帶高防護結構的邊箱疊合梁斜拉橋渦振性能及抑振措施研究

龍俊賢，周旭輝，李前名，韓艷，李春光

帶高防護結構的邊箱疊合梁斜拉橋渦振性能及抑振措施研究

龍俊賢1，周旭輝2，李前名1，韓艷2，李春光2

(1.中鐵武漢勘察設計研究院有限公司，湖北 武漢 430074；2. 長沙理工大學 土木工程學院，湖南 長沙 410114)

為研究跨鐵路站場的帶高防護結構邊箱疊合梁斜拉橋的渦振性能及抑振措施，開展1:50節段模型渦激振動風洞試驗研究。試驗分析風攻角(+3°，0°和?3°)以及防護結構對主梁渦振性能的影響。在此基礎上，綜合測試水平穩定板、梁底穩定板、風嘴、改變防護結構透風率等氣動措施對橋梁渦振性能的提升效果。試驗結果表明：帶高防護結構的邊箱疊合梁渦振性能較差，3個風攻角工況均出現了大幅豎向渦激振動；防護結構以及斷面本身較鈍的外形造成了主梁的氣動不穩定，考慮到其本身較明顯的鈍體效應，建議在斷面兩側安裝風嘴；采用風嘴+兩道梁底穩定板的方式能顯著提高主梁渦振性能；在安裝風嘴的基礎上，增大防護結構下部實心段的透風率能夠較好的控制主梁渦激振動。

疊合梁；高防護結構；渦激性能；抑振措施; 風洞試驗

疊合梁充分利用了混凝土和鋼材2種材料的特點，具有力學性能優越、施工方便、節省材料等優點，被廣泛應用于國內外橋梁工程中[1]。另一方面，由于疊合梁氣動外形較鈍，且梁體多采用開口斷面的形式，因此常常容易發生風致振動，特別是渦激振動。眾所周知，當氣流經過橋梁結構時，會產生交替的漩渦脫落，當渦脫頻率接近結構模態頻率，橋梁結構可能發生渦激振動[2]。渦激振動具有限速、限幅的特點，其振動與馳振、顫振不同，不會給橋梁帶來直接的破壞，但其發生頻率較高、起振風速較低，較易影響橋梁的耐久性以及行車舒適性。因此，對于采用疊合梁斷面形式的橋梁，渦激振動成為設計過程中不可忽略的問題。國內外學者對疊合梁渦振問題開展了大量的風洞試驗研究。李春光等[3]對邊主梁疊合梁進行了風洞試驗，對比了水平穩定板、豎向穩定板和風嘴3種氣動措施對邊主疊合梁斷面的優化效果，試驗結果表明風嘴抑振效果最好，水平穩定板能對渦激振動起到一定的控制效果。張天翼等[4]測試了三角形風嘴、封閉欄桿等組合措施對寬幅雙箱疊合梁渦振性能的影響。段青松等[5]以某疊合梁斜拉橋為研究背景，采用間隔封閉人行道欄桿的方式抑制了主梁的豎向和扭轉渦激振動，結果表明較大間隔間距的封閉人行道欄桿抑振效果更好。張志田等[6]通過對開口斷面疊合梁進行了渦振性能風洞試驗，提出梁底穩定板對該類斷面主梁具有良好的抑振效果。Irwin等[7]測試了擋風板對邊主梁開口斷面渦激振動的抑制效果。李歡等[8]基于風洞試驗和CFD數值模擬，分析了梁底穩定板抑制π型疊合梁渦激振動的機理。Koga[9]分析了π型疊合梁的主梁間距對渦激振動性能的影響。董銳等[10]通過風洞試驗對II型開口斷面疊合梁進行了氣動措施優化，試驗驗證了傾斜裙板對主梁顫振和渦振性能有較好的提升。趙林等[11]基于大跨度橋梁中最常見的幾種主梁類型，系統的介紹了主梁渦振的氣動優化措施。Kubo等[12]提出π型梁鈍體效應明顯，流體容易發生渦脫分離。Daito等[13]研究了主梁形狀、間距對疊合梁斷面渦振性能的影響。葛耀君等[14]對主梁渦振驅動機理、影響因素進行了系統的綜述。上述文獻對疊合梁的渦激性能及氣動控制措施進行了系統的研究，同時對常見的橋面附屬設施如防撞欄桿、人行道欄桿等均提出了較好的優化方案。然而當橋梁跨越站場等特殊場所時，往往要求在主梁兩側設置高防護結構避免高空落物以確保下部站場的安全及正常運營。高防護結構的設置會改變橋梁整體的氣動外形，加劇其鈍體效應，流體在鈍體邊緣位置可能會發生強烈的規律性渦脫，造成橋梁的渦激性能急劇變差。目前關于帶高防護結構的邊箱疊合梁的渦振性能研究鮮有報道。本文研究背景為某跨特等編組站的大跨邊箱疊合梁斜拉橋。為了保障下部站場的運營安全，在橋面板兩側設置了4道高防護墻+防拋網的防護結構，主梁具有顯著的鈍體氣動性能，為了研究此種情況下大橋的渦振性能，本文制作了1:50的剛性節段模型，通過彈性自由懸掛節段模型風洞試驗分析了風攻角、阻尼比以及防護結構對主梁渦激振動的影響，同時對多種氣動措施進行了比較，試驗結果可為同類橋梁的渦激性能研究提供參考。

1 工程背景及風洞試驗布置

1.1 工程背景

本文依托的實際工程為上跨鐵路特等編組站的大跨度邊箱疊合梁斜拉橋，跨徑布置為(98+ 102+294) m+(226+74+64+62) m，主跨采用鋼-混組合梁型式，主梁斷面形式如圖1所示。鋼主梁為縱梁(邊主箱)+橫梁的格構式體系，主梁全寬37.5 m，中心梁高3.53 m，鋼主梁由鋼縱梁、鋼橫梁、鋼懸臂托架及鋼小縱梁組成，鋼縱梁為閉合箱形結構，2片鋼縱梁中心距28 m，順橋向每隔3.5 m 設鋼橫梁和鋼懸臂托架。該橋位于鐵路特等編組站，防止墜物影響橋下鐵路運營安全，在橋面每側設置了2道較高的防護結構，第1道防護結構為3.6 m防拋網+1.4 m防護墻，第2道防護結構為1.2 m高防撞墻+2.4 m高防拋網，第1道防護結構距離主梁邊緣為0.65 m，第2道防護結構距離邊緣為6.5 m。防護結構的高度較大，靠近主梁邊緣，且底部為不透風結構。

圖1 主梁1/2斷面形式

1.2 風洞試驗布置

為檢驗該橋的渦振性能，按照1:50縮尺比，制作了橋梁節段剛性模型，節段模型風洞試驗布置如圖2所示。模型長度為1.54 m，寬度為0.75 m，通過8根彈簧懸掛在風洞中，在模型底部設置了2個激光位移計，間距為0.56 m，激光位移計的采樣頻率為500 Hz，采樣時間為60 s。模型兩端設置了木質端板，保證二維流場特性。采用TFI Cobra眼鏡蛇探針測量來流風速，采樣頻率為1 000 Hz，采樣時間為32.14 s。風洞模型布置示意圖如圖3所示。通過調節模型配重、彈簧剛度和間距使模型豎彎頻率和扭轉頻率滿足縮尺關系，實橋的動力特性參數由Ansys有限元軟件計算得到。為了獲得主梁更明顯的渦激響應，選取了相對較小的初始阻尼比，模型和實橋的參數如表1所示。風洞試驗在長沙理工大學風洞試驗室高速段進行。風洞尺寸為：4.0 m×3.0 m×21.0 m，測試風速范圍為1.0～45.0 m/s。

圖2 風洞節段模型

(a) 俯視圖；(b) A-A剖面圖

表1 模型與實橋參數

2 風洞試驗結果與分析

2.1 設計斷面渦振性能分析

首先測試了原設計斷面的渦振性能，圖4給出了原設計斷面在+3°，0°和?3°共3個風攻角下的豎向和扭轉位移均方根隨風速變化圖，圖中的風速以及位移值均已換算為實橋值。由圖4(a)可以看到在+3°，?3°和0° 3個風攻角下，主梁均出現了明顯的豎向渦激振動，發生渦激振動的風速區間約為15～35 m/s，3個風攻角的最大豎向位移均方根均超過規范限值，其中+3°為渦激振動最不利的風攻角工況，其最大豎向位移均方根為359.9 mm，超過規范允許值174.7%，約為?3°和0°風攻角工況最大豎向位移的2倍。3個風攻角對應的渦激振動風速鎖定區間存在差異，?3°和0°風攻角工況有2個明顯的渦激振動鎖定區間，第1個鎖定區間風速較窄，約為15～20 m/s，第2個鎖定區間約為20～35 m/s，且第2個鎖定區間的豎向位移峰值較大。+3°攻角工況只出現一個鎖定區間，對應風速為20～35 m/s。圖4(b)是扭轉位移隨風速變化圖，從圖中可以看到，3個風攻角對應的扭轉位移響應較小，基本沒有發生扭轉渦激振動。考慮到主梁的扭轉渦激振動響應較小，基本不會影響其使用性能，因此需重點對主梁的豎向渦激振動開展研究。

(a) 豎向位移響應；(b) 扭轉位移響應

2.2 防護結構的影響

原設計方案在橋面上設置了5 m高防護結構(1.4 m高防拋墻+3.6 m高防拋網)和3.6 m高防護結構(1.2 m高防撞墻和2.4 m防拋網)，分別距離最外側為0.65 m和6.5 m。根據已有研究，橋面欄桿、防撞墻等結構的布置位置、形狀對主梁的渦振性能影響較大[5, 12]。考慮到原設計斷面在靠近橋梁迎風面設置了較高的防護結構，可能會加劇斷面上部分流體渦脫分離，改變上下表面的脈動壓力，引起橋梁渦激振動。為了分析防護結構對橋梁渦振性能的影響，本文分別測試了橋梁斷面無外側防護結構和無內外側防護結構時的渦振性能。考慮到較低的初始阻尼比可能放大主梁的渦激響應，本文依據規范建議值，將阻尼比設置為0.80%，以此減小阻尼的影響，為了便于比較，原斷面渦振響應的阻尼比也設置為0.80%。圖5為防護結構對主梁渦振性能的影響圖，從圖中可以看到，防護結構對主梁渦振性能影響較大，增加和去掉防護結構會改變主梁渦振豎向位移峰值以及風速鎖定區間。當去掉外側防護結構時，主梁的鎖定區間縮小為25～32.5 m/s，最大豎向位移均方根相較原設計斷面降低18.9%。進一步去掉內側防護結構，主梁的鎖定區間略有擴大，對應的風速范圍為20～35 m/s，與原設計斷面的風速區間基本一致，此時主梁的最大位移均方根降低至122 mm，在規范允許值范圍內。同時可以發現，當去掉內側和外側的防護結構后，主梁仍表現出較明顯的渦激振動現象，說明主梁的渦激振動不穩定現象不僅由防護結構造成，橋梁斷面本身較鈍的外形也可能是氣動不穩定的因素之一，因此建議對主梁進行流線型優化或者安裝風嘴。

圖5 防護結構對主梁渦振性能的影響

2.3 氣動措施研究

目前，采用氣動措施來提高橋梁的渦振性能具有良好的可靠性，也是橋梁抗風設計中較常用的一種方法。本文根據已有文獻，綜合測試水平穩定板、梁底穩定板、風嘴等氣動措施對帶高防護結構橋梁渦振性能的優化效果，試驗選取+3°最不利攻角進行氣動措施優化，詳細氣動措施工況如表2所示。

表2 氣動措施優化工況

1) 水平穩定板

邊主梁疊合梁的主梁轉角位置較易發生漩渦脫落，從而誘發橋梁的渦激振動，在主梁底部轉角位置設置一定長度的水平分流板可以在一定程度上減弱和抑制流體規律性的漩渦脫落，提高橋梁的渦激振動性能。本文在邊主梁轉角位置設置了如圖6所示的水平穩定板，水平穩定板沿橋斷面連續設置，寬度為40 cm。加設水平穩定板的主梁以及原設計斷面的豎向渦振響應隨風速變化如圖7所示。從圖中可以看到水平分流板對主梁的豎向渦激振動能夠起到一定的改善作用，位移峰值相較原設計斷面降低了25.1%，其作用效果有限不能將渦激振動控制在規范允許范圍內。

2) 梁底穩定板

梁底豎向穩定板在一定程度上可以擾亂流體規律性渦脫，從而控制橋梁的渦激振動。相關數值模擬[8]發現，在梁底設置穩定板可以有效的將下表面的逐漸發展的漩渦分散為多個較小的漩渦，同時減弱下表面的脈動壓力，對主梁的渦激振動起到抑制效果。張志田等[6]對梁底穩定板進行了風洞試驗研究，試驗表明梁底穩定板對邊主疊合梁渦豎向和扭轉渦激振動具有較好的控制效果。本文借鑒前述文獻的方法，分別在測試了2種下穩定板不同布置方式(梁底1/2 1道穩定板和梁底1/4位置2道穩定板)對橋梁渦激振動的控制效果。圖8是梁底穩定板布置圖，穩定板伸出橫隔板下緣0.5 m。圖9對比了主梁1道穩定板、2道穩定板以及原設計斷面的渦振性能。從圖中可以看到，在梁底設置穩定板的方法使主梁的渦振性能略有提升，2種方式分別降低了15%和20%的峰值位移響應，但橋梁渦振性能仍不能滿足規范要求。

圖7 水平穩定板對主梁渦激響應的影響

(a) 試驗圖；(b) 示意圖

3) 風嘴

2.2小節對防拋結構的影響進行了分析，結果顯示：無防拋網結構的主梁仍然具有較明顯的豎向渦激振動，其原因可能是其主梁的鈍體特征影響了氣動穩定性，因此需要對其外形進行優化，在邊主梁側面安裝風嘴能夠有效的改善主梁的氣動外形，抑制橋梁的渦激振動。本文在橋梁斷面兩側設置了60°風嘴，如圖10所示。主梁加裝風嘴后的豎向渦振位移隨風速變化曲線如圖11，從圖中可以看到設置風嘴后，主梁的最大位移均方根降低不明顯，風速鎖定區間略有縮小，該措施無法有效將橋梁的渦激振動控制在規范允許值范圍內，其原因可能是設置了較高的防護結構，使主梁整體的鈍體效應明顯，渦振性能受防護結構的影響更顯著，流體在防拋結構位置發生規律性的漩渦脫落，而風嘴無法較好的控制流體的流動分離。

圖9 梁底下穩定板對主梁渦激響應的影響

(a) 試驗圖；(b) 示意圖

圖11 風嘴對主梁渦激響應的影響

4) 組合措施

采用水平穩定板、豎向穩定板以及風嘴的方式，對于主梁渦振性能的控制效果有限，均無法完全控制其渦激響應使其滿足規范要求，因此需要測試優化措施。本文對上述3種氣動措施進行了組合設置，測試組合措施對主梁渦振性能的影響。如圖12所示是3種組合措施的優化對比圖。從圖中可以看到，采用風嘴+水平穩定板的方式控制效果不明顯，對橋梁渦振性能僅有微弱的提升。采用風嘴+梁底穩定板的方式能夠顯著的提高主梁的渦振性能，當采用1道梁底中央穩定板時，可以降低50%的最大豎向渦激響應，當采用2道梁底穩定板時，主梁渦激振動基本被控制住，沒有發生明顯的振動。但考慮到采用梁底穩定板的方式施工不便，同時影響美觀效果，需要進一步分析其他優化措施。

5) 防護結構的透風率

相關研究表明欄桿的透風率對橋梁的渦振性能有較大的影響，不同的欄桿透風率會能夠加強或者抑制橋梁的渦激振動[15]。2.2小節對防護結構的影響進行了分析，防拋結構對渦激振動有較大影響，本文以此為優化方向，通過調整防護結構的透風率來改善主梁的渦振性能。原設計結構的上部為防拋網，其孔洞尺寸為5 cm×5cm，由直徑2 mm的鋼絲編制而成，上部結構防拋網的透風率較大，對流體流動分離影響較小，橋梁渦振性能可能受此影響不大，防護結構下部為防拋墻以及防撞墻，其構造均為混凝土實心結構，兩者的高度較大且靠近迎風面，可能是橋梁發生渦激振動重要的原因，本文分別測試了約30%透風率、60%透風率以及80%透風率的防撞墻和防撞欄桿對渦激振動的優化效果。另外，考慮到主梁本身外形存在鈍體效應，因此本文在測試過程中，在主梁兩側也設置了風嘴。圖13是防護結構不同透風率的對比圖，從圖中可以看到提高防拋墻以及防撞墻的透風率能夠顯著提高主梁的渦振性能。30%透風率的防拋墻和防撞墻降低了28%的原豎向渦激振動位移。當防拋墻和防撞墻的透風率為60%和80%，橋梁渦激振動基本被抑制，最大豎向位移能夠滿足規范要求，同時可以發現渦激振動對欄桿的透風率具有敏感性，60%和80%透風率的最大豎向位移基本一致，分別為61 mm和80 mm，說明當透風率達到一定比例后，繼續增大透風率對橋梁渦振性能改善不明顯。

圖12 組合措施對主梁渦激響應的影響

圖13 防護結構透風率對主梁渦激響應的影響

3 結論

1) 帶高防護結構的邊主疊合梁在+3°，0°和+3°風攻角均出現明顯的豎向渦激振動現象，最大豎向位移響應超過規范允許值，其中+3°風攻角為最不利風攻角，需要對該斷面進行構造、氣動措施優化。

2) 高防護結構和主梁的外形對邊主疊合梁渦振性能有較大的影響，較高的防護結構加劇了流體的規律性渦脫，導致主梁的渦振性能較差。在原設計斷面基礎上去掉內外側防護結構后，主梁的渦振性能顯著提高，但其本身較鈍的外形，仍然對渦激響應存在一定程度的影響。

3) 水平穩定板、梁底穩定板、風嘴等常見的氣動措施不能較好的控制主梁渦激振動，采用風嘴+梁底穩定板的組合方式可以較好的提高橋梁的渦振性能，風嘴+1道梁底穩定板的方式能夠降低主梁50%的豎向峰值響應，風嘴+2道梁底穩定板的方式能夠完全抑制主梁的豎向渦激振動。

4) 主梁在安裝風嘴后，提高防護結構的透風率能夠顯著提高主梁的渦振性能，較大的透風率能夠將橋梁的豎向渦激振動控制在較小的范圍內。橋梁的渦振性能對透風率存在敏感性，當透風率提高到一定程度后，橋梁渦振性能改善不明顯。

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Experimental study on vortex-induced vibration performance and aerodynamic countermeasures for a double-box composite beam cable stayed bridge with high protective structure

LONG Junxian1, ZHOU Xuhui2, LI Qianming1, HAN Yan2, LI Chunguang2

(1. China Railway Wuhan Survey and Design & Institute Co., Ltd., Wuhan 430074, China;2. School of Civil Engineering, Changsha University of Science & Technology, Changsha 410114, China)

To investigate the vortex-induced vibration (VIV) performance and aerodynamic countermeasures for a double-box composite beam cable-stayed bridge with high protective structure across a railway yard, a series of wind tunnel tests were conducted with a 1:50 section model. The effects of wind attack angles (+3°, 0°, ?3°) and high protective structure on the aerodynamic performance of double-box composite beam were investigated. Furthermore, the influence of some wide used countermeasures such as horizontal stabilization plate, baffle plate, wind fairing and ventilation ratio of protective structure on VIV performance were also investigated respectively. The results indicate that the VIV performance of original double-box composite beam with high protectivestructure is poor, and large vertical vortex-induced vibration occurs at the three wind attack angles. The high protectivestructure and bluff body characteristic result in the VIV of double-box composite beam. Considering the significant bluff body effect, it is recommended to install wind fairing on both sides of the section. The countermeasures of wind fairing + two baffle plate can significantly improve the VIV performance. Increasing the ventilation ratio of the protective structure of double-box composite beam with wind fairing can suppress the VIV effectively.

double-box composite beam; high protective structure; vortex-induced vibration performance; countermeasure; wind tunnel test

U441.3

A

1672 ? 7029(2021)01 ? 0119 ? 09

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20200342

2020?04?22

國家自然科學基金優秀青年基金資助項目(51822803)；湖南省杰出青年基金資助項目(2018JJ1027)；湖南省教育廳優秀青年基金資助項目(16B011)；國家自然科學基金資助項目(51978087)

韓艷(1979?)，女，江蘇連云港人，教授，博士，從事大跨度橋梁風致振動與振動控制研究、風?車?橋耦合振動與行車安全性研究； E?mail：ce_hanyan@163.com

(編輯 陽麗霞)