双幅并列T型刚构公路桥涡振性能的风洞试验研究

王砺文， 王泽文， 何向东

(1.中国铁路设计集团有限公司，天津 300000； 2.西南交通大学桥梁工程系， 四川成都 610031)

由于钢箱梁具有质量较轻、阻尼较小的特点，与钢筋混凝土梁相比，一直存在较易发生涡激振动的特点。即使并非柔度较大的悬索桥，跨度较大的连续钢梁及刚构等，也常见在成桥状态发生显著涡激振动的报道，如日本京东湾通道桥的一阶竖弯涡振振幅达50 cm[1]；俄罗斯伏尔加河的连续钢梁桥，其涡激振振幅高达70 cm[2]。随着公路、铁路交通的发展，很多待建的公路桥梁，往往既需跨越既有公、铁路线，又需满足较多行车道的要求，为此，双幅并列、可转体施工的T型刚构成为较多采用的设计方案。由于双幅布置的紧凑，两幅间相邻边缘水平间距常仅约1.0 m 左右，有必要考察两幅间的气动干扰效应，及对原本截面较为钝化的、T构主梁的涡振振动性能的影响，由于此种结构的空间不对称性，有必要通过全桥气弹模型风洞试验研究，具体考察双幅并列T构的涡激振动性能。

目前，关于涡激振动的研究一直是学术界的热点问题[3-4]。朱乐东等[5]通过节段模型风洞试验研究了箱形分离平行双幅桥之间的气动干扰效应对其颤振稳定性能和涡振特性的影响；秦浩等则[6]通过全桥气弹模型风洞试验，研究了风攻角、阻尼等对崇启桥并列双幅变截面钢箱梁涡振性能的影响，但未计及紊流及风偏角的影响，且其前后两幅结构完全对称。

为便于两个前后两幅上的两个T构转体施工的顺利实现，本文研究对象有别于文献[6]，其双幅并列的两个T构，在沿桥轴向有较长的错位，故其干扰效应也有别于文献[6]的结构。为考察此类双幅并列T构主梁的涡振性能，特设计、制作了包含刚体补偿模型的1∶40大比例尺的全桥气弹模型，分别在均匀流与紊流场中详细考察了风偏角及紊流度对其涡振性能的影响。

1 工程背景

该桥左右错幅布置，主桥跨度均采用120 m+120 m的T型刚构(以下简称“T构”)，T构主梁采用单箱三室钢箱梁，平面布置如图1(a)所示。图中，左右幅墩的编号自左至右，分别对应Z1～Z6与Y1～Y6号。位于上方的为左幅T构，其位于Z4、Z5(主墩)与Z6号墩之间，而位于下方者为右幅T构，其位于Y1、Y2(主墩)与Y3号墩之间。此外，在左幅Z1～Z4号墩之间及右幅Y3～Y6号墩之间的引桥，均由三跨连续梁组成，其主梁均为三室单箱的预应力混凝土箱梁。

由于该桥在左幅Z4、Z5号主墩及右幅Y2、Y3号墩之间同时跨越既有铁路，故将此段定义为T构的主跨。对于作为风洞试验研究对象的右幅T构，其边跨位于Y1、Y2 号墩之间，主跨则位于Y2、Y3号墩之间，如图1(b)所示。

(a)双幅并列公路桥俯视图

(b)左、右幅立面图图1 总体桥型布置示意

由于该桥结构及空间布置的不对称性，如依靠主梁节段模型风洞试验研究其涡振性能，难以考虑实际结构复杂气动干扰，故有必要采用大比尺全桥气弹模型，方能全面考察主梁涡振的诸多影响因素。鉴于左、右幅T构的主梁截面基本相同，跨度也一致，而右幅T构的主墩较高，故在进行该桥T构主梁涡激振动特性时，特选取右幅T构气弹模型为风洞试验研究对象，而其他部分则为刚体补偿模型，以模拟双幅之间的气动干扰。T构主梁典型钢箱梁断面如图2所示。

图2 T构主梁典型钢箱梁断面示意(单位：mm)

由桥址环境可根据文献[7]，将桥址确定为B类地表，其基本风速U10=36.6 m/s，而桥面平均高度约27. 3 m，据此可得该桥右幅T构主梁在成桥状态的桥梁设计基本风速为45.1 m/s。

2 结构动力特性分析

由有限元法进行桥梁结构动力特性分析，是进行全桥气弹模型风洞试验的前提。根据右幅T构的结构特点，采用空间梁单元对其主梁、主墩进行模拟，对变截面梁、柱段，相应各单元以该段中点位置处的截面特性作为计算依据；由T构主梁二期恒载所提供的质量及质量惯性矩，采用质量单元模拟；墩、梁结合部按固结处理，在边墩顶部，与两个墩顶支座相对应的、主梁两刚臂端节点的竖向及横桥向自由度，与位于其下的墩顶支座处节点相主从；对于主墩与边墩的墩底节点，其所有6个自由度均被约束，而未考虑墩底承台的影响。图3为右幅T构成桥状态的有限元分析模型。

图3 成桥状态有限元分析模型

由 Ansys分析所得的右幅T构成桥状态前8阶模态频率及振型见表1。由表1可见，右幅T构主梁的横向及扭转刚度相对较大，其前两阶基频分别为主梁第一反对称竖弯及第一对称竖弯，故主梁竖弯涡激振动为主要考察对象，而无需关注主梁的扭转涡激振动性能。

3 风洞试验结果

3.1 模型设计及试验工况

为便于试验时对主梁涡激振动的搜索、捕获，在满足风洞试验段阻塞率要求的前提下，采用了1∶40 的几何缩尺比，

表1 成桥状态的频率及振型特征

设计制作了右幅T构的成桥状态气弹模型，根据保持原型与模型之间运动、动力相似及质量、阻尼参数一致的原则，相应的风速比为1∶400.5，频率比为400.5∶1。同时，为了考察并列双幅间的气动干扰，同时等比例设计、制作了左幅Z1～Z6号墩间的全桥及右幅Y3～Y6号墩间的引桥的刚体模型，作为右幅T构的边界补偿模型，以尽量减轻端部效应对右幅T构绕流的影响。含右幅T构气弹模型的、双幅并列公路桥的全桥模型及试验风偏角如图4所示。

图4 含气弹模型的全桥模型构成及风偏角定义

表2列出了右幅T构气弹模型的模态测试结果，表明与主梁第一反对称及对称竖弯振型相对应的模态频率，与模型要求值的相对误差分别为3.7 %与1.2 %，其中主梁第一反对竖弯模态的阻尼比约0.3 %，满足文献[7]的要求。

表2 T构全桥气弹模型模态试验测试结果

右幅T构全桥气弹模型风洞试验在XNJD-3工业风洞中进行，该风洞是目前世界最大的直流式、边界层风洞(指适用于土木工程、环境工程等风洞试验的工业风洞)。其试验段尺寸为22.5 m(宽)×4.5 m(高)×36.0 m(长)；试验风速范围为1.0～16.5 m/s。

根据试验流场及风偏角的不同，试验按以下四组工况分别进行：在均匀流场中、右幅T构在迎风侧为工况A，在背风侧为工况B，又根据0 °、15 °及30 °三个不同风偏角，分别对应于工况A1～A3、工况B1～B3；在紊流流场中、右幅T构在迎风侧为工况C，在背风侧为工况D，同样根据三个不同风偏角，分别对应于工况C1～C3、工况D1～D3。风偏角示意如图4所示。

为在紊流场中进行右幅T构全桥气弹模型风洞试验，采用常用的被动方法进行大气边界层的模拟，其具体模拟装置分别包括尖塔式静态漩涡发生器、分布式粗糙元、锯齿形主挡板及附加挡板等。图5为风洞内模拟风场的风速剖面实测结果与B类地表目标值的比较。由布置于桥面高度处的Cobra三维风速探头所测得的、模拟紊流风场的脉动风时程可得其顺风向的紊流度Iu=0.156，与文献[7]所要求的0.16非常接近。图6为实测的桥面高度处的横桥向水平风谱与规范谱的比较，表明本研究所关注的桥面高度处的、横桥向风谱，与文献[7]的理论谱吻合良好。

图5 模拟的紊流风场的平均风速剖面

图6 模拟紊流风场实测脉动风功率谱与规范谱的比较

3.2 风洞试验结果

总结右幅T构成桥状态气弹模型、在均匀流场中六个试验工况的试验结果可知，右幅T构主梁仅在工况B1，即均匀流场中的右幅T构、处于背风侧、且在正交风的作用下，发生了明显的竖弯涡激振动。换算至实桥及实际风速，主梁发生涡激振动的风速范围及振幅如下：当风速约29.7 m/s时，主梁开始发生一阶反对称竖弯涡激振动，其单边最大振幅在风速约33.6 m/s时达最大值约40 mm，低于文献[7]所要求的限值，而当风速达约43.3 m/s时，一阶反对称竖弯涡激振动消失；当风速约49.5 m/s时，主梁开始发生一阶对称竖弯涡激振动，其单边最大振幅在风速约59.1 m/s时达最大值约120 mm，明显高于文献[7]所要求的限值，而当风速约达69.9 m/s时，一阶对称竖弯涡激振动消失。工况B1下主梁竖弯涡激振动的振幅与风速关系见图7。

图7 工况B1下的主梁竖弯涡激振动

图8给出了在紊流场中六个试验工况(C1～C3、D1～D3)下，主梁边跨跨中竖向位移随风速的变化与工况B1结果的比较，表明在紊流场六个试验工况下，右幅T构主梁均未发生竖弯涡激振动。

综合比较图8、图9可知：仅当均匀流中的右幅T构处于背风侧，且在正交风作用下。其主梁在较高风速下发生一阶反对称竖弯涡激振动，但其最大单边振幅小于文献[7]所要求的限值；在远超出桥梁设计基本风速的更高风速下，发生一阶对称竖弯涡激振动，其最大单边振幅虽远大于文献[7]所要求的限值，但因其发振风速已经很高，故对实桥而言仅具理论意义。

图8 均匀流工况B1下主梁竖向振幅随风速的变化

图9 均匀流工况B1与紊流工况主梁竖向振幅随风速变化比较

4 结论

对于某双幅并列、T型刚构的大比例尺全桥气弹模型，其在均匀流与紊流场中的对比风洞试验研究结果表明：对于空间布置不对称的、双幅并列T型刚构公路桥而言，由于其双幅布置紧凑，彼此间的气动干扰效应较强，对于T型刚构主梁的涡激振动性能有着明显的影响，此时，仅靠主梁节段模型风洞试验，难以确定T构主梁地涡激振动性能。T构全桥气弹模型，需包含与其并列的另一幅桥梁的、足够长度的刚体补偿模型，方能有效考察不同风偏角下的T构主梁的涡激振动性能。