劉珉巍 冉蕓誠 謝瑜軒

【摘 要】?為研究并行雙幅曲面鋼箱梁斜拉橋的渦激共振特性，文章以某跨江斜拉橋為研究背景，設計節(jié)段模型并開展風洞試驗，研究了并行雙幅曲面鋼箱梁斜拉橋的渦振形態(tài)及特性，詳細分析了不同水平導流板、結構阻尼比等優(yōu)化措施對其渦振性能的影響。結果表明：單幅和雙幅曲面鋼箱梁的渦振形態(tài)均以豎向渦振為主;雙幅橋面之間存在的氣動干擾效應不可忽視，使得豎彎和扭轉渦激共振幅值顯著增大。進一步開展的氣動優(yōu)化措施研究發(fā)現(xiàn)，對于并行雙幅曲面鋼箱梁，水平導流板能顯著降低雙橋面渦振響應，增加結構的阻尼比也是抑制雙幅橋面渦振響應的有效措施。

【關鍵詞】并行雙幅曲面梁; 渦激振動; 風洞試驗; 氣動措施

隨著人口和經(jīng)濟的增長，交通量的需求也越來越大，設置更寬橋面的橋梁才能滿足通行需求，但結構力學方面的問題往往會使得橋面寬度無法進一步拓寬，過寬的橋面將導致主梁橫向彎矩過大，剪力滯問題嚴重，因此，常規(guī)橋梁橋面寬度通?？刂圃?0 m左右。為滿足橋梁通行能力需求，實際工程中往往會采取平行雙幅主梁的斷面形式。目前投入使用的平行雙幅橋主要分為兩類：第一類是同時修建的并行雙幅橋，第二類是已有橋梁進行擴建而構成的平行雙幅橋。近年來，實際橋梁工程中越來越多地采取平行雙幅橋這一橋梁形式，例如美國的新、老塔科馬大橋和Fred Hartman大橋，日本的鶴見航道橋以及我國青島紅島橋和天津河海橋等。

渦激振動（簡稱渦振）是由于氣流繞過結構物時在結構兩側及氣流尾流中產(chǎn)生周期性的旋渦脫落，當旋渦脫落的頻率與結構固有頻率一致時，結構就會發(fā)生渦激振動。渦振通常發(fā)生在較低風速的某一特定風速區(qū)間，其振動形式通常分為單自由度的豎向渦振或扭轉渦振。盡管渦激共振的振動特性表現(xiàn)為自限振幅運動，但過大的振幅不僅會影響行車舒適性和安全性，還會對橋梁構件造成疲勞損傷。目前常用的抑制渦激共振方法主要圍繞主梁斷面的氣動性能優(yōu)化進行展開，但基本局限于單幅主梁斷面（例如：流線型箱梁或π型梁斷面），對于并行雙幅橋面橋梁的渦激特性研究還較少。當雙幅主梁之間凈間距較近時，氣流流經(jīng)會在上、下游橋面之間產(chǎn)生不可忽略且復雜的氣動干擾效應，由此會引起橋面渦振特性的變化。隨著并行雙幅橋的廣泛設計應用，其抗風性能需著重研究。Akihiro Honda最先對三幅平行橋面的連續(xù)梁橋進行了氣動穩(wěn)定性的研究，其結果表明橋面之間的氣動干擾效應對橋梁的靜力特性和動力特性均有明顯影響。1994年，Sarkar對平行雙幅橋的顫振性能進行研究，研究表明在均勻流中氣動干擾效應對主梁斷面的顫振導數(shù)略微游影響，而在紊流中影響很小。然而，Sarkar 研究的并行雙幅橋橋面間距過大，氣動干擾效應已經(jīng)不明顯。2005 年，Irwin 對新建的Tacoma 大橋氣動干擾效應進行了研究，指出由于新、老Tacoma 大橋橋面之間橋面間距較遠，且主梁為透風較好的鋼桁梁，兩橋之間的氣動干擾效應基本可以忽略。在此之后， Kimura 以及陳政清等學者也對并行雙幅橋的氣動干擾效應作了一系列的研究，研究表明橋面間距和來流風向和風攻角均會產(chǎn)生不同程度的氣動干擾，故氣動干擾效應十分復雜，在進行風致振動響應研究時不可忽略。而從橋梁主梁的斷面形式看，曲面鋼箱梁作為一種較為特殊的橋梁斷面，外觀更加平順，更加適合作為景觀橋梁或市政橋梁。特別地，由于其主梁底板的曲面特性，其氣動性能和常見主梁斷面有著顯著的區(qū)別，需針對其抗風性能展開全方位的研究。同時，當曲面鋼箱梁處于并行狀態(tài)時，彼此之間還存在氣動干擾，進一步增加了風致振動研究的復雜程度。

本文以某大跨度并行曲面鋼箱梁斜拉橋為背景，設計開展雙幅橋面節(jié)段模型風洞試驗，分別研究了單幅和雙幅曲面鋼箱梁的渦振性能及靜態(tài)氣動干擾特點，并在此基礎上詳細比較了氣動導流板、結構阻尼比等優(yōu)化措施對渦振性能的影響，為同類型橋梁的抗風研究提供指導和參考。

1 風洞試驗

1.1 工程背景

本研究依托的工程背景為四川遂寧涪江六橋的初步設計方案，該橋為雙塔五跨的斜拉橋，全長748 m，其中主跨長為328 m，邊跨長210 m，橋型布置如圖1所示。并行的雙幅主梁采用相同的曲面鋼箱梁，主梁高3.6 m，寬22.5 m，雙幅橋面凈間距為6.5 m，該方案的跨中主梁標準橫斷面如圖2所示。根據(jù)JTG/T 3360-1-2018《公路橋梁抗風設計規(guī)范》，該跨江斜拉橋橋位所處的基本風速為31.59 m/s，對應的顫振檢驗風速為47.22 m/s。

1.2 試驗參數(shù)

本次試驗研究在西南交通大學XNJD-1風洞第二試驗段進行，該風洞試驗段的截面尺寸為2.4 m×2.0 m，風速范圍為1.0～45.0 m/s。

根據(jù)上述的曲面鋼箱梁尺寸，以及試驗相關要求，選取試驗模型縮尺比為1∶60進行設計，模型長度L=2.095 m，寬度B=0.375 m，高度H=0.06 m，雙幅試驗時模型間距為0.108 m。主梁采用優(yōu)質木材制作，欄桿等附屬設施按圖紙尺寸采用塑料板整體雕刻制作，如圖3所示。模型由兩端的8根拉伸彈簧懸掛在風洞支架上，且設有橫向鋼絲限制水平運動，形成可以繞中軸線扭轉和豎向運動的二自由度振動系統(tǒng)，同時在模型兩端設置端板，以保證流動二維性，如圖4所示。根據(jù)我國JTG/T 3360-1-2018《公路橋梁抗風設計規(guī)范》中的規(guī)定，鋼箱梁阻尼比應不高于0.5 %。在風洞外設置油缸作為外加阻尼器以調(diào)整系統(tǒng)阻尼比（圖3），采用激光位移傳感器采集模型振動響應。通過調(diào)整彈簧剛度以滿足實橋扭彎比，并確定合適的風速比用以反映低風速下的渦激振動細節(jié)。試驗風速比為2.51，測得模型豎向和扭轉頻率分別為4.10 Hz和8.471 Hz。考慮到渦激共振形態(tài)為單自由度運動，故此處不考慮扭彎比相似要求。模型具體試驗參數(shù)如表1所示。分別進行了單幅橋面和雙幅橋面的風洞試驗。

2 單幅橋面渦激振動試驗

單幅橋面風洞試驗的目的是獲取單幅曲面鋼箱梁斷面的渦振特性（渦振起振風速、風速鎖定區(qū)間等），與后面的靜態(tài)氣動干擾試驗進行結果對比。

對未加氣動措施的原始單幅曲面鋼箱梁（原始斷面，下同）進行了三種不同風攻角（α=-3°，0°，+3°）下單幅橋面節(jié)段模型的風洞試驗，試驗來流為均勻流。圖5給出了成橋狀態(tài)下單幅曲面鋼箱梁實橋豎向和扭轉振動振幅與來流風速的關系曲線。

按照實際橋梁成橋狀態(tài)一階正對稱豎彎頻率為0.449 3 Hz，一階正對稱扭轉頻率為1.672 3 Hz，根據(jù)JTG/T 3360-01-2018《公路橋梁抗風規(guī)范》計算橋梁允許的豎向渦激共振振幅為138 mm;允許的扭轉渦激共振振幅為0.009 4°。從試驗現(xiàn)象上看，本文研究橋梁的成橋態(tài)在0°攻角下實橋豎向振幅值達到27.9 mm，但渦振現(xiàn)象不明顯;+3°風攻角下橋面出現(xiàn)豎向渦振，豎向振幅最大值達到84.36 mm，未超過規(guī)范允許值; -3°攻角下未出現(xiàn)明顯的豎向渦振。成橋態(tài)-3°，0°，+3°均未發(fā)生扭轉渦振。發(fā)振風速區(qū)間為15 m/s到28 m/s，屬于常遇風速范圍。

由上試驗結果可知，成橋態(tài)主梁渦激振動非常明顯，+3°為最不利風攻角，盡管未超過規(guī)范限制，仍需設法優(yōu)化以降低渦振振幅或消除渦激振動。

3 雙幅橋面靜態(tài)干擾渦激振動試驗

與單幅主梁節(jié)段模型風洞試驗同理，本次試驗的目的是探究雙幅主梁對于單幅主梁渦激共振性能的影響。一幅節(jié)段模型懸掛作為動態(tài)振動主梁，而另一幅橋面則作為靜態(tài)干擾梁，按照實際雙幅橋距離6.5 m和縮尺比1∶60進行換算模型間距D=0.108 m，模型利用固定裝置固定在主梁旁。通過調(diào)節(jié)懸掛彈簧以及固定裝置可以實現(xiàn)不同的風攻角，模型參數(shù)同單幅橋面。分為干擾梁在背風側和干擾梁在迎風側兩種情況。為了更全面的研究不同風攻角下雙幅橋曲面鋼箱梁的渦振性能，進行了α=-5°、-3°、0°、+3°、+5°五種風攻角下的渦激共振風洞試驗（圖6）。

圖7分別給出了干擾梁在迎風側狀態(tài)下實橋豎向振動振幅和扭轉振動振幅和與風速的關系曲線。圖8分別給出了干擾梁在背風側狀態(tài)下實橋豎向振動振幅和扭轉振動振幅與風速的關系曲線。

由圖7可以看出，當干擾梁位于迎風側狀態(tài)下時，0°和+3°出現(xiàn)了不明顯的豎向渦振，0°時實橋豎向振幅值最大為29.3 mm;+3°和+5°攻角下出現(xiàn)了扭轉渦振，且扭轉振幅較大，明顯超過了規(guī)范允許值;-3°和-5°攻角下未出現(xiàn)豎向渦振和扭轉渦振。橋梁發(fā)振風速區(qū)間為8 m/s到12 m/s。相比較于單幅橋面，干擾梁在迎風測作為靜態(tài)干擾時，主梁的實橋豎向最大振幅值明顯降低，渦振現(xiàn)象并不明顯，渦振起振風速較小，最不利風攻角為0°、+3°、+5°。

由圖8可以看出，當干擾梁位于背風側的狀態(tài)下;0°出現(xiàn)豎向渦振，實橋豎向振幅值最大為277.3 mm，遠遠超過規(guī)范允許值;+3°出現(xiàn)豎向渦振，實橋豎向振幅值最大為117.8 mm，未超過規(guī)范允許值; +5°出現(xiàn)豎向渦振，實橋豎向振幅值最大為268.2 mm，超過規(guī)范允許值。0°出現(xiàn)扭轉渦振，扭轉角度達到0.52°，超過規(guī)范允許值;+3°出現(xiàn)扭轉渦振，扭轉角度達到0.96°，超過規(guī)范允許值;+5°出現(xiàn)扭轉渦振，扭轉角度達到0.87°。起振風速較小，風速鎖定區(qū)間為6 m/s到10 m/s，仍然屬于常遇風速范圍，最不利風攻角為0°、+3°、+5°。

由上試驗結果可知，當干擾梁位于迎風側時，主梁的豎向渦振和扭轉渦振振幅較單幅橋面有一定的減小;當干擾梁位于背風側時，主梁的豎向渦振和扭轉渦振均非常明顯，顯然當凈間距較小時，兩幅橋面之間存在著氣動干擾效應，且這種干擾效應明顯會對橋梁的氣動性能產(chǎn)生不利影響，使發(fā)生渦振的可能性更大，應當著重考慮，后期需設法優(yōu)化以降低渦振振幅或消除渦激振動。

4 優(yōu)化措施

由前述的計算可知遂寧涪江六橋初步設計方案成橋狀態(tài)一階對稱豎彎頻率為0.449 3 Hz，一階對稱扭轉頻率為1.672 3 Hz，扭轉頻率較大時實際橋梁一般不易發(fā)生扭轉渦振，且單幅橋面試驗時未發(fā)現(xiàn)明顯的扭轉渦振，故可只考慮橋梁豎向渦激振動特性。同時，干擾梁位于背風側時，橋梁節(jié)段模型的豎向渦振響應較大，故以靜態(tài)干擾梁處于背風側的雙幅橋試驗模型為基礎，進行優(yōu)化措施的設計。

為了清晰地表達各個優(yōu)化措施的優(yōu)化效果，將從兩方面對渦振性能優(yōu)化進行考慮：①主梁氣動外形優(yōu)化;②改變動力系統(tǒng)阻尼比。氣動優(yōu)化措施是橋梁抗風設計中采取的主要措施，通過改變主梁斷面氣動外形（如添加導流板、裙板等）以改善氣流繞流的流態(tài)，從而使橋梁具有更好的渦振性能。同時，增加阻尼比也能夠較好地抑制橋面渦激共振。根據(jù)此原理，設計了兩種氣動導流板，如圖9所示，兩種導流板均設計為與面鋼箱梁弧度相同的圓弧，長度為4 cm，與梁底的間隙分別為0.5 cm、1 cm。

從單幅橋面和雙幅橋面試驗結果可以看出，最不利風攻角主要是α=-0°、+3°、+5°，故優(yōu)化措施主要針對這三個最不利攻角。在試驗過程中，通過不斷調(diào)整導流板位置、阻尼比等參數(shù)，以尋求最佳的抑振措施。具體優(yōu)化措施工況見表2。

圖10分別給出了不同優(yōu)化措施下干擾梁作為靜態(tài)干擾位于背風側時雙幅橋面實橋豎向振動振幅與風速的關系曲線及優(yōu)化結果比較見圖11。

通過上述對比實驗結果可以明顯看出，在未增加阻尼比的情況下，隨著導流板的添加，0°和+3°風攻角下節(jié)段模型的豎向渦振響應顯著降低，0.5 cm間隙導流板添加以后，0°和+5°風攻角下的實橋豎向振幅最大值由268.2 mm降至201.2 mm;1 cm間隙導流板抑振效果更佳，實橋豎向振幅最大值降至160 mm，可以看出在一定范圍內(nèi)隨著導流板與梁底間隙的增加，導流板抑振效果越好。在未添加氣動導流板的情況下增加主梁模型阻尼至0.6 %，+5°風攻角下的實橋豎向振幅最大值由268.2 mm降至192.3 mm，可以看出阻尼對渦激振動的抑制效果非常明顯。增加阻尼比后繼續(xù)添加1 cm間隙導流板，此時的實橋最大豎向振幅僅為120 mm。由于實際鋼箱梁結構的阻尼比大多在0.5 %左右，實際橋梁上可以考慮安裝阻尼器來增加阻尼器來達到抑振效果。且根據(jù)節(jié)段模型換算的實橋豎向渦振最大位移仍有120 mm，雖然未超過規(guī)范限值，但后期可以考慮采取進一步試驗來優(yōu)化導流板的位置和形狀，以達到最好的抑振效果。

5 結論

本文通過對單幅和雙幅曲面鋼箱梁斷面的渦性能，以及水平導流板、提高結構阻尼比等優(yōu)化措施的試驗研究，得出以下結論：

（1）單幅曲面鋼箱梁渦激振動非常明顯，+3°為最不利風攻角，需設法優(yōu)化以降低渦振振幅或消除渦激振動。

（2）雙幅橋面的一幅橋面作為靜態(tài)干擾，尤其是干擾梁處于背風側時，會對主梁渦激振動產(chǎn)生不利影響，主梁的豎向渦振和扭轉渦振振幅均明顯增大，且起振風速更小，0°、+3°、+5°為風攻角下均出現(xiàn)明顯渦振，說明此時主梁發(fā)生渦振的可能性更大。

（3）設置氣動導流板后主梁階段模型豎向渦振響應顯著降低，且與梁底間隙更大的氣動導流板抑振效果更好。同時，增加主梁模型阻尼是抑制雙橋面渦激共振的有效手段。

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