半開口式分離雙箱梁渦振機理試驗研究

陽佳丁， 唐文峰， 謝科*， 龔浩良， 羅昌文

(1.廣東佛盈匯建工程管理有限公司， 廣東 佛山 528000; 2.中交第二公路勘察設計研究院有限公司；3.中交第一航務工程局有限公司)

現代橋梁建造技術已經在設計理論、材料性能、施工方法等領域取得了重大突破，橋梁的跨度越來越大、質量越來越輕、結構越來越柔，然而，其對風荷載的作用也越來越敏感，因此，對于超大跨橋梁而言，風荷載和風致振動已經成為橋梁結構設計的控制因素之一。

為了提高橋梁的抗風性能，超大跨度橋梁往往選用氣動特性較好的流線形箱梁斷面。由于半開口式分離雙箱梁為流線形斷面，線形較好，而且與普通箱梁相比自重更輕、材料更省，近幾年半開口式分離雙箱梁已在大跨度斜拉橋中得到廣泛應用。然而，既有研究發現，半開口式分離雙箱斷面容易發生渦激共振。例如，方根深等通過風洞試驗和數值模擬，研究了半開口分離雙箱梁的渦振性能及其氣動控制措施；王騎等通過風洞試驗發現，鄂東長江大橋的開口式分離雙箱梁斷面在+3°和+5°風攻角下發生明顯的豎彎渦振；宋錦忠等在對荊岳長江大橋主梁開展節段模型風洞試驗時也發現了類似的渦振現象；孟曉亮等研究了椒江二橋分離式雙箱梁斷面的渦振特性并提出了氣動優化措施；朱樂東等提出了一種多孔擾流板用于抑制半開口分離雙箱梁的渦激共振。上述研究主要通過風洞試驗研究開口式分離雙箱梁的渦振特性、氣動優化及氣動控制措施，對開口式分離雙箱梁渦激共振產生的原因研究較少。

該文以廣東省佛山市同濟大橋主橋為工程背景，通過剛性節段模型風洞試驗，研究開口式分離雙箱梁的渦振特性，同時，通過掃描閥測壓獲得箱梁的風壓分布，并解釋開口式分離雙箱梁渦激共振發生的原因，研究成果對該種斷面的同類橋型抗風設計具有一定的指導意義。

1 風洞試驗

圖1為同濟大橋的橋型布置圖，橋梁全長314 m，主梁采用開口式分離雙箱鋼箱梁，如圖2所示，主梁高3.5 m、寬38.6 m，附屬設施主要包括檢修車軌道和軌道遮風板、檢修道欄桿、人行道墻式護欄及中心護欄，主梁開口區域每隔3 m設置一道橫隔板，圖中小圓圈標識為電子掃描閥測壓孔的安裝位置。

風洞試驗的剛性節段模型幾何縮尺比選為1∶40，節段模型長度為2.0 m，寬度為0.965 m，高度為0.088 m，在模型的兩端設置了兩塊端板，避免端部效應對試驗結果的影響，端板高度為5倍梁高。由于渦激共振主要考慮1階豎彎和1階扭轉模態，模型的質量、質量矩等重要設計參數根據相似關系計算獲得，表1列出了剛性節段模型詳細參數。

圖1 同濟大橋主橋立面布置圖(單位：cm)

圖2 主跨鋼箱梁標準斷面圖(單位：mm)

表1 剛性節段模型設計參數

在開口式分離雙箱梁的渦激共振振動特性風洞試驗過程中，模型由4根彈簧豎向懸掛，在模型的4個角分別安裝了4個激光位移計，激光位移計采樣頻率為500 Hz，測量精度為0.01 mm，通過測量4個角點的豎向位移可以計算得到橋梁豎向正對稱位移、反對稱角度以及扭轉角度；在進行掃描閥測壓試驗時，模型固定在風洞試驗室內，表面設置風壓測點如圖3所示，掃描閥風壓采樣頻率為625 Hz， 測量時間為32 s。

所有風洞試驗在中南大學風洞試驗室高速試驗段中進行，該試驗段長15.0 m、寬3.0 m、高3.0 m，試驗風速為1～94 m/s，連續可調，湍流度小于0.3%，速度場不均性小于0.5%，氣流偏角小于0.5°。此次測振試驗的風速為1.5～10.5 m/s，風速增長間隔為0.5 m/s；測壓試驗風速為10 m/s。

圖3 主梁節段模型風洞試驗概況

2 半開口式分離雙箱梁的渦振特性

為了研究半開口式分離雙箱梁的渦振特性，將模型懸掛支撐于風洞試驗中，風速由1.5 m/s逐漸增加至10.5 m/s，增幅為0.5 m/s，在3種攻角工況下，采用激光位移計測量模型在不同風速下四角的豎向位移。測量結果如圖4所示。圖中虛線為JTG/T 3360-01-2018《公路橋梁抗風設計規范》計算的渦振限值(0.086 m)。結果表明：當風攻角為0°和-3°時，在測量風速為4～5.5 m/s，模型發生了小幅的渦激振動，位移均方根值的最大值約為0.03 m，滿足規范的要求。但是，當風攻角為+3°時，模型振幅均方根值隨時間的變化曲線上出現兩個明顯的渦激共振區間，第一渦振區的風速范圍為3.0～4.0 m/s，最大位移均方根值為0.04 m，小于規范0.086 m的要求；第二渦振區的風速范圍為6.5～9 m/s，風速鎖定區明顯大于第一渦振區，最大渦振位移均方根值為 0.16 m， 明顯高于規范的要求。如此大幅渦振極有可能威脅橋梁的安全以及橋上汽車的行駛安全和舒適性。以上風洞試驗的結果表明：開口式分離雙箱梁斷面在正攻角下容易發生雙渦振區的渦激共振，第一渦振區鎖定風速范圍較窄，振幅較小，且通過對振動位移時程進行頻譜特性分析可知，這一渦振區內模型以豎向振動為主；第二渦振區鎖定風速范圍較大，而且振幅較大，以扭轉振動為主。

圖4 成橋狀態主梁斷面位移測點均方根值隨風速的變化曲線

3 半開口式分離雙箱梁的渦振機理

為了進一步研究半開口式分離雙箱梁渦激共振發生的原因，將既有節段模型固定于風洞試驗室內，在3種風攻角下，采用電子掃描閥測量模型表面風壓。電子掃描閥測量的表面風壓經過式(1)的無量綱化處理后，得到各個測點i的風壓系數Cpi(t):

(1)

式中：Pi(t)為風洞試驗中掃描閥測得的i點處風壓時程，以壓力作用方向指向結構表面為正，離開為負；P0為無窮遠處試驗參考高度處的靜壓；ρ為空氣密度，取ρ=1.225 kg/m3。

當風速為7.5 m/s時，測量結果如圖5所示。圖中箭頭線表示各個測點的平均風壓系數，箭頭線的長度表示風壓的絕對值大小，箭頭方向代表風壓的方向；曲折線為各個測壓點風壓系數的均方根值，代表風壓系數的脈動強度。當攻角為0°時，只有在模型的迎風側很小區域受正壓，其余面均受負壓(吸力)；當攻角為-3°時，迎風側的上表面風壓系數明顯減小，下表面的風壓系數明顯增大，其余表面的情況與0°攻角的風壓分布十分類似；當攻角為+3°時，上表面的風壓系數明顯增大，下表面上游箱梁底板的風壓系數顯著減小，下游箱梁底板的風壓系數顯著增加。

圖5 不同風攻角下開口式分離雙箱梁表面風壓系數

通過對風壓系數的數值積分，可以獲得開口式分離雙箱梁斷面的阻力、升力和扭矩，通過如式(2)所示的無量綱化，可以獲得該箱形斷面的阻力、升力和扭矩三分力系數。

(2)

式中：FD、FL、MT分別為模型單位長度上所有的阻力、升力及扭矩；CD、CL、CM分別為與之對應的阻力系數、升力系數及扭矩系數；H為模型高度；B為模型寬度。

圖6～8為3種風攻角下阻力系數和升力系數的時程曲線及其頻譜曲線，扭矩系數的分析結果與阻力系數類似。當風攻角為0°和-3°時，斷面的升力系數和阻力系數呈現很強的隨機特性，頻譜分析曲線中沒有明顯的卓越頻率出現；然而，當風攻角為+3°時，斷面的升力系數呈現明顯的周期特性，升力系數的頻譜分析曲線中卓越頻率為12.1 Hz(風速為7.5 m/s)； 阻力系數依然表現為隨機性。升力的周期性波動是由于卡門渦周期性脫落產生，脫落的頻率(f)與來流風速(U)成正比，與斷面特征尺寸(H)成反比，滿足如式(3)的線性關系：

(3)

圖6 0°風攻角下升力系數、阻力系數時程及頻譜分析

圖7 -3°風攻角下升力系數、阻力系數時程及頻譜分析

4 結論

通過對同濟大橋主橋的開口式分離雙箱梁斷面開展節段模型風洞試驗，研究了開口式分離雙箱梁的渦振特性及其發生原因，得到以下主要結論：

(1) 半開口式分離雙箱梁斷面在0°和-3°風攻角下，不易發生大幅渦激共振；但是在+3°風攻角下會發生大幅渦振，且存在豎向渦振和扭轉渦振兩個渦振風速區間。

(2) 在+3°風攻角下，半開口式分離雙箱梁斷面尾流漩渦周期性脫落，脫落頻率滿足卡門渦街的特性。

圖8 +3°風攻角下升力系數、阻力系數時程及頻譜分析

(3) 周期性的漩渦脫落導致半開口式分離雙箱梁斷面的升力系數呈現顯著的周期特性。

(4) 升力系數卓越頻率與模型的自振頻率接近時發生共振現象，是導致該斷面發生大幅渦振的原因。