設置分段式聲屏障橋梁的渦振幅值反演方法

　　摘 要：大跨橋梁的渦激共振常采用節段模型風洞試驗進行測量。由于節段模型試驗建立在二維理論上，當橋梁由于分段式聲屏障導致沿跨向存在多種氣動外形時，渦振響應難以通過節段試驗直接測量。本文基于線性渦激力模型提出考慮多氣動外形影響的節段-實橋渦振幅值反演方法。首先分別對帶屏障與無屏障段截面進行節段模型風洞試驗。然后通過諧響應頻域分析，反演全跨布置與不布置屏障兩種工況的實橋渦振幅值，獲得對應的渦激荷載。最后根據聲屏障實際布置位置分段施加渦激荷載，得到設置分段式聲屏障橋梁的實橋渦振響應。此外，基于本文方法，對不同聲屏障布置方案進行了參數分析與討論。試驗結果表明，全封閉聲屏障會顯著降低主梁抗風性能，屏障的分段布置對整體渦振影響較大。本文方法可通過二維模型試驗結果直接估算多氣動外形橋梁的全橋渦振響應。基于該方法的計算結果表明，聲屏障布置應在滿足降噪條件下盡量布置于邊跨，若布置長度超過橋塔位置，須盡量縮短布置長度以減小渦振響應。

　　關鍵詞：大跨橋梁;渦激振動;聲屏障;節段模型;振幅換算

　　李永樂; 潘俊志; 遆子龍; 饒綱， 西南交通大學學報 發表時間：2021-11-18

　　引 言

　　聲屏障因其良好的降噪效果而被廣泛應用在城市軌道橋梁中。由于其改變了主梁斷面氣動外形，對橋梁抗風性能影響較大[1]。在各種聲屏障形式中，全封閉聲屏障降噪效果最佳，韓旭[2]針對高速鐵路橋梁全封閉聲屏障的氣動性能進行了風洞試驗研究，結果表明，屏障顯著改變了橋梁的氣動外形，可能降低橋梁抗風性能。因此，由聲屏障帶來的抗風問題值得關注。

　　大跨度橋梁柔度較大，在周期性風荷載作用下易產生渦激共振。渦激共振雖然對橋梁結構危害有限，但會對行車舒適度、行車安全性、結構疲勞造成不利影響[3]，因此避免發生渦激振動或限制其振幅在可接受的范圍之內具有十分重要的意義。渦激荷載是渦振研究的重點，目前渦激荷載存在多種理論，如經驗線性模型、升力振子模型、Scanlan 經驗線性與非線性模型等。周帥等[4]對大跨橋梁渦振幅值常用估算方法進行了相關研究，對幾種主要的渦激力模型進行了對比與總結，結果表明采用線性渦激力模型可以在計算精度得到保證的前提下大幅簡化試驗與計算流程。

　　1 項目概況

　　橋跨及聲屏障布置如圖 1 所示。聲屏障為全封閉式聲屏障，即上弦桿下緣至下弦桿上緣均被聲屏障覆蓋，截面形式由典型的空間桁架梁變為近似帶挑臂的箱梁，主梁截面及聲屏障形式見圖 2。

　　2 試驗參數及結果

　　通過節段模型風洞試驗進行渦振性能分析，采用剛性節段模型以模擬其氣動外形，采用彈性支承以模擬其動力特性。節段模型主梁尺寸為 2.095m× 0.576m×0.195m，模型安裝見圖 3。材料采用 ABS 塑料與木材，縮尺比為 1:64.44，試驗嚴格依照規范要求，滿足外形與動力相似準則。

　　試驗風速控制在 0-7m/s，控制風速基本步長為 0.05-0.13m/s，對應實橋風速 0.24-0.63m/s，分別對成橋態帶屏障、不帶屏障兩種模型在-3°、0°、+3° 攻角進行試驗，使用激光位移計測量各工況下豎向與扭轉渦激振動響應，試驗結果見圖 4。

　　通過試驗結果可知，對于無聲屏障節段模型，+3° 攻角下存在豎彎與扭轉渦振區間，其余攻角則無明顯渦振。對于帶聲屏障節段模型，由于加裝屏障后，主梁透風率顯著下降，氣動外形急劇鈍化，結構渦振性能顯著下降，-3°、0°、+3°攻角下均存在渦振區間，且 0°、+3°攻角豎向渦振幅值超過規范限值。由此可見聲屏障影響了橋梁氣動外形，對渦振性能有較大影響。

　　3 渦激振動有限元反演方法

　　由式(1)線性渦振模型可以看出，結構的渦振運動可以用簡諧響應描述，因此可利用諧響應分析在頻域下實現穩態渦振振幅的反演。通過節段風洞試驗，得到了帶屏障和不帶屏障的主梁渦振風速區間及實橋對應響應幅值?。在諧響應分析中，由于此時沿跨向渦激力幅值 Ai 是一常數，對 Ai 進行手動調整，使得跨中穩態響應 l/2 y 滿足 l/2 y ??。即通過調整 Ai 使得跨中節點渦振響應幅值為通過試驗換算得到的渦振響應幅值 η，此時各節點位移即為實橋反演渦振位移。由于?是通過二維節段模型得到，此時的實橋反演位移代表的是全橋均布置或不布置聲屏障時的位移。針對實際全橋分段布置聲屏障的情況，以下分三種工況分別討論其渦振反演方法：

　　4 反演結果

　　4.1 渦振力反演結果

　　由于經驗線性渦激力模型將渦激荷載看作作用于主梁上的簡諧力，因此使用 ANSYS 諧響應模塊進行數值模擬。通過 ANSYS 建模并進行動力特性分析，得到結構豎彎基頻為 0.221Hz，振型為對稱豎彎;扭轉基頻為 0.554Hz，振型為對稱扭轉。

　　根據節段模型風洞試驗結果，在動力模型上施加渦激荷載。渦激荷載采用節點力的形式加載于桁架節點。荷載的頻率取豎彎與扭轉基頻。對于豎向渦激振動，將升力均分并加載于桁架斷面各縱梁節點。對于扭轉渦激振動，將扭矩加載于上橋面等效主梁節點。渦激荷載加載示意圖見圖 5。

　　4.2 全橋渦振反演結果

　　對加載渦激力后的模型進行諧響應分析，考慮豎彎與扭轉渦振對應一階模態振動，因此豎彎與扭轉渦振沿跨向最大幅值出現在跨中節點，故提取跨中節點豎向位移與扭轉角如表 2 所示。

　　5 屏障安裝長度敏感性分析

　　基于上述理論與方法，可以對聲屏障最優布置方案進一步討論。通過對兩岸聲屏障布置長度進行遍歷，提取跨中渦振響應幅值，得到聲屏障布置長度與跨中渦振響應曲線。

　　5.1 對稱布置方案

　　對于聲屏障對稱布置于兩岸，起點位于主梁兩端，終點不超過跨中的情況進行諧響應分析遍歷，得到布置長度—響應曲線如圖 7 所示。

　　如圖 7 所示，跨中渦振響應隨布置長度增大。當單側布置長度達 435m 時，即全跨布置聲屏障，跨中渦振響應達到最值。對于豎向振動，+3°風攻角下渦振對布置長度更為敏感，渦振響應隨布置長度明顯變化;對于扭轉振動，0°攻角下橋梁對布置長度更為敏感。+3°攻角下扭轉響應未隨屏障布置長度而明顯變化。此外，當聲屏障由邊跨向跨中布置長度小于 135m 時，渦振響應受布置長度影響較小。當布置長度超過 135m 后，渦振響應受布置長度影響逐漸增大。這主要是由于邊跨較短且受橋塔與邊墩約束較強，使得渦激振動不明顯。

　　5.2 非對稱布置方案

　　考慮更一般的情形，即考慮聲屏障不對稱布置，同時考慮聲屏障單側布置長度超過跨中。結合實際情況將屏障起點仍設置在主梁端點是合理的。對上述情況進行計算遍歷，結果如圖 8 所示。

　　由圖 8 可見，無論何種攻角、豎向或扭轉渦振，聲屏障所致渦振效應均隨布置長度而增加，與對稱布置情況一致。豎向渦振隨布置長度正比增大，其斜率基本不變。扭轉渦振隨布置長度同樣增大，但當不對稱布置且單側布置長度超過跨中時，曲面斜率發變化，具體變化為先變緩后變陡。此時單側長距離聲屏障對扭轉渦振產生少許抑制作用。

　　6 結論

　　本文以某跨江大橋為例，對設置分段式全封閉聲屏障的主梁渦振進行了風洞試驗與全橋反演分析，得出的主要結論有：

　　(1)風洞試驗結果表明，全封閉式聲屏障會顯著改變主梁的氣動特性，影響橋梁的抗風性能，較大地增強了主梁節段的渦激共振。

　　(2)本文通過基于經驗線性渦激力模型的諧響應方法，對橋梁跨向各截面分別進行節段模型風洞試驗，在頻域下估算全橋渦振響應，避免了較高代價的全橋氣彈試驗，提高了效率。計算結果表明，全橋渦振計算時，若忽略屏障分段布置的影響會使試驗結果遠大于實際情況。

　　(3)不同的聲屏障布置方案對實橋渦振響應影響較大。跨中渦振幅值隨屏障布置長度增加而增大，且聲屏障布置長度超過橋塔后，渦振響應隨布置長度顯著增大。因此聲屏障的布置應在滿足降噪要求的條件下盡量布置在邊跨部分，若必須超出橋塔位置，應盡量縮短布置長度以減小渦振響應。

　　(4)本文所提出方法在未來將開展全橋氣彈風洞試驗驗證工作。