边箱叠合梁斜拉桥涡振性能及防护结构优化研究

李兴勇

(中铁十一局集团第一工程有限公司 湖北襄阳 441104)

1 引言

边箱叠合梁由于其优良的力学性能被广泛应用于大跨度斜拉桥[1-2]。另一方面，由于边箱叠合梁的主梁设置在侧面且采用了较厚的混凝土桥面板，因此其钝体效应明显，容易发生风致振动现象。其中涡激振动是边箱叠合梁斜拉桥在低风速下最常见的气弹不稳定现象之一，具有限速限幅的特点，其危害程度相较颤振和驰振小，不会导致桥梁的直接破坏，但持续的振动会影响桥梁的运营、缩短桥梁的寿命，因此同样需要引起重视[3]。

针对边箱叠合梁气动性能的优化及研究，国内外结合实际桥梁工程项目开展了大量的研究工作。赵林等[4]针对边主梁断面气动优化措施进行了综述，提出了风嘴、水平稳定板、栏杆抑流板等控制方法。李春光等[5]以边箱叠合梁为研究对象开展了试验研究，分析了稳定板、风嘴等措施对气动性能的优化效果，研究表明风嘴可以较好地提高边箱叠合梁的涡振性能。葛耀君等[6]以大跨度桥梁涡振为对象，围绕涡激振动的控制设备和技术、人工智能控制手段等方面进行了文献综述。钱国伟等[7]基于桥梁节段模型试验，对比防撞栏杆和检修轨道布置形式对边主叠合梁气动性能的影响，同时研究了不同风嘴角度以及不同分流板尺寸对涡振性能的优化效果。颜宇光等[8]基于风洞试验，分别研究了稳定板和扰流板对桥梁竖向和扭转涡振气动性能的优化效果。董锐等[9]以边箱叠合梁为对象，开展了桥梁涡激振动控制措施研究，验证了斜向分流板对桥梁涡振性能的优化效果。Kubo等[10]研究了边主梁间距对气动稳定性的影响；Li等[11]基于风洞试验和CFD数值模拟，研究了水平分流板对边主梁涡振性能的影响。综上所述，对于边箱叠合梁的涡激振动的控制通常采用增设风嘴、封闭栏杆、增设抑流板等气动措施。对于跨既有线大跨度边箱叠合梁斜拉桥，为了保证既有线路的运营安全，主梁两侧设置了较高的防护结构，钝体效应明显，目前关于防护结构对桥梁气动性能的影响以及其优化措施还鲜有研究。

本文以襄阳市环线提速改造工程跨襄北编组站大桥为研究对象，设计制作了1∶50缩尺比的节段模型，通过风洞试验研究了主梁气动外形和防护结构对主梁涡振性能的影响，开展了边箱叠合梁的气动外形和防护结构优化措施的研究，对比了增设风嘴、改变防护结构布置形式和提高防护结构透风率等措施的优化效果，试验结果具有一定适用性，可为带防护结构边箱叠合梁的气动性能优化提供参考。

2 工程背景及风洞试验布置

2.1 工程背景

本文研究对象为襄阳市环线提速改造工程跨襄北编组站大桥(简称“襄北大桥”)，桥梁长度为920 m，主桥设计为(102＋98＋294)m＋(226＋74＋66.25＋40.45＋19.3)m双独塔混合梁斜拉桥，采用塔梁固结体系，两主塔跨径布置为(200＋294)m和(226＋200)m，分左右两幅，采用双向六车道，襄北大桥立面图如图1所示。主梁为钢-混组合梁，采用混凝土桥面板＋钢主梁的组合结构形式，其中钢主梁为边主箱＋横梁的格构式体系，梁高3.53 m，主梁全宽37.5 m。该桥上跨既有铁路特等编组站，为保证既有铁路的安全运营，在桥面人行道和车行道共对称布置了4道防护结构，分别设置在距离主梁边缘0.65 m和6.5 m的位置，第一道防护结构的形式为3.6 m防抛网＋1.4 m防护墙，第二道防护结构的形式为1.2 m高防撞墙＋2.4 m高防抛网。

图1 襄北大桥立面图(单位:m)

2.2 风洞试验布置

依据节段模型设计要求，设计制作了1∶50缩尺比的刚性节段模型，模型长度和宽度分别为1.52 m和0.75 m，模型通过端轴和弹簧悬挂在风洞中，为保证来流的二维流场特性，在模型两侧端部设置了轻质端板，模型如图2所示。通过调节模型配重、弹簧的刚度以及间距使模型动力特性与实桥满足相似关系，桥梁发生涡振的起振风速较低且以区间的形式出现，为保证模型能较好地反映实桥的涡振性能，风速比设置为1∶2.56，模型参数及缩尺关系如表1所示。通过在弹簧上缠绕胶带的方式增大或减小阻尼，为使模型涡激振动响应更显著，设置了较小初始阻尼比，阻尼比通过自由衰减试验得到，模型竖向阻尼比和扭转阻尼比分别为0.34%和0.31%。

图2 风洞节段模型

表1 模型与实桥参数

通过梁底的两个激光位移计记录模型竖向和扭振位移响应，激光位移计间距为0.56 m，采样频率为50 Hz，采样时间为60 s。采用探针测量来流风速，采样频率为1 000 Hz，采样时间为32.14 s。

3 风洞试验

3.1 设计断面涡振性能

为研究原设计断面的涡振性能，测试了0.55～16.0 m/s风速范围内，主梁在 ＋3°、0°和 -3°风攻角下的竖向和扭转振动响应。图3为主梁的振动响应随风速的变化情况，为方便比较，图中的风速和位移均方根均转换为实桥数值，其中规范限值依据《公路桥梁抗风设计规范》(JTG/T D60-01-2004)计算，本文主梁的竖向和扭转涡振位移限值分别为131 mm和0.13°。图3a为主梁竖向振动响应，从图中可以看到，主梁在三个风攻角工况下均出现了明显的振动响应，竖向振动响应呈现明显的区间特点，主要发生在20～35 m/s风速区间，其中-3°和0°风攻角工况在15～20 m/s还存在一个较小的风速区间，在风速区间内，位移均方根首先随风速的增大而增大，达到最大值后，随风速的继续增大再逐渐降低，属于典型的涡激振动。在三个工况中，＋3°风攻角工况为最不利工况，当来流风速约为25.2 m/s时，主梁位移均方根达到359.9 mm，高出规范限值的1.75倍，-3°和0°风攻角工况在34.5 m/s和26.5 m/s风速下位移均方根达到最大值，分别高出规范限值52 mm和31 mm。图3b是主梁扭转振动响应，从图中可以看到，三个工况的振动响应远小于规范限制，无明显的扭转涡激振动现象发生。因此，根据上述试验结果，本文重点对＋3°风攻角下主梁竖向涡振性能开展研究。

图3 原断面涡振性能

3.2 主梁涡振性能影响因素及优化措施研究

3.2.1 阻尼比的影响

现有研究表明，涡激振动的位移响应以及锁定区间与结构阻尼比有较大联系。对于钢混叠合梁桥，规范建议阻尼比取1%，本文为了获得主梁更明显的涡振响应，选取了较小的初始阻尼比0.34%。为了进一步分析阻尼比对主梁竖向涡激振动的影响，本文选取最不利＋3°风攻角为研究对象，继续测试了阻尼比为0.61%和0.80%两种工况的涡振响应。图4是主梁竖向涡振响应随阻尼比的变化图，从图中可以看到，阻尼比的增大能显著降低竖向涡振位移，当阻尼比增至0.61%时，最大竖向位移降低了19.4%。当阻尼比进一步增加至0.80%时，涡振竖向位移进一步降低至271.5 mm，但仍超过规范允许值1.07倍。另外，阻尼比对桥梁断面的风速锁定区间影响不大，三个不同阻尼比工况对应的涡激振动锁定区间基本一致，锁定风速区间始终保持在25～35 m/s区间内。风洞试验结果表明:较大的阻尼比仍不能将主梁的涡激振动控制在规范允许范围内，因此需要进一步开展主梁断面涡振影响因素以及优化措施的研究。

图4 阻尼比对涡激振动的影响

3.2.2 主梁气动外形及防护结构的影响

本桥梁上跨既有铁路编组站，为保证既有线路的运营安全，在两侧分别设置了两道较高的防护结构，桥面防护结构的设置显著改变了桥梁气动外形，一定程度钝化了主梁断面，可能加剧流体的规律性涡脱，劣化主梁的涡振性能。为明确防护结构对主梁涡振性能的影响，分别对拆除内侧防护结构，拆除外侧防护结构以及拆除全部防护结构三种工况开展了主梁涡振性能研究，结果如图5所示。从图中可以看到，单独拆除内侧防护结构，主梁涡振性能相较原设计方案提升不明显，涡振风速区间与原方案基本一致，最大位移均方根仅降低了20 mm。单独拆除外侧防护结构，主梁起振风速增大，风速区间缩小为25～32.5 m/s，最大竖向位移均方根相较原设计断面降低18.9%。当拆除主梁所有防护结构时，主梁涡振性能得到较大提升，起振风速相较原设计方案略微增大，竖向振动响应显著降低，最大位移均方根为95 mm，为规范限值的0.93倍。试验结果表明:防护结构对主梁涡振性能有较大的影响，防护结构的设置和拆除会明显改变主梁涡振区间以及幅值；由于防护结构高度较大，单独拆除内侧或外侧防护结构，主梁仍受其余防护结构的影响，涡振性能提升不明显。尽管主梁涡振性能在拆除全部防护结构后满足规范要求，但仍存在较明显的涡振响应，说明主梁的气动不稳定不仅与防护结构有关，同时与断面本身较钝的气动外形也存在一定关系。因此，为进一步提高主梁涡振性能，需从防护结构以及断面气动外形两方面开展优化研究。

3.2.3 主梁气动外形的优化

对于边箱叠合梁断面，由于主梁靠近外侧，且上部采用了钢梁＋混凝土桥面板的组合形式，因此迎风面大，钝体效应明显，国内外通常采用增设风嘴的形式对主梁进行流线型优化，提高叠合梁的气动性能。本文在原设计方案基础上对主梁两侧迎风面增设风嘴。为研究风嘴对主梁气动外形的优化效果，本文进一步研究了风嘴＋拆除内侧防护结构、风嘴＋拆除外侧防护结构以及风嘴＋拆除全部防护结构三种工况下的主梁涡振性能，结果如图6所示。从图中可以看到，安装风嘴对主梁断面气动外形有较好的优化效果，当安装风嘴＋拆除全部防护结构后，主梁具有较好的涡振性能，仅发生轻微的振动。当桥面设置防护结构后，增设风嘴的优化效果有限，主梁仍然发生了较明显的涡激振动，最大位移均方根为271 mm，超过规范值106.8%，其原因可能是设置了较高的防护结构，使主梁整体的钝体效应明显，涡振性能受防护结构的影响更显著，流体在防抛结构位置发生规律性的漩涡脱落，而风嘴无法较好地控制流体的流动分离。

图6 风嘴对主梁涡激响应的影响

3.2.4 防护结构的优化

为控制主梁涡激振动，还需在增设风嘴的基础上进一步对防护结构开展优化研究，本文以＋3°攻角工况为研究对象，从防护结构高度、间断封闭防护结构以及防护结构透风率三个方向开展优化研究。

(1)防护结构高度的优化

防护结构主要由下部实心防撞墙和上部防护网组成，本文在原设计方案的基础上，对防撞墙和防护网的高度进行优化，设计了两种防护结构形式。两种防护形式对主梁涡振性能的影响如图7所示，从图中可以看到，防护结构形式对主梁涡振性能有较大影响，当去掉外侧防护结构的防撞墙时，涡振区间明显缩小，涡振最大位移均方根相较原设计方案降低130 mm，但仍超规范值75.36%。将外侧防护网降低至2.6 m，同时拆除内侧的防护网，主梁涡振性能继续提高，位移均方根降低为152 mm，略大于规范允许值。为保障既有线路运营安全，需设置一定高度的防护网，优化高度后仍然发生较大振动响应，因此需进一步对防护结构进行优化。

图7 防护结构高度的影响

(2)间断封闭防护结构

根据已有文献，对桥面栏杆采用间断封闭或者沿桥跨曲线布置的方式可以扰乱漩涡脱落的展向相关性[12]，对主梁涡激振动起到抑制效果。本文在防护结构形式优化的基础上，设计了两种不同间断封闭形式。两种间断封闭的抑振效果如图8所示，从图中可以看到，两种间断封闭的方式均能有效控制主梁涡激振动，其最大位移均方根相较原设计方案分别降低了85%和84%。上述结果表明:采用间断封闭防护结构的方式可以较好地控制主梁涡激振动，然而该方法对于实际桥梁应用困难，一定程度会增大桥梁阻力系数，给桥梁安全运营带来了一定的风险，因此还需进一步研究更加适合的措施。

图8 间断封闭防护结构的抑振效果

(3)防护结构透风率

根据文献[13]，栏杆透风率与桥梁涡振性能有较大关系，透风率的大小会改变主梁涡激振动特性，主梁原设计的防护网采用了较小透风率的布置形式，可能加剧主梁的钝体效应。本文在优化主梁外形及防护结构布置形式的基础上，进一步对防护结构的透风率进行优化，设计了中、高透风率的防护结构。防护结构透风率对主梁涡振性能的试验结果如图9所示。从图中可以看到防护结构透风率对主梁涡激振动性能有较大的影响，采用中、高透风率的防护网对主梁涡振性能有较大的提高，两者的最大位移均方根分别为76.4 mm和12.9 mm，桥梁涡激振动基本被抑制。

图9 防护结构透风率对涡激振动的影响

4 结论

本文以带高防护结构的边主叠合梁为工程背景，开展了1∶50的节段模型涡激振动风洞试验，研究了主梁气动外形和防护结构对涡振性能的影响，并开展了涡激振动控制措施的研究，主要结论如下:

(1)本文带防护结构的边主叠合梁涡振性能较差，在三个风攻角工况下均发生了明显的竖向涡激振动，其中＋3°风攻角为最不利风攻角，最大位移均方根为359.9 mm，超过规范值1.75倍；增大结构阻尼比可以一定程度降低主梁涡激振动响应，但不改变风速锁定区间，当阻尼比增加至0.80%时，主梁涡振竖向位移降低至271.5 mm，但仍超过规范允许值1.07倍。

(2)防护结构的安装和拆除会明显改变主梁涡振区间以及幅值，由于防护结构高度较大，单独拆除内侧或外侧防护结构，涡振性能提升不明显。尽管主梁的涡振性能在拆除全部防护结构后满足规范要求，但仍存在较明显的涡振响应，表明主梁较差的气动不稳定不仅与防护结构有关，还与主梁较钝的气动外形存在关系。

(3)当主梁安装风嘴后，可以有效优化边箱叠合梁断面的气动外形，降低其钝体效应，但受防护结构的影响，主梁仍然发生明显的涡激振动，因此需对防护结构开展优化研究。在安装风嘴的基础上，改变防护结构布置形式，采用间断封闭防护结构或者增大防护网的透风率的方式可以较好地控制涡激振动。