大攻角下分離雙鋼箱梁間距對渦振特性的影響

劉小兵， 張海東， 劉慶寬

(1. 石家莊鐵道大學 風工程研究中心， 石家莊 050043；2. 河北省大型結構健康診斷與控制重點實驗室， 石家莊 050043)

大攻角下分離雙鋼箱梁間距對渦振特性的影響

劉小兵1,2， 張海東1， 劉慶寬1,2

(1. 石家莊鐵道大學 風工程研究中心， 石家莊 050043；2. 河北省大型結構健康診斷與控制重點實驗室， 石家莊 050043)

以某座分離雙鋼箱梁橋為背景，開展了一系列的節段模型風洞試驗。首先分析了-5°～+5°間8個不同風攻角下單箱梁的渦振特性，然后詳細研究了+5°風攻角下分離雙箱梁在16個不同間距(雙箱梁的凈間距D與單箱梁寬B之比D/B的變化范圍為0.025～4.0)時的渦振特性，并將結果與單箱梁的結果進行了對比。研究發現，間距對上游箱梁和下游箱梁渦振特性的影響均可大致分為4個區間。

分離雙箱梁；渦激振動；間距；大攻角；風洞試驗

氣流流經鈍體的橋梁斷面后會產生分離，從而形成交替脫落的旋渦。當風流的旋渦脫落頻率接近結構的自振頻率就會誘發結構的渦激共振。大幅度的渦激共振會造成橋梁構件的疲勞破壞并嚴重影響行車安全。鋼箱梁橋質量輕、阻尼小，主梁容易發生渦激振動。國內外已經建成的多座鋼箱梁橋都曾發生過嚴重的渦激振動現象[1-3]。隨著交通量的日益增長，現代跨江、跨海橋梁必須具有更寬的橋面和更多的車道才能滿足通行需求。然而諸多力學方面的難題和建筑美學方面的考慮限制了橋面寬度的發展。近年來，具有完全分離雙箱(中間無橫向連接)的鋼梁橋以其強大的通行能力和寬敞的視覺效果越來越受到橋梁設計人員的青睞，并且逐漸運用于橋梁設計中。如跨越平洲水道的廣東佛山平勝大橋(跨徑布置為39.64 m+5×40 m+30 m+350 m+30 m+29.60 m)、跨越膠州灣海域的青島海灣大橋紅島航道橋(跨徑布置為60 m+120 m+120 m+60 m)以及剛建成通車不久的長江入海第一橋―崇啟大橋(跨徑布置為102 m+4×185 m+102 m)等。這類橋梁具有以下幾個方面的特點：①分離雙箱梁一般采用相同的斷面外形，具有相同的質量、自振頻率及阻尼；②為節約工程造價，兩分離箱梁的間距都不大；③主梁的跨度不大，顫振穩定性一般都能滿足規范要求，但是主梁結構的阻尼小，渦振起振風速又正好在約10 m/s的常遇風速區，導致其很容易發生渦激振動。

國內外多座分離雙箱梁橋的現場實測或風洞試驗均發現，由于兩箱之間的氣動干擾作用，分離雙箱梁的渦振特性不同于單箱梁的渦振特性。在某些間距情況下，與單箱梁相比，分離雙箱梁的渦振特性可能會變差[4-7]。為了認識雙箱梁渦激振動的氣動干擾規律，確定雙箱梁的氣動安全間距，國內外研究者已經開展了一些工作。Kimura等[8]通過節段模型風洞試驗研究了間距對某分離雙箱梁橋渦激振動的影響。兩箱梁的凈間距D與單箱梁寬B之比分別為2、4、6和8。研究結果表明分離雙箱梁的渦振特性與箱梁的間距密切相關，即使當D/B=8時，雙箱梁之間的干擾效應仍不可忽略。陳政清等[9]對佛山平勝橋分離雙箱梁的渦振特性進行了節段模型風洞試驗研究。試驗風攻角為+3°，兩箱梁的凈間距D與單箱梁寬B之比分別為0.15、0.4、0.65、0.8和1.0。試驗結果發現，雙箱梁的渦激振動特性隨箱梁間距的變化而變化，雙箱梁之間的氣動干擾效應隨著間距的增加而逐漸減弱，當D/B≥0.8時氣動干擾對雙箱梁渦振的影響已經很小。劉志文等[10]通過節段模型風洞試驗研究了串列雙流線型箱梁斷面渦激振動的氣動干擾規律。兩箱梁的凈間距D與單箱梁寬B之比分別為0.3、0.6、1.0、3.0和5.0。研究發現：上游箱梁渦激振動的氣動干擾效應主要受D/B的影響, 當D/B≤3時, 對上游箱梁渦激振動的干擾效應表現為增大效應; 當D/B>3 時, 對上游箱梁渦激振動的干擾效應可以忽略; 下游箱梁渦激振動的氣動干擾效應主要受上游箱梁渦振振幅的影響, 當上游箱梁振幅較大時, 其對下游箱梁的干擾效應主要表現為抑制作用; 當上游箱梁振幅較小時, 其對下游箱梁的干擾效應則表現為增大效應; 隨著雙箱梁間距的增加, 干擾效應逐漸減弱。

綜合以上研究文獻可以發現，與單箱梁相比，分離雙箱梁的渦振特性更復雜，間距是分離雙箱梁渦振特性的一個重要影響因素。盡管各國學者已經對分離雙箱梁的渦振特性進行了研究，并取得了一些成果，但由于該問題的復雜性，現有的這些成果還難以準確系統地認識間距對分離雙箱梁渦振特性的影響規律，十分有必要對這一問題開展進一步的研究工作。本文以某座分離雙鋼箱梁橋為背景，開展了一系列的節段模型風洞試驗，詳細研究了16個不同間距下分離雙箱梁的渦振特性。

1 風洞試驗概況

圖1顯示了雙箱梁模型的幾何參數。模型的幾何縮尺比為1:50。單箱梁模型寬B=370 mm，高H=64 mm，長L=2 000 mm。雙箱梁模型的凈間距為D。

圖1 雙箱梁模型的幾何參數(mm)Fig.1 Geometry parameters of twin separate box girders (mm)

風洞試驗在石家莊鐵道大學風工程研究中心STU-1風洞低速試驗段中進行。該試驗段寬4.4 m，高3 m，長24 m，風速1～30 m/s連續可調。風洞試驗在均勻流場中進行，空風洞順風向紊流度約為0.2%。考慮到分離雙箱梁模型渦激振動試驗的復雜性，為方便調節箱梁間距和風攻角等參數，專門設計了試驗裝置，如圖2所示。上下游箱梁節段模型分別由8根彈簧懸掛。在試驗段上頂面和下底面分別固定兩片槽鋼。節段模型上方的彈簧通過活動螺栓和上頂面槽鋼內的可滑動鋼塊連接。節段模型下方的彈簧通過力傳感器與活動螺栓連接，活動螺栓再與下底面槽鋼內的可滑動鋼塊連接。通過滑動槽鋼內的鋼塊，可快速實現雙箱梁模型間距的改變。將上下游箱梁模型分別繞中軸線旋轉相同的角度，然后通過旋轉活動螺栓調節兩模型的相對高度位置，使上下游模型的上表面處于同一斜面內，即可實現不同間距下來流風攻角的改變。試驗過程中節段模型振動引起的彈簧張力時程可通過力傳感器測得。節段模型的振動位移時程可通過彈簧的張力時程換算得到。表1列出了上下游箱梁模型的試驗參數。兩箱梁模型的質量、頻率及阻尼比等基本保持一致。上下游箱梁模型的Scruton數(Sc=4πζm/ρH2;ζ為模型的豎彎阻尼比，ρ為空氣密度，m為模型單位長度質量，H為模型橫風向特征尺寸)也基本一致，約為131。

表1 分離雙箱梁模型的試驗參數

圖2 風洞試驗裝置示意Fig.2 Illustration of wind tunnel test set-up

2 不同攻角下單箱梁的渦振特性

首先進行單箱梁的渦激振動測試，風攻角分別為+5°、+4°、+3°、+2°、+1°、0°、-3°和-5°。定義斜向上吹向模型的來流風為正攻角來流風，斜向下吹向模型的來流風為負攻角來流風。試驗風速范圍為2.7～13.8 m/s。試驗發現，單箱梁模型在各風攻角下均沒有發生扭轉渦激振動現象。在+5°、+4°和+3°風攻角下發生了豎彎渦激振動現象。圖3所示為+5°風攻角下單箱梁模型在風速v=5.5 m/s(最大振幅對應風速)時的豎向位移時程及幅值譜。需要說明的是，本文中所有位移(或振幅)均為試驗模型的位移(或振幅)。從圖3可知，單箱梁的振動為類諧波振動，幅值譜圖中可見兩卓越頻率，其中較大幅值對應的頻率為5.76 Hz，與單箱梁的固有豎向頻率非常接近。較小幅值對應的頻率為11.56 Hz，約為單箱梁固有豎向頻率的2倍。根據旋渦脫落頻率、來流風速及模型橫風向特征尺寸可計算得到斯托羅哈數St約為0.1。

(a)豎向位移時程 (b)幅值譜圖3 單箱梁的豎向位移時程及幅值譜(v=5.5 m/s)Fig.3 Vertical displacement time history and magnitude spectrum of single box girder (v=5.5 m/s)

圖4給出了不同風攻角下單箱梁的豎向振幅隨風速的變化曲線。從圖4可知，在+5°風攻角下，單箱梁渦激振動的風速鎖定區間約為3.8～5.7 m/s，在5.5 m/s的風速下，振幅最大，約為2.4 mm。隨著風攻角的逐漸減小，單箱梁渦激振動的風速鎖定區間逐漸變短，最大振幅值逐漸變小，最大振幅對應的風速逐漸變低。這表明，單箱梁的渦激振動性能在+5°風攻角時最差，隨著風攻角的減小，渦激振動性能逐漸變好。

圖4 單幅箱梁的豎向振幅隨風速的變化曲線Fig.4 Changing curves of vertical vibration amplitude of single box girder versus wind speed

3 大攻角下間距對分離雙箱梁渦振特性的影響

考慮到在+5°風攻角下單箱梁的渦振振幅最大，風速鎖定區間最長，渦振性能最差。分離雙箱梁的渦激振動試驗在+5°風攻角下展開。雙箱梁的凈間距D與單箱梁寬度B的比值D/B分別為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。

分離雙箱梁的風洞測試結果發現：在2.7～13.8 m/s的風速范圍內，上下游箱梁僅發生了豎向渦激振動現象，沒有發生扭轉渦激振動現象。圖5顯示了D/B=0.025，風速v=6.7 m/s時上下游箱梁的豎向位移時程及幅值譜。圖6顯示了D/B=0.4，風速v=5.8 m/s時上下游箱梁的豎向位移時程及幅值譜。限于篇幅，其它間距下的豎向位移時程及幅值譜沒有給出。從位移時程圖可以看到，上下游箱梁的振動均為類諧波振動。兩箱梁的振動并不同步，振動相位差隨著間距的變化而變化。從幅值譜圖可以看到：上下游箱梁均可見兩卓越頻率，其值分別為1倍和2倍的箱梁固有豎向頻率。

(a)豎向位移時程 (b)幅值譜圖5 分離雙箱梁的豎向位移時程及幅值譜(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)豎向位移時程 (b)幅值譜圖6 分離雙箱梁的豎向位移時程及幅值譜(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)

圖7所示為單箱梁及不同間距上游箱梁的豎向振幅隨風速的變化曲線。圖8所示為單箱梁及不同間距下游箱梁的豎向振幅隨風速的變化曲線。為了清楚地看到上下游箱梁的振幅隨間距的變化規律，將16個不同間距下的結果按間距大小分為4組。每組4個間距下的結果放在一起，并與單箱梁的結果進行了對比。圖9和圖10分別為上游箱梁和下游箱梁的最大豎向振幅隨D/B的變化曲線。

綜合分析圖7和圖9的結果可知，在+5°風攻角下，間距對上游箱梁渦振特性的影響大致可以分為以下4個區間：①當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圖7 不同間距上游箱梁的豎向振幅隨風速的變化曲線Fig.7 Changing curves of vertical vibration amplitude of windward box girder versus wind speed in different spacings

綜合分析圖8和圖10的結果可知，在+5°風攻角下，間距對下游箱梁渦振特性的影響大致可以分為以下4個區間：①當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圖8 不同間距下游箱梁的豎向振幅隨風速的變化曲線Fig.8 Changing curves of vertical vibration amplitude of leeward box girder versus wind speed in different spacings

圖9 上游箱梁的最大豎向振幅隨D/B的變化曲線Fig.9 Changing curves of maximum vertical vibration amplitude of windward box girder versus D/B

圖10 下游箱梁的最大豎向振幅隨D/B的變化曲線Fig.10 Changing curves of maximum vertical vibration amplitude of leeward box girder versus D/B

以下從流場的角度初步分析分離雙箱梁渦振特性隨間距的變化原因。

如圖11(b)所示，在極小的間距時，如D/B=0.025，上下游箱梁的風效應可近似為兩箱梁完全靠近后的風效應。來流風不僅在下游箱梁的尾部形成周期性的旋渦脫落，還可能在上游箱梁的背風斜腹板與下游箱梁的迎風斜腹板之間形成周期性的旋渦脫落。這可能是此間距時分離雙箱梁渦激振動被放大的原因。

如圖11(c)所示，在較小的間距時，如D/B=0.1，上游箱梁的背風面和下游箱梁的迎風面之間形成開槽。由于這種小寬度的開槽效應，下游箱梁的存在會對上游箱梁尾部的旋渦脫落產生一定的抑制作用，這與串列雙方柱在小于臨界間距時上游柱體的旋渦脫落被抑制具有類似性[11]。由于脫落旋渦的抑制，上下游箱梁的渦激振動亦被抑制。

隨著間距的增大，如圖11(d)所示。上下游箱梁之間的開槽寬度也隨之變大。與串列雙方柱在大于臨界間距時的情形類似，下游箱梁的存在不再對上游箱梁尾部的旋渦脫落產生抑制作用。下游箱梁不僅受到自身脫落旋渦作用，亦會受到上游箱梁尾流旋渦作用，所以其渦振振幅會明顯大于單箱梁的渦振振幅。下游箱梁的振動會對周圍的流場產生擾動，由于間距不大，這種擾動也會對上游箱梁產生一定的作用，因此上游箱梁的渦振振幅也會大于單箱梁的渦振振幅。

隨著間距的進一步增大，如圖11(e)所示。來流風在上游箱梁背后的周期性脫落旋渦在向下游移動過程中尺度不斷變小，這相當于對下游箱梁形成了近似紊流(小尺度旋渦)風場。由于紊流通常對箱梁的渦振有抑制作用，因此這種特征尾流紊流效應可能是較大間距時下游箱梁的渦振振幅小于單箱梁渦振振幅的原因。由于間距較大，且處于逆風向，下游箱梁的振動效應對上游箱梁渦振的影響很小，因此，較大間距時上游箱梁的渦振特性接近于單箱梁的渦振特性。

(a)單箱梁 (b)分離雙箱梁D/B=0.025

(c)分離雙箱梁D/B=0.1 (d)分離雙箱梁D/B=0.4

(e)分離雙箱梁D/B=3圖11 單箱梁與不同間距分離雙箱梁的旋渦脫落情況Fig.11 Vortex shedding of single box girder and twin separate box girders in different spacing

4 結 論

以某座分離雙鋼箱梁橋為背景，基于節段模型風洞試驗首先分析了8個不同風攻角下單箱梁的渦振特性，然后詳細研究了+5°風攻角下分離雙箱梁在16個不同間距(雙箱梁的凈間距D與單箱梁寬B之比D/B的變化范圍為0.025～4.0)時的渦振特性，并將結果與單箱梁的結果進行了對比。針對本文這種特定斷面外形的分離雙箱梁，在0.025

(1)在+5°風攻角下，間距對上游箱梁渦振特性的影響大致分為4個區間：當0.025

(2)在+5°風攻角下，間距對下游箱梁渦振特性的影響大致分為4個區間：當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

國家自然科學基金項目(51308359；51378323)；河北省自然科學基金項目(E2013210103；E2014210138)；河北省高等學校科學技術研究基金項目(QN20131169)

2015-09-26 修改稿收到日期： 2016-04-20

劉小兵 男，博士，副教授，1982年生

U441.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.14.032