多孔扰流板对半封闭窄箱梁涡振的减振效果

朱乐东，张 海，张宏杰

（1.同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092；2.同济大学 桥梁结构抗风技术交通行业重点实验室，上海 200092；3.同济大学 桥梁工程系，上海 200092）

0 引 言

涡激共振是一种具有强迫和自激双重特性的自限幅风致振动现象，由气流绕经结构表面时所产生的以某一固定时间间隔有规律地脱落的旋涡所引起。虽然涡激共振不会直接引起桥梁动力失稳破坏，但是，对于柔性、低阻尼的钢结构大跨度桥梁，涡激共振是在低风速下就很容易出现的一种风致振动现象，尤其是对于那些为了提高颤振临界风速而采用了中央开槽、稳定板、裙板等气动措施的大跨度桥梁，涡激共振发生概率和振幅均较大。连续梁和钢构桥的涡振实例有：巴西 Rio－Niteró跨海钢构桥［1－2］、日本东京湾跨海连续梁桥［3］、丹麦大海带东桥引桥［4，8］、上海崇启桥等。斜拉桥涡振实例有：英国Kessock斜拉桥［4－5］、英国Seven二桥斜拉桥［4，6］、日本Ishikari Kako桥［4］，加拿大 Wye桥［4］和 Long's Creek桥［4］等。悬索桥涡振实例有：美国旧塔科马海峡悬索桥［7］、美国Deer Isle桥［4］、Thousand Island桥［4］和 Golden Gate桥［4］，加拿大 Lion Gate桥［4］、丹麦大海带东桥悬索桥［9］、浙江舟山西堠门大桥等。

由于较大振幅的涡振会影响桥面行车舒适性、缩短桥梁构件的疲劳寿命、影响桥梁结构正常使用，因此，在设计中必须给予高度的重视，必要时采用适当的控制措施将其振幅限制在容许范围内。目前在实际桥梁中应用的涡激共振控制措施主要有机械措施和气动措施两大类。

机械措施一般通过安装机械控制装置来转移振动能量、提高桥梁结构阻尼，从而达到对主结构的减振目的。如：巴西 Rio－Niteró桥［2］、日本东京湾通道桥［3］、英国 Kessock桥［5］、丹麦大海带东桥引桥［8］等都采用了TMD作为涡振控制措施。气动控制措施则是利用风致振动对结构断面气动外形十分敏感的特点，通过适当修改结构外形来达到其改善空气动力特性、减轻风致振动的目的，如：调整栏杆、检修车轨道等桥梁附属设施，增设或改变风嘴，增设导流板、扰流板或抑流板等等。机械措施采取的是消耗振动能量策略，对涡激力没有直接影响，因此属于“治标不治本”的方法。相对地，气动措施则通过采取“釜底抽薪”的策略实现从根本上消除或减小涡激力、从而达到减振的目的。无论是从控制效果、实施可能性、运营可靠性还是从经济性方面看，气动措施都比机械措施占优势，因而在实际工程中得到了广泛的应用。例如：英国塞文二桥的涡振控制则采用了主梁下安装扰流板的气动措施［6］；丹麦大海带桥东桥悬索桥涡振控制是通过在其箱梁底部两侧转折处安装导流板来实现［9］，香港的昂船洲桥也采用了类似的导流板气动措施；上海卢浦大桥气弹模型试验中发现的提篮拱涡振是通过在两拱肋之间空间上方增设实心或多孔隔离板措施得以控制［10］；M.EI－Gammal通过节段模型试验证明了在平板箱梁边缘设置沿跨向正弦型扰流板可有效减小涡激振动响应［11］；用来改善桥面风环境的格栅风障也被证实具有有效的涡振减振作用［12－13］；在中央开槽钢箱梁的中央槽顶部增设格栅也被风洞试验证实是一种有效的涡振减振措施。

半封闭钢箱梁因其中部无底板所带来的重量轻、施工吊装方便和经济性等优点正越来越多地应用在现代斜拉桥设计中。但是，也正是由于其半封闭、半敞开的外形，使其绕流的旋涡脱落相比全封闭箱梁更为明显和复杂，加上钢桥的低阻尼特性，使得这类桥梁的涡激共振响应也常常较为显著。为此，作者提出了一种新的用于半封闭钢箱梁涡振减振的多孔扰流板气动措施，并以某已建成的半封闭钢箱梁斜拉桥为工程背景，通过节段模型风洞试验对其安装位置和尺寸对涡振减振效果的影响规律进行了初步研究。

1 模型基本参数

本研究的背景桥梁为一主跨310m的斜拉桥，主跨采用半封闭钢箱梁，边跨为半封闭预应力混凝土箱梁，主梁宽24.17m、高3.0m（见图1）。成桥状态竖弯和扭转基频分别为0.3835和1.1103Hz。

图1 原型主梁断面（单位：mm）Fig.1 Cross section of the prototype deck（unit：mm）

刚体节段模型涡激共振试验在同济大学土木工程防灾国家重点实验室TJ－2风洞中进行。该风洞试验段宽3.0m、高2.5m、长15m，空风洞试验风速范围为1.0～68m／s连续可调。

模型几何缩尺比为1／45，长度1.700m，宽度0.537m，高0.067m，长宽比约3.17。总质量和质量惯性矩分别为8.342kg和0.3306kg·m2。节段模型主要由金属框架、三夹板桥面和豪适板（高密度泡沫塑料板）箱体组成，同时还用ABS塑料板模拟了位于桥面的检修道护栏、防撞栏及位于主梁斜腹板的检修车轨道，保证外形的几何相似性。图2为模型断面外形示意图。

参照《公路桥梁抗风设计规范》［14］中有关桥梁阻尼比取值的建议，各阶模态阻尼比均取为0.5%，由试验结果计算涡振幅值时按模型实测阻尼值进行阻尼修正［15］。考虑到各模态的涡激共振是独立的、单频的，因此，为了方便试验，在本次试验中竖弯和扭转的涡激共振试验采用了不同的频率比，模型的竖弯和扭转基频分别为5.42和12.55Hz，频率比分别为14.13／1和11.30／1，风速比分别为1／3.18和1／3.98。

图2 节段模型断面外形示意图（单位：mm）Fig.2 Schematic diagram of model cross section（unit：mm）

2 试验工况

试验在风迎角为0°的均匀流场中进行。考虑到箱型断面斜腹板与底板连接处的转角部位旋涡脱落是引发桥梁涡激共振的主要原因，因此，试验中多孔板的安装位置就选在这两个转角处，即多孔扰流板在斜腹板与底板转角处水平向外侧悬挑（见图2和3），以打乱、削弱在该处附近脱落旋涡或流经该处的旋涡，达到减振目的。

图3 安装了多孔扰流板的节段模型Fig.3 Sectional model with multi－orifice flow－disturbing plates

为了探索多孔扰流板在该桥涡激振动控制方面的效果，进行了如表1所示的7种工况的试验，其中多孔扰流板采用了3和4cm两种不同悬挑宽度，相当于原型尺寸的1.35和1.8m。多孔扰流板模型的总宽度分别为4和5cm，其中有1cm用于与模型主体粘贴。两种多孔扰流板模型长均为1.7m（与节段模型等长），透风率均为40%，开孔采用直径5mm的圆孔，并交错排列（如图4（a）和（b）所示）。

表1 试验工况一览Table 1 Cases of wind tunnel test

3 试验结果

风振信号采用美国PCB PIEZOTRONICS INC公司M353B15微型加速度传感器、美国NI公司的PCI－6052E数据采集A／D板、个人计算机和相应的信号采集以及处理软件所组成的系统进行测量与分析。由于涡激共振是单频简谐振动，因此根据测得的加速度响应可以很方便地算得位移响应，即位移根方差值或幅值等于加速度的根方差值或幅值除以振动圆频率的平方。

表2 模型竖弯涡激共振锁定风速区间及最大响应Table 2 Lock－in speed ranges and maximal responses of model vertical vortex－induced vibrations

图5为表1所示7个试验工况对应的竖向振动位移根方差随风速的变化曲线，在表2中则给出了发生涡激共振的工况1、3、6对应的模型竖弯涡振锁定风速区间、最大涡激共振响应及其对应的风速。试验结果表明：在上述7个工况的试验中，模型均未出现扭转涡激共振，而在无多孔扰流板和安装背风侧多孔扰流板的工况1、3、6的试验中观测到了竖弯涡激共振现象。

3.1 多孔扰流板减振机理的定性分析

从定性上分析，位于箱梁底板和斜腹板转角处的多孔扰流板的减振机理主要有以下几点：首先是它可以破坏其所在的原箱梁转角处的旋涡脱落条件；其次，由于它可以让部分气流穿过，所以可避免或减轻在扰流板悬臂端产生显著的旋涡脱落，从而避免因安装扰流板使旋涡脱落点从原来的转角处迁移到扰流板端部的现象出现，而如果采用无孔板，这种现象就会发生；再者，多孔扰流板还可以分流和“过滤”绕流中产生于附近上游其它部位（如斜腹板上的检修车轨道）的旋涡，改变绕流的频率成分，增强绕流的随机性，从而降低绕流中旋涡主频成分的振荡能量，减低涡振幅值。

3.2 多孔扰流板位置对其减振效果的影响

从图5可见，当没有安装多孔扰流板时，原断面节段模型在2.5～3.9m／s风速范围内发生了明显的涡激共振现象，最大根方差响应约为0.75mm，出现在风速为3.0m／s的时候。

仅在主梁的迎风侧安装多孔扰流板（工况4和7）或者在主梁的双侧均安装多孔扰流板（工况2和5）时，涡激共振变得不明显，节段模型的竖向振动响应幅值在扰流板宽度为3和4cm时分别不超过0.11和0.07mm。这说明在迎风侧或两侧安装多孔扰流板可有效地抑制涡激共振。此外，试验结果还显示与双侧安装多孔扰流板措施相比，仅在迎风安装多孔扰流板措施的减振效果略好些，这说明背风侧多孔扰流板的减振效果不明显，甚至是负面的。

当仅在主梁的背风侧安装多孔扰流板（工况3和6）时，涡激共振仍较明显，节段模型的竖向振动响应幅值在板宽为3和4cm时分别达到了0.92和0.48mm，与原断面模型响应相比，前者超过了23%，后者降低了36%。说明仅在背风侧安装多孔扰流板的减振效果不佳，甚至会起到放大涡激共振响应的反作用，这与上述双侧多孔扰流板减振效果不如迎风侧多孔扰流板减振效果的试验结果是相符的。

从定性上分析，对于本研究的背景桥梁，其主梁只有24.17m宽，宽高比只有8.1，加上采用半封闭的箱梁断面，因而属于相对较钝的断面。对于这类断面，绕流在其底板处的再附现象不明显，从而使得绕流在底板与背风侧斜腹板交接部位转角处不太会发生较强的、有规律的旋涡脱落，因此，在其底板与迎风侧斜腹板连接的转角处及迎风侧斜腹板下的检修车轨道处发生的旋涡脱落将是激发这类断面主梁涡激共振的主要原因。正因为半封闭窄箱梁所具有的这种绕流特点，使得迎风侧多孔扰流板（而非背风侧多孔扰流板）能起到干扰脱落于主梁底板迎风侧转角和迎风侧检修车轨道处的旋涡流，从而削弱或消除引起主梁涡振的主要因素，达到减轻甚至抑制涡激共振的目的。

图6显示了原断面模型以及在背风侧和迎风侧安装了4cm宽多孔扰流板后的模型在3m／s风速（响应最大）时的竖向加速度响应的时程，图7显示了相应的竖向加速度响应谱曲线。结合这两组图，可见：

（1）当没有安装多孔扰流板时，模型以频率5.52Hz作单频简谐振动，其它频率成分的响应非常小（7.86Hz处的第2峰值仅为主峰值的0.09%），可忽略不计。同时，振动幅值基本稳定，加速度响应单峰值约为1.3m／s2。显然，此时模型发生了显著的涡激共振。

（2）当在背风侧安装了4cm宽的多孔扰流板后，涡激共振仍较明显，并呈现出单频简谐振动特性，但响应幅值的稳定性略有降低，加速度单峰值也降低了约38%，至0.8m／s2。此时5.47Hz处的主峰值仍占绝对优势，7.91Hz处的第2峰值所占比例虽有上升，但仍只有主峰值的约0.2%。

（3）当在迎风侧安装4cm多孔扰流板后，涡激共振基本消失，振动响应呈现较强的随机性，幅值不稳定且显著降低至0.1m／s2左右。此外，模型振动虽然仍在5.47Hz主频为主，但其它频率成分增加明显，9.91Hz处的第2峰值上升到主峰值的14%，6.93Hz处的第3峰值也变得明显，占到了主峰值的1%。

上述结果证明了迎风侧多孔板对绕流的干扰作用显著，它不仅能显著削弱旋涡的能量，而且还能明显改变旋涡的频率成分，从而达到优良的涡振减振效果。而背风侧多孔板对绕流中旋涡能量的削减作用明显要小，对频率成分的影响也不大，因此，其涡振减振效果不佳。

然而对于单幅桥，由于风从桥梁两侧来袭的可能性都是存在的，即迎风侧和背风侧是相对的，随着时间和风向的改变，两者会发生交替，因此在实际应用时，应该采用双侧多孔扰流板，以适应风向的改变。

3.3 多孔扰流板宽度对其减振效果的影响

为了更方便地考察多孔扰流板悬挑宽度对其减振效果的影响，把试验结果按双侧、迎风侧和背风侧3种多孔扰流板位置分别画于图8（a）～（c）。

从图8（a）和（b）可见，无论板宽是4cm还是3cm，双侧多孔扰流板措施和迎风侧多孔扰流板措施都具有优异的涡振减振效果，涡激共振几乎被完全抑制。而相比之下，悬挑宽度为4cm的多孔板的减振效果要略好于悬挑宽度为3cm的多孔板的减振效果。

从图8（c）可见，背风侧多孔扰流板的减振效果不佳。当悬挑宽度为4cm时，背风侧多孔扰流板具有一定的涡振减振效果，可把最大涡激共振响应减小到原断面的64%左右。但是当把悬挑宽度减小到3cm时，背风侧多孔扰流板却起到了加剧涡振的不良作用，最大涡激共振响应增加到原断面的123%。

总之，试验结果表明对于安装位置和透风率相同的多孔板，其涡振减振效果有随悬挑宽度增加而提高的趋势。

4 结 论

通过节段模型风洞试验方法研究了多孔扰流板对半封闭窄箱梁竖向涡激共振的减振效果，获得了以下主要结论：

（1）适当的多孔板绕流板能够有效地减轻甚至消除半封闭窄箱梁的竖向涡激共振；

（2）多孔板的位置对其竖向涡振减振效果有显著影响。对于半封闭窄箱梁，迎风侧的多孔扰流板能起到很好的减振或消振作用，而背风侧多孔扰流板减振效果不如迎风侧多孔扰流板，有时甚至会起到放大竖向涡激共振的不良作用；

（3）考虑到对于实际桥梁来风方向是不确定的，因此实际应用中应采用双侧多孔扰流板措施，其减振效果略低于迎风侧多孔扰流板措施；

（4）多孔扰流板的悬挑宽度对其竖向涡振减振效果也有较大影响，并且有随着悬挑宽度增加而提高的趋势；

（5）本研究目前暂时仅考虑了0°风迎角的情况，关于其它风迎角下多孔扰流板的减振效果还有待进一步研究；

（6）在更多的悬挑宽度、不同的透风率、孔洞大小和布置方式、其它主梁断面形式等情况下，多孔扰流板的涡激共振减振效果以及细观机理也有待进一步研究。

由于该研究的主梁断面较窄，即使在不采取任何控制措施的情况下，其扭转涡振问题也不存在，所以只讨论了多孔扰流板对竖向涡激共振的减振效果问题。关于多孔扰流板对宽箱梁可能存在的竖向和扭转涡激共振减振效果问题，将在下一阶段工作中继续研究。

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