分體三箱斷面主梁橋梁的抗風性能及氣動優化

楊風帆， 鄭史雄， 周 強， 張 寧， 趙曉天， 何睿洲

(西南交通大學 土木工程學院， 成都 610031)

隨著設計理論、施工技術等方面的不斷提高，現代橋梁日益向大跨柔性發展，結構的剛度、自振頻率、扭彎比等均呈減小趨勢，這使得橋梁結構對風的敏感性更強，橋梁抗風也成為大跨橋梁設計中主要關注點。為了滿足對交通量的需求并獲得較優的顫振穩定性能，分體式箱梁越來越多應用于大跨度纜索承重體系橋梁中，尤其是我國沿海地區，氣象災害時有發生，設計基準風速高。雖然分體式箱梁斷面具有良好的顫振性能，但由于箱體間距的存在，相比流線型箱梁而言分體式箱梁一般都伴有不同程度的渦激振動(vortex-induced vibration，VIV; 以下簡稱渦振)問題。分體式雙箱梁一般較易發生豎向渦振，由于兩個箱體間距離梁體形心有一定距離以及更寬的橋面，分體式三箱梁更易引發扭轉渦激振動。但寬幅橋面和更多的箱體滿足了不同類型車輛的通行要求，此結構優勢無疑是公鐵兩用橋梁理想的主梁形式。顫振作為自激的發散性振動，可造成災難性后果，故必須在橋梁抗風設計中予以避免。分體箱梁以其出色的顫振性能，越來越多的應用于大跨度橋梁建設中。西堠門大橋[1](主跨1 650 m)，韓國Gwangyang大橋(主跨1 545 m)，香港昂船洲大橋[2](主跨1 018 m)，嘉紹大橋[3](主跨428 m)采用的均是分體雙箱梁；Messina海峽大橋[4](主跨3 300 m)采用的是分體三箱主梁。作為一種新穎的斷面形式，分體箱梁的氣動性能仍處在探索階段。現有研究足以證明與整體式箱梁相比，分體箱梁的顫振穩定性能更為突出[5-6]。但箱體分離會使主梁斷面氣流繞流形態的復雜化，特別是旋渦的生成與運動方式，這也是分體箱梁均發現不同形式渦振的原因[7-8]。

當氣流流經鈍體表面時會在其周圍產生周期性的旋渦脫落(渦脫)，當渦脫頻率接近結構的自振頻率時誘發渦振。渦振與顫振相比雖不會造成結構毀滅性的破壞，但其起振風速低，橋址常遇風速下發生概率高，易造成行車安全與結構疲勞等問題，故需采取氣動措施對主梁斷面進行優化。Larose等[9]在昂船洲大橋的風洞試驗中發現，梁底導流板可對氣流形成壓縮效果，干擾箱體間大尺度旋渦的形成從而達到抑振的目的。De Miranda等[10]運用雷諾平均方程和大渦模擬方法研究了某分體雙箱梁不同箱間距下，上下游梁體間的氣動干擾。Hu等[11]通過某流線型箱梁的風洞試驗與計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)仿真，詳細探究了4種氣動措施的氣動優化機理。Larsen等[12]對某梯形箱梁進行了風洞試驗，通過粒子圖像測速法結果優化了箱梁的渦脫響應，并指出水平底板與斜面板之間的夾角是實現良好氣動性能的重要參數，這為橋梁斷面的選型與優化提供了一定的借鑒意義。楊詠昕等[13]以國內建成的3座大跨度分體箱梁橋梁為背景，基于風洞試驗與粒子圖像測速法技術表明箱體間的大尺度旋渦很可能是引起大幅渦振的原因，對比了3種氣動措施的抑振效果并指出可調風障對分體箱梁渦振控制效果最好。李永樂等[14]基于CDF研究了6種不同氣動措施對超大跨分體三箱梁懸索橋渦振的抑制效果，為分體箱梁的氣動優化提供了理論基礎。夏錦林等[15]基于風洞試驗與CFD研究了某分體三箱斷面主梁懸索橋的抗風性能，分析了不同氣動措施下主梁渦振與顫振機理的改變。

以上研究多以分體雙箱梁為主，對分體三箱斷面主梁橋梁氣動性能的研究仍較少。目前，對于橋梁結構在風作用下的性能研究已形成基于理論研究、風洞試驗、數值模擬和現場實測的風工程體系，其中風洞試驗以其理論完善、直觀、可靠等特點應用最廣。以某公鐵兩用分體三箱主梁大跨度斜拉懸索協作體系橋梁為依托，開展了1∶70縮尺比的節段模型風洞試驗，研究了不同風攻角(0°、±3°)、不同紊流強度(均勻流、小紊流-0.25倍設計紊流度及大紊流-設計紊流度)流場下橋面抑流板、不同檢修軌道位置、梁底導流板、格柵及下中央穩定板等措施對該橋主梁氣動性能的優化效果，并通過CFD從流場結構和氣動力兩方面分析了優化工況的抑振機理，旨在為大跨度分體箱梁橋梁的氣動優化提供借鑒。

1 節段模型風洞試驗

1.1 工程概況

某公鐵兩用分體三箱斷面主梁大跨斜拉懸索協作體系橋梁，主橋跨徑布置為(70+112+406+1 488+406+112+70)m，總長2 664 m，主塔高294 m；中跨主纜矢跨比為1/6.5，吊跨比0.45，交叉索9對，跨中純懸索區段長452 m。主梁由3個流線型扁平箱組成的分離鋼箱結構組成，梁寬68.00 m，高5.00 m。中間鐵路箱寬13.00 m，兩側公路箱寬16.70 m，箱間距8.05 m，風嘴寬2.75 m。為確保三箱協同受力，箱間采用寬2.80 m的箱形橫梁連接，間距14.00 m。橋址橋面高度處顫振檢驗風速為82.12 m/s。主梁橫斷面如圖1所示。

圖1 主梁橫斷面圖(m)

1.2 節段模型參數

試驗在西南交通大學單回流串聯雙試驗段工業風洞(XNJD-1)第二試驗段中進行。模型長L=2.100 0 m，總寬B=0.971 4 m(含風嘴)，高H=0.071 4 m(按梁高度計算)，長寬比L/B=2.16。主梁采用優質木材制作，防撞欄桿、風屏障、檢修軌道等用環氧樹脂板雕刻而成。主梁成橋態節段模型試驗參數,如表1所示。模型由8根拉伸彈簧懸掛于支架上，形成可豎向運動和繞模型軸線轉動的二自由度振動系統，如圖2所示。

表1 試驗參數

(a) 均勻流

2 分體三箱斷面主梁橋梁的渦振與顫振性能

顫振性能在均勻流場中檢驗；渦振性能在均勻流、小紊流流場中評價，并最終以小紊流流場中渦振幅值作為最終評判標準。成橋態0°，±3°風攻角下原始斷面(C0)豎向及扭轉振幅隨風速變化曲線，如圖3和圖4?？梢钥闯觯?個攻角下顫振臨界風速均高于97.2 m/s。兩種流場中，3個攻角下C0均發生了扭轉渦振(見表2)，無明顯豎向渦振；-3°攻角扭轉渦振幅值最大(1.238°)，為最不利工況。故針對最不利攻角-3°綜合考慮渦振與顫振性能，對C0進行氣動優化。

表2 C0扭轉渦振響應

(a) 豎向振幅與實橋風速曲線

圖4 小紊流流場下C0振動幅值與風速曲線

3 氣動優化措施對主梁顫振和渦振性能的影響

針對C0發生的大幅值扭轉渦振，設置了5種氣動措施共12個工況對其進行優化。表3為試驗工況說明，表4為各工況優化效果，以優化度D進行評價。

表3 氣動優化工況

表4 氣動措施優化效果

優化度D=

100%

3.1 橋面抑流板

流經抑流板的氣流在板后分離形成連續的漩渦脫落，改變了下方氣流移動路徑，進而改變了主梁上表面的流場分布達到抑制渦振的效果。設置抑流板后主梁依然存在兩個渦振區間，扭轉振幅最大值為0.762°、0.734°，鎖定風速為12.57 m/s、22.97 m/s。與C0相比，第二個渦振區間幅值有所減小，第一個渦振區間幅值反而有所增大，D=38.4%，可以判斷抑流板對主梁扭轉渦振的抑制效果不明顯。

3.2 不同檢修軌道位置

研究表明[16]渦振對檢修軌道的位置較為敏感，為了探究其位于不同位置時斷面的渦振性能，試驗中設置了C2～C4 3個工況。C2沒有起到優化效果反而使渦振幅值增大，最大幅值為0.322°/1.412°，鎖定風速為12.25 m/s、21.17 m/s；C3仍有兩個渦振區間，振幅最大值為0.496°/1.156°，鎖定風速為11.97 m/s、21.66 m/s；C4只有一個渦振區間，幅值為0.846°，鎖定風速為24.93 m/s。C2～C4的優化度分別為-14.1%、6.6%和31.7%，可見檢修軌道處的渦并不是引起渦振的主要原因，因此改變檢修軌道位置并不能有效改善主梁的渦振性能。

3.3 梁底導流板

由于迎風側檢修軌道后方形成小尺度旋渦在斷面開槽內匯集，形成較大尺度的旋渦，誘發斷面的渦振。故考慮在檢修軌道內側(C5)或外側(C6)設置導流板，嘗試改變氣流在梁底的繞流形態從而改善斷面的渦振性能。

檢修軌道內側或外側設置導流板后主梁仍存在兩個渦振區間。C5渦振最大幅值為0.498°/1.033°，鎖定風速為11.65 m/s、22.48 m/s；C6渦振最大幅值為0.657°/1.247°，鎖定風速為11.97 m/s、22.48 m/s；C5、C6優化度分別為16.6%和-0.7%，梁底導流板并沒有起到抑制渦振的效果，這也與劉君等[17-18]的結論一致。

3.4 格柵

李志國等[19]的研究表明，流經分體式箱梁上下表面的氣流在開槽處形成較大尺度的漩渦脫落，是主梁渦振的主要誘因。在開槽處設置一定透風率格柵可干擾氣流，抑制開槽處大尺度漩渦的形成，從而有效改善斷面的渦振性能。試驗中設置了C7～C11，對應5種不同透風率格柵，其布置形式如表3和圖5所示?？梢钥闯?，格柵的透風率越小對渦振的抑制效果越明顯。C7、C8渦振已被完全抑制，但透風率過小會造成顫振臨界風速急劇下降。透風率介于23%～43%(C9與C10)的格柵在有效抑制渦振的同時顫振臨界風速均大于顫振檢驗風速，是理想的氣動優化措施。

圖5 置于風洞中的動力試驗模型(成橋狀態加縱向格柵)

3.5 格柵與下中央穩定板組合措施

較小透風率的格柵可有效抑制渦振，但會造成顫振臨界風速急劇下降。中央穩定板作為提高橋梁顫振性能的常用措施[20]，在分體三箱主梁斷面上是否依然有效需要進一步研究。C12渦振幅值為0.123°，鎖定區間為17.58 m/s，顫振臨界風速高于92.7 m/s，優化度D=90.1%，大幅降低渦振幅值的同時顫振臨界風速并沒有明顯下降，優化效果理想。可見，中央穩定板在提高分體三箱主梁斷面橋梁顫振臨界風速上同樣有效。

4 氣動優化措施綜合評價

4.1 優化工況在不同紊流度流場中的檢驗

對各工況優化效果綜合評價，C2、C6惡化了主梁的渦振性能；C1、C3～C5、C11優化效果不理想；C7完全抑制了渦振但此時主梁的顫振臨界風速低于檢驗風速；C8對渦振的抑制效果明顯但其顫振臨界風速只高出顫振檢驗風速4 m/s，安全儲備不足；C9、C10、C12有效減小扭轉渦振幅值的同時并沒有造成顫振臨界風速的下降，是較為理想的氣動優化措施。

將以上比選出的較優氣動優化方案置于小紊流和大紊流流場中進一步評價，結果如圖6所示。大紊流流場下，紊流風引起的抖振響應占主導地位；小紊流流場下，C10只有一個渦振區間，幅值為0.298°，鎖定風速為22.42 m/s，與其在均勻流場中相比渦振幅值減小了56.8%。可見，渦振振幅隨紊流度提高而降低，鎖定風速大致不變。

圖6 不同紊流度下主梁渦振響應

綜合權衡主梁斷面的渦振與顫振性能，確定透風率為23%～43%格柵單一措施以及10%透風率格柵和下中央穩定板組合措施為最優氣動措施。

4.2 氣動措施抑振機理分析

為了探究較優氣動措施的抑振機理，采用CFD對C0、C9和C12進行了計算分析。計算選用DDES (delayed detached eddy simulation)湍流模型，為避免計算中出現數值振蕩問題，采用了MIM (momentum interpolation method)數值算法。采用SIMPLEC算法用于方程組的求解并將迭代收斂準則設置為1×10-6，時間步長為5×10-4。空間離散采用NVD (normalized variable diagram)，避免了中心差分引起的非物理振蕩。為了獲得穩定、準確的計算結果，采用二階完全隱式法對時間進行離散。

計算域為140D×50D(D為梁高)，如圖7所示。梁體距上下邊界各25D，來流和尾流區域分別為30D、110D。梁體及附屬設施表面均為無滑移壁面邊界，來流風速U=10 m/s，出口壓力為0，上下均為對稱邊界條件。梁體周圍矩形區域內采用非結構化網格并進行了加密處理，其余均采用結構化網格。

圖7 計算域、邊界條件及細部構造

為了檢驗數值計算的可靠性，以C0為例將CFD計算與風洞試驗得到的靜力三分力系數進行了對比,如圖8所示?？梢钥闯?，CFD計算得到的三分力系數變化規律和試驗結果基本一致。由于CFD計算基于二維流場理論和條帶假定，與三維流場下的三維模型還是有所區別。阻力系數在大攻角下與試驗值有一定誤差(最大誤差為-5°、-3°攻角下13%左右，其余攻角下的誤差均在5%左右)，但也在可接受范圍內；升力和扭矩相差很小，基本吻合。從而數值計算的可靠性得到了驗證。

(a) 風軸

圖9為C0、C9和C12的瞬時渦量云圖。從C0可以看出，區域1和區域2內有大尺度旋渦的生成和運動，尤其是區域2處旋渦，尺度已經超出箱體級別。氣流流經上游箱體并在其后方形成較大尺度的旋渦脫落，撞擊下游箱體，產生規律變化的氣動力從而引發渦振。由于欄桿、風屏障的存在，在下游箱體上方形成大尺度旋渦，并沿氣流方向遷移發展，形成規律的壓力差，是渦振的主要誘因。當在箱體間距處設置一定透風率格柵后(C9、C12)，區域1處的旋渦被打散，減弱了氣流在箱體間距處的上下交替，同時也對區域2處的大尺度旋渦起到了良好的抑制效果。由圖10可知，優化工況的升力和扭矩時程峰值均有不同程度減小。雖然升力的平均值稍有增大，但均方根呈減小趨勢；扭矩的平均值和均方根均有大幅減小。而氣動力時程均方根的顯著減小對風致振動問題是有益的。綜上，通過對原始斷面和優化工況CFD分析，從流場結構和氣動力方面闡述了氣動措施改善原始斷面渦振性能的機理。

圖9 瞬時渦量云圖(上：C0；中：C9；下：C12)

(a) 升力

4.3 優化工況的靜力抗風性能

自然風的攻角大多小于±5°，故在此只給出優化工況在±5°區間內的三分力系數。圖11為優化工況的靜力三分力系數曲線。可以看出，優化工況的阻力系數在-5°～-1°攻角內稍大于C0，在0°～5°攻角內有所減小。升力和扭矩系數在-5°～5°內與C0變化趨勢和數值幾乎一致，且斜率均為正值，說明優化工況在±5°攻角內具備了氣動穩定的必要條件。

(a) 風軸

5 結 論

某分體三箱斷面主梁橋梁節段模型風洞試驗結果表明：均勻流、小紊流流場下原始斷面0°、±3°攻角均發生了不同程度的扭轉渦振，無明顯豎向渦振，最不利攻角-3°扭轉幅值為1.238°；顫振臨界風速均高于97.3 m/s。紊流可降低渦振幅值，但對鎖定風速影響不大。通過對比5種氣動措施的優化效果，可得出以下結論：

(1) 箱體分離可大幅提升主梁顫振性能。對比透風率0%格柵與原始斷面，箱體分離使主梁的顫振臨界風速提高了20%以上。

(2) 格柵透風率越小對主梁渦振抑制效果越明顯。透風率過小(小于23%)會造成顫振臨界風速的下降。23%與43%透風率格柵可分別將渦振幅值降低78.1%和44.3%且顫振臨界風速沒有顯著下降。以0.25倍紊流強度流場下主梁渦振響應為判據，23%～43%透風率格柵為理想的氣動優化措施。

(3) 中央穩定板在提高分體三箱主梁顫振性能上同樣有效。10%透風率格柵與下中央穩定板組合方案降低渦振幅值90.1%的同時，顫振臨界風速依然高于92.7 m/s，優化效果理想。

(4) 就文中主梁斷面形式而言，不同檢修軌道位置和橋面抑流板不能有效抑制主梁渦振，甚至會有惡化的可能。檢修軌道位置2、檢修軌道外側設置導流板惡化了主梁渦振性能；檢修軌道不同位置3和位置4與檢修軌道內側設置導流板均不能對該橋渦振起到良好的抑制效果。

(5) 通過CFD對原始斷面和優化工況周圍流場和氣動力變化規律的分析，原始斷面箱體間距處和下游箱體上方大尺度旋渦是誘發渦振的主要原因。優化工況中大尺度旋渦得到了抑制，升力和扭矩時程均方根明顯減小，同時主梁仍具備足夠的靜力抗風穩定性能。