刘珉巍 冉芸诚 谢瑜轩

【摘 要】 为研究并行双幅曲面钢箱梁斜拉桥的涡激共振特性，文章以某跨江斜拉桥为研究背景，设计节段模型并开展风洞试验，研究了并行双幅曲面钢箱梁斜拉桥的涡振形态及特性，详细分析了不同水平导流板、结构阻尼比等优化措施对其涡振性能的影响。结果表明：单幅和双幅曲面钢箱梁的涡振形态均以竖向涡振为主;双幅桥面之间存在的气动干扰效应不可忽视，使得竖弯和扭转涡激共振幅值显著增大。进一步开展的气动优化措施研究发现，对于并行双幅曲面钢箱梁，水平导流板能显著降低双桥面涡振响应，增加结构的阻尼比也是抑制双幅桥面涡振响应的有效措施。

【关键词】并行双幅曲面梁; 涡激振动; 风洞试验; 气动措施

随着人口和经济的增长，交通量的需求也越来越大，设置更宽桥面的桥梁才能满足通行需求，但结构力学方面的问题往往会使得桥面宽度无法进一步拓宽，过宽的桥面将导致主梁横向弯矩过大，剪力滞问题严重，因此，常规桥梁桥面宽度通常控制在40 m左右。为满足桥梁通行能力需求，实际工程中往往会采取平行双幅主梁的断面形式。目前投入使用的平行双幅桥主要分为两类：第一类是同时修建的并行双幅桥，第二类是已有桥梁进行扩建而构成的平行双幅桥。近年来，实际桥梁工程中越来越多地采取平行双幅桥这一桥梁形式，例如美国的新、老塔科马大桥和Fred Hartman大桥，日本的鹤见航道桥以及我国青岛红岛桥和天津河海桥等。

涡激振动（简称涡振）是由于气流绕过结构物时在结构两侧及气流尾流中产生周期性的旋涡脱落，当旋涡脱落的频率与结构固有频率一致时，结构就会发生涡激振动。涡振通常发生在较低风速的某一特定风速区间，其振动形式通常分为单自由度的竖向涡振或扭转涡振。尽管涡激共振的振动特性表现为自限振幅运动，但过大的振幅不仅会影响行车舒适性和安全性，还会对桥梁构件造成疲劳损伤。目前常用的抑制涡激共振方法主要围绕主梁断面的气动性能优化进行展开，但基本局限于单幅主梁断面（例如：流线型箱梁或π型梁断面），对于并行双幅桥面桥梁的涡激特性研究还较少。当双幅主梁之间净间距较近时，气流流经会在上、下游桥面之间产生不可忽略且复杂的气动干扰效应，由此会引起桥面涡振特性的变化。随着并行双幅桥的广泛设计应用，其抗风性能需着重研究。Akihiro Honda最先对三幅平行桥面的连续梁桥进行了气动稳定性的研究，其结果表明桥面之间的气动干扰效应对桥梁的静力特性和动力特性均有明显影响。1994年，Sarkar对平行双幅桥的颤振性能进行研究，研究表明在均勻流中气动干扰效应对主梁断面的颤振导数略微游影响，而在紊流中影响很小。然而，Sarkar 研究的并行双幅桥桥面间距过大，气动干扰效应已经不明显。2005 年，Irwin 对新建的Tacoma 大桥气动干扰效应进行了研究，指出由于新、老Tacoma 大桥桥面之间桥面间距较远，且主梁为透风较好的钢桁梁，两桥之间的气动干扰效应基本可以忽略。在此之后， Kimura 以及陈政清等学者也对并行双幅桥的气动干扰效应作了一系列的研究，研究表明桥面间距和来流风向和风攻角均会产生不同程度的气动干扰，故气动干扰效应十分复杂，在进行风致振动响应研究时不可忽略。而从桥梁主梁的断面形式看，曲面钢箱梁作为一种较为特殊的桥梁断面，外观更加平顺，更加适合作为景观桥梁或市政桥梁。特别地，由于其主梁底板的曲面特性，其气动性能和常见主梁断面有着显著的区别，需针对其抗风性能展开全方位的研究。同时，当曲面钢箱梁处于并行状态时，彼此之间还存在气动干扰，进一步增加了风致振动研究的复杂程度。

本文以某大跨度并行曲面钢箱梁斜拉桥为背景，设计开展双幅桥面节段模型风洞试验，分别研究了单幅和双幅曲面钢箱梁的涡振性能及静态气动干扰特点，并在此基础上详细比较了气动导流板、结构阻尼比等优化措施对涡振性能的影响，为同类型桥梁的抗风研究提供指导和参考。

1 风洞试验

1.1 工程背景

本研究依托的工程背景为四川遂宁涪江六桥的初步设计方案，该桥为双塔五跨的斜拉桥，全长748 m，其中主跨长为328 m，边跨长210 m，桥型布置如图1所示。并行的双幅主梁采用相同的曲面钢箱梁，主梁高3.6 m，宽22.5 m，双幅桥面净间距为6.5 m，该方案的跨中主梁标准横断面如图2所示。根据JTG/T 3360-1-2018《公路桥梁抗风设计规范》，该跨江斜拉桥桥位所处的基本风速为31.59 m/s，对应的颤振检验风速为47.22 m/s。

1.2 试验参数

本次试验研究在西南交通大学XNJD-1风洞第二试验段进行，该风洞试验段的截面尺寸为2.4 m×2.0 m，风速范围为1.0～45.0 m/s。

根据上述的曲面钢箱梁尺寸，以及试验相关要求，选取试验模型缩尺比为1∶60进行设计，模型长度L=2.095 m，宽度B=0.375 m，高度H=0.06 m，双幅试验时模型间距为0.108 m。主梁采用优质木材制作，栏杆等附属设施按图纸尺寸采用塑料板整体雕刻制作，如图3所示。模型由两端的8根拉伸弹簧悬挂在风洞支架上，且设有横向钢丝限制水平运动，形成可以绕中轴线扭转和竖向运动的二自由度振动系统，同时在模型两端设置端板，以保证流动二维性，如图4所示。根据我国JTG/T 3360-1-2018《公路桥梁抗风设计规范》中的规定，钢箱梁阻尼比应不高于0.5 %。在风洞外设置油缸作为外加阻尼器以调整系统阻尼比（图3），采用激光位移传感器采集模型振动响应。通过调整弹簧刚度以满足实桥扭弯比，并确定合适的风速比用以反映低风速下的涡激振动细节。试验风速比为2.51，测得模型竖向和扭转频率分别为4.10 Hz和8.471 Hz。考虑到涡激共振形态为单自由度运动，故此处不考虑扭弯比相似要求。模型具体试验参数如表1所示。分别进行了单幅桥面和双幅桥面的风洞试验。

2 单幅桥面涡激振动试验

单幅桥面风洞试验的目的是获取单幅曲面钢箱梁断面的涡振特性（涡振起振风速、风速锁定区间等），与后面的静态气动干扰试验进行结果对比。

对未加气动措施的原始单幅曲面钢箱梁（原始断面，下同）进行了三种不同风攻角（α=-3°，0°，+3°）下单幅桥面节段模型的风洞试验，试验来流为均匀流。图5给出了成桥状态下单幅曲面钢箱梁实桥竖向和扭转振动振幅与来流风速的关系曲线。

按照实际桥梁成桥状态一阶正对称竖弯频率为0.449 3 Hz，一阶正对称扭转频率为1.672 3 Hz，根据JTG/T 3360-01-2018《公路桥梁抗风规范》计算桥梁允许的竖向涡激共振振幅为138 mm;允许的扭转涡激共振振幅为0.009 4°。从试验现象上看，本文研究桥梁的成桥态在0°攻角下实桥竖向振幅值达到27.9 mm，但涡振现象不明显;+3°风攻角下桥面出现竖向涡振，竖向振幅最大值达到84.36 mm，未超过规范允许值; -3°攻角下未出现明显的竖向涡振。成桥态-3°，0°，+3°均未发生扭转涡振。发振风速区间为15 m/s到28 m/s，属于常遇风速范围。

由上试验结果可知，成桥态主梁涡激振动非常明显，+3°为最不利风攻角，尽管未超过规范限制，仍需设法优化以降低涡振振幅或消除涡激振动。

3 双幅桥面静态干扰涡激振动试验

与单幅主梁节段模型风洞试验同理，本次试验的目的是探究双幅主梁对于单幅主梁涡激共振性能的影响。一幅节段模型悬挂作为动态振动主梁，而另一幅桥面则作为静态干扰梁，按照实际双幅桥距离6.5 m和缩尺比1∶60进行换算模型间距D=0.108 m，模型利用固定装置固定在主梁旁。通过调节悬挂弹簧以及固定装置可以实现不同的风攻角，模型参数同单幅桥面。分为干扰梁在背风侧和干扰梁在迎风侧两种情况。为了更全面的研究不同风攻角下双幅桥曲面钢箱梁的涡振性能，进行了α=-5°、-3°、0°、+3°、+5°五种风攻角下的涡激共振风洞试验（图6）。

圖7分别给出了干扰梁在迎风侧状态下实桥竖向振动振幅和扭转振动振幅和与风速的关系曲线。图8分别给出了干扰梁在背风侧状态下实桥竖向振动振幅和扭转振动振幅与风速的关系曲线。

由图7可以看出，当干扰梁位于迎风侧状态下时，0°和+3°出现了不明显的竖向涡振，0°时实桥竖向振幅值最大为29.3 mm;+3°和+5°攻角下出现了扭转涡振，且扭转振幅较大，明显超过了规范允许值;-3°和-5°攻角下未出现竖向涡振和扭转涡振。桥梁发振风速区间为8 m/s到12 m/s。相比较于单幅桥面，干扰梁在迎风测作为静态干扰时，主梁的实桥竖向最大振幅值明显降低，涡振现象并不明显，涡振起振风速较小，最不利风攻角为0°、+3°、+5°。

由图8可以看出，当干扰梁位于背风侧的状态下;0°出现竖向涡振，实桥竖向振幅值最大为277.3 mm，远远超过规范允许值;+3°出现竖向涡振，实桥竖向振幅值最大为117.8 mm，未超过规范允许值; +5°出现竖向涡振，实桥竖向振幅值最大为268.2 mm，超过规范允许值。0°出现扭转涡振，扭转角度达到0.52°，超过规范允许值;+3°出现扭转涡振，扭转角度达到0.96°，超过规范允许值;+5°出现扭转涡振，扭转角度达到0.87°。起振风速较小，风速锁定区间为6 m/s到10 m/s，仍然属于常遇风速范围，最不利风攻角为0°、+3°、+5°。

由上试验结果可知，当干扰梁位于迎风侧时，主梁的竖向涡振和扭转涡振振幅较单幅桥面有一定的减小;当干扰梁位于背风侧时，主梁的竖向涡振和扭转涡振均非常明显，显然当净间距较小时，两幅桥面之间存在着气动干扰效应，且这种干扰效应明显会对桥梁的气动性能产生不利影响，使发生涡振的可能性更大，应当着重考虑，后期需设法优化以降低涡振振幅或消除涡激振动。

4 优化措施

由前述的计算可知遂宁涪江六桥初步设计方案成桥状态一阶对称竖弯频率为0.449 3 Hz，一阶对称扭转频率为1.672 3 Hz，扭转频率较大时实际桥梁一般不易发生扭转涡振，且单幅桥面试验时未发现明显的扭转涡振，故可只考虑桥梁竖向涡激振动特性。同时，干扰梁位于背风侧时，桥梁节段模型的竖向涡振响应较大，故以静态干扰梁处于背风侧的双幅桥试验模型为基础，进行优化措施的设计。

为了清晰地表达各个优化措施的优化效果，将从两方面对涡振性能优化进行考虑：①主梁气动外形优化;②改变动力系统阻尼比。气动优化措施是桥梁抗风设计中采取的主要措施，通过改变主梁断面气动外形（如添加导流板、裙板等）以改善气流绕流的流态，从而使桥梁具有更好的涡振性能。同时，增加阻尼比也能够较好地抑制桥面涡激共振。根据此原理，设计了两种气动导流板，如图9所示，两种导流板均设计为与面钢箱梁弧度相同的圆弧，长度为4 cm，与梁底的间隙分别为0.5 cm、1 cm。

从单幅桥面和双幅桥面试验结果可以看出，最不利风攻角主要是α=-0°、+3°、+5°，故优化措施主要针对这三个最不利攻角。在试验过程中，通过不断调整导流板位置、阻尼比等参数，以寻求最佳的抑振措施。具体优化措施工况见表2。

图10分别给出了不同优化措施下干扰梁作为静态干扰位于背风侧时双幅桥面实桥竖向振动振幅与风速的关系曲线及优化结果比较见图11。

通过上述对比实验结果可以明显看出，在未增加阻尼比的情况下，随着导流板的添加，0°和+3°风攻角下节段模型的竖向涡振响应显著降低，0.5 cm间隙导流板添加以后，0°和+5°风攻角下的实桥竖向振幅最大值由268.2 mm降至201.2 mm;1 cm间隙导流板抑振效果更佳，实桥竖向振幅最大值降至160 mm，可以看出在一定范围内随着导流板与梁底间隙的增加，导流板抑振效果越好。在未添加气动导流板的情况下增加主梁模型阻尼至0.6 %，+5°风攻角下的实桥竖向振幅最大值由268.2 mm降至192.3 mm，可以看出阻尼对涡激振动的抑制效果非常明显。增加阻尼比后继续添加1 cm间隙导流板，此时的实桥最大竖向振幅仅为120 mm。由于实际钢箱梁结构的阻尼比大多在0.5 %左右，实际桥梁上可以考虑安装阻尼器来增加阻尼器来达到抑振效果。且根据节段模型换算的实桥竖向涡振最大位移仍有120 mm，虽然未超过规范限值，但后期可以考虑采取进一步试验来优化导流板的位置和形状，以达到最好的抑振效果。

5 结论

本文通过对单幅和双幅曲面钢箱梁断面的涡性能，以及水平导流板、提高结构阻尼比等优化措施的试验研究，得出以下结论：

（1）单幅曲面钢箱梁涡激振动非常明显，+3°为最不利风攻角，需设法优化以降低涡振振幅或消除涡激振动。

（2）双幅桥面的一幅桥面作为静态干扰，尤其是干扰梁处于背风侧时，会对主梁涡激振动产生不利影响，主梁的竖向涡振和扭转涡振振幅均明显增大，且起振风速更小，0°、+3°、+5°为风攻角下均出现明显涡振，说明此时主梁发生涡振的可能性更大。

（3）设置气动导流板后主梁阶段模型竖向涡振响应显著降低，且与梁底间隙更大的气动导流板抑振效果更好。同时，增加主梁模型阻尼是抑制双桥面涡激共振的有效手段。

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