寬幅流線型箱梁渦振性能及制振措施研究

李　明,　孫延國,　李明水,　伍　波

(1. 西南交通大學土木工程學院, 四川 成都 610031; 2. 西南交通大學風工程四川省重點實驗室, 四川 成都 610031)

隨著科技水平提高及社會經濟發展需要,大跨度橋梁的建設日趨增多.大跨度橋梁由于結構輕柔,阻尼比較低,對風荷載的作用十分敏感.流線型箱梁斷面因其具有良好的氣動性能,成為大跨度橋梁的常用主梁型式.為了滿足交通量需求,有時箱梁需要設計較寬的橋面.根據不同的設計需求,可以是中央開槽的分離式箱梁,也可設計成整體式寬幅箱梁.由于中央開槽的影響,分離式箱梁截面的渦激振動現象時有發生[1];對于后者,由于主梁在順風方向特征尺寸較大,當氣流流經主梁斷面時易發生旋渦的分離與附著,渦激振動現象顯著.

影響大跨度橋梁渦激振動的因素較多,包括主梁的氣動外形、來流攻角及風向角、紊流強度、雷諾數、Scruton數等.對于流線型箱梁渦激振動的發生機理及制振措施的研究,孫延國等[2]通過大比例尺節段模型風洞試驗研究了人行道欄桿、檢修車軌道、導流板對整體式流線型箱梁渦振的影響,發現在檢修軌道內側設置導流板能有效抑制渦激振動.劉君等[3]通過節段模型風洞試驗和數值模擬分析了檢修車軌道導流板對整體式流線型箱梁渦振的影響.王騎等[4]對分體式鋼箱梁的渦振抑振措施研究發現,在主梁底端轉角附近設置導流板或在橋面兩側設置抑振板均可有效抑制主梁渦振,且兩種措施聯合使用時效果最佳.管青海等[5]通過箱梁斷面表面測壓,研究了欄桿對橋梁渦振的影響,發現欄桿使上表面的來流分離更加嚴重,上下表面壓力脈動均值顯著增大.EL-Gammal等[6]基于渦激力跨向相關性原理,通過減小渦激力沿跨向的相關性來抑制主梁的渦激振動.除上述通過氣動措施來改善主梁渦振特性以外,機械措施如調諧質量阻尼器(tuned mass damper， TMD)等,通過阻尼系統耗散吸收能量,也可達到抑制渦振的目的.巴西里約尼泰羅伊橋[7]和日本東京灣橋[8]均利用TMD來抑制主梁渦振.郭增偉等[9]通過類半帶寬法識別線性渦激力模型中的氣動參數,提出了考慮渦激力氣動阻尼和氣動剛度效應的TMD參數優化設計模型.Larsen等[10]以大貝爾特東橋引橋為依托,提出了一個能夠考慮結構非線性振動的TMD設計新模型.

青山長江大橋是武漢市四環線跨越長江的通道,大橋采用雙塔雙索面全漂浮體系,跨徑布置為(100+102+148+938+148+102+100)m,中跨主梁采用整體式流線型鋼箱梁,邊跨采用鋼-混凝土結合梁.大橋的主梁寬度達到了47 m,其寬度位居世界同類橋梁首位,具有大跨、寬幅、重載交通的特點.圖1為流線型鋼箱梁斷面示意.

為了研究寬幅流線型箱梁的渦振特性,本文以青山長江大橋為背景,首先通過 1∶50 節段模型風洞試驗,在低阻尼條件下研究了主梁的渦振性能,詳細考察了風嘴、檢修車軌道、導流板、抑振板、檢修道欄桿等因素對主梁渦激振動性能的影響.經過優化分析,高透風率的圓形檢修道欄桿抑振效果最好.為了提高風洞試驗雷諾數,精細模擬主梁的細部構造,使節段模型試驗結果更接近實際,通過1∶27 大尺度節段模型渦振試驗,進一步驗證了該措施的有效性.最后,基于試驗現象從空氣動力學的角度探討了該抑振措施的制振機理.

圖1　主梁橫斷面Fig.1　Cross-section of the main girder

1　常規尺度節段模型渦振試驗

常規尺度節段模型渦振試驗在XNJD-1風洞第二試驗段進行,動力節段模型的縮尺比為 1∶50,模型長度L=2.095 m,寬B=0.94 m,高H=0.09 m.目前還沒有準確估算實際橋梁結構阻尼比的方法,我國《公路橋梁抗風設計規范》[11](以下簡稱《公規》)建議鋼橋的阻尼比取為0.5%.但現有的實測資料表明,大跨度橋梁的阻尼比有時會低于該建議值.為了確保抑振措施的可靠性,試驗采用的阻尼比參考英國規范[12](以下簡稱《英規》)約為0.36%,低于《公規》的建議值.對于渦振振幅限值,根據《公規》計算得到橋梁豎向及扭轉基頻對應的渦振容許振幅分別為0.188 m和0.174°Larsen[13]在對大貝爾特東橋的渦振性能評價時采用了國際標準對舒適度進行判定,加速度的最大限值為1.5 m/s2.

《英規》定義了基于振動加速度的動力敏感參數KD,若某階模態下的KD>30 mm/s2(對應加速度為1.18 m/s2),且對應的渦振風速小于20 m/s時,認為渦振引起的加速度過大,將會影響行車舒適性,據此可反算出豎向及扭轉基頻下的渦振容許振幅分別為0.661 m和0.234°,與《公規》的容許振幅對比可知,《公規》對渦振振幅的要求更為嚴格.

表1為節段模型試驗的主要參數.渦激振動試驗在均勻流場中進行,成橋態-5°、-3°、0°、+3°、+5°攻角下主梁豎向及扭轉渦振振幅分別見圖2(圖中數據均已換算成實橋).

表1　節段模型主要試驗參數Tab.1　Main test parameters of the section model

(a) 豎向渦振振幅(b) 扭轉渦振振幅圖2 原斷面主梁渦振振幅(縮尺比 1∶50)Fig.2 VIV displacement of the main girder with original deck (scale ratio: 1∶50)

由圖2可知,-5°、-3°和0°風攻角下主梁成橋態未發生豎向渦振,當風攻角為+3°和+5°時,主梁分別出現了兩個明顯的豎向渦振區.

(1) +3°攻角下第1個風速鎖定區間為5.5～8.4 m/s,第2個鎖定區間為15.5～20.1 m/s,最大振幅分別為107 mm和135 mm;

(2) +5°攻角下第1個鎖定區間為6.6～9.7 m/s,第2個鎖定區間為15.4～21.8 m/s,最大振幅分別為74 mm和296 mm.

由此可知+5°攻角下第2個渦振區的豎向渦振振幅超過了規范限值,其峰值對應的實橋風速為19.25 m/s.盡管在+3°和+5°攻角下主梁的扭轉渦振振幅較大,但其鎖定風速較高,最大振幅處的風速約為30 m/s,該風速下橋梁已經關閉通行,由渦振引起的使用舒適性問題可不予關注.0°和-5°攻角下主梁也發生了微弱的扭轉渦激振動,但振幅較小.

因此,為保證橋梁運營期間的舒適性及安全性,需要對主梁的氣動性能進行優化,尋找合理有效的措施抑制豎向渦激振動.

2　主梁渦振制振措施研究

主梁斷面的氣動外形對渦振性能有重要影響.錢國偉等[14]研究了3種不同角度的風嘴對Π型疊合梁斜拉橋渦振性能的影響,并發現在主梁高度不變且風嘴安裝位置相同的情況下,風嘴的角度越小對渦振的抑制效果越好.

為了研究風嘴對寬幅流線型箱梁渦振的影響,采用表1中的阻尼比,并保持檢修道欄桿、防撞欄桿、檢修車軌道等尺寸和位置不變,工況1與工況2 僅改變了風嘴的夾角;工況3與工況4將檢修道寬度變窄,同時改變了風嘴的夾角.

原斷面風嘴及工況1～4的風嘴形狀見圖3.在均勻流場中分別測試了工況1～4的主梁渦振響應,其中+5°風攻角下主梁的豎向渦振振幅最大值見表2.

由表2可知,在其他試驗條件相同的情況下,與原斷面風嘴相比,工況2較銳的風嘴氣動性能較好,與文獻[14]中的結論相一致.

但是通過改變風嘴的形狀對主梁的渦振抑制效果有限,豎向渦振振幅仍然很大,未能滿足規范要求.

圖3　原風嘴及工況1～4的風嘴形狀Fig.3　Wind fairing of original deck and cases 1-4

工況豎向渦振振幅最大值/mm原斷面296.21314.62261.53463.14452.7

由文獻[2-3]可知,位于梁底的檢修車軌道對流線型箱梁渦激振動影響顯著,檢修車軌道可能是引起主梁底部旋渦形成及脫落的主要構件.為了考察檢修車軌道的影響,首先去掉檢修車軌道進行渦振試驗.并在之前試驗工況的基礎上,采用工況2中的風嘴及表1中的阻尼比,通過改變檢修車軌道位置、軌道支架高度(增加軌道與梁底間隙)以及在檢修車軌道兩側設置導流板,進行了渦激振動試驗,部分試驗工況見表3.

表3　檢修車軌道及導流板抑振措施Tab.3　Mitigation measures of inspection vehicle rail and guide vane

在均勻流場中分別測試了工況5～13的主梁渦振性能,其中+5°風攻角下主梁豎向渦振振幅最大值見表4.發現去掉檢修車軌道后,主梁渦振振幅大幅減小,可見檢修車軌道是引起主梁渦振的重要構件,通過改變檢修車軌道位置、軌道支架高度及在其附近設置導流板均能不同程度地抑制渦振,但抑振效果有限.

表4　檢修車軌道對豎向渦振振幅的影響Tab.4　Effect of inspection vehicle rail on the vertical VIV displacement

通過在主梁防撞欄桿兩側設置一定高度和透風率的抑振板,來減弱或屏蔽橋面來流,從而降低來流的跨向相關性,以期達到制振目的.在距離邊防撞欄桿0.12 m處安裝獨立的豎向抑振板,抑振板沿順橋向間隔布置.

采用工況2中的風嘴及表1中的阻尼比,檢修車軌道、檢修道欄桿與原主梁相同,抑振板高度與防撞欄桿高度一致,工況14～18分別為間隔段數n=1,2,3,5,7的情形.在均勻流場中,+5°風攻角下主梁豎向渦振振幅最大值見表5.

表5　抑振板對豎向渦振振幅的影響Tab.5　Effect of vibration mitigation plate on the vertical VIV displacement

由表5可知,采用工況17中“隔五封一”的方式布置抑振板效果最好,其豎向渦振振幅已降至162 mm,滿足規范要求.雖然工況17中的抑振板可以有效降低豎向渦振振幅,并滿足規范要求,但是抑振板的設置增加了原主梁的迎風面積,這將顯著提高流線型鋼箱主梁的風阻系數,影響橋梁的抗風性能;其次抑振板不但遮擋了行車視野,還會影響橋梁的整體美觀性.

研究表明,橋面的附屬裝置如檢修道欄桿、防撞欄桿的位置和形狀對主梁的渦振性能也有著重要影響.王騎等[15]對流線型箱梁的渦振研究發現,高透風率的人行道欄桿可以顯著抑制主梁渦振.Nagao等[16]研究表明,水平扶手式欄桿的高度及形狀均會影響主梁的渦振振幅.

為了考察大橋的檢修道欄桿對寬幅流線型箱梁渦振的影響,采用工況2中的風嘴及表1中的阻尼比,其他條件不變,工況19去掉了檢修道欄桿;工況20在原檢修道欄桿形式的基礎上,加大檢修道欄桿的中部空隙,增加其透風率(如圖4所示),均勻流場中,+5°攻角下主梁的豎向渦振振幅如圖5所示.

圖4　檢修道欄桿示意Fig.4　Sketch of the maintenance way railing

圖5　檢修道欄桿對豎向渦振振幅的影響Fig.5　Effect of maintenance way railing on the vertical VIV displacement

由圖5可知,在+5°攻角下,去掉檢修道欄桿(相當于透風率100%)后,主梁的第2個渦振區消失,第1個渦振區最大振幅僅為88 mm,可見檢修道欄桿也是引起主梁的渦振的重要構件.當原檢修道欄桿透風率由56%增加到66%后,渦振振幅明顯減小,這與文獻[15]研究結論相符.此時,渦振最大振幅降低至199 mm,已接近規范規定的渦振容許振幅.第1個豎彎鎖定區間為7.5～10.6 m/s,對應的最大振幅為62 mm;第2個豎彎鎖定區間為15.8～18.4 m/s,對應的最大振幅為199 mm,鎖定區間范圍比原斷面有所減小.

根據文獻[14],采用圓形截面欄桿后,Π型開口截面主梁的渦振振幅顯著降低,其渦振性能優于方形截面.由工況20結果可知,增加檢修道欄桿的透風率也可以在一定程度上抑制主梁豎向渦振.此外,該大橋為城市快速通道,橋面兩側不設人行道,僅有供檢修人員通行的檢修道.因此,工況21中繼續加大欄桿透風率,并將檢修道欄桿設計成圓形截面形式,欄桿直徑為4 cm,如圖4所示.工況21仍采用工況2中的風嘴及原檢修車軌道和防撞欄桿,保持檢修道欄桿位置不變,采用表1中的阻尼比,進行主梁渦激振動試驗,試驗結果見圖6.

圖6　采用高透風率圓形檢修道欄桿的主梁豎向渦振振幅Fig.6　Vertical VIV displacement of the main girder with the circular shape maintenance way railing in high ventilation rate

由圖6可知,當采用高透風率圓形截面形式的檢修道欄桿后,主梁在+3°和+5°攻角下發生了豎向渦激振動,原主梁斷面的雙豎向渦振區變為單一渦振區,且振幅顯著減小,其中：+3°攻角下主梁的豎向渦振較大,為108 mm；+5°攻角下主梁的渦振最大振幅為46 mm,兩種攻角下豎彎鎖定區間基本相同,為6.5～9.2 m/s.此外,和原斷面主梁相比,扭轉渦振也有所減弱.由此可知,在采用該種形式的檢修道欄桿后,渦振抑制效果十分顯著,相應的渦振振幅滿足規范要求.因此,工況21中采用高透風率圓形截面形式的檢修道欄桿被確定為最優抑振措施.

3　大比例尺節段模型渦振試驗

由于常規尺度(1∶50)節段模型尺寸較小,雷諾數較低,模型對橋梁結構的細節模擬不夠精細,從而導致對實橋渦振性能的判定存在一定偏差.為此,有必要在常規節段模型渦振風洞試驗的基礎上,進行大比例尺節段模型渦振風洞試驗,進一步驗證工況21中高透風率圓形截面形式的檢修道欄桿對渦振的制振效果.

大比例尺節段模型試驗采用縮尺比為 1∶27,試驗在XNJD-3大氣邊界層風洞中進行.

表6為節段模型的主要試驗參數,其中豎彎風速比為1.715.渦激振動試驗在均勻流場中進行,為了驗證常規尺度節段模型試驗結果,試驗首先針對原主梁斷面情況進行.

表6　大比例尺節段模型主要試驗參數Tab.6　Main test parameters of the large-scale section model

圖7為相同豎彎阻尼比(0.370%)條件下兩種縮尺比節段模型試驗結果.同時為了便于比較分析,將渦振振幅按照阻尼比換算至與常規尺度節段模型同一水平.由大比例尺節段模型試驗結果可知,原主梁斷面在+3°、+5°攻角下發生了豎向渦激共振,且都存在兩個渦振區,其中+5°攻角下第2個渦振區峰值為260 mm,超過了規范容許值.對比兩種縮尺比節段模型試驗結果發現,大比例尺節段模型的渦振振幅略小于常規尺度節段模型的渦振振幅.

為了驗證工況21中采用的高透風率圓形截面形式的檢修道欄桿制振效果,采用表6中的參數進行大比例尺節段模型渦振試驗,成橋態5種風攻角下主梁豎向渦振振幅見圖8.由圖8可知,采用工況21中的檢修道欄桿后,主梁渦振振幅得到了很好地抑制,第2個豎彎渦振區消失,兩種縮尺比下的試驗結果吻合良好.驗證了高透風率檢修道欄桿的制振效果.

對于本文寬幅流線型箱梁,當采用透風率較高的圓形扶手式檢修道欄桿時,主梁的豎向渦振可以得到顯著抑制.結合試驗現象,從空氣動力學角度分析,采用圓形截面的欄桿氣動外形更加接近流線型,和原欄桿形式相比較,流動分離減弱,且增大欄桿透風率后,主梁上表面氣流流速增加,在一定程度上抑制了較大旋渦的附著與脫落,進而使主梁的渦激力減小,渦激振幅隨之降低.

圖7　原主梁斷面豎向渦振振幅Fig.7　Vertical VIV displacement of the girder with original deck

圖8　工況21大比例尺節段模型豎向渦振振幅Fig.8　Vertical VIV displacement of case 21 in the large-scale model test

4　結　論

通過對寬幅流線型鋼箱梁斜拉橋渦振性能及制振措施風洞試驗研究,得到以下結論:

(1) 對于寬幅流線型箱梁斷面,采用較銳的風嘴形狀可以在一定程度上改善主梁的氣動性能.通過改變檢修車軌道位置、軌道支架高度以及兩側設置導流板對其渦振的影響有限.

(2) 采用合理的間距(“隔五封一”)在防撞欄桿后布置一定高度和透風率的抑振板，可以有效地抑制主梁的渦激振動.

(3) 通過采用高透風率的圓形截面檢修道欄桿可經濟有效地改善主梁的渦振特性,在不影響橋梁美觀的前提下提升了抗風性能、抑制了主梁的渦激振動.大比例尺節段模型渦振試驗也驗證了該措施的有效性.

(4) 圓形截面的欄桿氣動外形更加接近流線型,與原欄桿的形式相比,流動分離減弱,且增大欄桿透風率后,主梁上表面的氣流流速增加,在一定程度上抑制了較大旋渦的附著與脫落,進而使得主梁的渦激力減小,渦激振幅隨之降低.