李永乐， 陈科宇， 汪 斌， 孙 浩

(西南交通大学 土木工程学院，成都 610031)

随着经济的发展，人们对交通的需求日益增加，桥梁结构呈现出跨度大、结构轻柔的特点，对风荷载作用的敏感性显著提高,抗风性能已成为大跨度桥梁设计中的关键因素[1]。国内外多项研究表明分离式箱梁比传统闭口箱梁具有更好的颤振稳定性，近年来已建成的浙江舟山连岛工程西堠门大桥、青岛海湾大沽河航道桥以及上海崇明长江大桥等均采用分离式箱梁结构。但分离式箱梁的涡振(Vertex-Induced Vibration,VIV)现象却很明显[2]。

在国内外对于分体式箱梁的研究中,均多次发现涡振现象的存在。Larose等[3]在对香港昂船洲大桥进行高低雷诺数试验时，发现分体式箱梁存在明显的涡振现象，并在高雷诺数试验中发现导流板可以大幅降低涡振振幅。张伟等[4]在基于高低雷诺数试验的分离双箱涡振性能对比研究中也发现了不同振幅的涡激共振，同时确定了导流板对结构涡振性能的影响与来流攻角之间的关系。刘高等[5]对分体式钝体双箱钢箱梁进行了风洞试验研究，提出了水平气动翼板可以使得桥梁扭转运动的阻尼显著增加，从而提高了桥梁的颤振稳定性，同时有效抑制了桥梁的扭转涡激共振。李翠娟等[6]在分离式双箱主梁断面气动优化措施研究中研究了风嘴、分流板等措施对主梁断面抗风性能的影响，并验证了分离式双箱断面能显著提高颤振稳定性，但涡振性能却不如开闭口箱梁。宋锦忠等[7]在对东营黄河大桥的研究中，发现在主梁断面两侧安装0.8倍～1.2倍栏杆高度的抑流板可以有效改善主梁断面的涡振性能。王骑等[8]对嘉绍大桥分体箱梁分别进行了大尺度和小尺度的涡振试验，并验证了导流板和抑振板的制振效果。

本文以某钝体分离式双箱梁斜拉桥为研究背景，通过风洞试验，确定了原始断面的涡振性能不满足规范要求。并研究了导流板、分流板、风嘴以及组合措施对主梁断面涡振性能的影响，通过比较确定了涡振最优气动控制措施。

1 节段模型涡振风洞试验

1.1 工程背景

某跨江独塔混合梁斜拉桥桥式布置,如图1所示。1#～3#墩之间的主梁采用预应力混凝土箱梁，3#～6#墩之间的主梁采用钢箱梁，主桥长540.55 m，主跨256 m为通航孔。主梁高4.6 m，桥面宽14 m，两侧各设0.6 m宽风嘴，主梁断面如图2所示。桥址区地势平坦开阔，以田野乡村为主，低层建筑物稀少，地表粗糙度系数取0.16。主梁的基准高度为23.464 m，该地区的设计基本风速Vs10=33 m/s，。根据《公路桥梁抗风设计规范》[9]，主梁基准高度处的设计基准风速为37.82 m/s。

图1 某斜拉桥总体布置简图(m)

图2 分离式双箱梁横断面图(m)

采用ANSYS有限元软件建立能反映结构动力响应的三维有限元模型进行计算分析，求解出桥梁结构的动力特性。其竖弯基频为0.556 4 Hz，对应的等效每延米质量为41 580 kg/m；扭转基频为1.195 1 Hz，对应的等效每延米质量惯性矩为1 292 000 kg·m2/m。根据《公路桥梁抗风设计规范》要求，实桥竖向涡振的容许振幅为0.072 m，实桥扭转涡振的容许振幅为0.251°。

1.2 节段模型及试验参数

试验在西南交通大学XNJD—1工业风洞第二试验段中进行，该试验段设有专门进行桥梁节段模型动力试验的装置。模型由8根拉伸弹簧悬挂在支架上，形成可竖向运动和绕模型轴线转动的二自由度振动系统。试验支架置于洞壁外，以免干扰流场。节段模型采用1：45的几何缩尺比严格模拟主梁几何外形(包括栏杆等)，模型长2.095 m，高0.102 m，宽0.388 m，试验阻塞率<5%，试验的节段模型如图3所示。在模型两端设置端板，以保证主梁面气动绕流的二维特性。

图3 分离式双箱梁节段模型

由于涡振发振的风速一般较低，为提高模型的试验风速，采用较为刚性的弹簧以提高模型的振动频率，以得到较为合适的实桥与试验风速比。试验在均匀流场中进行，试验中模型竖弯频率3.387 5 Hz，扭转频率7.286 Hz。试验过程中可以根据结构的振动情况调整风速步长。

受风荷载影响较大且容易发生风致振动的是256 m的主跨，主跨采用钢箱梁，故标准阻尼比采用0.5%。

1.3 原始模型涡振风洞试验

对未采取气动优化措施的原始节段模型进行涡振试验，测定涡激振动的发振风速范围及其振幅。由于桥址区地势平坦开阔，不易形成大攻角来流风，故仅进行-3°、0°和+3°攻角下的试验[10]。试验最高实桥风速不低于1.2倍设计基准风速，试验时严格控制风速步长，对于非涡振区，可以适当加大步长，但不宜过大，以免跳过涡振区。试验结果如图4和图5所示。

图4 竖向涡激振动响应

图5 扭转涡激振动响应

由图可知：竖弯涡振的锁定风速范围为15～20 m/s，最大振幅发生在+3°攻角下，为143.5 mm，超限；扭转涡振的锁定风速范围为35～40 m/s，最大振幅发生在+3°攻角下，为0.170°，满足规范要求。涡振的最大响应均发生在+3°攻角下，主要是因为在+3°攻角条件下，箱梁底部成为迎风侧，底部开槽进一步促使了大尺度漩涡的形成，导致结构的涡振响应加剧。

研究表明，阻尼比对桥梁结构的涡振性能影响显著[11-12]。由于该桥属于混合梁斜拉桥，且钢箱梁段每延米二期恒载的质量占总质量的1/2，而二期恒载又以道砟为主，故标准阻尼比采用0.5%有可能偏小。因此在采用0.5%阻尼比试验的基础上，进行了阻尼比为1.0%的试验。同时为详细考察阻尼比对主梁涡振性能的影响，增设小阻尼比(<0.5%)的试验。相关参数以及试验结果见表1。

表1 不同阻尼比涡振响应

由结果可知：阻尼比对结构的涡振响应的影响非常明显，随着阻尼比的增加，结构的涡振响应得到了有效的抑制。不同阻尼比下，结构均在+3°攻角下取得最大响应，且锁定风速区间向低风速偏移了2～3 m/s。此外，将阻尼比增加至1.0%，+3°攻角下结构的竖弯涡振振幅依然超限，故原始结构的涡振性能确实不满足规范要求，需要采取优化措施。

2 节段模型涡振优化试验

通过原始模型的试验，原始结构在+3°攻角条件下竖弯振幅高于规范容许值。为了降低结构的涡振响应，采用多种常规措施(如导流板、分流板、风嘴等)以及其组合措施针对+3°攻角进行优化试验，研究各种措施对结构涡振性能的影响，并确定出最优措施。然后对最优措施进行完整攻角的试验，确保该措施下其他攻角结构的涡振性能也满足要求。为了与原始模型对比并确定各措施的优化效果，试验均在标准阻尼比(0.5%)下进行。

2.1 导流板

研究表明，设置导流板后可以引导了空气的流动，消除结构表面的漩涡，抑制了规律漩涡对结构涡振的驱动作用，从而达到抑制涡振的目的[13]。本试验在模型底部安装导流板，研究导流板对结构涡振性能的影响。安装在结构上的导流板如图6所示。由于桥梁上其他附属设施的限制，导流板的宽度设为0.9 m。试验结果如图7和图8所示。增设导流板后，结构的竖向涡振响应明显降低，但在+3°攻角下的振幅依然超过容许值；结构的扭转涡振响应不仅没有得到抑制，反而加剧，但仍然满足容许值的要求。导流板对锁定风速区间基本没有影响。

2.2 分流板

分流板是沿纵桥向设置在主梁两侧的通长薄板，可以提前分离气流，在一定程度上使主梁断面更具流线型，改善主梁气动特性。同时可增加主梁的空气阻尼，对桥梁振动起到一定的抑制作用[14]。

图6 导流板示意图(m)

图7 竖向涡激振动响应

图8 扭转涡激振动响应

为了考察分流板对钝体分离式双箱梁涡振性能的影响，在构造允许的前提下在两侧风嘴处增设2 m宽的分流板。本研究设计了两种分流板方案：①仅在模型两侧安装分流板，如图9(a)所示；②在分流板底部增设半径为4.5 m的弧形底板，以进一步引导模型底部气流流动，如图9(b)所示。试验得到的结果如图10、图11所示。方案一有效地降低了结构的竖向涡振振幅，却加大了扭转涡振的振幅，且竖向振幅和扭转振幅均高于规范容许值。方案二由于弧形底板引流的作用，使得竖向涡振响应和扭转涡振响应均得到大幅降低，满足规范容许值的要求。

2.3 风嘴

在主梁断面两端设置风嘴，改善断面两端(来流分离的主要部位)的气动外形，不仅可以减小风阻力，改善气流绕流的流态，而且可以减少涡脱，使截面趋向流线型[15]。增设风嘴后的断面如图12所示。在构造允许的前提下，本文进行了三种宽度的风嘴试验(D=1 m、1.5 m、2 m)，试验结果如图13和图14所示。由试验结果可知，增设风嘴后，结构的涡振响应明显降低，且随着风嘴宽度D的增加，即风嘴角度减小，优化效果越显著。当D=2 m时，结构的竖向涡振响应和扭转涡振响应均低于规范容许值，满足规范的要求。

(a) 方案一

(b) 方案二

图10 竖向涡激振动响应

图11 扭转涡激振动响应

2.4 组合措施

由前述试验可以看出，不同措施对主梁断面涡振性能的影响各有不同。为了考察多种措施组合作用对结构涡振性能的影响，进行组合措施的试验。本文进行了两种组合措施的研究：①分流板+导流板，如图15(a)所示；②2 m宽风嘴+导流板，如图15(b)所示。试验结果如图16和图17所示。组合措施一作用下，结构的竖向涡振响应明显降低，但依然高于规范容许值，扭转涡振响应不仅没有降低反而增大。且扭转涡振锁定风速区间向高风速区偏移,总体作用效果和分流板单独作用类似。组合措施二作用下，竖向涡振响应和扭转涡振响应均得到大幅降低，且均满足容许值的要求，总体作用效果和风嘴单独作用效果相当。

图12 风嘴示意图(m)

图13 竖向涡激振动响应

图14 扭转涡激振动响应

2.5 优化措施综合对比

针对该钝体分离式双箱梁，本文进行了导流板、两种方案的分流板、三种宽度的风嘴以及两种组合措施的试验研究，各种措施对结构涡振性能都有一定的影响，但使结构涡振振幅均满足容许值要求的仅有分流板方案二、2 m风嘴和组合措施二。这三种措施作用下结构的涡振响应如图18和图19所示。由试验结果可知，三种措施下结构的扭转涡振响应虽有差异，但均远远低于规范容许值(0.251°)，故优化措施比选应着重考察对竖弯涡振响应的影响。2 m风嘴作用下结构的竖弯涡振振幅降低至55.8 mm，竖弯涡振性能最优，故最佳优化措施为在断面两端增设2 m宽的风嘴。

(a) 组合一

(b) 组合二

图16 竖向涡激振动响应

图17 扭转涡激振动响应

3 风嘴完整攻角试验

通过前述试验对比，对于本文所研究的钝体分离式双箱梁，2 m风嘴在+3°攻角下的涡振优化效果最好。为了考察该措施在-3°、0°攻角下对主梁断面涡振性能的影响，进行完整攻角的试验，试验结果如图20和图21所示。由试验结果可知，2 m风嘴措施对其他攻角同样有效，结构在所有攻角下的涡振响应均得到大幅降低，且均满足规范容许值的要求。

图18 竖向涡激振动响应

图19 扭转涡激振动响应

图20 竖向涡激振动响应

4 结 论

(1) 所研究分离式箱梁存在较为明显的涡振现象。在正攻角条件下，涡振响应尤为剧烈，甚至超出规范容许值的要求。

(2) 安装导流板后，所研究分离式箱梁竖向涡振响应明显降低，但依然不满足规范容许值的要求；同时扭转涡振加剧。

图21 扭转涡激振动响应

(3) 在断面两侧设置分流板后，竖弯涡振响应得到一定程度的降低，扭转涡振响应反而增大，且竖弯VIV和扭转VIV响应均超过规范容许值。在分流板底增设半径为4.5 m的弧形底板后，分流板导流作用提高，结构的涡振响应得到大幅降低，满足容许值要求。

(4) 采用风嘴措施后，结构的涡振响应明显降低，且随着风嘴宽度的增加(即风嘴角度越小)，涡振优化效果越显著。当风嘴宽度为2 m时，竖向涡振响应和扭转涡振响应均低于规范容许值，满足规范的要求。

(5) 组合措施一(分流板+导流板)和组合措施二(分流板+2 m风嘴)对主梁断面涡振性能的影响的和分流板、2 m风嘴单独作用的效果相近。

(6) 经过多种措施的研究对比，对于本文中所研究的钝体分离式双箱梁，2 m宽度风嘴措施的涡振优化效果最佳，使得主梁断面各攻角下的涡振振幅均达到规范容许值的要求，且有足够的安全储备。

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