大攻角下分离双钢箱梁间距对涡振特性的影响

刘小兵， 张海东， 刘庆宽

(1. 石家庄铁道大学 风工程研究中心， 石家庄 050043；2. 河北省大型结构健康诊断与控制重点实验室， 石家庄 050043)

大攻角下分离双钢箱梁间距对涡振特性的影响

刘小兵1,2， 张海东1， 刘庆宽1,2

(1. 石家庄铁道大学 风工程研究中心， 石家庄 050043；2. 河北省大型结构健康诊断与控制重点实验室， 石家庄 050043)

以某座分离双钢箱梁桥为背景，开展了一系列的节段模型风洞试验。首先分析了-5°～+5°间8个不同风攻角下单箱梁的涡振特性，然后详细研究了+5°风攻角下分离双箱梁在16个不同间距(双箱梁的净间距D与单箱梁宽B之比D/B的变化范围为0.025～4.0)时的涡振特性，并将结果与单箱梁的结果进行了对比。研究发现，间距对上游箱梁和下游箱梁涡振特性的影响均可大致分为4个区间。

分离双箱梁；涡激振动；间距；大攻角；风洞试验

气流流经钝体的桥梁断面后会产生分离，从而形成交替脱落的旋涡。当风流的旋涡脱落频率接近结构的自振频率就会诱发结构的涡激共振。大幅度的涡激共振会造成桥梁构件的疲劳破坏并严重影响行车安全。钢箱梁桥质量轻、阻尼小，主梁容易发生涡激振动。国内外已经建成的多座钢箱梁桥都曾发生过严重的涡激振动现象[1-3]。随着交通量的日益增长，现代跨江、跨海桥梁必须具有更宽的桥面和更多的车道才能满足通行需求。然而诸多力学方面的难题和建筑美学方面的考虑限制了桥面宽度的发展。近年来，具有完全分离双箱(中间无横向连接)的钢梁桥以其强大的通行能力和宽敞的视觉效果越来越受到桥梁设计人员的青睐，并且逐渐运用于桥梁设计中。如跨越平洲水道的广东佛山平胜大桥(跨径布置为39.64 m+5×40 m+30 m+350 m+30 m+29.60 m)、跨越胶州湾海域的青岛海湾大桥红岛航道桥(跨径布置为60 m+120 m+120 m+60 m)以及刚建成通车不久的长江入海第一桥―崇启大桥(跨径布置为102 m+4×185 m+102 m)等。这类桥梁具有以下几个方面的特点：①分离双箱梁一般采用相同的断面外形，具有相同的质量、自振频率及阻尼；②为节约工程造价，两分离箱梁的间距都不大；③主梁的跨度不大，颤振稳定性一般都能满足规范要求，但是主梁结构的阻尼小，涡振起振风速又正好在约10 m/s的常遇风速区，导致其很容易发生涡激振动。

国内外多座分离双箱梁桥的现场实测或风洞试验均发现，由于两箱之间的气动干扰作用，分离双箱梁的涡振特性不同于单箱梁的涡振特性。在某些间距情况下，与单箱梁相比，分离双箱梁的涡振特性可能会变差[4-7]。为了认识双箱梁涡激振动的气动干扰规律，确定双箱梁的气动安全间距，国内外研究者已经开展了一些工作。Kimura等[8]通过节段模型风洞试验研究了间距对某分离双箱梁桥涡激振动的影响。两箱梁的净间距D与单箱梁宽B之比分别为2、4、6和8。研究结果表明分离双箱梁的涡振特性与箱梁的间距密切相关，即使当D/B=8时，双箱梁之间的干扰效应仍不可忽略。陈政清等[9]对佛山平胜桥分离双箱梁的涡振特性进行了节段模型风洞试验研究。试验风攻角为+3°，两箱梁的净间距D与单箱梁宽B之比分别为0.15、0.4、0.65、0.8和1.0。试验结果发现，双箱梁的涡激振动特性随箱梁间距的变化而变化，双箱梁之间的气动干扰效应随着间距的增加而逐渐减弱，当D/B≥0.8时气动干扰对双箱梁涡振的影响已经很小。刘志文等[10]通过节段模型风洞试验研究了串列双流线型箱梁断面涡激振动的气动干扰规律。两箱梁的净间距D与单箱梁宽B之比分别为0.3、0.6、1.0、3.0和5.0。研究发现：上游箱梁涡激振动的气动干扰效应主要受D/B的影响, 当D/B≤3时, 对上游箱梁涡激振动的干扰效应表现为增大效应; 当D/B>3 时, 对上游箱梁涡激振动的干扰效应可以忽略; 下游箱梁涡激振动的气动干扰效应主要受上游箱梁涡振振幅的影响, 当上游箱梁振幅较大时, 其对下游箱梁的干扰效应主要表现为抑制作用; 当上游箱梁振幅较小时, 其对下游箱梁的干扰效应则表现为增大效应; 随着双箱梁间距的增加, 干扰效应逐渐减弱。

综合以上研究文献可以发现，与单箱梁相比，分离双箱梁的涡振特性更复杂，间距是分离双箱梁涡振特性的一个重要影响因素。尽管各国学者已经对分离双箱梁的涡振特性进行了研究，并取得了一些成果，但由于该问题的复杂性，现有的这些成果还难以准确系统地认识间距对分离双箱梁涡振特性的影响规律，十分有必要对这一问题开展进一步的研究工作。本文以某座分离双钢箱梁桥为背景，开展了一系列的节段模型风洞试验，详细研究了16个不同间距下分离双箱梁的涡振特性。

1 风洞试验概况

图1显示了双箱梁模型的几何参数。模型的几何缩尺比为1:50。单箱梁模型宽B=370 mm，高H=64 mm，长L=2 000 mm。双箱梁模型的净间距为D。

图1 双箱梁模型的几何参数(mm)Fig.1 Geometry parameters of twin separate box girders (mm)

风洞试验在石家庄铁道大学风工程研究中心STU-1风洞低速试验段中进行。该试验段宽4.4 m，高3 m，长24 m，风速1～30 m/s连续可调。风洞试验在均匀流场中进行，空风洞顺风向紊流度约为0.2%。考虑到分离双箱梁模型涡激振动试验的复杂性，为方便调节箱梁间距和风攻角等参数，专门设计了试验装置，如图2所示。上下游箱梁节段模型分别由8根弹簧悬挂。在试验段上顶面和下底面分别固定两片槽钢。节段模型上方的弹簧通过活动螺栓和上顶面槽钢内的可滑动钢块连接。节段模型下方的弹簧通过力传感器与活动螺栓连接，活动螺栓再与下底面槽钢内的可滑动钢块连接。通过滑动槽钢内的钢块，可快速实现双箱梁模型间距的改变。将上下游箱梁模型分别绕中轴线旋转相同的角度，然后通过旋转活动螺栓调节两模型的相对高度位置，使上下游模型的上表面处于同一斜面内，即可实现不同间距下来流风攻角的改变。试验过程中节段模型振动引起的弹簧张力时程可通过力传感器测得。节段模型的振动位移时程可通过弹簧的张力时程换算得到。表1列出了上下游箱梁模型的试验参数。两箱梁模型的质量、频率及阻尼比等基本保持一致。上下游箱梁模型的Scruton数(Sc=4πζm/ρH2;ζ为模型的竖弯阻尼比，ρ为空气密度，m为模型单位长度质量，H为模型横风向特征尺寸)也基本一致，约为131。

表1 分离双箱梁模型的试验参数

图2 风洞试验装置示意Fig.2 Illustration of wind tunnel test set-up

2 不同攻角下单箱梁的涡振特性

首先进行单箱梁的涡激振动测试，风攻角分别为+5°、+4°、+3°、+2°、+1°、0°、-3°和-5°。定义斜向上吹向模型的来流风为正攻角来流风，斜向下吹向模型的来流风为负攻角来流风。试验风速范围为2.7～13.8 m/s。试验发现，单箱梁模型在各风攻角下均没有发生扭转涡激振动现象。在+5°、+4°和+3°风攻角下发生了竖弯涡激振动现象。图3所示为+5°风攻角下单箱梁模型在风速v=5.5 m/s(最大振幅对应风速)时的竖向位移时程及幅值谱。需要说明的是，本文中所有位移(或振幅)均为试验模型的位移(或振幅)。从图3可知，单箱梁的振动为类谐波振动，幅值谱图中可见两卓越频率，其中较大幅值对应的频率为5.76 Hz，与单箱梁的固有竖向频率非常接近。较小幅值对应的频率为11.56 Hz，约为单箱梁固有竖向频率的2倍。根据旋涡脱落频率、来流风速及模型横风向特征尺寸可计算得到斯托罗哈数St约为0.1。

(a)竖向位移时程 (b)幅值谱图3 单箱梁的竖向位移时程及幅值谱(v=5.5 m/s)Fig.3 Vertical displacement time history and magnitude spectrum of single box girder (v=5.5 m/s)

图4给出了不同风攻角下单箱梁的竖向振幅随风速的变化曲线。从图4可知，在+5°风攻角下，单箱梁涡激振动的风速锁定区间约为3.8～5.7 m/s，在5.5 m/s的风速下，振幅最大，约为2.4 mm。随着风攻角的逐渐减小，单箱梁涡激振动的风速锁定区间逐渐变短，最大振幅值逐渐变小，最大振幅对应的风速逐渐变低。这表明，单箱梁的涡激振动性能在+5°风攻角时最差，随着风攻角的减小，涡激振动性能逐渐变好。

图4 单幅箱梁的竖向振幅随风速的变化曲线Fig.4 Changing curves of vertical vibration amplitude of single box girder versus wind speed

3 大攻角下间距对分离双箱梁涡振特性的影响

考虑到在+5°风攻角下单箱梁的涡振振幅最大，风速锁定区间最长，涡振性能最差。分离双箱梁的涡激振动试验在+5°风攻角下展开。双箱梁的净间距D与单箱梁宽度B的比值D/B分别为0.025、0.05、0.075、0.1、0.15、0.2、0.25、0.4、0.6、0.8、1.0、1.5、2.0、2.5、3.0和4.0。

分离双箱梁的风洞测试结果发现：在2.7～13.8 m/s的风速范围内，上下游箱梁仅发生了竖向涡激振动现象，没有发生扭转涡激振动现象。图5显示了D/B=0.025，风速v=6.7 m/s时上下游箱梁的竖向位移时程及幅值谱。图6显示了D/B=0.4，风速v=5.8 m/s时上下游箱梁的竖向位移时程及幅值谱。限于篇幅，其它间距下的竖向位移时程及幅值谱没有给出。从位移时程图可以看到，上下游箱梁的振动均为类谐波振动。两箱梁的振动并不同步，振动相位差随着间距的变化而变化。从幅值谱图可以看到：上下游箱梁均可见两卓越频率，其值分别为1倍和2倍的箱梁固有竖向频率。

(a)竖向位移时程 (b)幅值谱图5 分离双箱梁的竖向位移时程及幅值谱(D/B=0.025，v=6.7 m/s)Fig.5 Vertical displacement time history and magnitude spectrum of twin separate box girders (D/B=0.025, v= 6.7 m/s)

(a)竖向位移时程 (b)幅值谱图6 分离双箱梁的竖向位移时程及幅值谱(D/B=0.4，v=5.8 m/s)Fig.6 Vertical displacement time history and magnitude spectrum of twin separate box girders (D/B=0.4, v=5.8 m/s)

图7所示为单箱梁及不同间距上游箱梁的竖向振幅随风速的变化曲线。图8所示为单箱梁及不同间距下游箱梁的竖向振幅随风速的变化曲线。为了清楚地看到上下游箱梁的振幅随间距的变化规律，将16个不同间距下的结果按间距大小分为4组。每组4个间距下的结果放在一起，并与单箱梁的结果进行了对比。图9和图10分别为上游箱梁和下游箱梁的最大竖向振幅随D/B的变化曲线。

综合分析图7和图9的结果可知，在+5°风攻角下，间距对上游箱梁涡振特性的影响大致可以分为以下4个区间：①当0.025

(a)0.025≤D/B≤0.1 (b)0.15≤D/B≤0.4

(c)0.6≤D/B≤1.5 (d)2.0≤D/B≤4.0图7 不同间距上游箱梁的竖向振幅随风速的变化曲线Fig.7 Changing curves of vertical vibration amplitude of windward box girder versus wind speed in different spacings

综合分析图8和图10的结果可知，在+5°风攻角下，间距对下游箱梁涡振特性的影响大致可以分为以下4个区间：①当0.025

(a)0.025≤D/B≤0.1 (b)0.15≤D/B≤0.4

(c)0.6≤D/B≤1.5 (d)2.0≤D/B≤4.0图8 不同间距下游箱梁的竖向振幅随风速的变化曲线Fig.8 Changing curves of vertical vibration amplitude of leeward box girder versus wind speed in different spacings

图9 上游箱梁的最大竖向振幅随D/B的变化曲线Fig.9 Changing curves of maximum vertical vibration amplitude of windward box girder versus D/B

图10 下游箱梁的最大竖向振幅随D/B的变化曲线Fig.10 Changing curves of maximum vertical vibration amplitude of leeward box girder versus D/B

以下从流场的角度初步分析分离双箱梁涡振特性随间距的变化原因。

如图11(b)所示，在极小的间距时，如D/B=0.025，上下游箱梁的风效应可近似为两箱梁完全靠近后的风效应。来流风不仅在下游箱梁的尾部形成周期性的旋涡脱落，还可能在上游箱梁的背风斜腹板与下游箱梁的迎风斜腹板之间形成周期性的旋涡脱落。这可能是此间距时分离双箱梁涡激振动被放大的原因。

如图11(c)所示，在较小的间距时，如D/B=0.1，上游箱梁的背风面和下游箱梁的迎风面之间形成开槽。由于这种小宽度的开槽效应，下游箱梁的存在会对上游箱梁尾部的旋涡脱落产生一定的抑制作用，这与串列双方柱在小于临界间距时上游柱体的旋涡脱落被抑制具有类似性[11]。由于脱落旋涡的抑制，上下游箱梁的涡激振动亦被抑制。

随着间距的增大，如图11(d)所示。上下游箱梁之间的开槽宽度也随之变大。与串列双方柱在大于临界间距时的情形类似，下游箱梁的存在不再对上游箱梁尾部的旋涡脱落产生抑制作用。下游箱梁不仅受到自身脱落旋涡作用，亦会受到上游箱梁尾流旋涡作用，所以其涡振振幅会明显大于单箱梁的涡振振幅。下游箱梁的振动会对周围的流场产生扰动，由于间距不大，这种扰动也会对上游箱梁产生一定的作用，因此上游箱梁的涡振振幅也会大于单箱梁的涡振振幅。

随着间距的进一步增大，如图11(e)所示。来流风在上游箱梁背后的周期性脱落旋涡在向下游移动过程中尺度不断变小，这相当于对下游箱梁形成了近似紊流(小尺度旋涡)风场。由于紊流通常对箱梁的涡振有抑制作用，因此这种特征尾流紊流效应可能是较大间距时下游箱梁的涡振振幅小于单箱梁涡振振幅的原因。由于间距较大，且处于逆风向，下游箱梁的振动效应对上游箱梁涡振的影响很小，因此，较大间距时上游箱梁的涡振特性接近于单箱梁的涡振特性。

(a)单箱梁 (b)分离双箱梁D/B=0.025

(c)分离双箱梁D/B=0.1 (d)分离双箱梁D/B=0.4

(e)分离双箱梁D/B=3图11 单箱梁与不同间距分离双箱梁的旋涡脱落情况Fig.11 Vortex shedding of single box girder and twin separate box girders in different spacing

4 结 论

以某座分离双钢箱梁桥为背景，基于节段模型风洞试验首先分析了8个不同风攻角下单箱梁的涡振特性，然后详细研究了+5°风攻角下分离双箱梁在16个不同间距(双箱梁的净间距D与单箱梁宽B之比D/B的变化范围为0.025～4.0)时的涡振特性，并将结果与单箱梁的结果进行了对比。针对本文这种特定断面外形的分离双箱梁，在0.025

(1)在+5°风攻角下，间距对上游箱梁涡振特性的影响大致分为4个区间：当0.025

(2)在+5°风攻角下，间距对下游箱梁涡振特性的影响大致分为4个区间：当0.025

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Influence of the spacing on vortex-induced vibration characteristics of twin separate steel box girders under a large wind attacking angle

LIU Xiaobing1,2, ZHANG Haidong1, LIU Qingkuan1,2

(1. Wind Engineering Research Center, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043,China；2. Hebei Province Key Lab of Structural Health Monitoring and Control, Shijiazhuang 050043, China)

Based on a bridge with twin separate steel box girders, a number of sectional model wind tunnel tests were performed. The vortex-induced vibration characteristic of a single box girder under 8 different wind attacking angles ranging from -5° to +5° were studied. Then the vortex-induced vibration characteristics of the twin separate box girders with 16 different spacings under the wind attacking angle of +5° were investigated and the results were compared with that of the single box girder. The spacing ratioD/Bwas from 0.025 to 4.0, whereDis the net spacing between twin box girders andBis the width of the single box girder. The test results show that the influences of spacing on vortex-induced vibration characteristics of both windward box girder and leeward box girder can be divided into four regions.

twin separate box girders；vortex-induced vibration；spacing；large wind attacking angle；wind tunnel test

国家自然科学基金项目(51308359；51378323)；河北省自然科学基金项目(E2013210103；E2014210138)；河北省高等学校科学技术研究基金项目(QN20131169)

2015-09-26 修改稿收到日期： 2016-04-20

刘小兵 男，博士，副教授，1982年生

U441.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.14.032