多孔擾流板對半封閉窄箱梁渦振的減振效果

朱樂東，張 海，張宏杰

（1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092；2.同濟(jì)大學(xué) 橋梁結(jié)構(gòu)抗風(fēng)技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092；3.同濟(jì)大學(xué) 橋梁工程系，上海 200092）

0 引 言

渦激共振是一種具有強(qiáng)迫和自激雙重特性的自限幅風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象，由氣流繞經(jīng)結(jié)構(gòu)表面時(shí)所產(chǎn)生的以某一固定時(shí)間間隔有規(guī)律地脫落的旋渦所引起。雖然渦激共振不會(huì)直接引起橋梁動(dòng)力失穩(wěn)破壞，但是，對于柔性、低阻尼的鋼結(jié)構(gòu)大跨度橋梁，渦激共振是在低風(fēng)速下就很容易出現(xiàn)的一種風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象，尤其是對于那些為了提高顫振臨界風(fēng)速而采用了中央開槽、穩(wěn)定板、裙板等氣動(dòng)措施的大跨度橋梁，渦激共振發(fā)生概率和振幅均較大。連續(xù)梁和鋼構(gòu)橋的渦振實(shí)例有：巴西 Rio－Niteró跨海鋼構(gòu)橋［1－2］、日本東京灣跨海連續(xù)梁橋［3］、丹麥大海帶東橋引橋［4，8］、上海崇啟橋等。斜拉橋渦振實(shí)例有：英國Kessock斜拉橋［4－5］、英國Seven二橋斜拉橋［4，6］、日本Ishikari Kako橋［4］，加拿大 Wye橋［4］和 Long's Creek橋［4］等。懸索橋渦振實(shí)例有：美國舊塔科馬海峽懸索橋［7］、美國Deer Isle橋［4］、Thousand Island橋［4］和 Golden Gate橋［4］，加拿大 Lion Gate橋［4］、丹麥大海帶東橋懸索橋［9］、浙江舟山西堠門大橋等。

由于較大振幅的渦振會(huì)影響橋面行車舒適性、縮短橋梁構(gòu)件的疲勞壽命、影響橋梁結(jié)構(gòu)正常使用，因此，在設(shè)計(jì)中必須給予高度的重視，必要時(shí)采用適當(dāng)?shù)目刂拼胧⑵湔穹拗圃谌菰S范圍內(nèi)。目前在實(shí)際橋梁中應(yīng)用的渦激共振控制措施主要有機(jī)械措施和氣動(dòng)措施兩大類。

機(jī)械措施一般通過安裝機(jī)械控制裝置來轉(zhuǎn)移振動(dòng)能量、提高橋梁結(jié)構(gòu)阻尼，從而達(dá)到對主結(jié)構(gòu)的減振目的。如：巴西 Rio－Niteró橋［2］、日本東京灣通道橋［3］、英國 Kessock橋［5］、丹麥大海帶東橋引橋［8］等都采用了TMD作為渦振控制措施。氣動(dòng)控制措施則是利用風(fēng)致振動(dòng)對結(jié)構(gòu)斷面氣動(dòng)外形十分敏感的特點(diǎn)，通過適當(dāng)修改結(jié)構(gòu)外形來達(dá)到其改善空氣動(dòng)力特性、減輕風(fēng)致振動(dòng)的目的，如：調(diào)整欄桿、檢修車軌道等橋梁附屬設(shè)施，增設(shè)或改變風(fēng)嘴，增設(shè)導(dǎo)流板、擾流板或抑流板等等。機(jī)械措施采取的是消耗振動(dòng)能量策略，對渦激力沒有直接影響，因此屬于“治標(biāo)不治本”的方法。相對地，氣動(dòng)措施則通過采取“釜底抽薪”的策略實(shí)現(xiàn)從根本上消除或減小渦激力、從而達(dá)到減振的目的。無論是從控制效果、實(shí)施可能性、運(yùn)營可靠性還是從經(jīng)濟(jì)性方面看，氣動(dòng)措施都比機(jī)械措施占優(yōu)勢，因而在實(shí)際工程中得到了廣泛的應(yīng)用。例如：英國塞文二橋的渦振控制則采用了主梁下安裝擾流板的氣動(dòng)措施［6］；丹麥大海帶橋東橋懸索橋渦振控制是通過在其箱梁底部兩側(cè)轉(zhuǎn)折處安裝導(dǎo)流板來實(shí)現(xiàn)［9］，香港的昂船洲橋也采用了類似的導(dǎo)流板氣動(dòng)措施；上海盧浦大橋氣彈模型試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)的提籃拱渦振是通過在兩拱肋之間空間上方增設(shè)實(shí)心或多孔隔離板措施得以控制［10］；M.EI－Gammal通過節(jié)段模型試驗(yàn)證明了在平板箱梁邊緣設(shè)置沿跨向正弦型擾流板可有效減小渦激振動(dòng)響應(yīng)［11］；用來改善橋面風(fēng)環(huán)境的格柵風(fēng)障也被證實(shí)具有有效的渦振減振作用［12－13］；在中央開槽鋼箱梁的中央槽頂部增設(shè)格柵也被風(fēng)洞試驗(yàn)證實(shí)是一種有效的渦振減振措施。

半封閉鋼箱梁因其中部無底板所帶來的重量輕、施工吊裝方便和經(jīng)濟(jì)性等優(yōu)點(diǎn)正越來越多地應(yīng)用在現(xiàn)代斜拉橋設(shè)計(jì)中。但是，也正是由于其半封閉、半敞開的外形，使其繞流的旋渦脫落相比全封閉箱梁更為明顯和復(fù)雜，加上鋼橋的低阻尼特性，使得這類橋梁的渦激共振響應(yīng)也常常較為顯著。為此，作者提出了一種新的用于半封閉鋼箱梁渦振減振的多孔擾流板氣動(dòng)措施，并以某已建成的半封閉鋼箱梁斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)對其安裝位置和尺寸對渦振減振效果的影響規(guī)律進(jìn)行了初步研究。

1 模型基本參數(shù)

本研究的背景橋梁為一主跨310m的斜拉橋，主跨采用半封閉鋼箱梁，邊跨為半封閉預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，主梁寬24.17m、高3.0m（見圖1）。成橋狀態(tài)豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻分別為0.3835和1.1103Hz。

圖1 原型主梁斷面（單位：mm）Fig.1 Cross section of the prototype deck（unit：mm）

剛體節(jié)段模型渦激共振試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室TJ－2風(fēng)洞中進(jìn)行。該風(fēng)洞試驗(yàn)段寬3.0m、高2.5m、長15m，空風(fēng)洞試驗(yàn)風(fēng)速范圍為1.0～68m／s連續(xù)可調(diào)。

模型幾何縮尺比為1／45，長度1.700m，寬度0.537m，高0.067m，長寬比約3.17。總質(zhì)量和質(zhì)量慣性矩分別為8.342kg和0.3306kg·m2。節(jié)段模型主要由金屬框架、三夾板橋面和豪適板（高密度泡沫塑料板）箱體組成，同時(shí)還用ABS塑料板模擬了位于橋面的檢修道護(hù)欄、防撞欄及位于主梁斜腹板的檢修車軌道，保證外形的幾何相似性。圖2為模型斷面外形示意圖。

參照《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》［14］中有關(guān)橋梁阻尼比取值的建議，各階模態(tài)阻尼比均取為0.5%，由試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算渦振幅值時(shí)按模型實(shí)測阻尼值進(jìn)行阻尼修正［15］?？紤]到各模態(tài)的渦激共振是獨(dú)立的、單頻的，因此，為了方便試驗(yàn)，在本次試驗(yàn)中豎彎和扭轉(zhuǎn)的渦激共振試驗(yàn)采用了不同的頻率比，模型的豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻分別為5.42和12.55Hz，頻率比分別為14.13／1和11.30／1，風(fēng)速比分別為1／3.18和1／3.98。

圖2 節(jié)段模型斷面外形示意圖（單位：mm）Fig.2 Schematic diagram of model cross section（unit：mm）

2 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)在風(fēng)迎角為0°的均勻流場中進(jìn)行?？紤]到箱型斷面斜腹板與底板連接處的轉(zhuǎn)角部位旋渦脫落是引發(fā)橋梁渦激共振的主要原因，因此，試驗(yàn)中多孔板的安裝位置就選在這兩個(gè)轉(zhuǎn)角處，即多孔擾流板在斜腹板與底板轉(zhuǎn)角處水平向外側(cè)懸挑（見圖2和3），以打亂、削弱在該處附近脫落旋渦或流經(jīng)該處的旋渦，達(dá)到減振目的。

圖3 安裝了多孔擾流板的節(jié)段模型Fig.3 Sectional model with multi－orifice flow－disturbing plates

為了探索多孔擾流板在該橋渦激振動(dòng)控制方面的效果，進(jìn)行了如表1所示的7種工況的試驗(yàn)，其中多孔擾流板采用了3和4cm兩種不同懸挑寬度，相當(dāng)于原型尺寸的1.35和1.8m。多孔擾流板模型的總寬度分別為4和5cm，其中有1cm用于與模型主體粘貼。兩種多孔擾流板模型長均為1.7m（與節(jié)段模型等長），透風(fēng)率均為40%，開孔采用直徑5mm的圓孔，并交錯(cuò)排列（如圖4（a）和（b）所示）。

表1 試驗(yàn)工況一覽Table 1 Cases of wind tunnel test

3 試驗(yàn)結(jié)果

風(fēng)振信號(hào)采用美國PCB PIEZOTRONICS INC公司M353B15微型加速度傳感器、美國NI公司的PCI－6052E數(shù)據(jù)采集A／D板、個(gè)人計(jì)算機(jī)和相應(yīng)的信號(hào)采集以及處理軟件所組成的系統(tǒng)進(jìn)行測量與分析。由于渦激共振是單頻簡諧振動(dòng)，因此根據(jù)測得的加速度響應(yīng)可以很方便地算得位移響應(yīng)，即位移根方差值或幅值等于加速度的根方差值或幅值除以振動(dòng)圓頻率的平方。

表2 模型豎彎渦激共振鎖定風(fēng)速區(qū)間及最大響應(yīng)Table 2 Lock－in speed ranges and maximal responses of model vertical vortex－induced vibrations

圖5為表1所示7個(gè)試驗(yàn)工況對應(yīng)的豎向振動(dòng)位移根方差隨風(fēng)速的變化曲線，在表2中則給出了發(fā)生渦激共振的工況1、3、6對應(yīng)的模型豎彎渦振鎖定風(fēng)速區(qū)間、最大渦激共振響應(yīng)及其對應(yīng)的風(fēng)速。試驗(yàn)結(jié)果表明：在上述7個(gè)工況的試驗(yàn)中，模型均未出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)渦激共振，而在無多孔擾流板和安裝背風(fēng)側(cè)多孔擾流板的工況1、3、6的試驗(yàn)中觀測到了豎彎渦激共振現(xiàn)象。

3.1 多孔擾流板減振機(jī)理的定性分析

從定性上分析，位于箱梁底板和斜腹板轉(zhuǎn)角處的多孔擾流板的減振機(jī)理主要有以下幾點(diǎn)：首先是它可以破壞其所在的原箱梁轉(zhuǎn)角處的旋渦脫落條件；其次，由于它可以讓部分氣流穿過，所以可避免或減輕在擾流板懸臂端產(chǎn)生顯著的旋渦脫落，從而避免因安裝擾流板使旋渦脫落點(diǎn)從原來的轉(zhuǎn)角處遷移到擾流板端部的現(xiàn)象出現(xiàn)，而如果采用無孔板，這種現(xiàn)象就會(huì)發(fā)生；再者，多孔擾流板還可以分流和“過濾”繞流中產(chǎn)生于附近上游其它部位（如斜腹板上的檢修車軌道）的旋渦，改變繞流的頻率成分，增強(qiáng)繞流的隨機(jī)性，從而降低繞流中旋渦主頻成分的振蕩能量，減低渦振幅值。

3.2 多孔擾流板位置對其減振效果的影響

從圖5可見，當(dāng)沒有安裝多孔擾流板時(shí)，原斷面節(jié)段模型在2.5～3.9m／s風(fēng)速范圍內(nèi)發(fā)生了明顯的渦激共振現(xiàn)象，最大根方差響應(yīng)約為0.75mm，出現(xiàn)在風(fēng)速為3.0m／s的時(shí)候。

僅在主梁的迎風(fēng)側(cè)安裝多孔擾流板（工況4和7）或者在主梁的雙側(cè)均安裝多孔擾流板（工況2和5）時(shí)，渦激共振變得不明顯，節(jié)段模型的豎向振動(dòng)響應(yīng)幅值在擾流板寬度為3和4cm時(shí)分別不超過0.11和0.07mm。這說明在迎風(fēng)側(cè)或兩側(cè)安裝多孔擾流板可有效地抑制渦激共振。此外，試驗(yàn)結(jié)果還顯示與雙側(cè)安裝多孔擾流板措施相比，僅在迎風(fēng)安裝多孔擾流板措施的減振效果略好些，這說明背風(fēng)側(cè)多孔擾流板的減振效果不明顯，甚至是負(fù)面的。

當(dāng)僅在主梁的背風(fēng)側(cè)安裝多孔擾流板（工況3和6）時(shí)，渦激共振仍較明顯，節(jié)段模型的豎向振動(dòng)響應(yīng)幅值在板寬為3和4cm時(shí)分別達(dá)到了0.92和0.48mm，與原斷面模型響應(yīng)相比，前者超過了23%，后者降低了36%。說明僅在背風(fēng)側(cè)安裝多孔擾流板的減振效果不佳，甚至?xí)鸬椒糯鬁u激共振響應(yīng)的反作用，這與上述雙側(cè)多孔擾流板減振效果不如迎風(fēng)側(cè)多孔擾流板減振效果的試驗(yàn)結(jié)果是相符的。

從定性上分析，對于本研究的背景橋梁，其主梁只有24.17m寬，寬高比只有8.1，加上采用半封閉的箱梁斷面，因而屬于相對較鈍的斷面。對于這類斷面，繞流在其底板處的再附現(xiàn)象不明顯，從而使得繞流在底板與背風(fēng)側(cè)斜腹板交接部位轉(zhuǎn)角處不太會(huì)發(fā)生較強(qiáng)的、有規(guī)律的旋渦脫落，因此，在其底板與迎風(fēng)側(cè)斜腹板連接的轉(zhuǎn)角處及迎風(fēng)側(cè)斜腹板下的檢修車軌道處發(fā)生的旋渦脫落將是激發(fā)這類斷面主梁渦激共振的主要原因。正因?yàn)榘敕忾]窄箱梁所具有的這種繞流特點(diǎn)，使得迎風(fēng)側(cè)多孔擾流板（而非背風(fēng)側(cè)多孔擾流板）能起到干擾脫落于主梁底板迎風(fēng)側(cè)轉(zhuǎn)角和迎風(fēng)側(cè)檢修車軌道處的旋渦流，從而削弱或消除引起主梁渦振的主要因素，達(dá)到減輕甚至抑制渦激共振的目的。

圖6顯示了原斷面模型以及在背風(fēng)側(cè)和迎風(fēng)側(cè)安裝了4cm寬多孔擾流板后的模型在3m／s風(fēng)速（響應(yīng)最大）時(shí)的豎向加速度響應(yīng)的時(shí)程，圖7顯示了相應(yīng)的豎向加速度響應(yīng)譜曲線。結(jié)合這兩組圖，可見：

（1）當(dāng)沒有安裝多孔擾流板時(shí)，模型以頻率5.52Hz作單頻簡諧振動(dòng)，其它頻率成分的響應(yīng)非常?。?.86Hz處的第2峰值僅為主峰值的0.09%），可忽略不計(jì)。同時(shí)，振動(dòng)幅值基本穩(wěn)定，加速度響應(yīng)單峰值約為1.3m／s2。顯然，此時(shí)模型發(fā)生了顯著的渦激共振。

（2）當(dāng)在背風(fēng)側(cè)安裝了4cm寬的多孔擾流板后，渦激共振仍較明顯，并呈現(xiàn)出單頻簡諧振動(dòng)特性，但響應(yīng)幅值的穩(wěn)定性略有降低，加速度單峰值也降低了約38%，至0.8m／s2。此時(shí)5.47Hz處的主峰值仍占絕對優(yōu)勢，7.91Hz處的第2峰值所占比例雖有上升，但仍只有主峰值的約0.2%。

（3）當(dāng)在迎風(fēng)側(cè)安裝4cm多孔擾流板后，渦激共振基本消失，振動(dòng)響應(yīng)呈現(xiàn)較強(qiáng)的隨機(jī)性，幅值不穩(wěn)定且顯著降低至0.1m／s2左右。此外，模型振動(dòng)雖然仍在5.47Hz主頻為主，但其它頻率成分增加明顯，9.91Hz處的第2峰值上升到主峰值的14%，6.93Hz處的第3峰值也變得明顯，占到了主峰值的1%。

上述結(jié)果證明了迎風(fēng)側(cè)多孔板對繞流的干擾作用顯著，它不僅能顯著削弱旋渦的能量，而且還能明顯改變旋渦的頻率成分，從而達(dá)到優(yōu)良的渦振減振效果。而背風(fēng)側(cè)多孔板對繞流中旋渦能量的削減作用明顯要小，對頻率成分的影響也不大，因此，其渦振減振效果不佳。

然而對于單幅橋，由于風(fēng)從橋梁兩側(cè)來襲的可能性都是存在的，即迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)是相對的，隨著時(shí)間和風(fēng)向的改變，兩者會(huì)發(fā)生交替，因此在實(shí)際應(yīng)用時(shí)，應(yīng)該采用雙側(cè)多孔擾流板，以適應(yīng)風(fēng)向的改變。

3.3 多孔擾流板寬度對其減振效果的影響

為了更方便地考察多孔擾流板懸挑寬度對其減振效果的影響，把試驗(yàn)結(jié)果按雙側(cè)、迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)3種多孔擾流板位置分別畫于圖8（a）～（c）。

從圖8（a）和（b）可見，無論板寬是4cm還是3cm，雙側(cè)多孔擾流板措施和迎風(fēng)側(cè)多孔擾流板措施都具有優(yōu)異的渦振減振效果，渦激共振幾乎被完全抑制。而相比之下，懸挑寬度為4cm的多孔板的減振效果要略好于懸挑寬度為3cm的多孔板的減振效果。

從圖8（c）可見，背風(fēng)側(cè)多孔擾流板的減振效果不佳。當(dāng)懸挑寬度為4cm時(shí)，背風(fēng)側(cè)多孔擾流板具有一定的渦振減振效果，可把最大渦激共振響應(yīng)減小到原斷面的64%左右。但是當(dāng)把懸挑寬度減小到3cm時(shí)，背風(fēng)側(cè)多孔擾流板卻起到了加劇渦振的不良作用，最大渦激共振響應(yīng)增加到原斷面的123%。

總之，試驗(yàn)結(jié)果表明對于安裝位置和透風(fēng)率相同的多孔板，其渦振減振效果有隨懸挑寬度增加而提高的趨勢。

4 結(jié) 論

通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)方法研究了多孔擾流板對半封閉窄箱梁豎向渦激共振的減振效果，獲得了以下主要結(jié)論：

（1）適當(dāng)?shù)亩嗫装謇@流板能夠有效地減輕甚至消除半封閉窄箱梁的豎向渦激共振；

（2）多孔板的位置對其豎向渦振減振效果有顯著影響。對于半封閉窄箱梁，迎風(fēng)側(cè)的多孔擾流板能起到很好的減振或消振作用，而背風(fēng)側(cè)多孔擾流板減振效果不如迎風(fēng)側(cè)多孔擾流板，有時(shí)甚至?xí)鸬椒糯筘Q向渦激共振的不良作用；

（3）考慮到對于實(shí)際橋梁來風(fēng)方向是不確定的，因此實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)采用雙側(cè)多孔擾流板措施，其減振效果略低于迎風(fēng)側(cè)多孔擾流板措施；

（4）多孔擾流板的懸挑寬度對其豎向渦振減振效果也有較大影響，并且有隨著懸挑寬度增加而提高的趨勢；

（5）本研究目前暫時(shí)僅考慮了0°風(fēng)迎角的情況，關(guān)于其它風(fēng)迎角下多孔擾流板的減振效果還有待進(jìn)一步研究；

（6）在更多的懸挑寬度、不同的透風(fēng)率、孔洞大小和布置方式、其它主梁斷面形式等情況下，多孔擾流板的渦激共振減振效果以及細(xì)觀機(jī)理也有待進(jìn)一步研究。

由于該研究的主梁斷面較窄，即使在不采取任何控制措施的情況下，其扭轉(zhuǎn)渦振問題也不存在，所以只討論了多孔擾流板對豎向渦激共振的減振效果問題。關(guān)于多孔擾流板對寬箱梁可能存在的豎向和扭轉(zhuǎn)渦激共振減振效果問題，將在下一階段工作中繼續(xù)研究。

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