邊箱疊合梁斜拉橋渦振性能及防護結構優化研究

李興勇

(中鐵十一局集團第一工程有限公司 湖北襄陽 441104)

1 引言

邊箱疊合梁由于其優良的力學性能被廣泛應用于大跨度斜拉橋[1-2]。另一方面，由于邊箱疊合梁的主梁設置在側面且采用了較厚的混凝土橋面板，因此其鈍體效應明顯，容易發生風致振動現象。其中渦激振動是邊箱疊合梁斜拉橋在低風速下最常見的氣彈不穩定現象之一，具有限速限幅的特點，其危害程度相較顫振和馳振小，不會導致橋梁的直接破壞，但持續的振動會影響橋梁的運營、縮短橋梁的壽命，因此同樣需要引起重視[3]。

針對邊箱疊合梁氣動性能的優化及研究，國內外結合實際橋梁工程項目開展了大量的研究工作。趙林等[4]針對邊主梁斷面氣動優化措施進行了綜述，提出了風嘴、水平穩定板、欄桿抑流板等控制方法。李春光等[5]以邊箱疊合梁為研究對象開展了試驗研究，分析了穩定板、風嘴等措施對氣動性能的優化效果，研究表明風嘴可以較好地提高邊箱疊合梁的渦振性能。葛耀君等[6]以大跨度橋梁渦振為對象，圍繞渦激振動的控制設備和技術、人工智能控制手段等方面進行了文獻綜述。錢國偉等[7]基于橋梁節段模型試驗，對比防撞欄桿和檢修軌道布置形式對邊主疊合梁氣動性能的影響，同時研究了不同風嘴角度以及不同分流板尺寸對渦振性能的優化效果。顏宇光等[8]基于風洞試驗，分別研究了穩定板和擾流板對橋梁豎向和扭轉渦振氣動性能的優化效果。董銳等[9]以邊箱疊合梁為對象，開展了橋梁渦激振動控制措施研究，驗證了斜向分流板對橋梁渦振性能的優化效果。Kubo等[10]研究了邊主梁間距對氣動穩定性的影響；Li等[11]基于風洞試驗和CFD數值模擬，研究了水平分流板對邊主梁渦振性能的影響。綜上所述，對于邊箱疊合梁的渦激振動的控制通常采用增設風嘴、封閉欄桿、增設抑流板等氣動措施。對于跨既有線大跨度邊箱疊合梁斜拉橋，為了保證既有線路的運營安全，主梁兩側設置了較高的防護結構，鈍體效應明顯，目前關于防護結構對橋梁氣動性能的影響以及其優化措施還鮮有研究。

本文以襄陽市環線提速改造工程跨襄北編組站大橋為研究對象，設計制作了1∶50縮尺比的節段模型，通過風洞試驗研究了主梁氣動外形和防護結構對主梁渦振性能的影響，開展了邊箱疊合梁的氣動外形和防護結構優化措施的研究，對比了增設風嘴、改變防護結構布置形式和提高防護結構透風率等措施的優化效果，試驗結果具有一定適用性，可為帶防護結構邊箱疊合梁的氣動性能優化提供參考。

2 工程背景及風洞試驗布置

2.1 工程背景

本文研究對象為襄陽市環線提速改造工程跨襄北編組站大橋(簡稱“襄北大橋”)，橋梁長度為920 m，主橋設計為(102＋98＋294)m＋(226＋74＋66.25＋40.45＋19.3)m雙獨塔混合梁斜拉橋，采用塔梁固結體系，兩主塔跨徑布置為(200＋294)m和(226＋200)m，分左右兩幅，采用雙向六車道，襄北大橋立面圖如圖1所示。主梁為鋼-混組合梁，采用混凝土橋面板＋鋼主梁的組合結構形式，其中鋼主梁為邊主箱＋橫梁的格構式體系，梁高3.53 m，主梁全寬37.5 m。該橋上跨既有鐵路特等編組站，為保證既有鐵路的安全運營，在橋面人行道和車行道共對稱布置了4道防護結構，分別設置在距離主梁邊緣0.65 m和6.5 m的位置，第一道防護結構的形式為3.6 m防拋網＋1.4 m防護墻，第二道防護結構的形式為1.2 m高防撞墻＋2.4 m高防拋網。

圖1 襄北大橋立面圖(單位:m)

2.2 風洞試驗布置

依據節段模型設計要求，設計制作了1∶50縮尺比的剛性節段模型，模型長度和寬度分別為1.52 m和0.75 m，模型通過端軸和彈簧懸掛在風洞中，為保證來流的二維流場特性，在模型兩側端部設置了輕質端板，模型如圖2所示。通過調節模型配重、彈簧的剛度以及間距使模型動力特性與實橋滿足相似關系，橋梁發生渦振的起振風速較低且以區間的形式出現，為保證模型能較好地反映實橋的渦振性能，風速比設置為1∶2.56，模型參數及縮尺關系如表1所示。通過在彈簧上纏繞膠帶的方式增大或減小阻尼，為使模型渦激振動響應更顯著，設置了較小初始阻尼比，阻尼比通過自由衰減試驗得到，模型豎向阻尼比和扭轉阻尼比分別為0.34%和0.31%。

圖2 風洞節段模型

表1 模型與實橋參數

通過梁底的兩個激光位移計記錄模型豎向和扭振位移響應，激光位移計間距為0.56 m，采樣頻率為50 Hz，采樣時間為60 s。采用探針測量來流風速，采樣頻率為1 000 Hz，采樣時間為32.14 s。

3 風洞試驗

3.1 設計斷面渦振性能

為研究原設計斷面的渦振性能，測試了0.55～16.0 m/s風速范圍內，主梁在 ＋3°、0°和 -3°風攻角下的豎向和扭轉振動響應。圖3為主梁的振動響應隨風速的變化情況，為方便比較，圖中的風速和位移均方根均轉換為實橋數值，其中規范限值依據《公路橋梁抗風設計規范》(JTG/T D60-01-2004)計算，本文主梁的豎向和扭轉渦振位移限值分別為131 mm和0.13°。圖3a為主梁豎向振動響應，從圖中可以看到，主梁在三個風攻角工況下均出現了明顯的振動響應，豎向振動響應呈現明顯的區間特點，主要發生在20～35 m/s風速區間，其中-3°和0°風攻角工況在15～20 m/s還存在一個較小的風速區間，在風速區間內，位移均方根首先隨風速的增大而增大，達到最大值后，隨風速的繼續增大再逐漸降低，屬于典型的渦激振動。在三個工況中，＋3°風攻角工況為最不利工況，當來流風速約為25.2 m/s時，主梁位移均方根達到359.9 mm，高出規范限值的1.75倍，-3°和0°風攻角工況在34.5 m/s和26.5 m/s風速下位移均方根達到最大值，分別高出規范限值52 mm和31 mm。圖3b是主梁扭轉振動響應，從圖中可以看到，三個工況的振動響應遠小于規范限制，無明顯的扭轉渦激振動現象發生。因此，根據上述試驗結果，本文重點對＋3°風攻角下主梁豎向渦振性能開展研究。

圖3 原斷面渦振性能

3.2 主梁渦振性能影響因素及優化措施研究

3.2.1 阻尼比的影響

現有研究表明，渦激振動的位移響應以及鎖定區間與結構阻尼比有較大聯系。對于鋼混疊合梁橋，規范建議阻尼比取1%，本文為了獲得主梁更明顯的渦振響應，選取了較小的初始阻尼比0.34%。為了進一步分析阻尼比對主梁豎向渦激振動的影響，本文選取最不利＋3°風攻角為研究對象，繼續測試了阻尼比為0.61%和0.80%兩種工況的渦振響應。圖4是主梁豎向渦振響應隨阻尼比的變化圖，從圖中可以看到，阻尼比的增大能顯著降低豎向渦振位移，當阻尼比增至0.61%時，最大豎向位移降低了19.4%。當阻尼比進一步增加至0.80%時，渦振豎向位移進一步降低至271.5 mm，但仍超過規范允許值1.07倍。另外，阻尼比對橋梁斷面的風速鎖定區間影響不大，三個不同阻尼比工況對應的渦激振動鎖定區間基本一致，鎖定風速區間始終保持在25～35 m/s區間內。風洞試驗結果表明:較大的阻尼比仍不能將主梁的渦激振動控制在規范允許范圍內，因此需要進一步開展主梁斷面渦振影響因素以及優化措施的研究。

圖4 阻尼比對渦激振動的影響

3.2.2 主梁氣動外形及防護結構的影響

本橋梁上跨既有鐵路編組站，為保證既有線路的運營安全，在兩側分別設置了兩道較高的防護結構，橋面防護結構的設置顯著改變了橋梁氣動外形，一定程度鈍化了主梁斷面，可能加劇流體的規律性渦脫，劣化主梁的渦振性能。為明確防護結構對主梁渦振性能的影響，分別對拆除內側防護結構，拆除外側防護結構以及拆除全部防護結構三種工況開展了主梁渦振性能研究，結果如圖5所示。從圖中可以看到，單獨拆除內側防護結構，主梁渦振性能相較原設計方案提升不明顯，渦振風速區間與原方案基本一致，最大位移均方根僅降低了20 mm。單獨拆除外側防護結構，主梁起振風速增大，風速區間縮小為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%。當拆除主梁所有防護結構時，主梁渦振性能得到較大提升，起振風速相較原設計方案略微增大，豎向振動響應顯著降低，最大位移均方根為95 mm，為規范限值的0.93倍。試驗結果表明:防護結構對主梁渦振性能有較大的影響，防護結構的設置和拆除會明顯改變主梁渦振區間以及幅值；由于防護結構高度較大，單獨拆除內側或外側防護結構，主梁仍受其余防護結構的影響，渦振性能提升不明顯。盡管主梁渦振性能在拆除全部防護結構后滿足規范要求，但仍存在較明顯的渦振響應，說明主梁的氣動不穩定不僅與防護結構有關，同時與斷面本身較鈍的氣動外形也存在一定關系。因此，為進一步提高主梁渦振性能，需從防護結構以及斷面氣動外形兩方面開展優化研究。

3.2.3 主梁氣動外形的優化

對于邊箱疊合梁斷面，由于主梁靠近外側，且上部采用了鋼梁＋混凝土橋面板的組合形式，因此迎風面大，鈍體效應明顯，國內外通常采用增設風嘴的形式對主梁進行流線型優化，提高疊合梁的氣動性能。本文在原設計方案基礎上對主梁兩側迎風面增設風嘴。為研究風嘴對主梁氣動外形的優化效果，本文進一步研究了風嘴＋拆除內側防護結構、風嘴＋拆除外側防護結構以及風嘴＋拆除全部防護結構三種工況下的主梁渦振性能，結果如圖6所示。從圖中可以看到，安裝風嘴對主梁斷面氣動外形有較好的優化效果，當安裝風嘴＋拆除全部防護結構后，主梁具有較好的渦振性能，僅發生輕微的振動。當橋面設置防護結構后，增設風嘴的優化效果有限，主梁仍然發生了較明顯的渦激振動，最大位移均方根為271 mm，超過規范值106.8%，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，而風嘴無法較好地控制流體的流動分離。

圖6 風嘴對主梁渦激響應的影響

3.2.4 防護結構的優化

為控制主梁渦激振動，還需在增設風嘴的基礎上進一步對防護結構開展優化研究，本文以＋3°攻角工況為研究對象，從防護結構高度、間斷封閉防護結構以及防護結構透風率三個方向開展優化研究。

(1)防護結構高度的優化

防護結構主要由下部實心防撞墻和上部防護網組成，本文在原設計方案的基礎上，對防撞墻和防護網的高度進行優化，設計了兩種防護結構形式。兩種防護形式對主梁渦振性能的影響如圖7所示，從圖中可以看到，防護結構形式對主梁渦振性能有較大影響，當去掉外側防護結構的防撞墻時，渦振區間明顯縮小，渦振最大位移均方根相較原設計方案降低130 mm，但仍超規范值75.36%。將外側防護網降低至2.6 m，同時拆除內側的防護網，主梁渦振性能繼續提高，位移均方根降低為152 mm，略大于規范允許值。為保障既有線路運營安全，需設置一定高度的防護網，優化高度后仍然發生較大振動響應，因此需進一步對防護結構進行優化。

圖7 防護結構高度的影響

(2)間斷封閉防護結構

根據已有文獻，對橋面欄桿采用間斷封閉或者沿橋跨曲線布置的方式可以擾亂漩渦脫落的展向相關性[12]，對主梁渦激振動起到抑制效果。本文在防護結構形式優化的基礎上，設計了兩種不同間斷封閉形式。兩種間斷封閉的抑振效果如圖8所示，從圖中可以看到，兩種間斷封閉的方式均能有效控制主梁渦激振動，其最大位移均方根相較原設計方案分別降低了85%和84%。上述結果表明:采用間斷封閉防護結構的方式可以較好地控制主梁渦激振動，然而該方法對于實際橋梁應用困難，一定程度會增大橋梁阻力系數，給橋梁安全運營帶來了一定的風險，因此還需進一步研究更加適合的措施。

圖8 間斷封閉防護結構的抑振效果

(3)防護結構透風率

根據文獻[13]，欄桿透風率與橋梁渦振性能有較大關系，透風率的大小會改變主梁渦激振動特性，主梁原設計的防護網采用了較小透風率的布置形式，可能加劇主梁的鈍體效應。本文在優化主梁外形及防護結構布置形式的基礎上，進一步對防護結構的透風率進行優化，設計了中、高透風率的防護結構。防護結構透風率對主梁渦振性能的試驗結果如圖9所示。從圖中可以看到防護結構透風率對主梁渦激振動性能有較大的影響，采用中、高透風率的防護網對主梁渦振性能有較大的提高，兩者的最大位移均方根分別為76.4 mm和12.9 mm，橋梁渦激振動基本被抑制。

圖9 防護結構透風率對渦激振動的影響

4 結論

本文以帶高防護結構的邊主疊合梁為工程背景，開展了1∶50的節段模型渦激振動風洞試驗，研究了主梁氣動外形和防護結構對渦振性能的影響，并開展了渦激振動控制措施的研究，主要結論如下:

(1)本文帶防護結構的邊主疊合梁渦振性能較差，在三個風攻角工況下均發生了明顯的豎向渦激振動，其中＋3°風攻角為最不利風攻角，最大位移均方根為359.9 mm，超過規范值1.75倍；增大結構阻尼比可以一定程度降低主梁渦激振動響應，但不改變風速鎖定區間，當阻尼比增加至0.80%時，主梁渦振豎向位移降低至271.5 mm，但仍超過規范允許值1.07倍。

(2)防護結構的安裝和拆除會明顯改變主梁渦振區間以及幅值，由于防護結構高度較大，單獨拆除內側或外側防護結構，渦振性能提升不明顯。盡管主梁的渦振性能在拆除全部防護結構后滿足規范要求，但仍存在較明顯的渦振響應，表明主梁較差的氣動不穩定不僅與防護結構有關，還與主梁較鈍的氣動外形存在關系。

(3)當主梁安裝風嘴后，可以有效優化邊箱疊合梁斷面的氣動外形，降低其鈍體效應，但受防護結構的影響，主梁仍然發生明顯的渦激振動，因此需對防護結構開展優化研究。在安裝風嘴的基礎上，改變防護結構布置形式，采用間斷封閉防護結構或者增大防護網的透風率的方式可以較好地控制渦激振動。