分离双箱主梁涡激振动性能研究

顾尚廉

(同济大学，上海 200092)

0 引言

绕过桥梁断面的气流在其两侧及尾流中会产生周期性的漩涡脱落，当漩涡脱落频率与桥梁自身某一阶振动频率一致时，会诱发桥梁的涡激振动。涡激振动的振动形式有竖弯振动和扭转振动。尽管涡激振动是不同于颤振和驰振的限幅振动，但其会使桥梁结构产生竖向或者扭转振动，引起构件的疲劳破坏，并对行车产生不利影响。因此避免桥梁结构在成桥及施工状态涡激振动的发生有重要的意义。相关分离式双箱斜拉桥梁抗风性能研究［5］表明其颤振临界风速较高，具有较好的颤振稳定性，但在常风速下易发生涡激共振。因此桥梁涡激振动成为桥梁抗风设计的一个重要方面。

本文针对一拟建的分离双箱斜拉桥，通过节段模型风洞试验和数值模拟，研究了其成桥状态的涡振性能，并提出了有效措施改善桥梁的抗风稳定性。

1 工程概况

某长江大桥跨江主体工程全长13.982 km，跨江主桥为(100+308+806+308+100)m的五跨斜拉桥(整体布置见图1)。其中方案之一为四索面双塔斜拉桥，主梁采用分离式扁平钢箱梁，中间用横梁相连，两箱梁中间安装钢格栅作为应急通道(主梁横断面见图2)。斜拉索采用空间四索面形式。

图1 桥梁整体布置图

2 节段模型涡振试验

该长江大桥的建设是一项重大的交通工程，为了确保桥梁在成桥运营阶段的抗风稳定安全性，对该方案成桥运营状态涡振性能进行了研究。节段模型风洞试验在同济大学土木工程防灾国家重点实验室TJ-1风洞中进行。

图2 主梁横断面图

2.1 涡振试验节段模型设计

该方案的节段模型试验模拟了成桥状态一阶竖向和扭转两个方向的振动特性，采用弹簧悬挂的二元刚体模型。综合考虑主梁的截面尺寸及风洞试验段的尺寸，选取节段模型的缩尺比为1∶78，除了模拟主梁的外形尺寸，还严格模拟了主梁断面惯性参数，弹性参数及阻尼参数。参考公路桥梁抗风设计规范有关规定［3］，此方案主梁断面采用钢箱梁，偏保守起见，在试验中将模型各试验工况阻尼比均调整为0.4%。节段模型系统的设计参数见表1。悬挂于TJ-1风洞外支架上的节段模型如图3所示。

表1 涡振试验节段模型设计参数

2.2 涡振试验过程

对已有分离双箱桥梁的抗风性能研究表明，带横梁的分离双箱桥梁具有较高的颤振临界风速，但涡振问题往往比较严重［1，2］。该方案节段模型的风洞试验首先进行了原型断面成桥状态(M1)在风攻角+3°，0°及－3°下的涡振试验。主梁断面形式见表2。试验结果表明:M1在风攻角+3°、风速区间7 m/s～11.4 m/s内竖弯涡振单振幅为0.385 m，超过了规范的限值;风攻角－3°、风速区间14.1 m/s～19.2 m/s内扭转涡振单振幅为0.278°，同样超过了规范的限值;风攻角0°、风速区间26 m/s～36 m/s内最大扭转涡振单振幅为0.569°，远远超过了规范的限值。因此须对成桥状态的原型断面及附属设施进行改进和优化，将涡振控制在容许的范围内，甚至是完全消除涡振。

图3 悬挂于TJ-1风洞的节段模型

表2 涡振节段模型断面形式

2.2.1 检修车轨道梁的位置对涡振的影响

检修车轨道梁(以下简称“检修梁”)的位置对涡振性能影响的相关研究中发现［4，7］:主梁斜腹板和底板的交界区易发生气流分离，检修梁相当于H形断面翼缘板，致使气流在梁底形成了漩涡，对桥梁的稳定性产生了不利影响。此拟建桥梁方案检修梁恰位于此斜腹板与底板交界区。为了削弱气流在此交界区的分离，参考相关研究，对检修梁布置位置进行了变更，即将内侧检修梁移至底板中央，原外侧检修梁移至斜腹板(M2)。变更后断面M2的涡振试验表明检修梁的位置变更后涡振振幅略有减少，但基于带横梁分离双箱桥梁断面涡振机理的复杂性及较大涡振振幅，本试验中改变检修梁位置对减小涡振振幅几乎不起作用。

2.2.2 主梁外形的影响

桥梁断面的风嘴作为减小流动分离的重要部件，其形式对涡振的振幅有着重要的影响［8］。短而钝的风嘴加剧了流动的分离，从而引起较大的涡振振幅。对0°风攻角下M1断面静态绕流进行了数值模拟。图4为M1平均速度场的流线图。从图4可以看出M1风嘴短而钝，上游区单箱前缘端部上下缘都存在一个回流区较小的主涡、后缘端部也产生了影响范围不大的主涡;下游区单箱前缘气流的分离尺度相对有所增大，产生了较大范围的涡，由此可以看到主梁断面短而钝的风嘴会引起明显的分离，对桥梁稳定性产生不利的影响。对主梁断面形式进行变更，使其更加流线型，试图减小气流在上游单箱前缘产生的分离及减小下游涡的影响范围。优化后断面M2平均速度流场的流线图见图5，气流在上游单箱前缘分离尺度很小，但是在下游单箱产生了一个范围很大的主涡，回流区分布在整个下游单箱桥面，在单箱尾部产生了一个不完整的较小回旋。从数值模拟的结果可以推断，主梁外形变更对涡振振幅的减小不明显。涡振节段试验的结果也表明，M2涡振振幅减小不明显，并没有控制在规范限值范围内。

图4 M1速度流线图

图5 M2速度流线图

2.2.3 栏杆的影响

有相关研究表明透风率小的栏杆会显著增加涡振振幅，实际设计中在满足安全和构造的要求下，尽可能增大栏杆的透风率、减小路缘石的高度，削弱气流的分离。此初设方案的栏杆截面透风率较低，对栏杆截面的形式和布置方式进行调整，使得透风率增大。断面M3数值模拟的速度流线见图6。从图6中可知，栏杆透风率变大后，下游单箱桥面上主涡的影响范围有明显的减小，在单箱尾部下缘产生了一个新的主涡，回流区范围较大。对存在的两个较大的主涡进行细部放大发现，两个主涡的逆压回旋方向相反，两个能量相当的漩涡相互抵消，使得主梁的涡振振幅有了明显的减小。

图6 M3速度流线图

表3 竖弯涡振试验结果

图7 竖弯及扭转涡振振幅曲线

2.3 节段模型涡激振动试验结果

经过对主梁断面M1检修梁布置位置、风嘴形式及栏杆的透风率变更后，断面M3风攻角+3°时，竖弯涡振完全消失，扭转涡振风速锁定区间30.8 m/s～33 m/s附近，扭转涡振振幅减少90%;风攻角0°时，竖弯涡振风速锁定区间基本不变化，振幅由M1对应的0.160 m减小为0.048 m，扭转涡振风速锁定区间为15.4 m/s～16.7 m/s时，振幅为0.081°;风攻角 －3°、竖弯涡振风速锁定区间6.9 m/s～8m/s时，振幅为0.057 m，相对M1的涡振振幅减小了19%，扭转涡振风速锁定区间为15.4 m/s～16.7 m/s，振幅为0.072°。断面M1及M3的竖弯及扭转涡振试验结果汇总在表3和表4中，涡振振幅曲线见图7。

表4 扭转涡振试验结果

3 结语

1)带横梁的分离式扁平钢箱梁涡激振动现象比较严重，需通过优化措施对涡振振幅进行严格的控制。2)合理地改变检修梁布置位置、主梁风嘴形式的改进及栏杆透风率的增大，都可以起到减小涡振振幅的作用。3)本方案中增大栏杆透风率对减小涡振振幅的作用最为显著。

［1］卢桂臣，张红芬，杨詠昕，等.西堠门大桥初步设计钢箱梁断面气动选型［J］.西南交通大学学报，2005，40(4):473-475.

［2］Allan Larsen，Mike Savage，Andreane Lafreniere.Investigation of vortex response of a twin box bridge section at high and low Reynolds numbers［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2008(96):934-944.

［3］JTG/T D60-01-2004，公路桥梁抗风设计规范［S］.

［4］孟晓亮，朱乐东，丁泉顺.检修梁位置对半封闭分离双箱桥梁断面涡振性能的影响［A］.第十四届全国结构风工程学术会议论文集［C］.2009:678-683.

［5］李龙安，张金武.大跨度桥梁抗风稳定性综合评价［A］.第十一届全国结构风工程学术会议论文集［C］.2004:327-332.

［6］刘 高，刘天成.分体式钝体双箱钢箱梁斜拉桥节段模型风洞试验研究［J］.土木工程学报，2010(43):49-54.

［7］YANG Yongxin，GE Yaojun.Some Practices on Aerodynamic Flutter Control for Long-span Cable Supported Bridges.The 4th International Conference on AWAS，08.Jeju，Korea:2008:1474-1485.

［8］王 骑，廖海黎，李明水，等.流线型箱梁气动外形对桥梁颤振和涡振的影响［J］.公路交通科技，2012(29):44-50.