边主梁叠合梁涡振性能气动优化措施风洞试验研究

2018-09-27李春光黄静文

振动与冲击 2018年17期

李春光，黄静文，张记，韩艳

(长沙理工大学土木工程学院, 长沙 410114)

双边主梁钢混叠合梁形式构造简单，节省材料自重轻，施工方便，受力明确，尤其适用于双索面斜拉桥结构，因而被广泛的应用于大跨度斜拉桥的主梁设计建造。而大跨度斜拉桥作为柔性体系桥梁，风致振动响应是其需要重点解决的问题。

涡激振动是来流流经结构发生分离与交替性漩涡脱落而引起的带有自激性质的结构风致限幅共振，是大跨度桥梁在低风速下极易出现的一种风致振动现象。尽管涡激振动不会像颤振、驰振一样带来灾难性的发散振动，但其发生风速多在常遇低风速范围，发生频率较高，从而可能导致结构细部的疲劳损伤。轻者引起行车舒适性问题，严重情况会导致结构的过大变形甚至强度破坏。因此涡振控制成为目前柔性桥梁设计建造中重点关注的问题[1]。即使是大跨度桥梁广泛采用的气动性能良好的流线型钢箱梁主梁断面，因栏杆、检修轨等结构附属构件的影响也经常会发生涡激振动[2-5]。而边主梁叠合梁有型钢-混凝土叠合梁、半封闭钢箱梁、双边肋混凝土板叠合梁等多种构造形式，其敞开式构造具有明显的钝体气动形态，使得主梁断面的来流绕流形态更加的复杂，更易引起涡激振动，因而边主梁叠合梁的涡振是其应用中需要重点解决的问题。

关于大跨度桥梁边主梁断面形式的涡振问题已有部分研究。Irwin[6]针对边主梁开口断面，采取防风板的气动制涡效果进行了研究；Kubo等[7]研究了π型梁发生扭转涡激振动的气流特点，实验结果表明π型梁越钝体化，气流越容易分离；张志田等[8]针对开口斜拉桥的涡振在主梁底设下稳定板的气动制涡效果进行了研究；董锐等[9]通过风洞试验对型钢混凝土II型开口断面主梁比较了两种导流板的气动性能；杨光辉等[10]研究了中央稳定板及栏杆透风率对π型断面涡振性能的影响；钱国伟等[11]研究了更改防撞栏杆截面的形式，安装水平隔流板等措施对II型断面的制涡效果。

以上文献研究中多局限在导流板、稳定板或者风嘴等一两种气动措施的比较研究，没有系统性的研究包括抑流板、导流板、风嘴、上下稳定板、栏杆透风率等常用气动措施的适用性。本文以某边主梁叠合梁斜拉桥为工程背景，借鉴已有研究成果，采用节段模型风洞试验，分析不同来流攻角情况下的边主梁叠合梁涡振性能，并综合研究抑流板、导流板、稳定板、风嘴、栏杆透风率等气动措施的涡振控制效果，提出可行的优化措施。

1 工程背景

本文依托的背景工程为155+360+155=670 m跨径布置的边主梁钢混叠合梁斜拉桥。桥址处于山区峡谷地形，主梁断面采用双“上”型钢边主梁带小纵梁的混凝土桥面板叠合梁构造，主梁横向中心距24.0 m，桥梁全宽26.6 m，路线中心线处梁高2.642 m，边主梁中心线处梁高2.400 m，类鱼腹式钢横隔梁每4 m一道，斜拉索为竖直索面，斜拉索间距12 m，桥塔形式为H 型塔，具体构造如图1所示。

图1 设计方案主梁横截面图(cm)Fig.1 Cross section diagram of the design main girder(cm)

2 风洞试验布置

主梁刚性节段模型缩尺比采用常规比例1∶50，模型长度取1.55 m,模型长宽比达到2.89，具体参数如表1所示。刚性节段模型利用不锈钢管框架做内支架以提供足够的整体刚度，外形采用雕刻机精细模拟，尽可能的真实模拟设计方案的气动外形。

表1 节段模型主要试验参数Tab.1 Parameters of the section model wind tunnel test

节段模型涡激振动试验在中南大学高速铁路建造技术国家工程实验室下属风洞实验室高速试验段完成。高速试验段宽3.0 m、高3 m、长15 m，风速稳定范围2～90 m/s，湍流度小于0.5%。模型通过8根弹簧自由悬挂于风洞内，形成竖弯和扭转二自由度振动系统。由于涡激共振通常发生的风速较低，试验中采用刚度较大的弹簧来提高模型的自振频率以获得较高的涡振试验风速比。风洞试验布置如图2所示。

图2 刚性节段模型风洞布置图Fig.2 Layout of the rigid section model wind tunnel test

由于桥址位于山区峡谷地形，参考已有山区地形风场特性的相关研究成果[12-13]，来流攻角通常会超出规范规定的±3°范围，因此涡振试验工况中来流攻角设定为0°,±5°，模型风振响应信号由无接触式激光位移计测量，共采用4只位移计，为避免仪器对风场的干扰，激光位移计对称布置在模型两端的连接杆下方约15 cm处。具体试验布置如图2所示。节段模型自由振动涡振试验首先测试了原设计断面在-5°，0°，+5°来流情况下的涡振性能，然后根据试验结果选取最不利的-5°工况进行抑制涡振气动措施参数优化试验研究。涡激振动气动措施优化具体工况如表2。需要说明的是本试验所有工况均在均匀流场中进行。

3 主梁涡振性能及气动措施优化

3.1 设计断面涡振性能

图3所示为原设计方案主梁振动位移响应根方差随风速的变化曲线，风致响应及风速均已换算至实桥值。由图3可知，在不同来流攻角下节段模型均发生了明显的竖向及扭转涡振响应，竖向涡振风速区间约为13～20.1 m/s，随攻角由正向负变化，主梁断面的涡振越发不利，并且在-5°攻角下的竖弯及扭转的振动最大幅值明显高于其他两个攻角，竖弯振动的最大幅值已超出规范允许值。这与通常的箱梁断面涡振性能随风攻角由负向正变化趋于不利恰恰相反，这是在主梁断面选择时需要注意的。与竖向涡振略有不同，扭转涡振风速区间随攻角由正向负变化逐渐向高风速方向迁移，但其振幅值仅约为规范允许值的40%。图4所示各攻角工况下扭转涡振响应的幅值谱曲线，其涡振卓越频率均在10.01 Hz左右，考虑到试验测量误差以及气动刚度的影响，可以认为模型扭转涡振频率与试验设定频率9.95 Hz一致。说明由于来流攻角的改变，使得主梁迎风面变化从而引起其Strouhal数也随之变动。由于涡激振动对实桥的使用性能具有较大影响，从大桥的行驶舒适性及耐久性等方面考虑，设计方案的主梁断面需要进一步进行气动措施优化，以使其获得良好的涡振性能。

图3 设计状态涡振竖弯及扭转响应随风速变化的曲线Fig.3 The curve of vertical vibration and torsional VIV with wind speed图4 不同攻角下扭转涡振响应频谱Fig.4 Response spectrum of torsional vortex at different angles of at-tack

3.2 涡振气动优化措施

试验过程中选取了最不利的-5°攻角状态进行气动措施的优化。根据已有文献成果，综合测试了更改防撞栏透风率、边主梁底部设置水平稳定板、主梁底部布置竖向稳定板、增加栏杆抑流板，安装边主梁风嘴等一系列气动措施，通过节段模型试验来研究其对背景工程主梁涡振的抑制效果，详细试验工况见表2。

3.2.1 透风防撞栏

桥面栏杆的形式将对来流的分离与再附着产生较大影响，栏杆形式往往是涡振的敏感构件。文献[4]研究显示栏杆的构造形式对π型断面涡振性能具有明显影响。本桥面上设计防撞栏为实体混凝土墩，即不透风实体，为此将防撞栏改为常见的透风形式防撞栏形式，以增加桥面上方的透风率，具体构造如图5所示。图6所示为变更防撞栏后主梁涡振响应随风速变化曲线，涡振的竖弯和扭转的振幅均有所减小。换为透风防撞栏后竖向涡振振幅同比减小了约20%，扭转涡振风速区间基本未变，振幅降低约30%。由此可见防撞栏形式对于此类边主梁叠合梁断面涡振性能具有一定抑制效果，但并不突出。

3.2.2 水平稳定板

边主梁叠合梁的边主梁与桥面板连接处转角部位的旋涡脱落是诱发桥梁涡激共振的重要原因，在桥梁断面底部的双边主梁底转角处设置适当的水平导流板可以有效减小甚至抑制漩涡的规律性脱落从而抑制涡激共振的发生。因此本试验在边主梁底转角处对比设置了如图7所示的内、外侧两种水平稳定板。主梁涡振响应随风速变化的曲线及与设计状态响应的对比如图8所示。

从图8中可以看出，安装水平稳定板后竖向涡振得到了一定程度的抑制，其中竖向涡振最大响应降低约21%及34%，并且外水平板效果优于比内水平板。同时外水平板起到了抑制扭转响应的作用，响应峰值降低约36%，而内侧的水平稳定板几乎没有起到抑制涡振的作用，并且还引起了涡振扭转的提前发生。虽然内水平稳定板对涡振响应有一定程度上的抑制作用，但是竖向涡振响应峰值仍占允许值的近70%，涡振响应仍然较明显。由此可知边主梁底部安装外侧水平稳定板是一种较为有效的涡振气动优化措施，可供类似主梁断面参考使用。

表2 气动措施优化工况Tab.2 Aerodynamic optimization test conditions

(a) 混凝土不透风防撞栏

(b) 透风防撞栏图5 防撞栏形式示意图Fig.5 Schematic diagram of the crash barrier

图6 透风防撞栏措施涡振响应风速变化曲线图Fig.6 The curve of VIV with wind speed of changed crash barrier

图7 内、外水平稳定板布置图(mm)Fig.7 Layout diagram of inside and outside horizontal stabilizer plate (mm)

3.2.3 竖向稳定板

主梁底板安装竖向稳定板可以一定程度上干扰迎风来流产生的规律性涡脱，从而避免产生涡激共振，张志田等研究了在π型开口叠合梁截面主梁安装桥面、梁底竖向稳定板的气动措施，发现其能够有效抑制桥的涡激振动。由于本文断面防撞栏全为不透风实体结构，为此试验过程中借鉴文献研究成果，分别采取了①在底部中间位置设置1道与底面平齐的竖向稳定板；②延长伸出桥面底部1.5 cm；③分别在1/4,1/2,3/4处设置3道竖向稳定板共三种竖向稳定板的气动措施，如图9所示，来对比研究其对涡振的抑制效果。三种气动措施涡振响应随风速的变化曲线见图10。

图8 设置水平稳定板涡振响应随风速变化曲线图Fig.8 The curve of VIV response with wind speed with installation of horizontal stabilizer plate

(a) 工况7 主梁底部中间设置竖向稳定板

(b) 工况 9梁底部设置3道竖向稳定板图9 主梁底部竖向稳定板布置图Fig.9 Scheme of vertical stabilizer at the bottom of main beam

从图10中可以看出，安装梁底竖向稳定板的三种措施对竖向涡振响应均有一定程度的抑制作用，竖向涡振峰值衰减约25%左右，随竖向稳定板增高、增多效果更加明显。然而对扭转涡振响应却产生了截然相反的效果，安装梁底竖向稳定板扭转响应幅值急剧增加，甚至超出规范允许值，稳定板越多，扭转涡振越剧烈。因此梁底安装竖向稳定板的气动措施不适合改善该桥比选方案的钢混工字型边主梁断面的气动稳定性。究其原因，作者猜想在最不利风攻角为-5°情况下，桥面栏杆及不透风防撞栏的影响更为显著，竖向稳定板一定程度上钝化了梁底平面，虽然干扰了引起竖向涡振的漩涡脱落，但加剧了扭转涡振的漩涡脱落。

图10 设置竖向稳定板涡振响应随风速变化的曲线Fig.10 The curve of VIV with wind speed with installation of vertical stabilizer

3.2.4 栏杆抑流板

桥面栏杆的形式将对来流的分离与再附着产生较大影响，已有文献研究表明栏杆形式往往是涡振的敏感构件。设置抑流板可以改善上表面流场分布，减弱气流在上表面前缘的分离，降低了整个上表面的风压及脉动达到制涡的效果。为此试验过程中尝试在检修道栏杆顶部施加抑流板，测试其对主梁涡振响应的影响。本文对叠合梁加设两种不同宽度的抑流板布置图见图11。

图12所示为安装栏杆抑流板后主梁涡振响应随风速变化曲线，从图中可以看出检修道栏杆顶安装0.5 cm(实桥0.25 cm)水平15°抑流板的措施起到了一定的制振作用，竖向及扭转涡振均得到抑制，响应峰值降低约30%，同时竖向涡振的风速锁定区间得到一定程度的压缩。在此基础上延长抑流板达0.5 m，涡振响应幅值略有降低，但是效果微弱，因此若要进一步抑制涡振响应需要将检修道栏杆顶部抑流板进一步加宽，但是抑流板太宽实际施工中较为困难，同时也影响美观，现实意义不大，因此试验中未继续增加其宽度进行参数测试。

图11 栏杆抑流板设置示意图(cm)Fig.11 Diagram of the flow suppression board on pedestrian railing(cm)

图12 设置抑流板涡振响应随风速变化的曲线Fig.12 The curve of VIV with installation of flow suppression board

3.2.5 主梁风嘴

由于主梁断面的典型钝体特征显著影响其气动稳定性能，在上下游工字型边主梁处安装风嘴可以有效的改变其钝体气动外形，从而达到抑制涡激共振的目的。试验过程中通过尝试了安装角度为40风嘴的气动措施工况12，模型风嘴布置图见图13。并将设置风嘴与前几个工况抑制涡振比较理想的几个气动措施作对比，分别为工况4(透风防撞栏)工况6(外侧设置水平稳定板)工况10(加设宽度为1 cm的抑流板)。涡振振幅根方差随风速变化曲线见图14。

通过对比可以看出通过设置风嘴，涡振的竖弯和扭转振幅都有明显的大幅减小，相对于其他三个工况的抑制涡振竖弯效果最佳；扭转涡振同样得到了显著的抑制。在气动措施工况4、6、10、12中，工况10设置抑流板将流经主梁断面前方气流经过面积减小，进入上表面的气流速度增大从而达到制涡的效果比工况6在主梁下设置水平隔流板打乱削弱在主肋与桥面板转角处的气流制涡效果更好些，说明在桥断面上方采取制涡措施效果比在边主梁底部。在众多气动措施尝试中工况12边主梁加风嘴的制涡效果最佳。