雙幅并列T型剛構公路橋渦振性能的風洞試驗研究

王礪文， 王澤文， 何向東

(1.中國鐵路設計集團有限公司，天津 300000； 2.西南交通大學橋梁工程系， 四川成都 610031)

由于鋼箱梁具有質量較輕、阻尼較小的特點，與鋼筋混凝土梁相比，一直存在較易發生渦激振動的特點。即使并非柔度較大的懸索橋，跨度較大的連續鋼梁及剛構等，也常見在成橋狀態發生顯著渦激振動的報道，如日本京東灣通道橋的一階豎彎渦振振幅達50 cm[1]；俄羅斯伏爾加河的連續鋼梁橋，其渦激振振幅高達70 cm[2]。隨著公路、鐵路交通的發展，很多待建的公路橋梁，往往既需跨越既有公、鐵路線，又需滿足較多行車道的要求，為此，雙幅并列、可轉體施工的T型剛構成為較多采用的設計方案。由于雙幅布置的緊湊，兩幅間相鄰邊緣水平間距常僅約1.0 m 左右，有必要考察兩幅間的氣動干擾效應，及對原本截面較為鈍化的、T構主梁的渦振振動性能的影響，由于此種結構的空間不對稱性，有必要通過全橋氣彈模型風洞試驗研究，具體考察雙幅并列T構的渦激振動性能。

目前，關于渦激振動的研究一直是學術界的熱點問題[3-4]。朱樂東等[5]通過節段模型風洞試驗研究了箱形分離平行雙幅橋之間的氣動干擾效應對其顫振穩定性能和渦振特性的影響；秦浩等則[6]通過全橋氣彈模型風洞試驗，研究了風攻角、阻尼等對崇啟橋并列雙幅變截面鋼箱梁渦振性能的影響，但未計及紊流及風偏角的影響，且其前后兩幅結構完全對稱。

為便于兩個前后兩幅上的兩個T構轉體施工的順利實現，本文研究對象有別于文獻[6]，其雙幅并列的兩個T構，在沿橋軸向有較長的錯位，故其干擾效應也有別于文獻[6]的結構。為考察此類雙幅并列T構主梁的渦振性能，特設計、制作了包含剛體補償模型的1∶40大比例尺的全橋氣彈模型，分別在均勻流與紊流場中詳細考察了風偏角及紊流度對其渦振性能的影響。

1 工程背景

該橋左右錯幅布置，主橋跨度均采用120 m+120 m的T型剛構(以下簡稱“T構”)，T構主梁采用單箱三室鋼箱梁，平面布置如圖1(a)所示。圖中，左右幅墩的編號自左至右，分別對應Z1～Z6與Y1～Y6號。位于上方的為左幅T構，其位于Z4、Z5(主墩)與Z6號墩之間，而位于下方者為右幅T構，其位于Y1、Y2(主墩)與Y3號墩之間。此外，在左幅Z1～Z4號墩之間及右幅Y3～Y6號墩之間的引橋，均由三跨連續梁組成，其主梁均為三室單箱的預應力混凝土箱梁。

由于該橋在左幅Z4、Z5號主墩及右幅Y2、Y3號墩之間同時跨越既有鐵路，故將此段定義為T構的主跨。對于作為風洞試驗研究對象的右幅T構，其邊跨位于Y1、Y2 號墩之間，主跨則位于Y2、Y3號墩之間，如圖1(b)所示。

(a)雙幅并列公路橋俯視圖

(b)左、右幅立面圖圖1 總體橋型布置示意

由于該橋結構及空間布置的不對稱性，如依靠主梁節段模型風洞試驗研究其渦振性能，難以考慮實際結構復雜氣動干擾，故有必要采用大比尺全橋氣彈模型，方能全面考察主梁渦振的諸多影響因素。鑒于左、右幅T構的主梁截面基本相同，跨度也一致，而右幅T構的主墩較高，故在進行該橋T構主梁渦激振動特性時，特選取右幅T構氣彈模型為風洞試驗研究對象，而其他部分則為剛體補償模型，以模擬雙幅之間的氣動干擾。T構主梁典型鋼箱梁斷面如圖2所示。

圖2 T構主梁典型鋼箱梁斷面示意(單位：mm)

由橋址環境可根據文獻[7]，將橋址確定為B類地表，其基本風速U10=36.6 m/s，而橋面平均高度約27. 3 m，據此可得該橋右幅T構主梁在成橋狀態的橋梁設計基本風速為45.1 m/s。

2 結構動力特性分析

由有限元法進行橋梁結構動力特性分析，是進行全橋氣彈模型風洞試驗的前提。根據右幅T構的結構特點，采用空間梁單元對其主梁、主墩進行模擬，對變截面梁、柱段，相應各單元以該段中點位置處的截面特性作為計算依據；由T構主梁二期恒載所提供的質量及質量慣性矩，采用質量單元模擬；墩、梁結合部按固結處理，在邊墩頂部，與兩個墩頂支座相對應的、主梁兩剛臂端節點的豎向及橫橋向自由度，與位于其下的墩頂支座處節點相主從；對于主墩與邊墩的墩底節點，其所有6個自由度均被約束，而未考慮墩底承臺的影響。圖3為右幅T構成橋狀態的有限元分析模型。

圖3 成橋狀態有限元分析模型

由 Ansys分析所得的右幅T構成橋狀態前8階模態頻率及振型見表1。由表1可見，右幅T構主梁的橫向及扭轉剛度相對較大，其前兩階基頻分別為主梁第一反對稱豎彎及第一對稱豎彎，故主梁豎彎渦激振動為主要考察對象，而無需關注主梁的扭轉渦激振動性能。

3 風洞試驗結果

3.1 模型設計及試驗工況

為便于試驗時對主梁渦激振動的搜索、捕獲，在滿足風洞試驗段阻塞率要求的前提下，采用了1∶40 的幾何縮尺比，

表1 成橋狀態的頻率及振型特征

設計制作了右幅T構的成橋狀態氣彈模型，根據保持原型與模型之間運動、動力相似及質量、阻尼參數一致的原則，相應的風速比為1∶400.5，頻率比為400.5∶1。同時，為了考察并列雙幅間的氣動干擾，同時等比例設計、制作了左幅Z1～Z6號墩間的全橋及右幅Y3～Y6號墩間的引橋的剛體模型，作為右幅T構的邊界補償模型，以盡量減輕端部效應對右幅T構繞流的影響。含右幅T構氣彈模型的、雙幅并列公路橋的全橋模型及試驗風偏角如圖4所示。

圖4 含氣彈模型的全橋模型構成及風偏角定義

表2列出了右幅T構氣彈模型的模態測試結果，表明與主梁第一反對稱及對稱豎彎振型相對應的模態頻率，與模型要求值的相對誤差分別為3.7 %與1.2 %，其中主梁第一反對豎彎模態的阻尼比約0.3 %，滿足文獻[7]的要求。

表2 T構全橋氣彈模型模態試驗測試結果

右幅T構全橋氣彈模型風洞試驗在XNJD-3工業風洞中進行，該風洞是目前世界最大的直流式、邊界層風洞(指適用于土木工程、環境工程等風洞試驗的工業風洞)。其試驗段尺寸為22.5 m(寬)×4.5 m(高)×36.0 m(長)；試驗風速范圍為1.0～16.5 m/s。

根據試驗流場及風偏角的不同，試驗按以下四組工況分別進行：在均勻流場中、右幅T構在迎風側為工況A，在背風側為工況B，又根據0 °、15 °及30 °三個不同風偏角，分別對應于工況A1～A3、工況B1～B3；在紊流流場中、右幅T構在迎風側為工況C，在背風側為工況D，同樣根據三個不同風偏角，分別對應于工況C1～C3、工況D1～D3。風偏角示意如圖4所示。

為在紊流場中進行右幅T構全橋氣彈模型風洞試驗，采用常用的被動方法進行大氣邊界層的模擬，其具體模擬裝置分別包括尖塔式靜態漩渦發生器、分布式粗糙元、鋸齒形主擋板及附加擋板等。圖5為風洞內模擬風場的風速剖面實測結果與B類地表目標值的比較。由布置于橋面高度處的Cobra三維風速探頭所測得的、模擬紊流風場的脈動風時程可得其順風向的紊流度Iu=0.156，與文獻[7]所要求的0.16非常接近。圖6為實測的橋面高度處的橫橋向水平風譜與規范譜的比較，表明本研究所關注的橋面高度處的、橫橋向風譜，與文獻[7]的理論譜吻合良好。

圖5 模擬的紊流風場的平均風速剖面

圖6 模擬紊流風場實測脈動風功率譜與規范譜的比較

3.2 風洞試驗結果

總結右幅T構成橋狀態氣彈模型、在均勻流場中六個試驗工況的試驗結果可知，右幅T構主梁僅在工況B1，即均勻流場中的右幅T構、處于背風側、且在正交風的作用下，發生了明顯的豎彎渦激振動。換算至實橋及實際風速，主梁發生渦激振動的風速范圍及振幅如下：當風速約29.7 m/s時，主梁開始發生一階反對稱豎彎渦激振動，其單邊最大振幅在風速約33.6 m/s時達最大值約40 mm，低于文獻[7]所要求的限值，而當風速達約43.3 m/s時，一階反對稱豎彎渦激振動消失；當風速約49.5 m/s時，主梁開始發生一階對稱豎彎渦激振動，其單邊最大振幅在風速約59.1 m/s時達最大值約120 mm，明顯高于文獻[7]所要求的限值，而當風速約達69.9 m/s時，一階對稱豎彎渦激振動消失。工況B1下主梁豎彎渦激振動的振幅與風速關系見圖7。

圖7 工況B1下的主梁豎彎渦激振動

圖8給出了在紊流場中六個試驗工況(C1～C3、D1～D3)下，主梁邊跨跨中豎向位移隨風速的變化與工況B1結果的比較，表明在紊流場六個試驗工況下，右幅T構主梁均未發生豎彎渦激振動。

綜合比較圖8、圖9可知：僅當均勻流中的右幅T構處于背風側，且在正交風作用下。其主梁在較高風速下發生一階反對稱豎彎渦激振動，但其最大單邊振幅小于文獻[7]所要求的限值；在遠超出橋梁設計基本風速的更高風速下，發生一階對稱豎彎渦激振動，其最大單邊振幅雖遠大于文獻[7]所要求的限值，但因其發振風速已經很高，故對實橋而言僅具理論意義。

圖8 均勻流工況B1下主梁豎向振幅隨風速的變化

圖9 均勻流工況B1與紊流工況主梁豎向振幅隨風速變化比較

4 結論

對于某雙幅并列、T型剛構的大比例尺全橋氣彈模型，其在均勻流與紊流場中的對比風洞試驗研究結果表明：對于空間布置不對稱的、雙幅并列T型剛構公路橋而言，由于其雙幅布置緊湊，彼此間的氣動干擾效應較強，對于T型剛構主梁的渦激振動性能有著明顯的影響，此時，僅靠主梁節段模型風洞試驗，難以確定T構主梁地渦激振動性能。T構全橋氣彈模型，需包含與其并列的另一幅橋梁的、足夠長度的剛體補償模型，方能有效考察不同風偏角下的T構主梁的渦激振動性能。