流线型钢箱梁颤振性能气动优化措施

赵文龙，邵国攀，刘珉巍，龚佳琛

(1. 西南交通大学土木工程学院,四川成都 610031；2. 西南交通大学风工程四川省重点实验室,四川成都 610031)

为了更好地提高大跨度桥梁在强风环境下的颤振性能，流线型钢箱梁在现代大跨度悬索桥设计中被广泛采用[1]，所以其颤振性能应着重研究。对于不同的桥梁，合理的结构体系及断面形状是保证桥梁抗风稳定性的重点，目前诸多流线型钢箱梁的外形差别较小，其气动稳定性却可能存在较大差异，究其原因可归结为诸如栏杆、检修车轨道等气动敏感构件的影响。

早在丹麦大贝尔特桥的气动模型风洞试验中，Larsen[1]已详细研究了梁体外形、栏杆、风嘴等气动构件对流线型箱梁颤振临界风速的影响。Miyata[2]综述了大跨桥梁典型断面的气动力研究成果，探讨了不同主梁外形对颤振稳定性的影响，进一步肯定了流线型箱梁优秀的颤振性能。Luca等[3]研究了桥面上栏杆等构件对箱梁气动力的影响，得出栏杆的位置和透风率对梁体颤振性能有很大影响的结论。Yang等[4]基于风洞试验结果和实际工程应用，综述了诸如中央稳定板等提高大跨度桥梁颤振临界风速的气动措施。

本文以主跨1 666 m的某跨海大桥为工程背景，通过节段模型风洞试验，详细地研究了栏杆、上中央稳定板、检修车轨道位置及高度对该大跨度桥梁颤振稳定性的影响。如图1所示为该桥流线型钢箱梁横断面图，梁高4 m，全桥宽49.7 m。

图1 某跨海大桥标准横断面(单位:m)

1 模型

1.1 模型设计

本次节段模型颤振试验在西南交通大学XNJD-1工业风洞第二试验段中进行，该试验段断面尺寸为2.4 m(宽)×2.0 m(高)的矩形，最大来流风速45 m/s，最小来流风速为0.5 m/s。该试验段设有专门进行桥梁节段模型动力试验的装置。动力试验采用缩尺比为1∶50的节段模型，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。模型两端装上端板，以模拟风洞试验中的二元流动。试验支架置于洞壁外，以免干扰流场。该主梁节段模型主梁按几何缩尺比严格模拟主梁的几何外形，以确保气动外形和气动敏感构件的相似性，采用优质木材制作，栏杆、检修轨道、导流板等附属设施按图纸尺寸采用塑料板整体雕刻制作。风洞试验模型如图2所示，典型的中央稳定板和检修车轨道及导流板如图3、图4所示。

图2 节段模型悬挂系统

图3 中央稳定板

1.2 模型参数

根据对颤振机理[5]的认识，通过对结构动力特性计算结果的分析可知：成桥状态可能的颤振形态由竖弯基频和扭转基频控制。结果表明由正对称振型控制,故选择一阶正对称扭转与一阶正对称竖弯振型组合进行节段模型颤振稳定性试验。节段模型颤振稳定性试验参数如表1所示。

表1 节段模型颤振稳定性试验参数

图4 检修车轨道及导流板

2 箱梁附属结构的影响

2.1 防撞栏杆的影响

桥梁防撞护栏是设置在桥梁上的护栏，其主要为了避免失控车辆越出桥外，而且也美化了桥梁建筑。可以有效减免车辆往来穿梭时，因为意外的撞击造成的其他车辆、桥梁的损坏。还可以对发生事故的车辆自身也起到防护作用。但是同时栏杆的设置使得主梁气动外形钝体化，因而栏杆对颤振临界风速的影响不容忽视。研究表明[6]：栏杆透风率越大，颤振临界风速越高。本文试验了导流板栏杆和边缘防撞栏杆在多种透风率以及不同透风率组合情况下对于颤振临界风速的影响，试验结果如表2。

表2 不同栏杆透风率试验结果

通过试验与理论结合分析，当导流板栏杆透风率一致时，对比边缘防撞栏杆透风率45 %和70 %，0 °攻角下，结构的颤振临界风速随着透风率的增大而增大；当边缘防撞栏杆透风率一致时，对比导流板栏杆透风率70 %、80 %、90 %，依然只有0 °攻角下结构的颤振性能随着透风率的增加而有所改善；当两种栏杆透风率都增大时，所有攻角下，结构的颤振性能均有所提升。

2.2 上中央稳定板的影响

上中央稳定板的设置能有效提高结构的颤振性能，且稳定板高度与颤振临界风速间具有一定的正比关系。当稳定板高度合适时，设置稳定板能够有效地改善结构的颤振性能[7]。本文试验了不同高度稳定板下结构的颤振性能，并对稳定板的透风形式进行了探讨，如表3所示。

表3 上中央稳定板对颤振临界风速的影响

通过试验与理论结合分析，上中央稳定板在不透风时，颤振临界风速与上中央稳定板高度成正比；在保证上中央稳定板高度不变的情况下，对比上中央稳定板的透风形式，透风会大大削弱结构的颤振性能；同时，不设置中央稳定板，将更大削弱结构颤振性能。

2.3 检修车轨道的影响

检修车轨道一般安装于底板边缘，此区域为梁底气流的分离点，所以改变检修车轨道的位置，会改变气流流过检修车轨道时的分离规律[8]，从而影响结构的颤振性能。在检修车轨道的内侧或外侧设置轨道导流板能够削弱流动分离[9]。本文试验了不同位置处(距底板边缘1/8、1/10、1/14位置处)检修车轨道以及不同导流板设置形式时结构的颤振性能，结果如表4所示。图5和图6为对应工况下的扭转角位移RMS值随风速的变化曲线，图7和图8为典型颤振时程。

图5 工况2风速-扭转位移RMS

通过实验与数据分析可以得到，图5和图6为对应工况下的扭转角位移RMS值随风速的变化曲线，可以看出检修车轨道位于据边缘1/8位置，结构的颤振性优于检修车轨道位于据边缘1/10位置；通过表格数据可知，设置检修车轨道导流板对结构颤振性能的提升效果并不明显。工况4(检修车轨道距底板边缘1/10位置，导流板布置为内侧)在部分攻角条件下出现了较为明显的软颤振现象，即：扭转角位移随着风速的提高而逐渐增大却无发散趋势。通过时程分析，检修车轨道风速79.8 m/s时扭转角位移时程范围在(-1°，+1°)之间，保持着等幅运动且不发散，表明检修车轨道距地板边缘1/10位置，对结构的颤振性能大打折扣。

表4 不同参数与形式下检修车轨道对颤振临界风速的影响

图6 工况4风速-扭转位移RMS

图7 工况2攻角0°85.6 m/s颤振发散时程

图8 工况4攻角1°风速79.8 m/s软颤振时程

3 结论

本文通过深中通道伶仃洋大桥主梁节段模型风洞试验，得出以下结论：

(1)0 °和+3 °攻角下颤振临界风速随着栏杆透风率的增加而提高。

(2)导流板栏杆在透风率足够高的情况下，继续提高透风率对颤振性能的影响较小。

(3)颤振临界风速随着上中央稳定板的高度增加而提高，而设置不同透风形式的上中央稳定板均会降低结构颤振性能。

(4)当检修车轨道位于距边缘1/8位置和1/14位置时，其颤振性能达到最优。

(5)设置检修车轨道导流板对结构颤振性能的提升效果不明显。