鳊鱼洲长江大桥矩形钢箱梁涡振性能及控制措施研究

2021-10-18李志国黄林高贵李世文宁伯伟

铁道科学与工程学报 2021年7期

李志国，黄林，高贵，李世文，宁伯伟

(1.西南交通大学风工程试验研究中心，四川成都610031；2.风工程四川省重点实验室，四川成都610031；3.武九铁路客运专线湖北有限责任公司，湖北武汉430201；4.中铁大桥勘测设计院集团有限公司，湖北武汉430050)

随着经济和社会的发展，在世界范围内，人们对大跨度铁路桥梁的需求也日渐增长。由于刚度上的更高要求，跨越大江大河的铁路桥多以斜拉桥为主，其主梁形式也多采用钢桁架梁。相对于公路斜拉桥中普遍采用的钢箱梁，钢桁梁的重量更大，建造和维护成本也更高，开发适合铁路斜拉桥使用的钢箱梁具备很大的市场前景。由于公路斜拉桥采用的扁平钢箱梁的刚度无法满足大跨度铁路斜拉桥的设计要求，因此为了保障主梁刚度，箱形断面需要设计为宽高比较小(宽高比在5-7)的矩形断面。已有研究表明[1−4]，对于大部分外形具有典型钝体特征的结构，例如矩形钢箱梁，当气流流经这些钝体结构时，会产生流动分离形成周期性脱落的漩涡，并产生周期性的非定常气动力，当其频率与结构模态频率接近时，就会引起涡激共振现象。因此，当宽高比大于5的矩形断面应用在大跨度斜拉桥时，会发生涡激振动现象。涡激振动现象是大跨度桥梁在低风速下出现的一种风致振动现象，丹麦大贝尔特东桥与中国西堠门大桥等均出现过涡振现象。尽管涡激振动不会像颤振一样带来灾难性的发散振动，但其发生在常遇低风速范围，出现频率较高，振幅较大，除了影响正常交通外，还可能导致构件的疲劳损伤。对于铁路桥，涡激振动会严重影响列车的行驶安全，尤其是高速铁路的行车安全，在设计中需要坚决避免。涡振可以采用改善气动外形和增设气动措施的方式进行抑制。LARSEN等[5]提出了抑制昂船洲桥主桥涡振的导流板措施。李永乐等[6−7]提出了一种风嘴措施可较好的抑制分离式双箱梁的涡振。WANG等[8]发现15°斜腹板倾角可以显著提高流线型箱梁的颤振和涡振性能。李明等[9]研究了风嘴、导流板和抑振板等对宽幅流线型箱梁涡振性能的影响。HAQUE等[10]通过数值模拟发现较尖的风嘴角度可以有效提高钝体钢箱梁的涡振性能。LI等[11]也得出相似的结论。日本抗风设计规范里，也列举了多种抑制不同形式钢箱梁涡振的措施。朱思宇等[7]发现检修车轨道内侧导流板可以有效减小竖向涡振。HE等[12]通过风洞试验发现主梁宽高比、风嘴角度为涡振敏感参数。目前，已有的制振措施均是基于扁平箱梁或带挑臂的梯形箱梁涡激振动所提出的，几乎没有关于矩形钢箱梁铁路桥涡振制振研究的报道。同时，由于铁路行车还需要有轨道板、线槽等措施，这些构件突出在桥面上，会加剧漩涡脱落，从而降低主梁的涡振性能，因此相较于纯粹的矩形断面，铺设轨道板等附属构件的矩形钢箱梁的涡振性能会更差。为了保障大跨度铁路斜拉桥的行车安全，需要有效抑制矩形钢箱梁主梁涡振的措施。本文以某主跨为672 m的矩形钢箱梁铁路斜拉桥为工程背景，在借鉴已有研究成果的基础上，分别采用1:50及1:25节段模型风洞试验，研究主梁的涡激共振及制振措施。在对比多种气动措施制振效果的基础上，提出一种带平台的三角形下行风嘴的制振措施，并通过风洞试验对其效果进行验证。

1 主梁涡振性能及气动措施

1.1 试验参数

斜拉桥主梁采用矩形闭口钢箱梁，主梁高4.8 m，全宽32.2 m，宽高比6.71，其上布置有四线铁路(两线高铁和两线普铁)，以及检修道、轨道板，管线槽等附属设施。由于高铁行车安全的需要，在普速线路和高速线路之间增设了隔离措施，位置在主梁上表面的中间位置，高度为3 m，透风率为65%，具体如图1所示。

图1 原始主梁断面示意图Fig.1 Cross section of original deck

根据主梁断面尺寸、风洞试验段尺寸以及试验相关要求，风洞试验节段模型缩尺比为1:50，模型长度L=2.095 m，宽度B=0.644 m，高度H=0.096 m。节段模型外衣内部采用木质框架，外表采用木板蒙皮制成，轨道板、栏杆、中央防抛网以及梁底的检修车轨道采用ABS塑料板制作并确保外形及透风率相似。采用弹簧悬挂的方式安装模型，如图2所示。涡振试验在西南交通大学XN‐JD-1风洞第二试验段进行，该试验段截面尺寸为2.4 m×2.0 m，风速范围为1.0～45.0 m/s。

图2 弹簧悬挂节段模型Fig.2 Spring-suspended section model

由于目前尚没有针对大跨度钢箱梁铁路桥风洞试验阻尼比取值的相关规定，参考陈平等[13]针对铁路桥开展的风洞试验的阻尼比取值，本次试验阻尼比取值在0.5%左右。根据《公路桥梁抗风设计规范》计算得到该桥竖弯涡振振幅限值为142.8 mm，扭转涡振振幅限值为0.242°。

此节段模型涡振试验的相关参数中，模态频率选择了竖向和扭转振动的基频，具体如表1所示。

表1 1:50节段模型试验动力参数Table 1 Dynamic parameters of 1:50 section model tests

1.2 原设计矩形断面的涡振性能

涡激振动试验在均匀流场中进行，风洞中的风速范围0.5 m/s到6 m/s(实桥风速范围3.5 m/s到42 m/s)，风洞中风速间隔0.15 m/s(实桥风速间隔约1 m/s)。分别在0°，±3°和±5°攻角下测试了主梁竖弯及扭转涡振，如图3所示(图中风速和振幅数据均已换算成实桥)，具体现象描述如下：

图3 原设计矩形断面主梁涡振振幅(缩尺比1:50)Fig.3 VIV displacement of the main girder with original deck(scale ratio:1:50)

1)在0°风攻角下，原设计矩形断面存在2个竖弯涡振区间与2个扭转涡振区间，其中2个竖弯涡振区间的振幅均没有超过限值，但高风速下扭转涡振区间IB(25～35 m/s风速下)内的扭转涡振振幅显著超过涡振限值。

2)在±3°，±5°风攻角下，存在一个高风速下竖弯涡振区间IA(20～30 m/s风速下)与一个高风速下扭转涡振区间IB，且振幅均显著超过限值，其中竖弯涡振振幅最大超过涡振限值32.29%，扭转涡振振幅显著超过涡振限值。

因此，为保障桥梁运营期间铁路行车的安全性，需要对主梁的涡振性能进行优化，提出合理有效、简便易行的制振措施。

2 主梁涡振制振措施研究

主梁断面的气动外形对其涡振性能有着重要影响，参考已有的研究成果[10]，本文采用设置裙板、导流板、风嘴以及改变外侧检修道栏杆透风率这几种气动措施(具体如表2所示)，测试了不同工况下主梁涡振的振幅。试验重点考察了风嘴(实际长度均为4 m)的涡振控制效果，其中，风嘴尖角位于对称线以上的称为上行风嘴，风嘴尖角位于对称线以下的称为下行风嘴，风嘴尖角位于对称线的称为对称风嘴(如图4所示)，试验中分别选取了三角形上行风嘴(风嘴Ⅰ)，三角形对称风嘴(风嘴Ⅱ)以及三角形下行风嘴(风嘴Ⅲ)。

图4 风嘴分类示意图Fig.4 Diagram of wind fairing classification

表2 节段模型涡振制振气动措施示意图Table 2 Aerodynamic measures and structural details cm

从对原设计矩形断面的涡振性能风洞试验结果可知，该主梁在各风攻角下均发生了涡激振动。考虑到代表性和特殊性，在考察制振措施的风洞试验中，选取0°风攻角和振幅最大时对应的+5°风攻角开展相关测试。各种气动措施对应的最大涡振振幅如表3与表4所示(图中数据均已换算成实桥)。

由表3与表4可知，在6种气动措施中，除了将外侧检修道栏杆进行间隔封闭的措施无效外(该气动措施甚至还会增大主梁涡振振幅)，在裙板、导流板和风嘴这3种措施的测试结果中，主梁的竖弯最大涡振振幅均低于规范限值，说明这几种气动措施起到了一定的制振作用。其中，在0°风攻角下三角形风嘴均能将主梁竖弯最大涡振振幅降低87%以上，+5°风攻角下三角形风嘴均能将主梁竖弯最大涡振振幅降低56%以上，三角形风嘴对于主梁竖弯涡振的制振能力明显优于裙板与导流板。如表4所示，风嘴Ⅰ、风嘴Ⅱ与风嘴Ⅲ3种风嘴对于主梁扭转最大涡振振幅的降低率依次分别为20.83%，27.08%与41.67%，3种风嘴对主梁涡振制振能力排序为风嘴Ⅲ>风嘴Ⅱ>风嘴Ⅰ，即下行风嘴效果最佳，而其他措施对扭转涡振的抑制效果均较差。

表3 各工况最大竖弯涡振幅值Table 3 Vertical maximum VIV displacement of each working condition mm

表4 各工况最大扭转涡振幅值Table 4 Torsional maximum VIV displacement of each working condition °

3 带平台的三角形风嘴制振措施

从上述风洞试验结果可知，三角形风嘴作为一种气动措施可以有效地抑制主梁的竖弯涡振，但对于抑制主梁扭转涡振的效果不佳。综合之前所得到的下行风嘴制振能力较好的结论，在三角形下行风嘴上部设置一个实际长度为75 cm的平台(改变气流在梁体上部的分离点，使分离点远离检修道栏杆，减弱漩涡不利作用)，提出了一种带平台的三角形下行风嘴(风嘴Ⅳ)，措施具体细节如图5所示。

图5 风嘴Ⅳ示意图Fig.5 Diagram of wind fairing IV

对加装了风嘴Ⅳ的主梁进行1:50节段模型涡振试验，在0°，±3°，±5°攻角和0.5%阻尼比下，主梁竖弯及扭转涡振振幅如图6所示(图中数据均已换算成实桥)。

图6 工况风嘴Ⅳ断面主梁涡振振幅(缩尺比1:50)Fig.6 VIV displacement of the main girder with case wind fairing IV(scale ratio:1:50)

由图6(a)可知，加装风嘴Ⅳ后，主梁的竖弯涡激振动得到了显著抑制，仅在+5°风攻角下发生明显竖弯涡激振动，风速区间为10～15 m/s，且最大振幅值为40 mm，远远小于涡振振幅限值，在+3°风攻角下发生轻微竖弯涡激振动，最大振幅值仅为12 mm。在其余风攻角下，主梁的竖弯涡激振动均被完全消除。

由图6(b)可知，加装风嘴Ⅳ后，主梁的扭转涡激振动得到了极大的抑制，主梁仅在+5°与+3°风攻角下发生扭转涡激振动，风速区间为20～28 m/s，最大振动幅值分别为0.046°与0.033°，均远小于涡振振幅限值。在其余风攻角下，扭转涡激振动几乎消失。

通过1:50节段模型风洞试验，可以发现风嘴Ⅳ作为一种带平台的三角形下行风嘴对主梁涡振的抑制效果十分显著，满足相应的涡振振幅规范要求。需要说明的是，采用此风嘴后，在没有中间防抛网的条件下，主梁的竖向和扭转涡振在不同攻角下都可以完全消除。

4 大比例尺节段模型涡振试验

大尺度主梁节段模型(通常为1:15～1:30)风洞试验能够克服常规尺度(1:50)节段模型对桥梁结构模拟不够精细、风速比大等弊端[15]，进而可以获得更加接近实际情况的主梁涡振性能。为此，有必要开展大比例尺节段模型涡振风洞试验，进一步验证风嘴Ⅳ对主梁涡激振动的制振效果。

加装了风嘴Ⅳ的主梁大尺度节段模型风洞试验缩尺比为1:25，模型长度3.9 m，长宽比接近3。试验在XNJD-3大气边界层风洞中(试验断面宽22.5 m，高4.5 m)的专用装置上进行，风洞试验照片如图7所示。表5为节段模型的主要试验参数，试验风速比为1/4.45，在来流风攻角分别为0°，±3°和±5°的均匀流下进行，结构阻尼比为0.47%。

图7 1:25节段模型风洞布置图Fig.7 Layout of the 1:25 section model wind tunnel test

表5 1:25节段模型试验动力参数Table 5 Dynamic parameters of 1:25 section model tests

图8 为加装了风嘴Ⅳ后主梁涡激振动响应随风速的变化曲线，风致响应及风速均已换算至实桥值。

图8 工况风嘴Ⅳ断面主梁涡振振幅(缩尺比1:25)Fig.8 VIV displacement of the main girder with case wind fairing IV(scale ratio:1:25)

由图8(a)可知，加装风嘴Ⅳ后，通过1:25节段模型风洞试验得到的主梁竖弯涡激振动结果与通过1:50节段模型风洞试验得到的主梁竖弯涡激振动结果相比，+5°风攻角下，最大竖弯涡振振幅由40 mm降低至21 mm，风速区间由10～15 m/s前移并缩小至9～11 m/s。同时，在1:50节段模型试验中观测到的+3°风攻角下竖弯涡激振动现象消失。

图8 (b)可知，加装风嘴Ⅳ后，通过1:25节段模型风洞试验得到的主梁扭转涡激振动结果与通过1:50节段模型风洞试验得到的主梁扭转涡激振动结果相比，在+5°风攻角下，扭转涡振振幅由0.046°降低至0.028°，但风速区间没有发生变化；在+3°风攻角下，主梁的扭转涡激振动现象消失。因此，1:25节段模型风洞试验结果也验证了风嘴Ⅳ对主梁涡振的抑制效果。