李興勇

(中鐵十一局集團(tuán)第一工程有限公司 湖北襄陽 441104)

1 引言

邊箱疊合梁由于其優(yōu)良的力學(xué)性能被廣泛應(yīng)用于大跨度斜拉橋[1-2]。另一方面，由于邊箱疊合梁的主梁設(shè)置在側(cè)面且采用了較厚的混凝土橋面板，因此其鈍體效應(yīng)明顯，容易發(fā)生風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象。其中渦激振動(dòng)是邊箱疊合梁斜拉橋在低風(fēng)速下最常見的氣彈不穩(wěn)定現(xiàn)象之一，具有限速限幅的特點(diǎn)，其危害程度相較顫振和馳振小，不會導(dǎo)致橋梁的直接破壞，但持續(xù)的振動(dòng)會影響橋梁的運(yùn)營、縮短橋梁的壽命，因此同樣需要引起重視[3]。

針對邊箱疊合梁氣動(dòng)性能的優(yōu)化及研究，國內(nèi)外結(jié)合實(shí)際橋梁工程項(xiàng)目開展了大量的研究工作。趙林等[4]針對邊主梁斷面氣動(dòng)優(yōu)化措施進(jìn)行了綜述，提出了風(fēng)嘴、水平穩(wěn)定板、欄桿抑流板等控制方法。李春光等[5]以邊箱疊合梁為研究對象開展了試驗(yàn)研究，分析了穩(wěn)定板、風(fēng)嘴等措施對氣動(dòng)性能的優(yōu)化效果，研究表明風(fēng)嘴可以較好地提高邊箱疊合梁的渦振性能。葛耀君等[6]以大跨度橋梁渦振為對象，圍繞渦激振動(dòng)的控制設(shè)備和技術(shù)、人工智能控制手段等方面進(jìn)行了文獻(xiàn)綜述。錢國偉等[7]基于橋梁節(jié)段模型試驗(yàn)，對比防撞欄桿和檢修軌道布置形式對邊主疊合梁氣動(dòng)性能的影響，同時(shí)研究了不同風(fēng)嘴角度以及不同分流板尺寸對渦振性能的優(yōu)化效果。顏宇光等[8]基于風(fēng)洞試驗(yàn)，分別研究了穩(wěn)定板和擾流板對橋梁豎向和扭轉(zhuǎn)渦振氣動(dòng)性能的優(yōu)化效果。董銳等[9]以邊箱疊合梁為對象，開展了橋梁渦激振動(dòng)控制措施研究，驗(yàn)證了斜向分流板對橋梁渦振性能的優(yōu)化效果。Kubo等[10]研究了邊主梁間距對氣動(dòng)穩(wěn)定性的影響；Li等[11]基于風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬，研究了水平分流板對邊主梁渦振性能的影響。綜上所述，對于邊箱疊合梁的渦激振動(dòng)的控制通常采用增設(shè)風(fēng)嘴、封閉欄桿、增設(shè)抑流板等氣動(dòng)措施。對于跨既有線大跨度邊箱疊合梁斜拉橋，為了保證既有線路的運(yùn)營安全，主梁兩側(cè)設(shè)置了較高的防護(hù)結(jié)構(gòu)，鈍體效應(yīng)明顯，目前關(guān)于防護(hù)結(jié)構(gòu)對橋梁氣動(dòng)性能的影響以及其優(yōu)化措施還鮮有研究。

本文以襄陽市環(huán)線提速改造工程跨襄北編組站大橋?yàn)檠芯繉ο?，設(shè)計(jì)制作了1∶50縮尺比的節(jié)段模型，通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了主梁氣動(dòng)外形和防護(hù)結(jié)構(gòu)對主梁渦振性能的影響，開展了邊箱疊合梁的氣動(dòng)外形和防護(hù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化措施的研究，對比了增設(shè)風(fēng)嘴、改變防護(hù)結(jié)構(gòu)布置形式和提高防護(hù)結(jié)構(gòu)透風(fēng)率等措施的優(yōu)化效果，試驗(yàn)結(jié)果具有一定適用性，可為帶防護(hù)結(jié)構(gòu)邊箱疊合梁的氣動(dòng)性能優(yōu)化提供參考。

2 工程背景及風(fēng)洞試驗(yàn)布置

2.1 工程背景

本文研究對象為襄陽市環(huán)線提速改造工程跨襄北編組站大橋(簡稱“襄北大橋”)，橋梁長度為920 m，主橋設(shè)計(jì)為(102＋98＋294)m＋(226＋74＋66.25＋40.45＋19.3)m雙獨(dú)塔混合梁斜拉橋，采用塔梁固結(jié)體系，兩主塔跨徑布置為(200＋294)m和(226＋200)m，分左右兩幅，采用雙向六車道，襄北大橋立面圖如圖1所示。主梁為鋼-混組合梁，采用混凝土橋面板＋鋼主梁的組合結(jié)構(gòu)形式，其中鋼主梁為邊主箱＋橫梁的格構(gòu)式體系，梁高3.53 m，主梁全寬37.5 m。該橋上跨既有鐵路特等編組站，為保證既有鐵路的安全運(yùn)營，在橋面人行道和車行道共對稱布置了4道防護(hù)結(jié)構(gòu)，分別設(shè)置在距離主梁邊緣0.65 m和6.5 m的位置，第一道防護(hù)結(jié)構(gòu)的形式為3.6 m防拋網(wǎng)＋1.4 m防護(hù)墻，第二道防護(hù)結(jié)構(gòu)的形式為1.2 m高防撞墻＋2.4 m高防拋網(wǎng)。

圖1 襄北大橋立面圖(單位:m)

2.2 風(fēng)洞試驗(yàn)布置

依據(jù)節(jié)段模型設(shè)計(jì)要求，設(shè)計(jì)制作了1∶50縮尺比的剛性節(jié)段模型，模型長度和寬度分別為1.52 m和0.75 m，模型通過端軸和彈簧懸掛在風(fēng)洞中，為保證來流的二維流場特性，在模型兩側(cè)端部設(shè)置了輕質(zhì)端板，模型如圖2所示。通過調(diào)節(jié)模型配重、彈簧的剛度以及間距使模型動(dòng)力特性與實(shí)橋滿足相似關(guān)系，橋梁發(fā)生渦振的起振風(fēng)速較低且以區(qū)間的形式出現(xiàn)，為保證模型能較好地反映實(shí)橋的渦振性能，風(fēng)速比設(shè)置為1∶2.56，模型參數(shù)及縮尺關(guān)系如表1所示。通過在彈簧上纏繞膠帶的方式增大或減小阻尼，為使模型渦激振動(dòng)響應(yīng)更顯著，設(shè)置了較小初始阻尼比，阻尼比通過自由衰減試驗(yàn)得到，模型豎向阻尼比和扭轉(zhuǎn)阻尼比分別為0.34%和0.31%。

圖2 風(fēng)洞節(jié)段模型

表1 模型與實(shí)橋參數(shù)

通過梁底的兩個(gè)激光位移計(jì)記錄模型豎向和扭振位移響應(yīng)，激光位移計(jì)間距為0.56 m，采樣頻率為50 Hz，采樣時(shí)間為60 s。采用探針測量來流風(fēng)速，采樣頻率為1 000 Hz，采樣時(shí)間為32.14 s。

3 風(fēng)洞試驗(yàn)

3.1 設(shè)計(jì)斷面渦振性能

為研究原設(shè)計(jì)斷面的渦振性能，測試了0.55～16.0 m/s風(fēng)速范圍內(nèi)，主梁在 ＋3°、0°和 -3°風(fēng)攻角下的豎向和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)響應(yīng)。圖3為主梁的振動(dòng)響應(yīng)隨風(fēng)速的變化情況，為方便比較，圖中的風(fēng)速和位移均方根均轉(zhuǎn)換為實(shí)橋數(shù)值，其中規(guī)范限值依據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG/T D60-01-2004)計(jì)算，本文主梁的豎向和扭轉(zhuǎn)渦振位移限值分別為131 mm和0.13°。圖3a為主梁豎向振動(dòng)響應(yīng)，從圖中可以看到，主梁在三個(gè)風(fēng)攻角工況下均出現(xiàn)了明顯的振動(dòng)響應(yīng)，豎向振動(dòng)響應(yīng)呈現(xiàn)明顯的區(qū)間特點(diǎn)，主要發(fā)生在20～35 m/s風(fēng)速區(qū)間，其中-3°和0°風(fēng)攻角工況在15～20 m/s還存在一個(gè)較小的風(fēng)速區(qū)間，在風(fēng)速區(qū)間內(nèi)，位移均方根首先隨風(fēng)速的增大而增大，達(dá)到最大值后，隨風(fēng)速的繼續(xù)增大再逐漸降低，屬于典型的渦激振動(dòng)。在三個(gè)工況中，＋3°風(fēng)攻角工況為最不利工況，當(dāng)來流風(fēng)速約為25.2 m/s時(shí)，主梁位移均方根達(dá)到359.9 mm，高出規(guī)范限值的1.75倍，-3°和0°風(fēng)攻角工況在34.5 m/s和26.5 m/s風(fēng)速下位移均方根達(dá)到最大值，分別高出規(guī)范限值52 mm和31 mm。圖3b是主梁扭轉(zhuǎn)振動(dòng)響應(yīng)，從圖中可以看到，三個(gè)工況的振動(dòng)響應(yīng)遠(yuǎn)小于規(guī)范限制，無明顯的扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)現(xiàn)象發(fā)生。因此，根據(jù)上述試驗(yàn)結(jié)果，本文重點(diǎn)對＋3°風(fēng)攻角下主梁豎向渦振性能開展研究。

圖3 原斷面渦振性能

3.2 主梁渦振性能影響因素及優(yōu)化措施研究

3.2.1 阻尼比的影響

現(xiàn)有研究表明，渦激振動(dòng)的位移響應(yīng)以及鎖定區(qū)間與結(jié)構(gòu)阻尼比有較大聯(lián)系。對于鋼混疊合梁橋，規(guī)范建議阻尼比取1%，本文為了獲得主梁更明顯的渦振響應(yīng)，選取了較小的初始阻尼比0.34%。為了進(jìn)一步分析阻尼比對主梁豎向渦激振動(dòng)的影響，本文選取最不利＋3°風(fēng)攻角為研究對象，繼續(xù)測試了阻尼比為0.61%和0.80%兩種工況的渦振響應(yīng)。圖4是主梁豎向渦振響應(yīng)隨阻尼比的變化圖，從圖中可以看到，阻尼比的增大能顯著降低豎向渦振位移，當(dāng)阻尼比增至0.61%時(shí)，最大豎向位移降低了19.4%。當(dāng)阻尼比進(jìn)一步增加至0.80%時(shí)，渦振豎向位移進(jìn)一步降低至271.5 mm，但仍超過規(guī)范允許值1.07倍。另外，阻尼比對橋梁斷面的風(fēng)速鎖定區(qū)間影響不大，三個(gè)不同阻尼比工況對應(yīng)的渦激振動(dòng)鎖定區(qū)間基本一致，鎖定風(fēng)速區(qū)間始終保持在25～35 m/s區(qū)間內(nèi)。風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表明:較大的阻尼比仍不能將主梁的渦激振動(dòng)控制在規(guī)范允許范圍內(nèi)，因此需要進(jìn)一步開展主梁斷面渦振影響因素以及優(yōu)化措施的研究。

圖4 阻尼比對渦激振動(dòng)的影響

3.2.2 主梁氣動(dòng)外形及防護(hù)結(jié)構(gòu)的影響

本橋梁上跨既有鐵路編組站，為保證既有線路的運(yùn)營安全，在兩側(cè)分別設(shè)置了兩道較高的防護(hù)結(jié)構(gòu)，橋面防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)置顯著改變了橋梁氣動(dòng)外形，一定程度鈍化了主梁斷面，可能加劇流體的規(guī)律性渦脫，劣化主梁的渦振性能。為明確防護(hù)結(jié)構(gòu)對主梁渦振性能的影響，分別對拆除內(nèi)側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，拆除外側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)以及拆除全部防護(hù)結(jié)構(gòu)三種工況開展了主梁渦振性能研究，結(jié)果如圖5所示。從圖中可以看到，單獨(dú)拆除內(nèi)側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，主梁渦振性能相較原設(shè)計(jì)方案提升不明顯，渦振風(fēng)速區(qū)間與原方案基本一致，最大位移均方根僅降低了20 mm。單獨(dú)拆除外側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，主梁起振風(fēng)速增大，風(fēng)速區(qū)間縮小為25～32.5 m/s，最大豎向位移均方根相較原設(shè)計(jì)斷面降低18.9%。當(dāng)拆除主梁所有防護(hù)結(jié)構(gòu)時(shí)，主梁渦振性能得到較大提升，起振風(fēng)速相較原設(shè)計(jì)方案略微增大，豎向振動(dòng)響應(yīng)顯著降低，最大位移均方根為95 mm，為規(guī)范限值的0.93倍。試驗(yàn)結(jié)果表明:防護(hù)結(jié)構(gòu)對主梁渦振性能有較大的影響，防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)置和拆除會明顯改變主梁渦振區(qū)間以及幅值；由于防護(hù)結(jié)構(gòu)高度較大，單獨(dú)拆除內(nèi)側(cè)或外側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，主梁仍受其余防護(hù)結(jié)構(gòu)的影響，渦振性能提升不明顯。盡管主梁渦振性能在拆除全部防護(hù)結(jié)構(gòu)后滿足規(guī)范要求，但仍存在較明顯的渦振響應(yīng)，說明主梁的氣動(dòng)不穩(wěn)定不僅與防護(hù)結(jié)構(gòu)有關(guān)，同時(shí)與斷面本身較鈍的氣動(dòng)外形也存在一定關(guān)系。因此，為進(jìn)一步提高主梁渦振性能，需從防護(hù)結(jié)構(gòu)以及斷面氣動(dòng)外形兩方面開展優(yōu)化研究。

3.2.3 主梁氣動(dòng)外形的優(yōu)化

對于邊箱疊合梁斷面，由于主梁靠近外側(cè)，且上部采用了鋼梁＋混凝土橋面板的組合形式，因此迎風(fēng)面大，鈍體效應(yīng)明顯，國內(nèi)外通常采用增設(shè)風(fēng)嘴的形式對主梁進(jìn)行流線型優(yōu)化，提高疊合梁的氣動(dòng)性能。本文在原設(shè)計(jì)方案基礎(chǔ)上對主梁兩側(cè)迎風(fēng)面增設(shè)風(fēng)嘴。為研究風(fēng)嘴對主梁氣動(dòng)外形的優(yōu)化效果，本文進(jìn)一步研究了風(fēng)嘴＋拆除內(nèi)側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)、風(fēng)嘴＋拆除外側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)以及風(fēng)嘴＋拆除全部防護(hù)結(jié)構(gòu)三種工況下的主梁渦振性能，結(jié)果如圖6所示。從圖中可以看到，安裝風(fēng)嘴對主梁斷面氣動(dòng)外形有較好的優(yōu)化效果，當(dāng)安裝風(fēng)嘴＋拆除全部防護(hù)結(jié)構(gòu)后，主梁具有較好的渦振性能，僅發(fā)生輕微的振動(dòng)。當(dāng)橋面設(shè)置防護(hù)結(jié)構(gòu)后，增設(shè)風(fēng)嘴的優(yōu)化效果有限，主梁仍然發(fā)生了較明顯的渦激振動(dòng)，最大位移均方根為271 mm，超過規(guī)范值106.8%，其原因可能是設(shè)置了較高的防護(hù)結(jié)構(gòu)，使主梁整體的鈍體效應(yīng)明顯，渦振性能受防護(hù)結(jié)構(gòu)的影響更顯著，流體在防拋結(jié)構(gòu)位置發(fā)生規(guī)律性的漩渦脫落，而風(fēng)嘴無法較好地控制流體的流動(dòng)分離。

圖6 風(fēng)嘴對主梁渦激響應(yīng)的影響

3.2.4 防護(hù)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化

為控制主梁渦激振動(dòng)，還需在增設(shè)風(fēng)嘴的基礎(chǔ)上進(jìn)一步對防護(hù)結(jié)構(gòu)開展優(yōu)化研究，本文以＋3°攻角工況為研究對象，從防護(hù)結(jié)構(gòu)高度、間斷封閉防護(hù)結(jié)構(gòu)以及防護(hù)結(jié)構(gòu)透風(fēng)率三個(gè)方向開展優(yōu)化研究。

(1)防護(hù)結(jié)構(gòu)高度的優(yōu)化

防護(hù)結(jié)構(gòu)主要由下部實(shí)心防撞墻和上部防護(hù)網(wǎng)組成，本文在原設(shè)計(jì)方案的基礎(chǔ)上，對防撞墻和防護(hù)網(wǎng)的高度進(jìn)行優(yōu)化，設(shè)計(jì)了兩種防護(hù)結(jié)構(gòu)形式。兩種防護(hù)形式對主梁渦振性能的影響如圖7所示，從圖中可以看到，防護(hù)結(jié)構(gòu)形式對主梁渦振性能有較大影響，當(dāng)去掉外側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的防撞墻時(shí)，渦振區(qū)間明顯縮小，渦振最大位移均方根相較原設(shè)計(jì)方案降低130 mm，但仍超規(guī)范值75.36%。將外側(cè)防護(hù)網(wǎng)降低至2.6 m，同時(shí)拆除內(nèi)側(cè)的防護(hù)網(wǎng)，主梁渦振性能繼續(xù)提高，位移均方根降低為152 mm，略大于規(guī)范允許值。為保障既有線路運(yùn)營安全，需設(shè)置一定高度的防護(hù)網(wǎng)，優(yōu)化高度后仍然發(fā)生較大振動(dòng)響應(yīng)，因此需進(jìn)一步對防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。

圖7 防護(hù)結(jié)構(gòu)高度的影響

(2)間斷封閉防護(hù)結(jié)構(gòu)

根據(jù)已有文獻(xiàn)，對橋面欄桿采用間斷封閉或者沿橋跨曲線布置的方式可以擾亂漩渦脫落的展向相關(guān)性[12]，對主梁渦激振動(dòng)起到抑制效果。本文在防護(hù)結(jié)構(gòu)形式優(yōu)化的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了兩種不同間斷封閉形式。兩種間斷封閉的抑振效果如圖8所示，從圖中可以看到，兩種間斷封閉的方式均能有效控制主梁渦激振動(dòng)，其最大位移均方根相較原設(shè)計(jì)方案分別降低了85%和84%。上述結(jié)果表明:采用間斷封閉防護(hù)結(jié)構(gòu)的方式可以較好地控制主梁渦激振動(dòng)，然而該方法對于實(shí)際橋梁應(yīng)用困難，一定程度會增大橋梁阻力系數(shù)，給橋梁安全運(yùn)營帶來了一定的風(fēng)險(xiǎn)，因此還需進(jìn)一步研究更加適合的措施。

圖8 間斷封閉防護(hù)結(jié)構(gòu)的抑振效果

(3)防護(hù)結(jié)構(gòu)透風(fēng)率

根據(jù)文獻(xiàn)[13]，欄桿透風(fēng)率與橋梁渦振性能有較大關(guān)系，透風(fēng)率的大小會改變主梁渦激振動(dòng)特性，主梁原設(shè)計(jì)的防護(hù)網(wǎng)采用了較小透風(fēng)率的布置形式，可能加劇主梁的鈍體效應(yīng)。本文在優(yōu)化主梁外形及防護(hù)結(jié)構(gòu)布置形式的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步對防護(hù)結(jié)構(gòu)的透風(fēng)率進(jìn)行優(yōu)化，設(shè)計(jì)了中、高透風(fēng)率的防護(hù)結(jié)構(gòu)。防護(hù)結(jié)構(gòu)透風(fēng)率對主梁渦振性能的試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。從圖中可以看到防護(hù)結(jié)構(gòu)透風(fēng)率對主梁渦激振動(dòng)性能有較大的影響，采用中、高透風(fēng)率的防護(hù)網(wǎng)對主梁渦振性能有較大的提高，兩者的最大位移均方根分別為76.4 mm和12.9 mm，橋梁渦激振動(dòng)基本被抑制。

圖9 防護(hù)結(jié)構(gòu)透風(fēng)率對渦激振動(dòng)的影響

4 結(jié)論

本文以帶高防護(hù)結(jié)構(gòu)的邊主疊合梁為工程背景，開展了1∶50的節(jié)段模型渦激振動(dòng)風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了主梁氣動(dòng)外形和防護(hù)結(jié)構(gòu)對渦振性能的影響，并開展了渦激振動(dòng)控制措施的研究，主要結(jié)論如下:

(1)本文帶防護(hù)結(jié)構(gòu)的邊主疊合梁渦振性能較差，在三個(gè)風(fēng)攻角工況下均發(fā)生了明顯的豎向渦激振動(dòng)，其中＋3°風(fēng)攻角為最不利風(fēng)攻角，最大位移均方根為359.9 mm，超過規(guī)范值1.75倍；增大結(jié)構(gòu)阻尼比可以一定程度降低主梁渦激振動(dòng)響應(yīng)，但不改變風(fēng)速鎖定區(qū)間，當(dāng)阻尼比增加至0.80%時(shí)，主梁渦振豎向位移降低至271.5 mm，但仍超過規(guī)范允許值1.07倍。

(2)防護(hù)結(jié)構(gòu)的安裝和拆除會明顯改變主梁渦振區(qū)間以及幅值，由于防護(hù)結(jié)構(gòu)高度較大，單獨(dú)拆除內(nèi)側(cè)或外側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，渦振性能提升不明顯。盡管主梁的渦振性能在拆除全部防護(hù)結(jié)構(gòu)后滿足規(guī)范要求，但仍存在較明顯的渦振響應(yīng)，表明主梁較差的氣動(dòng)不穩(wěn)定不僅與防護(hù)結(jié)構(gòu)有關(guān)，還與主梁較鈍的氣動(dòng)外形存在關(guān)系。

(3)當(dāng)主梁安裝風(fēng)嘴后，可以有效優(yōu)化邊箱疊合梁斷面的氣動(dòng)外形，降低其鈍體效應(yīng)，但受防護(hù)結(jié)構(gòu)的影響，主梁仍然發(fā)生明顯的渦激振動(dòng)，因此需對防護(hù)結(jié)構(gòu)開展優(yōu)化研究。在安裝風(fēng)嘴的基礎(chǔ)上，改變防護(hù)結(jié)構(gòu)布置形式，采用間斷封閉防護(hù)結(jié)構(gòu)或者增大防護(hù)網(wǎng)的透風(fēng)率的方式可以較好地控制渦激振動(dòng)。