李春光，毛禹，顏虎斌，梁愛鴻，韓艷

（長沙理工大學土木工程學院，湖南 長沙 410114）

隨著社會經(jīng)濟的發(fā)展，橋梁跨度的增長，橋梁美學也越來越受重視。異型箱梁斷面因其視覺上的美觀效果，而受到設計者的青睞。大跨度橋梁也朝著低阻尼、輕柔化的方向發(fā)展，但這勢必會提高橋梁的風致敏感性。因此，氣動穩(wěn)定性成為橋梁建設過程中必須考慮的問題。異型主梁斷面的不規(guī)則性容易導致來流風產(chǎn)生旋渦脫落，從而激發(fā)主梁發(fā)生渦振。雖然渦振具有限幅振動特征，不至于引起類似于橋梁顫振導致的振動發(fā)散的后果，但是由于渦振多發(fā)生在低風速區(qū)間，且橋梁的大幅渦振容易引起公眾恐慌，渦振的長期作用也會使結構產(chǎn)生疲勞破壞，影響橋梁安全。國外已有多座大跨度橋梁發(fā)生了明顯的渦振現(xiàn)象，較早的巴西里約-尼泰羅伊大橋（Rio-Niterói Bridge）的鋼箱連續(xù)梁橋在使用過程中多次出現(xiàn)強烈的一階豎向模態(tài)大振幅渦振現(xiàn)象，致使橋上開車人員棄車而逃［1］。日本東京灣通道橋（Trans-Tokyo Bay Bridge）橋面曾在風速達到16～17 m/s時就發(fā)生過明顯的以一階豎向模態(tài)為主的渦振，跨中單邊振動峰值達50 cm［2］。此外，英國的塞文二橋（Second Severn Bridge）、丹麥的大貝爾特東橋（Great East Belt Bridge）引橋、俄羅斯的伏爾加大橋等世界知名大橋都發(fā)生過明顯的渦振現(xiàn)象［3］。國內(nèi)橋梁渦振現(xiàn)象也時有發(fā)生，西堠門跨海大橋自2009年通車運營后多次監(jiān)測到渦振現(xiàn)象，2020年4月武漢鸚鵡洲長江大橋發(fā)生波浪形渦振，2020年5月廣東虎門大橋20多小時內(nèi)發(fā)生多次大幅渦振。因此，抑制渦振并探究渦振發(fā)生的內(nèi)在機理是橋梁抗風領域的重要研究方向［4-5］。

橋梁渦振的控制措施通?？煞譃闄C械阻尼措施和空氣動力學措施兩大類。機械阻尼措施通過增加外部阻尼裝置來抑制渦振，但其成本相對較高［6］；空氣動力學措施側重于改變主梁周邊的流場，通過抑制來流漩渦來達到控制渦振的目的，因其經(jīng)濟性和有效性，是目前大跨度橋梁設計中首選的渦振抑制措施。國內(nèi)外研究人員對常規(guī)對稱的大跨主梁斷面進行了大量的渦振性能及控制措施研究，積累了許多有益的研究成果。LARSEN等人［7］通過在主梁上安裝抑流板的風洞試驗，成功解決了Storebalt橋箱梁的渦振問題。朱思宇等人［8-9］研究了寬幅扁平流線型箱梁的渦振性能，發(fā)現(xiàn)外形較銳的風嘴可改善主梁的氣動性能，采用圓形高透風率的欄桿也可顯著減少主梁的渦振現(xiàn)象。YANG等人［10］在箱梁底板安裝豎向穩(wěn)定板成功解決了因安裝附屬管道引起的主梁渦振問題。楊詠昕等人［11-12］針對分體箱梁渦振性能進行了試驗，分析了主梁槽寬、槽間開孔蓋板等抑制渦振的效果。戰(zhàn)慶亮等人［13-15］依托具體工程分別對邊主梁斷面的渦振性能展開研究，發(fā)現(xiàn)增加風嘴數(shù)量以及安裝主梁下穩(wěn)定板對邊主梁斷面的渦振具有較好的控制效果。李明等人［16］研究了在橋梁上布置非對稱人行道對渦振的影響，結果表明非對稱布置會嚴重影響主梁的渦振性能。劉葉等人［17］通過風洞試驗分析了風屏障對橋梁及行駛列車抗風性能的影響。

上述研究主要針對常規(guī)對稱的主梁斷面形式，而關于非對稱的異型箱梁斷面渦振性能的研究鮮有報道。由于非對稱特性，相比于常規(guī)對稱主梁，異型箱梁的渦振減振試驗存在兩大難點。首先，異型箱梁的非對稱性注定了試驗工況的復雜性，非對稱主梁兩側均需檢驗其迎風狀態(tài)下的氣動性能；其次，當主梁一側迎風時所采取的措施有效，但很有可能當主梁另外一側迎風時會產(chǎn)生負面影響。因此，異型箱梁的渦振減振措施較之常規(guī)對稱主梁的更加復雜。本研究擬依托某非對稱異型箱梁人行斜拉橋，對其渦振性能進行風洞試驗研究，提出安裝風嘴結合改變欄桿外形的組合措施來抑制主梁渦振，研究成果可為類似工程提供參考。

1 工程背景

本研究所依托的一座在建大跨度人行景橋屬于異型箱梁獨塔單索面曲線斜拉橋，橋梁總長393.0 m，共5跨，主橋跨的布置為（20.0+124.0+129.0+25.0+30.0）m（圖1），橋面寬4.5 m，主梁高約1.5 m（圖2）。橋梁主體坡度約為2.5%，其平面為半徑218.0 m的圓曲線，曲線外側朝向索塔方向，在曲線和索塔相交處形成觀景平臺；曲線內(nèi)側方向與曲線順接形成玻璃鋪裝挑臺。雖然全橋為曲線橋型，但是由于主梁寬度較小，僅為4.5 m，且橋梁寬跨比較小，主梁整體呈細長的帶狀結構，為了在試驗中更細致地體現(xiàn)主梁細部構造的影響，本研究采用較大比例的剛性節(jié)段模型試驗來測試主梁的渦振性能。不同于常規(guī)的平直模型，該橋節(jié)段模型為帶弧度的、真實考慮了實橋主梁曲率影響的剛性模型。

圖1 橋型布置圖（單位：cm）Fig.1 Layout of the bridge（unit：cm）

圖2 主梁標準斷面（單位：cm）Fig.2 Standard section of the main girder（unit：cm）

2 風洞試驗概況

本試驗是在長沙理工大學風工程與風環(huán)境研究中心的大型邊界層風洞實驗室高速段進行的。高速試驗段的尺寸為4.0 m×3.0 m×21.0 m，風速范圍為1.0～45.0 m/s，均勻流場的紊流度小于0.5%。主梁渦激振動響應對外部幾何構造十分敏感。為了盡可能真實地模擬主梁細部構造，同時考慮橋梁斷面的雷諾數(shù)效應，在試驗條件允許的情況下模型的比例越大，則試驗結果越接近真實橋梁斷面情況。綜合考慮模型外部的幾何尺寸、質量及風洞條件等因素，最終確定該橋主梁節(jié)段模型的幾何縮尺比為1︰10。主梁標準斷面的模型長度L=1.50 m，主梁寬度B=0.45 m，模型高度H=0.15 m。模型嚴格按照實橋的氣動外形采用雕刻機加工而成，試驗布置如圖3所示。模型試驗參數(shù)見表1。

圖3 風洞試驗主梁模型Fig.3 The main girder model used in wind tunnel test

表1 模型試驗參數(shù)Table 1 Parameters of the model test

用8根彈簧將節(jié)段模型自由振動懸掛系統(tǒng)固定在剛性支架上。節(jié)段模型通過兩端的端軸連接系統(tǒng)與彈簧相連，該模型僅模擬豎彎及扭轉兩階模態(tài)。采用激光位移計測試主梁斷面的振動位移響應時程信號，采樣頻率為500 Hz。在模型的上游側主梁高度處設置眼鏡蛇風速儀，以監(jiān)測并記錄來流風速、湍流度等參數(shù)。

3 主梁渦振性能及優(yōu)化措施

3.1 原設計斷面渦振性能

在均勻場中進行主梁節(jié)段模型渦振試驗，試驗選取的攻角為0°、±3°。由于標準斷面為非對稱異型斷面，因此將斷面分為鈍體面迎風和非鈍體面迎風兩種情況，并分別進行單獨試驗。原設計方案在鈍體面+3°攻角工況下，當風速大于11.60 m/s時，主梁出現(xiàn)明顯豎彎渦振現(xiàn)象，實橋振幅超出文獻［18］中的允許幅值0.041 3 m。其中，當風速達到17.45 m/s時，實橋振幅均方根達到了0.114 0 m，超過允許值176.03%。原主梁斷面的渦振性能在鈍體面-3°、0°攻角以及非鈍體面的所有攻角情況下表現(xiàn)良好。經(jīng)試驗發(fā)現(xiàn)，此異型斷面并無扭轉響應現(xiàn)象，扭轉頻率較大，因此僅將豎彎渦振作為減振措施的考慮對象。圖4所示為原設計斷面渦振豎彎響應隨風速的變化曲線。由圖4可以看出，原設計方案的主梁斷面需要進一步的氣動優(yōu)化措施以達到更好的渦振性能。

圖4 設計斷面渦振豎彎響應隨風速的變化曲線Fig.4 The curves of vertical vortex-induced vibration response of design section with wind speed

3.2 渦振氣動優(yōu)化措施

由于主梁為非對稱異型斷面，因此一側來流的滿足并不能說明方案的適用性就好。試驗考慮了鈍體面和非鈍體面分別迎風的渦振響應，選取最不利的情況，即鈍體面迎風+3°攻角進行氣動措施優(yōu)化。根據(jù)已有的文獻成果，試驗測試了增加水平分流板、安裝風嘴、改變欄桿外形，以及考慮風嘴及欄桿因素進行氣動措施優(yōu)化，通過節(jié)段模型試驗研究這些措施對背景工程主梁渦振的抑制效果，試驗工況見表2（表中的氣動優(yōu)化措施均是在原設計斷面的基礎上進行的）。

表2 主梁氣動措施優(yōu)化工況Table 2 Optimization of aerodynamic measures of the main girder

3.2.1 安裝水平分流板

LARSEN等人［7］在研究箱梁渦振響應時，經(jīng)過試驗分析得出，當風嘴斜腹板的傾角大于16°時，來流風會在主梁下游產(chǎn)生規(guī)律性的旋渦脫落，從而導致渦振的產(chǎn)生。而在風嘴處增設水平分流板會打亂來流風對梁體的沖擊，擾亂風場，達到抑制渦振的效果?？紤]到原設計斷面主梁鈍體面風嘴的角度已經(jīng)達到了127°，為此在上下腹板之間設置水平分流板，如圖5所示。經(jīng)過試驗發(fā)現(xiàn)，增加0.3 m長水平分流板的措施依然無明顯效果，試驗中橋梁發(fā)生了明顯的渦激共振現(xiàn)象，當風速達到18.792 m/s時，實橋振幅達到了0.098 6 m，超過了規(guī)范所規(guī)定的0.041 3 m，其渦振豎彎響應曲線如圖6所示。因此，在梁體增加水平分流板的抑制渦振的效果不理想，需要采取其他有效措施。

圖5 在上下腹板間設置水平分流板（工況1）Fig.5 Horizontal shunt plate between upper and lower webs（condition 1）

圖6 渦振響應隨風速的變化曲線（工況1）Fig.6 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 1）

3.2.2 改變風嘴角度

主梁斷面的鈍體特征會顯著影響主梁的渦振性能。較小的鈍體面風嘴傾角能在一定程度上抑制渦振響應。本研究嘗試在鈍體面設置98°風嘴來抑制渦振，風嘴的設置如圖7所示。由于主梁具有非對稱異型特征，在鈍體面設置風嘴對非鈍體面的影響尚未可知，故將鈍體面及非鈍體面分別作為迎風側，對兩側的0°、±3°攻角進行測振試驗，其渦振響應隨風速的變化曲線如圖8所示。從圖8可以看出，在0°、±3°攻角的情況下，當鈍體面迎風時主梁無明顯渦振現(xiàn)象；但在-3°攻角的情況下，當非鈍體面的風速為11.58～20.45 m/s時，主梁產(chǎn)生明顯的渦激共振。顯然，此措施只能在主梁一側滿足要求，對非對稱異型箱梁行不通，因此，需要采取其他更加有效的氣動措施。

圖7 風嘴設置示意圖（工況2，單位：cm）Fig.7 Layout diagram of the cross-section nozzle（condition 2，unit：cm）

圖8 渦振響應隨風速的變化曲線（工況2）Fig.8 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 2）

3.2.3 改變欄桿外形

橋面欄桿的形式對來流風的分離及再附著有著很大的影響，已有文獻及經(jīng)驗表明欄桿是引起主梁渦激共振的敏感構件。試驗中將原橋欄桿拆除以研究欄桿本身對主梁的影響，并設計一種新欄桿以抑制渦振的產(chǎn)生。圖9所示為拆除欄桿后的主梁渦振響應曲線。從圖9可以看出，鈍體面和非鈍體面在無欄桿工況下的振幅均未超過文獻［18］所規(guī)定的0.041 3 m，但在鈍體面當風速為15.6～18.8 m/s時仍出現(xiàn)了小幅渦振現(xiàn)象，表明欄桿對于這種異型斷面人行橋的影響較大，改變欄桿形式可對渦振有一定的抑制作用。設計的新欄桿形式如圖10所示，將此欄桿運用于試驗，其布置圖如圖11所示，其渦振響應隨風速變化的曲線如圖12所示。

圖9 渦振響應隨風速的變化曲線（工況3）Fig.9 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 3）

圖10 新欄桿設計斷面示意圖（單位：cm）Fig.10 Schematic diagram of the design section of the new railing（unit：cm）

圖11 新欄桿試驗布置圖Fig.11 Layout of the new railing test

圖12 渦振響應隨風速的變化曲線（工況4）Fig.12 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 4）

從圖12可以看出，改變欄桿外形在鈍體面達到了較好的抑制渦振的效果；在非鈍體面，當攻角為-3°、0°，風速為7.5～9.3 m/s時，主梁產(chǎn)生了明顯的渦激共振。隨后，將阻尼由0.476%升至0.771%后，發(fā)現(xiàn)在非鈍體面仍有渦振現(xiàn)象，但振幅降為0.02 m左右，低于規(guī)范所規(guī)定的振幅0.041 3 m，但仍存在明顯渦振現(xiàn)象。

3.2.4 改變欄桿外形+兩側向外安裝0.3 m長的風嘴

根據(jù)工況2的試驗結果可知，斷面形式對于渦振的影響較大，安裝風嘴可以在一定程度上抑制渦振；根據(jù)工況3的試驗結果可知，欄桿也是渦振的敏感構件。因此，本研究采取風嘴+新欄桿的組合氣動措施，即將工況2的一側風嘴改為雙側風嘴，欄桿依舊采用工況4的新欄桿進行試驗。圖13為試驗布置圖，圖14所示為在工況5下渦振響應隨風速的變化曲線。

圖13 改變欄桿外形+兩側向外安裝0.3 m長的風嘴試驗布置圖Fig.13 Experimental layout of changing the shape of the railing and installing 0.3-meter-long air nozzles outward on both sides

圖14 渦振響應隨風速的變化曲線（工況5）Fig.14 Curves of vortex vibration response with wind speed（condition 5）

從圖14可以看出，在風速為0～30 m/s時，改變欄桿外形和安裝風嘴的組合措施對主梁的渦振有較好的抑制效果。在工況4僅改變欄桿外形的情況下，主梁出現(xiàn)了低風速渦振現(xiàn)象。因此，本研究著重測試了工況5組合措施情況下低風速時的渦振響應，加密了低風速測點，結果表明：組合措施抑制渦振的效果良好，能夠有效改善這種非對稱異型箱梁斜拉橋的渦振性能。

4 結論

針對非對稱異型箱梁斜拉橋進行了風洞試驗，分鈍體面和非鈍體面迎風兩種情況，對比分析了安裝水平分流板、安裝風嘴、改變欄桿外形、安裝風嘴+改變欄桿外形等多種氣動控制措施的效果，得到的結論為：

1）由于異型箱梁的非對稱性，需在鈍體面和非鈍體面分別對主梁的風致位移響應進行試驗，改變欄桿外形、安裝風嘴的措施僅在鈍體面達到了較好的抑制渦振的效果，在非鈍體面反而產(chǎn)生了不利影響。

2）改變欄桿外形對抑制非對稱異型箱梁的渦振效果明顯。欄桿對于異型箱梁來流風的分流再附著有很大的影響，是渦振的敏感構件。

3）改變欄桿外形和安裝兩側風嘴的組合措施對抑制渦振效果明顯，對于異型箱梁斷面，組合措施比單一措施更加有效。