李春光，毛禹，韓艷，顏虎斌

(長沙理工大學 土木工程學院，湖南 長沙410114)

氣流流經(jīng)結(jié)構(gòu)表面產(chǎn)生的規(guī)律性旋渦脫落與主梁自振頻率接近時，容易誘發(fā)主梁渦激共振。渦激共振是大跨度橋梁在低風速下出現(xiàn)的一種等幅的風致振動。雖然渦振不像顫振、馳振具有發(fā)散性，不會造成直接毀滅性的破壞，但渦振發(fā)生頻率高、振幅大，故對橋上行車的安全性、舒適性和橋梁結(jié)構(gòu)的耐久性容易造成威脅[1-2]。美國Old Tacoma橋在扭轉(zhuǎn)發(fā)散前出現(xiàn)過低風速下的渦激共振現(xiàn)象[3]，日本Trans-Tokyo Bay橋、丹麥大海帶橋、中國西堠門大橋等都曾發(fā)生過明顯的豎彎渦激共振[4-6]，巴西Rio-Niteroi橋[7]在運營過程中頻繁發(fā)生大振幅豎彎渦振，強烈的振動迫使橋上人員棄車而逃，這對橋梁的正常使用造成了嚴重影響。2020年中國的虎門大橋及鸚鵡洲長江大橋也出現(xiàn)過大幅豎向渦振現(xiàn)象。渦振的危害引起了人們的高度關(guān)注，主梁的渦振穩(wěn)定性也成為抗風研究的重點。隨著技術(shù)和經(jīng)濟的飛速發(fā)展，橋梁跨度日益增長，大跨度橋梁結(jié)構(gòu)外形細長、結(jié)構(gòu)輕柔，風對橋梁的作用成為大跨度橋梁設計和建造的關(guān)鍵問題。邊主梁因其力學性能優(yōu)越，自重輕，吊裝施工方便，被廣泛應用于斜拉橋的設計中。但邊主梁作為開口斷面的鈍體梁，氣流在表面的繞流狀態(tài)及旋渦脫落十分復雜，同時邊主梁渦激共振現(xiàn)象顯著，因此需要采取一系列的控制措施來提高主梁的氣動穩(wěn)定性，常見的控制措施分為機械措施和氣動控制措施[1]。前者力學機理明確，但代價較大，因此在實際工程中采用較少。而氣動控制措施通過對主梁附屬構(gòu)件進行優(yōu)化或增設合理的構(gòu)件來優(yōu)化主梁截面的氣動外形，從而提高其氣動穩(wěn)定性。氣動控制措施效果明顯，成本較低，同時能從本質(zhì)上降低甚至抑制渦激共振，故其廣泛應用于實際橋梁中。針對邊主梁斷面類型主梁的渦振起振機理和氣動優(yōu)化措施，國內(nèi)外眾多學者結(jié)合工程實例做了許多有益的探索。李永樂等[8]研究了分離式雙箱梁的渦振性能和抑振措施，發(fā)現(xiàn)分流板和分流板底增設弧形底板的組合能大幅降低主梁渦振響應，風嘴能提高主梁的氣動性能，且風嘴角度越小，渦振優(yōu)化效果越好；顏宇光等[9]發(fā)現(xiàn)穩(wěn)定板能抑制主梁豎彎渦振，擾流板能降低扭轉(zhuǎn)渦振，兩者組合能滿足主梁渦振穩(wěn)定性要求；錢國偉等[10]通過風洞節(jié)段模型試驗，發(fā)現(xiàn)采用圓形截面的防撞欄桿及檢修道護欄有利于提高π型疊合梁的氣動穩(wěn)定性，研究了風嘴角度及水平隔流板寬度對主梁的渦振影響；張志田等[11]在主梁上表面設置2道穩(wěn)定板和下表面設置3道穩(wěn)定板來抑制渦激共振；趙林等[12]對邊主梁的氣動優(yōu)化措施進行了總結(jié)，調(diào)整風嘴形狀對寬高比低的主梁控制效果明顯；SAKAI等[13]分析了主梁寬高比對氣動穩(wěn)定性的影響；張?zhí)煲淼萚14]研究了宜賓鹽坪壩長江大橋主梁的氣動性能，試驗表明設置三角形風嘴和封閉防護欄桿能滿足主梁抗風設計要求；KUBO等[15]研究了π型截面梁主縱梁間距對其氣動穩(wěn)定性的影響；LI等[16]研究了水平隔流板對邊主梁渦振穩(wěn)定性的影響，并通過CFD數(shù)值模擬分析了其抑振機理；KUBO等[17]對π型梁渦激共振流場進行了研究分析，結(jié)果表明π型梁鈍體效應強，氣流流動分離明顯。綜上所述，已有邊主梁渦振性能的相關(guān)研究多基于具體實際寬幅橋梁工程開展，在某座橋上有效的措施在其他橋上可能難以發(fā)揮理想的作用。當橋面較窄，主梁截面寬高比達8.1，且采用鈍體邊主梁斷面時，相關(guān)的渦振性能研究較少。本文以某窄幅邊主梁斜拉橋為研究背景，通過節(jié)段模型風洞試驗研究風嘴形式及角度變化、穩(wěn)定板、水平分流板對邊主梁渦振穩(wěn)定性的優(yōu)化效果，試驗結(jié)果可為同類型橋梁氣動優(yōu)化措施的選擇提供參考。

1 工程概況及風洞試驗布置

1.1 工程概況

圖1(a)所示為依托工程過河廊道斜拉橋的立面圖，橋跨布置為44+64+270+64+44=486 m，為提高邊跨剛度，在邊跨設置一個輔助墩，主塔采用H型空心薄壁橋塔，橋塔高70 m。主梁采用邊主梁截面梁，如圖1(b)所示，邊主梁寬度12.12 m，梁高1.5 m，橫隔梁高1 m，主梁寬度及高度均較小，寬高比8.1，對風十分敏感。

1.2 風洞試驗布置

采用節(jié)段模型風洞試驗測試主梁的渦振性能，其風洞布置如圖2所示。渦激共振對主梁的幾何尺寸及細部構(gòu)造十分敏感，為盡可能地模擬主梁上各細部構(gòu)造，同時考慮斷面雷諾數(shù)的影響，應盡可能選擇大比例節(jié)段模型，則試驗結(jié)果更接近實橋的渦振性能?？紤]到風洞尺寸及主梁斷面尺寸的影響，最終選擇1∶20縮尺比進行節(jié)段模型試驗。模型長度為1.52 m，寬度為0.606 m，高度為0.075 m，節(jié)段模型選取高強度低質(zhì)量的不銹鋼作為框架，其提供模型的整體剛度，外衣采用優(yōu)質(zhì)PVC制作，用以模擬主梁的氣動外形，為保證流場二元特性，模型兩端設置了木質(zhì)端板。

節(jié)段模型通過8根彈簧懸掛，模擬主梁豎向及扭轉(zhuǎn)振動，豎彎扭轉(zhuǎn)頻率通過調(diào)節(jié)彈簧剛度、模型配重及兩者間距滿足理論要求。模型底部布置2個激光位移計，用以采集模型的振動信號，間距為0.504 m，實橋的動力特性采用國際通用有限元軟件ANSYS進行分析，模型與實橋的主要參數(shù)如表1所示。

表1 模型與實橋參數(shù)Table 1 Parameters of model and prototype

節(jié)段模型風洞試驗在長沙理工大學風洞高速試驗段進行，高速段尺寸為4 m(寬)×3 m(高)×21 m(長)，風速區(qū)間為1～48 m/s，均勻流紊流度低于0.5%，風速測量儀器采用TFI Cobra眼鏡蛇探針，采樣頻率為500 Hz，位移信號采集儀器采用激光位移計，采樣頻率為500 Hz，采樣的時間為45 s。

2 主梁渦振性能及氣動措施優(yōu)化

2.1 設計斷面渦振性能分析

渦激共振對阻尼較為敏感，為放大主梁的渦振響應，節(jié)段模型試驗設置了偏安全的阻尼比。圖3為原設計斷面渦振響應振幅隨風速的變化曲線，響應及風速均已換算到實橋，主梁出現(xiàn)了劇烈的豎向渦激共振，而未發(fā)生明顯的扭轉(zhuǎn)振動。由圖3(a)可知，主梁在?3°，0°，+3°攻角下均發(fā)生了劇烈的豎彎渦振，渦振鎖定風速區(qū)間約為7.9～14.4 m/s，最大響應振幅出現(xiàn)在+3°攻角，峰值位移132.2 mm，超出規(guī)范允許值152%，在?3°，0°風攻角下，渦振響應振幅也遠超規(guī)范允許振幅。渦激共振發(fā)生在常遇的低風速，發(fā)生頻率高、響應振幅大，故需要對原設計斷面進行氣動優(yōu)化，考慮到未發(fā)生明顯的扭轉(zhuǎn)渦振，故主要針對豎向渦激共振展開研究。

圖3 原設計斷面渦振性能Fig.3 Vortex-induced vibration performance of original design section

2.2 氣動優(yōu)化措施研究

針對主梁在常遇風速發(fā)生劇烈的渦激共振，需要采用合理的氣動措施來提高主梁的氣動穩(wěn)定性。根據(jù)已有研究成果，試驗對風嘴形式及角度、穩(wěn)定板道數(shù)進行了研究，并嘗試在邊主梁風嘴上布置水平分流板來優(yōu)化主梁的氣動外形。

2.2.1 風嘴

邊主梁作為典型鈍體梁，氣動穩(wěn)定性差，而風嘴作為最普遍的氣動優(yōu)化措施之一，廣泛應用于邊主梁的設計中。在主梁兩側(cè)安裝風嘴能有效改善主梁的氣動性能，提高主梁流線性，降低表面旋渦脫落強度，從而達到降低或抑制主梁渦振的效果。本文通過在主梁兩側(cè)布置2種形式的風嘴、并調(diào)整不同角度，研究其對邊主梁渦振響應的抑制效果，工況布置如表2所示，風嘴布置見圖4。

圖4 風嘴布置Fig.4 Layout of wind fairing

表2 風嘴優(yōu)化工況Table 2 Fairing optimization conditions

由圖5渦振響應曲線可知，2種不同形式的風嘴基本未改變主梁的渦振區(qū)間，采用上下對稱形式的風嘴各角度中，78°風嘴能最大程度降低主梁渦振振幅，峰值位移響應為94.7 mm，為原設計斷面峰值位移的83%，但仍然遠超規(guī)范允許振幅；相比對稱風嘴，采用非對稱形式風嘴的主梁的渦振響應更低，因主梁兩側(cè)懸挑長度影響及節(jié)段模型限制，非對稱風嘴最大試驗角度為60°，由圖5(b)可知，主梁渦振響應在風嘴38°上作用下極大程度降低，峰值位移響應為58 mm，接近規(guī)范限值，但較小的38°非對稱風嘴角度大幅度增加了主梁兩側(cè)懸挑長度，不利于主梁寬度的控制。風嘴形式及角度研究表明，設置非對稱形式的風嘴對改善主梁的渦振響應更有利，總體趨勢為風嘴角度越小，主梁渦振改善越明顯，但在一定范圍內(nèi)，風嘴有可能存在一個角度能最大程度降低主梁風致響應。

圖5 風嘴對渦振的控制試驗結(jié)果Fig.5 Test results of vortex-induced vibration control by wind fairing

2.2.2 穩(wěn)定板

邊主梁通常為開口截面梁，氣流在主梁底部存在復雜的流動分離，在梁底安裝穩(wěn)定板能破壞梁底流場分布，干擾鈍體繞流產(chǎn)生的規(guī)律性的旋渦脫落，從而抑制主梁渦激共振。根據(jù)已有研究，選擇在梁底安裝中央穩(wěn)定板及2道1/4處穩(wěn)定板，研究穩(wěn)定板對主梁抑振效果的影響，穩(wěn)定板布置如圖6所示。

圖6 穩(wěn)定板布置圖Fig.6 Position of lower stabilizers

由圖7(a)可知，在梁底布置一道中央穩(wěn)定板，能明顯改善主梁的渦振性能，同時將主梁渦振起振風速提高至10.6 m/s，但中央穩(wěn)定板對主梁各風攻角抑制效果存在明顯差異，0°風攻角主梁渦振響應消失，?3°和+3°風攻角峰值位移響應分別為59 mm和73 mm，較原設計斷面峰值響應抑制程度分別為52%和55%。在梁底兩側(cè)1/4處布置穩(wěn)定板，能進一步抑制主梁的渦振響應，?3°風攻角下渦激共振被完全抑制，+3°風攻角主梁渦振峰值響應位移進一步降低，但響應位移仍然超過規(guī)范限值，同時渦振風速區(qū)間依然維持在10.6～15 m/s。穩(wěn)定板氣動措施研究表明，對開口斷面邊主梁，梁底穩(wěn)定板能提高其氣動穩(wěn)定性，同時隨著穩(wěn)定板的數(shù)目增加，主梁渦振穩(wěn)定性提高越明顯，但是對不同風攻角下主梁渦振穩(wěn)定性提高存在差異，穩(wěn)定板對0°風攻角的主梁抑振效果最佳。

圖7 穩(wěn)定板渦振控制試驗結(jié)果Fig.7 Test results of vortex-induced vibration control by stabilizers

2.2.3 水平分流板

水平分流板是在主梁兩側(cè)布置的通長的薄板，一般布置于風嘴處，能起到提前分離氣流的作用，還能增加主梁的氣動阻尼，故能提高主梁的氣動穩(wěn)定性。本文在主梁兩側(cè)風嘴處布置30 cm水平分流板，配合梁底布置2道穩(wěn)定板進行渦激共振試驗。由圖8可知，水平分流板改善了+3°風攻角下主梁的渦振性能，同時，0°及?3°風攻角下主梁渦振性能沒有發(fā)生改變，邊主梁的氣動穩(wěn)定性得到極大提高，提高了行車安全性和主梁耐久性。

圖8 分流板渦振控制試驗結(jié)果Fig.8 Test results of vortex-induced vibration control by horizontal splitter plate

3 結(jié)論

1)邊主梁斷面作為典型鈍體斷面，對風作用十分敏感，依托工程主梁在0°和±3°風攻角下均出現(xiàn)劇烈渦激共振現(xiàn)象，渦振響應遠超規(guī)范允許值，應對邊主梁斷面進行氣動優(yōu)化。

2)風嘴形式對主梁渦振性能優(yōu)化存在差異，非對稱形式‘上’風嘴對抑制主梁渦振響應優(yōu)于常規(guī)對稱形式‘中’風嘴；對開口截面邊主梁，越尖的風嘴對改善主梁的渦振性能效果越明顯，同時，在一定角度范圍內(nèi)，風嘴對改善主梁的氣動性能可能存在一個相對較優(yōu)角度。

3)邊主梁梁底布置穩(wěn)定板是改善主梁渦振性能常用的氣動優(yōu)化措施，試驗表明穩(wěn)定板能降低各風攻角下主梁的渦振響應，2道梁底1/4處穩(wěn)定板能抑制0°和?3°風攻角主梁渦振，再增設水平分流板能進一步優(yōu)化主梁氣動外形，抑制渦振響應。