王景奇，王雷，华旭刚，杨钻，黄智文

板桁结合梁涡振性能及抑振措施研究

王景奇1，王雷1，华旭刚2，杨钻1，黄智文2

(1. 广东省交通规划设计研究院股份有限公司，广东 广州 510507；2. 湖南大学 风工程与桥梁工程湖南省重点实验室，湖南 长沙 410082)

为研究板桁结合梁的涡振性能及抑振措施，以国内某拟建公轨两用斜拉桥为研究对象，通过1:60 缩尺比节段模型风洞试验，在低阻尼条件下研究主梁的涡振性能及涡振主要诱因，进一步探究检修道栏杆形式、安装水平翼板以及间隔封闭检修道栏杆对板桁结合梁涡振性能的影响。研究结果表明：该板桁结合梁在成桥状态+3°风攻角下会发生大幅竖向及扭转涡振，而且桥面检修道栏杆和防撞栏杆是引起涡振的主要原因。改变检修道栏杆外形对竖向和扭转涡振的控制效果都不理想；安装水平翼板能够有效抑制竖向涡振，但是对扭转涡振的控制效果不佳；间隔封闭检修道栏杆对主梁竖向及扭转涡振均有较好的控制效果，而且其控制效果与封闭栏杆的方式有关，而非仅取决于透风率的改变。从机理上看，这可能是因为间隔封闭检修道栏杆不仅改变了涡脱方式，而且削弱了涡激力沿跨向的相关性。

斜拉桥；板桁结合；气动特性；涡振；气动控制；风洞试验

涡激共振是大跨度桥梁在常遇风速下容易出现的一种风致振动现象，具有自激和自限幅的特 性[1−2]。它虽然不像颤振一样会在短时间内造成桥梁结构的毁灭性破坏，但如果涡振振幅或加速度过大则可能对桥梁的行车舒适性和行车安全造成不利影响，频繁发生的涡振甚至会引起构件的疲劳破坏。因此，在大跨度桥梁的颤振问题得到解决以后，涡激共振问题越来越受到国内外学者的重视。节段模型风洞试验是研究桥梁涡振性能和涡振气动控制措施的主要手段[3−4]。常用的涡振气动控制措施包括安装导流板、稳定板、抑流板、风嘴和分流板，以及调整检修车轨道位置、桥面栏杆形状等。例如，李明等[5]研究了风嘴、检修车轨道、导流板、抑振板和检修道栏杆对流线型闭口箱梁的涡振控制效果。方根深等[6]分析了检修道栏杆、风嘴、下中央稳定板、水平翼板和抑流板对半开口分离双箱梁涡振性能的影响。钱国伟等[7]研究了检修道栏杆形状、风嘴角度以及水平隔流板对Ⅱ型开口截面主梁涡振性能的影响。崔欣等[8]研究了栏杆透风率对带长悬臂的闭口箱梁涡振特性的影响。目前针对钢箱梁或叠合梁涡振气动控制措施的研究已比较成熟，但对钢桁梁涡振性能和涡振气动控制措施的研究则非常少。这主要是因为国内外已有的大部分钢桁梁斜拉桥和钢桁梁悬索桥都采用板桁分离式结构，它具有优良的涡振性能，几乎没有发生涡激共振的文献报道。除板桁分离式结构外，钢桁梁也可以采用板桁结合的结构形式。与板桁分离式钢桁梁相比，板桁结合梁的抗弯刚度和抗扭刚度更大，风阻系数也更小，但它却更容易发生涡激共振。例如，日本东神户大桥[9]和加拿大狮门大桥[10]都在节段模型风洞试验中观测到了低风速下的涡激共振。近几年来，我国的大跨度公铁(轨)两用斜拉桥快速发展，板桁结合梁得到了广泛应用[11]，在一些抗风试验研究中也观察到了板桁结合梁涡激共振的现象。例如，郑史雄等[12]通过节段模型风洞试验发现武汉天兴洲公铁两用大桥在25 m/s的风速内可能发生扭转涡振和竖向涡振，且竖向涡振和扭转涡振的振幅都小于规范限值。王骑等[13]分析了粉房弯大桥的涡振性能，发现大桥在常遇风速下可能发生大幅竖向涡振，并提出了采用导流板抑制竖向涡振的方法。陈克坚等[14]对韩家沱长江大桥开展了涡振性能试验，结果发现节段模型在施工阶段和成桥阶段都会发生大幅竖向涡振，并提出了在下弦杆底部设置外张导流板的控制方案。综上所述，研究板桁结合梁的涡振性能及抑振措施对促进大跨度公铁(轨)两用斜拉桥或悬索桥的发展具有非常重要的意义。本文以国内某拟建公轨两用斜拉桥为背景，首先通过1:60节段模型风洞试验，在低阻尼条件下研究了板桁结合梁的涡振性能及致振原因，进一步研究改变检修道栏杆外形、设置一定长度水平翼板和按不同比例封闭检修道栏杆对板桁结合梁涡激振动的控制效果。

1 工程概况

某拟建斜拉桥为双塔双索面半漂浮体系斜拉桥，桥跨布置为(77.5+166.1+468+166.1+77.5) m。在距主桥起点和终点靠江侧77.5 m处设置2个永久辅助墩，主桥立面布置见图1。大桥位于东南沿海地区，设计标准高，桥面设计基准风速d=41.5 m/s。

图1 主桥立面布置

单位：cm

主梁采用带副桁的倒梯形钢桁梁与正交异性板上层桥面组合体系(图2)。全桥桁架为三角形桁式，主桁高11.0 m，桁间距16 m，节间长度15.1 m，副桁架上弦杆顶板底面中心线间距37.2 m。主桁上、下弦杆及副桁上弦杆均为箱形截面。上层为双向8车道，净宽38.2 m，桥面纵坡2.45%，横坡为2%；下层为双向跨座式单轨交通，线距4.8 m。桥面检修道栏杆高1.22 m，防撞栏杆高1.60 m，轨道梁高2.0 m。

2 原始断面节段模型涡振性能风洞试验

2.1 试验参数

根据主梁实际断面尺寸，风洞试验条件和试验要求，节段模型的几何缩尺比取为L==1:60，其长度=1.54 m，包含6个标准节段，宽=0.64 m，桁高=0.18m。模型采用不锈钢方管和ABS塑料杆件拼装而成。防撞护栏和检修道护栏采用ABS板雕刻制作，在保证透风率等效的同时尽可能模拟其外形，主梁节段模型见图3。根据节段模型弹性、惯性及阻尼参数的相似性要求，可以进一步计算出节段模型参数与实桥主要参数的对应关系，见表1。

2.2 涡振性能

图3 主梁节段模型

成桥状态涡振试验在均匀流场中进行，不同风攻角下主梁竖向及扭转涡振响应如图4所示，图中数据均为换算到实桥后的值。可以看到，主梁在0°和+3°风攻角下都会发生竖向涡振和扭转涡振，其中0°风攻角下主梁的竖向和扭转涡振振幅都远小于规范值容许值，不会对桥梁的正常使用造成影响，因此下文不再关注。

表1 成桥状态下实桥和测振试验节段模型设计参数

(a) 竖向涡振响应；(b) 扭转涡振响应

+3°风攻角下主梁有2个竖向涡振区间，低风速涡振区间响应较小，未超过规范容许值；高风速涡振的锁定区间为18.5~34.0 m/s，最大振幅为0.304 m，是规范容许值的2.65倍，对应的风速为31.4 m/s。如果桥梁的最大运营风速为25 m/s，那么在桥梁正常运营期间可能发生的最大竖向涡振振幅为0.120 m，是规范容许值的1.05倍。主梁扭转涡振的锁定区间为39.6~57.0 m/s，最大扭转响应发生在51.1 m/s，振幅为0.329°，是规范容许值的2.51倍。

从上述试验结果可以看到，尽管+3°风攻角下主梁竖向和扭转涡振的峰值响应都远远超过了规范容许值，但是它们的锁定风速都非常高。在桥梁的正常运营风速范围内，主梁只可能发生竖向涡振，而且竖向涡振的振幅基本能够满足规范限值的要求。因此，本桥在建设阶段可以考虑不进行涡振控制，但在抗风设计阶段仍应详细研究可行的涡振控制措施，作为大幅涡振发生时的解决预案。此外，随着跨径的进一步增大，公铁两用斜拉桥和悬索桥的固有频率会进一步降低，此时具有类似截面的板桁结合梁桥就很可能在桥梁的正常运营风速范围内发生大幅竖向涡振，因此针对本文的板桁结合梁进行涡振控制研究具有比较重要的参考价值。

2.3 涡振诱因分析

桥梁断面产生涡激共振的主要原因是来流经过主梁断面时在不同位置产生了复杂的、有规律性的漩涡脱离。为了探究板桁结合梁大幅竖向和扭转涡振产生的原因，在+3°风攻角下分别对轨道梁、防撞栏杆和检修道栏杆进行了多次试验，主要试验结果如图5所示，图中基础断面表示只包含裸梁、排水管道和检修车轨道的主梁断面，原主梁则在基础断面上增加了轨道梁、检修道栏杆和防撞栏杆。

(a) 竖向涡振；(b) 扭转涡振

从图5可以看出，基础断面没有发生涡激共振，而且有无轨道梁对成桥状态主梁的涡振性能几乎没有影响。安装桥面防撞栏杆后，主梁断面在高风速区间发生了大幅竖向和扭转涡振，其中竖向涡振的最大振幅为0.177 m，扭转涡振的最大振幅为0.242°。在此基础上安装检修道栏杆，主梁竖向涡振的最大振幅增加到0.304 m，扭转涡振振幅增加到0.329°。因此，检修道栏杆和桥面防撞栏杆是引起主梁大幅竖向和扭转涡振的主要原因。考虑到桥面防撞栏杆通常采用标准化设计，因此后续研究主要从检修道栏杆入手分析研究不同的涡振控制气动措施。

3 气动控制措施分析

选取最不利的+3°风攻角进行涡振气动控制措施研究，对比改变检修道栏杆形式、增加水平翼板以及间隔封闭检修道栏杆等3类气动措施的控制效果。

3.1 改变检修道栏杆形式

从箱梁和板梁的涡振研究可知，主梁涡振响应对桥面检修道栏杆的形式较为敏感[5, 7]，但是对于不同的断面形状，其影响程度有很大差异。本节分析了去掉检修道栏杆路缘石，以及更换高透风率水平栏杆对主梁涡振性能的影响，不同形式检修道栏杆的构造细节如图6所示。

(a) 原始检修道栏杆；(b) 去掉检修道栏杆路缘石；(c) 高透风率水平栏杆

从图7可以看出，去掉检修道栏杆路缘石对主梁竖向和扭转涡振的锁定区间及振幅影响都很小，与原主梁断面相比，竖向涡振的最大振幅降低了8.4%，扭转涡振的最大振幅降低了2.6%。更换高透风率水平栏杆对主梁竖向涡振和扭转涡振产生了不利影响，其中竖向涡振的最大振幅增加了17.7%，而扭转涡振的最大振幅降低了6.0%。因此，总体来看改变检修道栏杆的外形不能显著提高主梁的涡振性能，但由于试验工况有限，从检修道栏杆外形来改善板桁结合梁的涡振性能还有待进一步探索。

(a) 竖向涡振；(b)扭转涡振

3.2 安装水平翼板

方根深等[6]的研究了水平翼板对半开口分离双箱梁竖向涡振性能的影响，并发现不同宽度的水平翼板对主梁竖向涡振都有控制效果，而且在+3°风攻角下，水平翼板的涡振控制效果随着其宽度的增加而增加。据此，本文设计了宽度为1.2 m的水平翼板，其尺寸与检修道栏杆高度基本相同，它由桥面板，即副桁上弦杆的顶板直接水平伸出，试验结果如图8所示。

(a) 竖向涡振；(b) 扭转涡振

从图8可以看出，安装水平翼板以后主梁的竖向和扭转涡振特性都出现了显著变化。竖向涡振的高风速锁定区间由一个变成2个，第1个锁定区间为22.1~26.6 m/s，最大振幅0.038 m；第2个锁定区间为31.5~42.0 m/s，最大振幅0.181 m，相对原主梁断面降低了40.5%。扭转涡振的锁定区间由一个增加到两个，第1个锁定区间为24.2~34.2 m/s，最大扭转角0.079°；第2个锁定区间为40.5~61.6 m/s，最大振幅0.259°，相对原主梁断面降低了21.5%。因此，水平翼板对竖向涡振的控制效果较好，而对扭转涡振的控制效果一般。

3.3 间隔封闭检修道栏杆

崔欣等[8]研究发现，间隔封闭桥面最外侧栏杆可以在一定程度上减小板梁或箱梁断面的涡激共振，而且减小程度与栏杆的封闭方式有关。本节针对检修道栏杆采用隔1格封3格、隔2格封1格、隔2格封2格和隔4格封2格等4种方案进行风洞试验，与原方案检修道栏杆相比，其透风率相对于原栏杆分别降低了75%，33%，50%和33%。图9给出了检修道栏杆隔2格封2格和隔4格封2格的方案示意图，试验结果如图10所示。

(a) 隔2封2；(b) 隔4封2

(a) 竖向涡振；(b) 扭转涡振

由图10可知，4种方案对主梁的竖向涡振和扭转涡振均有一定的控制效果，而且扭转涡振的变化规律与竖向涡振基本相同，因此下面仅以竖向振涡为例，说明间隔封闭检修道栏杆对主梁涡振性能的影响。从图10(a)可以看出，间隔封闭栏杆能够有效地减小竖向涡振的锁定区间和响应幅值，其中第1个竖向涡振区间基本消失，第2个竖向涡振区间缩小到原来的一半，且响应幅值大大降低。就振幅控制效果而言，隔2格封2格>隔4格封2格>隔2格封1格>隔1格封3格，其中前3种方案均能把竖向涡振振幅降低到规范容许值以内，而前2种方案基本能够完全抑制竖向涡振。值得注意的是，隔4格封2格和隔2格封1格2种方案具有相同的栏杆透风率，但前者的控制效果明显好于后者，因此封闭检修道的涡振控制效果不仅取决于栏杆透风率的改变，更取决于封闭形式。

从机理上看，来流风经过检修道栏杆更易产生较多、较大的局部漩涡脱落，逐渐演变成桥面上整体的漩涡脱落。通过间隔封闭栏杆，一方面弱化了来流的气流分离，减少漩涡脱落的形成，而且造成了漩涡脱离沿跨向的不一致，减小了涡激力沿跨向的相关性，进而减小了主梁涡振振幅。

4 结论

1) 板桁结合梁在正风攻角下可能发生高风速区间的大幅竖向和扭转涡激共振，而且桥面检修道栏杆和防撞栏杆是引起涡激共振的主要原因。

2) 改变检修道栏杆外形对抑制涡振效果不明显，甚至有可能进一步恶化主梁涡振性能；设置一定宽度的水平翼板能够有效抑制高风速区间的竖向涡振，但对扭转涡振的控制效果不够显著。

3) 按不同方式间隔封闭检修道栏杆可以有效减小竖向和扭转涡振的锁定区间以及涡振振幅。间隔封闭检修道栏杆的涡振控制效果不仅与栏杆透风率的减小有关，更取决于封闭栏杆的形式。可以作为本桥气动措施实施方案参考。

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Vortex-induced vibration performance of plate truss composite girder and its aerodynamic countermeasures

WANG Jinqi1, WANG Lei1, HUA Xugang2, YANG Zuan1, HUANG Zhiwen2

(1. Gaungdong Communication, Planning & Design Institute Co., Ltd, Guangzhou 510507, China; 2. Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering of Hunan Province, Hunan University, Changsha 410082, China)

In order to investigate vortex-induced vibration (VIV) performance of the plate truss-composite girder (PTCG) and its aerodynamic countermeasures, 1:60 scale section model tests for a combined highway and railway cable-stayed bridge was carried out in wind tunnel in smooth flow. The cause of VIV was analyzed, and aerodynamic countermeasures were studied. The results show that under the wind attack angles of +3°, large vertical and torsional VIV occur, and the railings of the maintenance ways and crash barriers are the main reason of VIV. The influences of different types of maintenance railings on VIV are not significant. The vertical vortex amplitude can be effectively controlled by installing a certain length of horizontal flange on the top of the upper chord, but the control effect on torsional vibration is weak. On the other hand, adding horizontal flange will significantly change the performance of vertical vortex vibration and increase the vortex vibration range. The vertical and torsional vibration of the section can be well controlled by closing the railings at regular interval. This may be due to the weakening of flow separation after closing the railings, which reduces the formation of vortex shedding. Moreover, closing the railings additional will increase air damping when the main girder vibrates, thus reducing the vibration amplitude of the main girder.

cable-stayed bridge; plate-truss composite girder; aerodynamic characteristics; vortex-induced vibration; aerodynamic control; wind tunnel test

U441+.3

A

1672 − 7029(2019)08− 2035 − 08

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.08.021

2018−10−18

国家自然科学基金资助项目(51422806，51278189)

王景奇(1972−)，男，陕西渭南人，高级工程师，从事桥梁设计与研究；E−mail：445051955@qq.com

(编辑 涂鹏)