.41～8.14 m/s、11.34～16.91 m/s 兩個風速區(qū)間均發(fā)生豎向渦激振動，后者的渦振振幅達到了0.457 m，遠超規(guī)范允許幅值（0.155 8 m）.主梁在上表面前部以及中后部產(chǎn)生了比較強烈的壓力脈動，且在該區(qū)域的相關(guān)系數(shù)與貢獻系數(shù)相對較大，可能是誘發(fā)主梁強烈渦激振動的重要原因.

2）在橋面安裝風屏障之后消除了原橋斷面低風速區(qū)間的渦振，高風速區(qū)間的渦振振幅有一定程度的減小.究其原因是安裝風屏障使得主梁上表面中后部壓力脈動減弱且貢獻系數(shù)減小，從而使渦振最大振幅有所降低.

3）在主梁風嘴處加水平分流板完全破壞了主梁上表面前部與中后部局部氣動力與總體氣動力的相關(guān)性，局部氣動對總體渦激力的貢獻被完全削弱，從而完全抑制了渦激共振的產(chǎn)生.

4）通過對渦振鎖定區(qū)間（渦振前、上升段、極值點、下降段、渦振后）幾個風速代表點進行分析得到在渦振鎖定區(qū)間內(nèi)上表面中后部（11#～24#測點）上升段貢獻系數(shù)相較于極值點明顯增大.