大跨度雙幅連續鋼箱梁橋渦激振動特性風洞試驗研究

秦 浩，廖海黎，李明水

(西南交通大學 風工程試驗中心 成都 610031)

大跨度鋼箱梁連續梁橋由于阻尼小，在常遇風速下存在發生渦激振動可能。自塔科馬大橋(Tacoma Bridge)發生風毀以來[1]，大跨度橋梁包括懸索橋、斜拉橋等抗風問題為橋梁工程界所關注。連續梁橋由于跨度小，剛度大等特點，通常認為其抗風性能較好，對其抗風研究較少。隨橋梁建設發展，連續梁橋跨度越來越大，在常遇風速(5～20 m/s)下發生渦激振動橋梁屢有報道[2-4]，尤其2010年俄羅斯伏爾加河連續梁橋在低風速下發生的“波浪式起伏”渦激振動，振幅高達40～70 cm，足已影響大橋的使用性能。渦激振動已成為大跨度鋼箱梁連續梁橋抗風設計的重要問題。

渦激振動理論研究至今仍無成功的解析方法能從基本流動原理出發描述彈性鈍體在周期脫落的漩渦作用下響應全過程，解析復雜外形鈍體的渦激響應更難實現。隨計算機技術進步，數值方法取得較大進展，但通過數值計算直接模擬三維流場仍受限制，較難處理高雷諾數下三維復雜外形鈍體的渦激振動問題。對大跨度連續梁橋變截面復雜外形的鈍體結構，研究其渦激振動主要手段為通過全橋氣彈模型風洞試驗[5]。對常規尺度的全橋模型，比例尺為1:100以上，模型尺寸較小風速比大對主梁細節模擬不夠精細，可能導致試驗結果(振幅及發生風速)與實橋出入較大，或測不到渦激振動，導致誤判實橋渦激振動性能[6]。大尺度模型尺寸可將主梁斷面細節、檢修車軌道等附屬設施模擬更精確，使風洞試驗結果接近真實情況。大尺度模型受風洞規模及試驗段尺寸限制，風洞阻塞度對試驗結果影響不可忽視[7]。

1 試驗工況與模型

以崇啟大跨度連續梁橋為工程背景。主橋設計方案為六跨連續鋼箱梁結構，跨徑102 m+185 m×4+102 m，總跨長944 m。主梁為變截面鋼箱梁、分離式雙幅橋面結構，單幅橋寬16.1 m，跨中梁高4.8 m，墩頂處梁高9 m，邊墩處梁高3.5 m，主梁高度按二次拋物線變化，主梁截面見圖1。大橋所處地段氣象復雜多變，災害性天氣頻繁，橋位處風大浪急且臺風期長，嚴重威脅大橋施工安全。設計基準風速高達49.4 m/s，橋址處常遇風速超過15 m/s。

圖1 主梁橫截面圖

試驗在XNJD-3風洞中進行，據該風洞試驗段尺寸H=4.5 m，W=22.5 m，L=36 m，氣彈性模型幾何縮尺比取1:45(風洞阻塞率小于1.5%)，為目前連續梁橋最大比例尺全橋氣彈風洞試驗模型。

由于連續梁橋受力特點，大跨度連續主梁結構采用變截面帶懸臂設計。主梁截面高度沿跨度變化使每個斷面的斯特羅哈爾數(Strouhal Number)不同，整個主梁渦激振動為綜合效應。該綜合斯特羅哈爾數St，渦脫頻率f，物體特性尺度D(采用跨中梁高)及來流風速U關系為St=fD/U。

表1 振動模態

模型設計制作采用傳統氣動彈性模型技術，即芯梁提供結構剛度，芯梁外覆節段以模擬氣動外形，質量由外覆結構中配重物提供。主梁共分81節段，除中間5個墩頂處節段外，每個節段長160 mm，中間4跨每跨按梁段高度變化分15節段，最長節段311 mm，最短節段186 mm，邊跨分8節段，最長節段302 mm，最短節段186 mm，氣彈模型照片見圖2。試驗通過在中間四跨跨中安置激光位移傳感器測量豎向振動，采樣頻率256 Hz，單次采樣時間32 s。

圖2 氣彈性模型照片

風洞試驗之前，用強迫振動法對氣彈模型進行模態測試檢驗，結果見表2。由表2看出，該模型頻率誤差在2%以內。試驗在均勻流中進行，分別為0°攻角及對鋼箱梁渦激振動最不利的+3°攻角(由導流板產生)，并通過在第三、四跨中安裝油質阻尼器施加結構阻尼，模擬阻尼對渦激振動的減振作用。

試驗共6種工況，前3工況在0°攻角下進行，工況1阻尼比水平在0.3%量級，與多數大跨度鋼箱梁連續梁橋實測阻尼比接近。工況2阻尼比為0.5%量級，與多數中等跨度連續梁橋實測阻尼比值接近。兩種阻尼比分別對應歐洲規范、我國規范對鋼梁橋阻尼比的風洞試驗設置要求。工況3目的為研究完全抑制渦激響應所需阻尼比水平。后3工況為阻尼比狀態風攻角由0°改為+3°時的試驗情況。

表2 各工況模態測試結果

2 試驗結果及討論

工況1結果見圖3，對0°攻角、一階豎彎振動阻尼比0.3%量級模型狀態，在試驗風速范圍內存在兩明顯渦振區：第一渦振鎖定風速范圍對應于實橋風速15～27 m/s，上風側主梁豎向鎖定風速略小于下風側主梁，兩主梁渦振最大振幅基本一致，分別為79 mm，93 mm，振型特點為中間兩跨振動幅度最大，方向相反，頻譜圖見圖4，振動頻率6.97 Hz，證實為主梁反對稱一階振動。第二渦振區鎖定風速，兩側主梁基本一致，鎖定區為30～35 m/s，下風側主梁渦激響應遠高于上風側主梁，是上風側主梁的3倍，最大振幅達144 mm，其振型特點為中間兩跨振動幅度最大，方向相反，頻譜見圖5，對應的振動頻率6.81 Hz，亦為主梁反對稱一階振動；圖6為工況2，風攻角0°，通過加裝油質阻尼器將阻尼比提高到0.5%量級。試驗結果表明，主梁渦激響應明顯減小。增大阻尼比對第一渦振區抑制效果超過60%，最大振幅29 mm，第二渦振區抑制效果為30%，最大振幅則96 mm。結構阻尼比變化對振型幾乎無影響，阻尼變大鎖定風速范圍變小，相同風速振幅減小，振型應同阻尼比水平0.3%時，限于篇幅不再給出渦激振動頻譜圖。工況3的試驗結果表明，阻尼比為1.1%時，試驗中未觀測到明顯的豎向渦激振動，故結果不再列出。

圖3 工況1風速與振幅關系

圖5 工況1第2點模型振幅及頻譜

圖7 工況4風速與振幅關系

工況4的結果見圖7，此時風攻角為+3°、阻尼比0.3%量級，主梁渦激響應較0°攻角大。在試驗風速范圍內，兩渦振區幾乎合成一個，最大渦激振幅為0°攻角的2倍，振幅299 mm，前一渦振區對應頻譜見圖8，振動頻率6.94 Hz；后一渦振區對應頻譜見圖9，振動頻率為6.88 Hz，振型特點亦中間兩跨振動幅度最大，方向相反，為主梁反對稱一階振動。工況5結果見圖10，+3°攻角，阻尼比提高到0.5%量級，兩渦振區已明顯削弱。阻尼比增大到1.2%時(工況6)，試驗未觀察到明顯渦激振動。

0°攻角第一主渦振區St為0.12，與采用單幅主梁六車道的東京灣通道橋(橋寬29.9 m，跨中橋高6 m)實測值及風洞試驗值0.12一致[4]。第二主渦振區St為0.07(特征尺度D采用跨中主梁高度)。

雙幅主梁渦激振動機理為第一渦振區St與東京灣通道橋一致，其渦激振動機理應為上風側主梁在均勻流下的渦激振動響應。因分離式雙幅主梁特點為兩幅主梁結構相同，振動模態完全一致，兩幅主梁距離較近，其中單幅主梁振動在周圍氣流帶動下易激起另一主梁的振動。上風側主梁渦激振動產生的尾流激起下風側主梁發生共振，其振幅大小與上風側主梁一致；第二渦振區St較第二渦振區St約大一倍，可理解為兩幅主梁較單幅主梁特征寬度尺寸增大一倍，其渦激振動機理為下風側主梁在均勻流下的渦激振動響應，下風側主梁的渦激振動反激起上風側主梁發生共振，表現為下風側主梁渦激振幅大于上風側主梁。

圖9 工況4第2點振幅及頻譜

文獻[1,11]通過半經驗模型討論渦激振動時，無量綱振幅y/D與Sc為Sc=4πζm/ρD2，其中ζ為結構阻尼比，m為單位長度等效質量，ρ為空氣密度，D為跨中梁高。試驗所測0°攻角時最大無量綱振幅y/D與Sc間關系見圖11。

圖11 無量綱振幅y/D與Sc關系

3 結 論

通過崇啟大橋全橋氣彈性模型風洞試驗，對連續鋼箱梁橋抗渦激振設計，結論如下：

(1) 連續鋼箱梁橋主梁渦激響應最大St數約為0.12表明，大跨度連續梁橋一階豎彎振動頻率小于0.7 Hz時，發生渦激振動的風速在30 m/s以下，需結合橋址處風環境考慮是否進行專門抗風設計；而對跨海橋常遇風速較高、風場湍流度較小情況，需進行抗渦激振動研究與設計。

(2) 分離式雙幅主梁間易形成共振，渦激響應存在兩個渦振區，第一渦振區St數為0.12，第二渦振區為0.07，前一渦振區對應于上風側主梁渦激響應，下風側主梁為上風側主梁渦激響應引起的共振，兩側主梁渦激振幅相當，后一渦振區為下風側主梁渦激響應，引起上風側主梁共振，下風側主梁渦激振幅強于上風側主梁。

(3) 附加阻尼對渦激振動有較好抑制作用。結構阻尼比達到1.2%時，風速40 m/s范圍內不會發生明顯渦激振動。

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