王景奇，王雷，華旭剛，楊鉆，黃智文

板桁結合梁渦振性能及抑振措施研究

王景奇1，王雷1，華旭剛2，楊鉆1，黃智文2

(1. 廣東省交通規(guī)劃設計研究院股份有限公司，廣東 廣州 510507；2. 湖南大學 風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410082)

為研究板桁結合梁的渦振性能及抑振措施，以國內某擬建公軌兩用斜拉橋為研究對象，通過1:60 縮尺比節(jié)段模型風洞試驗，在低阻尼條件下研究主梁的渦振性能及渦振主要誘因，進一步探究檢修道欄桿形式、安裝水平翼板以及間隔封閉檢修道欄桿對板桁結合梁渦振性能的影響。研究結果表明：該板桁結合梁在成橋狀態(tài)+3°風攻角下會發(fā)生大幅豎向及扭轉渦振，而且橋面檢修道欄桿和防撞欄桿是引起渦振的主要原因。改變檢修道欄桿外形對豎向和扭轉渦振的控制效果都不理想；安裝水平翼板能夠有效抑制豎向渦振，但是對扭轉渦振的控制效果不佳；間隔封閉檢修道欄桿對主梁豎向及扭轉渦振均有較好的控制效果，而且其控制效果與封閉欄桿的方式有關，而非僅取決于透風率的改變。從機理上看，這可能是因為間隔封閉檢修道欄桿不僅改變了渦脫方式，而且削弱了渦激力沿跨向的相關性。

斜拉橋；板桁結合；氣動特性；渦振；氣動控制；風洞試驗

渦激共振是大跨度橋梁在常遇風速下容易出現(xiàn)的一種風致振動現(xiàn)象，具有自激和自限幅的特 性[1?2]。它雖然不像顫振一樣會在短時間內造成橋梁結構的毀滅性破壞，但如果渦振振幅或加速度過大則可能對橋梁的行車舒適性和行車安全造成不利影響，頻繁發(fā)生的渦振甚至會引起構件的疲勞破壞。因此，在大跨度橋梁的顫振問題得到解決以后，渦激共振問題越來越受到國內外學者的重視。節(jié)段模型風洞試驗是研究橋梁渦振性能和渦振氣動控制措施的主要手段[3?4]。常用的渦振氣動控制措施包括安裝導流板、穩(wěn)定板、抑流板、風嘴和分流板，以及調整檢修車軌道位置、橋面欄桿形狀等。例如，李明等[5]研究了風嘴、檢修車軌道、導流板、抑振板和檢修道欄桿對流線型閉口箱梁的渦振控制效果。方根深等[6]分析了檢修道欄桿、風嘴、下中央穩(wěn)定板、水平翼板和抑流板對半開口分離雙箱梁渦振性能的影響。錢國偉等[7]研究了檢修道欄桿形狀、風嘴角度以及水平隔流板對Ⅱ型開口截面主梁渦振性能的影響。崔欣等[8]研究了欄桿透風率對帶長懸臂的閉口箱梁渦振特性的影響。目前針對鋼箱梁或疊合梁渦振氣動控制措施的研究已比較成熟，但對鋼桁梁渦振性能和渦振氣動控制措施的研究則非常少。這主要是因為國內外已有的大部分鋼桁梁斜拉橋和鋼桁梁懸索橋都采用板桁分離式結構，它具有優(yōu)良的渦振性能，幾乎沒有發(fā)生渦激共振的文獻報道。除板桁分離式結構外，鋼桁梁也可以采用板桁結合的結構形式。與板桁分離式鋼桁梁相比，板桁結合梁的抗彎剛度和抗扭剛度更大，風阻系數(shù)也更小，但它卻更容易發(fā)生渦激共振。例如，日本東神戶大橋[9]和加拿大獅門大橋[10]都在節(jié)段模型風洞試驗中觀測到了低風速下的渦激共振。近幾年來，我國的大跨度公鐵(軌)兩用斜拉橋快速發(fā)展，板桁結合梁得到了廣泛應用[11]，在一些抗風試驗研究中也觀察到了板桁結合梁渦激共振的現(xiàn)象。例如，鄭史雄等[12]通過節(jié)段模型風洞試驗發(fā)現(xiàn)武漢天興洲公鐵兩用大橋在25 m/s的風速內可能發(fā)生扭轉渦振和豎向渦振，且豎向渦振和扭轉渦振的振幅都小于規(guī)范限值。王騎等[13]分析了粉房彎大橋的渦振性能，發(fā)現(xiàn)大橋在常遇風速下可能發(fā)生大幅豎向渦振，并提出了采用導流板抑制豎向渦振的方法。陳克堅等[14]對韓家沱長江大橋開展了渦振性能試驗，結果發(fā)現(xiàn)節(jié)段模型在施工階段和成橋階段都會發(fā)生大幅豎向渦振，并提出了在下弦桿底部設置外張導流板的控制方案。綜上所述，研究板桁結合梁的渦振性能及抑振措施對促進大跨度公鐵(軌)兩用斜拉橋或懸索橋的發(fā)展具有非常重要的意義。本文以國內某擬建公軌兩用斜拉橋為背景，首先通過1:60節(jié)段模型風洞試驗，在低阻尼條件下研究了板桁結合梁的渦振性能及致振原因，進一步研究改變檢修道欄桿外形、設置一定長度水平翼板和按不同比例封閉檢修道欄桿對板桁結合梁渦激振動的控制效果。

1 工程概況

某擬建斜拉橋為雙塔雙索面半漂浮體系斜拉橋，橋跨布置為(77.5+166.1+468+166.1+77.5) m。在距主橋起點和終點靠江側77.5 m處設置2個永久輔助墩，主橋立面布置見圖1。大橋位于東南沿海地區(qū)，設計標準高，橋面設計基準風速d=41.5 m/s。

圖1 主橋立面布置

單位：cm

主梁采用帶副桁的倒梯形鋼桁梁與正交異性板上層橋面組合體系(圖2)。全橋桁架為三角形桁式，主桁高11.0 m，桁間距16 m，節(jié)間長度15.1 m，副桁架上弦桿頂板底面中心線間距37.2 m。主桁上、下弦桿及副桁上弦桿均為箱形截面。上層為雙向8車道，凈寬38.2 m，橋面縱坡2.45%，橫坡為2%；下層為雙向跨座式單軌交通，線距4.8 m。橋面檢修道欄桿高1.22 m，防撞欄桿高1.60 m，軌道梁高2.0 m。

2 原始斷面節(jié)段模型渦振性能風洞試驗

2.1 試驗參數(shù)

根據(jù)主梁實際斷面尺寸，風洞試驗條件和試驗要求，節(jié)段模型的幾何縮尺比取為L==1:60，其長度=1.54 m，包含6個標準節(jié)段，寬=0.64 m，桁高=0.18m。模型采用不銹鋼方管和ABS塑料桿件拼裝而成。防撞護欄和檢修道護欄采用ABS板雕刻制作，在保證透風率等效的同時盡可能模擬其外形，主梁節(jié)段模型見圖3。根據(jù)節(jié)段模型彈性、慣性及阻尼參數(shù)的相似性要求，可以進一步計算出節(jié)段模型參數(shù)與實橋主要參數(shù)的對應關系，見表1。

2.2 渦振性能

圖3 主梁節(jié)段模型

成橋狀態(tài)渦振試驗在均勻流場中進行，不同風攻角下主梁豎向及扭轉渦振響應如圖4所示，圖中數(shù)據(jù)均為換算到實橋后的值?？梢钥吹?，主梁在0°和+3°風攻角下都會發(fā)生豎向渦振和扭轉渦振，其中0°風攻角下主梁的豎向和扭轉渦振振幅都遠小于規(guī)范值容許值，不會對橋梁的正常使用造成影響，因此下文不再關注。

表1 成橋狀態(tài)下實橋和測振試驗節(jié)段模型設計參數(shù)

(a) 豎向渦振響應；(b) 扭轉渦振響應

+3°風攻角下主梁有2個豎向渦振區(qū)間，低風速渦振區(qū)間響應較小，未超過規(guī)范容許值；高風速渦振的鎖定區(qū)間為18.5~34.0 m/s，最大振幅為0.304 m，是規(guī)范容許值的2.65倍，對應的風速為31.4 m/s。如果橋梁的最大運營風速為25 m/s，那么在橋梁正常運營期間可能發(fā)生的最大豎向渦振振幅為0.120 m，是規(guī)范容許值的1.05倍。主梁扭轉渦振的鎖定區(qū)間為39.6~57.0 m/s，最大扭轉響應發(fā)生在51.1 m/s，振幅為0.329°，是規(guī)范容許值的2.51倍。

從上述試驗結果可以看到，盡管+3°風攻角下主梁豎向和扭轉渦振的峰值響應都遠遠超過了規(guī)范容許值，但是它們的鎖定風速都非常高。在橋梁的正常運營風速范圍內，主梁只可能發(fā)生豎向渦振，而且豎向渦振的振幅基本能夠滿足規(guī)范限值的要求。因此，本橋在建設階段可以考慮不進行渦振控制，但在抗風設計階段仍應詳細研究可行的渦振控制措施，作為大幅渦振發(fā)生時的解決預案。此外，隨著跨徑的進一步增大，公鐵兩用斜拉橋和懸索橋的固有頻率會進一步降低，此時具有類似截面的板桁結合梁橋就很可能在橋梁的正常運營風速范圍內發(fā)生大幅豎向渦振，因此針對本文的板桁結合梁進行渦振控制研究具有比較重要的參考價值。

2.3 渦振誘因分析

橋梁斷面產(chǎn)生渦激共振的主要原因是來流經(jīng)過主梁斷面時在不同位置產(chǎn)生了復雜的、有規(guī)律性的漩渦脫離。為了探究板桁結合梁大幅豎向和扭轉渦振產(chǎn)生的原因，在+3°風攻角下分別對軌道梁、防撞欄桿和檢修道欄桿進行了多次試驗，主要試驗結果如圖5所示，圖中基礎斷面表示只包含裸梁、排水管道和檢修車軌道的主梁斷面，原主梁則在基礎斷面上增加了軌道梁、檢修道欄桿和防撞欄桿。

(a) 豎向渦振；(b) 扭轉渦振

從圖5可以看出，基礎斷面沒有發(fā)生渦激共振，而且有無軌道梁對成橋狀態(tài)主梁的渦振性能幾乎沒有影響。安裝橋面防撞欄桿后，主梁斷面在高風速區(qū)間發(fā)生了大幅豎向和扭轉渦振，其中豎向渦振的最大振幅為0.177 m，扭轉渦振的最大振幅為0.242°。在此基礎上安裝檢修道欄桿，主梁豎向渦振的最大振幅增加到0.304 m，扭轉渦振振幅增加到0.329°。因此，檢修道欄桿和橋面防撞欄桿是引起主梁大幅豎向和扭轉渦振的主要原因?？紤]到橋面防撞欄桿通常采用標準化設計，因此后續(xù)研究主要從檢修道欄桿入手分析研究不同的渦振控制氣動措施。

3 氣動控制措施分析

選取最不利的+3°風攻角進行渦振氣動控制措施研究，對比改變檢修道欄桿形式、增加水平翼板以及間隔封閉檢修道欄桿等3類氣動措施的控制效果。

3.1 改變檢修道欄桿形式

從箱梁和板梁的渦振研究可知，主梁渦振響應對橋面檢修道欄桿的形式較為敏感[5, 7]，但是對于不同的斷面形狀，其影響程度有很大差異。本節(jié)分析了去掉檢修道欄桿路緣石，以及更換高透風率水平欄桿對主梁渦振性能的影響，不同形式檢修道欄桿的構造細節(jié)如圖6所示。

(a) 原始檢修道欄桿；(b) 去掉檢修道欄桿路緣石；(c) 高透風率水平欄桿

從圖7可以看出，去掉檢修道欄桿路緣石對主梁豎向和扭轉渦振的鎖定區(qū)間及振幅影響都很小，與原主梁斷面相比，豎向渦振的最大振幅降低了8.4%，扭轉渦振的最大振幅降低了2.6%。更換高透風率水平欄桿對主梁豎向渦振和扭轉渦振產(chǎn)生了不利影響，其中豎向渦振的最大振幅增加了17.7%，而扭轉渦振的最大振幅降低了6.0%。因此，總體來看改變檢修道欄桿的外形不能顯著提高主梁的渦振性能，但由于試驗工況有限，從檢修道欄桿外形來改善板桁結合梁的渦振性能還有待進一步探索。

(a) 豎向渦振；(b)扭轉渦振

3.2 安裝水平翼板

方根深等[6]的研究了水平翼板對半開口分離雙箱梁豎向渦振性能的影響，并發(fā)現(xiàn)不同寬度的水平翼板對主梁豎向渦振都有控制效果，而且在+3°風攻角下，水平翼板的渦振控制效果隨著其寬度的增加而增加。據(jù)此，本文設計了寬度為1.2 m的水平翼板，其尺寸與檢修道欄桿高度基本相同，它由橋面板，即副桁上弦桿的頂板直接水平伸出，試驗結果如圖8所示。

(a) 豎向渦振；(b) 扭轉渦振

從圖8可以看出，安裝水平翼板以后主梁的豎向和扭轉渦振特性都出現(xiàn)了顯著變化。豎向渦振的高風速鎖定區(qū)間由一個變成2個，第1個鎖定區(qū)間為22.1~26.6 m/s，最大振幅0.038 m；第2個鎖定區(qū)間為31.5~42.0 m/s，最大振幅0.181 m，相對原主梁斷面降低了40.5%。扭轉渦振的鎖定區(qū)間由一個增加到兩個，第1個鎖定區(qū)間為24.2~34.2 m/s，最大扭轉角0.079°；第2個鎖定區(qū)間為40.5~61.6 m/s，最大振幅0.259°，相對原主梁斷面降低了21.5%。因此，水平翼板對豎向渦振的控制效果較好，而對扭轉渦振的控制效果一般。

3.3 間隔封閉檢修道欄桿

崔欣等[8]研究發(fā)現(xiàn)，間隔封閉橋面最外側欄桿可以在一定程度上減小板梁或箱梁斷面的渦激共振，而且減小程度與欄桿的封閉方式有關。本節(jié)針對檢修道欄桿采用隔1格封3格、隔2格封1格、隔2格封2格和隔4格封2格等4種方案進行風洞試驗，與原方案檢修道欄桿相比，其透風率相對于原欄桿分別降低了75%，33%，50%和33%。圖9給出了檢修道欄桿隔2格封2格和隔4格封2格的方案示意圖，試驗結果如圖10所示。

(a) 隔2封2；(b) 隔4封2

(a) 豎向渦振；(b) 扭轉渦振

由圖10可知，4種方案對主梁的豎向渦振和扭轉渦振均有一定的控制效果，而且扭轉渦振的變化規(guī)律與豎向渦振基本相同，因此下面僅以豎向振渦為例，說明間隔封閉檢修道欄桿對主梁渦振性能的影響。從圖10(a)可以看出，間隔封閉欄桿能夠有效地減小豎向渦振的鎖定區(qū)間和響應幅值，其中第1個豎向渦振區(qū)間基本消失，第2個豎向渦振區(qū)間縮小到原來的一半，且響應幅值大大降低。就振幅控制效果而言，隔2格封2格>隔4格封2格>隔2格封1格>隔1格封3格，其中前3種方案均能把豎向渦振振幅降低到規(guī)范容許值以內，而前2種方案基本能夠完全抑制豎向渦振。值得注意的是，隔4格封2格和隔2格封1格2種方案具有相同的欄桿透風率，但前者的控制效果明顯好于后者，因此封閉檢修道的渦振控制效果不僅取決于欄桿透風率的改變，更取決于封閉形式。

從機理上看，來流風經(jīng)過檢修道欄桿更易產(chǎn)生較多、較大的局部漩渦脫落，逐漸演變成橋面上整體的漩渦脫落。通過間隔封閉欄桿，一方面弱化了來流的氣流分離，減少漩渦脫落的形成，而且造成了漩渦脫離沿跨向的不一致，減小了渦激力沿跨向的相關性，進而減小了主梁渦振振幅。

4 結論

1) 板桁結合梁在正風攻角下可能發(fā)生高風速區(qū)間的大幅豎向和扭轉渦激共振，而且橋面檢修道欄桿和防撞欄桿是引起渦激共振的主要原因。

2) 改變檢修道欄桿外形對抑制渦振效果不明顯，甚至有可能進一步惡化主梁渦振性能；設置一定寬度的水平翼板能夠有效抑制高風速區(qū)間的豎向渦振，但對扭轉渦振的控制效果不夠顯著。

3) 按不同方式間隔封閉檢修道欄桿可以有效減小豎向和扭轉渦振的鎖定區(qū)間以及渦振振幅。間隔封閉檢修道欄桿的渦振控制效果不僅與欄桿透風率的減小有關，更取決于封閉欄桿的形式?？梢宰鳛楸緲驓鈩哟胧嵤┓桨竻⒖肌?/p>

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Vortex-induced vibration performance of plate truss composite girder and its aerodynamic countermeasures

WANG Jinqi1, WANG Lei1, HUA Xugang2, YANG Zuan1, HUANG Zhiwen2

(1. Gaungdong Communication, Planning & Design Institute Co., Ltd, Guangzhou 510507, China; 2. Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering of Hunan Province, Hunan University, Changsha 410082, China)

In order to investigate vortex-induced vibration (VIV) performance of the plate truss-composite girder (PTCG) and its aerodynamic countermeasures, 1:60 scale section model tests for a combined highway and railway cable-stayed bridge was carried out in wind tunnel in smooth flow. The cause of VIV was analyzed, and aerodynamic countermeasures were studied. The results show that under the wind attack angles of +3°, large vertical and torsional VIV occur, and the railings of the maintenance ways and crash barriers are the main reason of VIV. The influences of different types of maintenance railings on VIV are not significant. The vertical vortex amplitude can be effectively controlled by installing a certain length of horizontal flange on the top of the upper chord, but the control effect on torsional vibration is weak. On the other hand, adding horizontal flange will significantly change the performance of vertical vortex vibration and increase the vortex vibration range. The vertical and torsional vibration of the section can be well controlled by closing the railings at regular interval. This may be due to the weakening of flow separation after closing the railings, which reduces the formation of vortex shedding. Moreover, closing the railings additional will increase air damping when the main girder vibrates, thus reducing the vibration amplitude of the main girder.

cable-stayed bridge; plate-truss composite girder; aerodynamic characteristics; vortex-induced vibration; aerodynamic control; wind tunnel test

U441+.3

A

1672 ? 7029(2019)08? 2035 ? 08

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.08.021

2018?10?18

國家自然科學基金資助項目(51422806，51278189)

王景奇(1972?)，男，陜西渭南人，高級工程師，從事橋梁設計與研究；E?mail：445051955@qq.com

(編輯 涂鵬)