平行多幅連續(xù)鋼箱梁橋抗風性能研究

郭文超, 夏 偉, 黃智文, 羅 祎, 華旭剛, 溫 青

(1. 湖南大學 風工程與橋梁工程省重點實驗室,長沙 410082; 2. 安徽省交通勘察設計院有限公司,合肥 230011; 3. 中鐵大橋勘測設計院集團有限公司,武漢 430101; 4. 湖南科技大學 土木工程學院,湖南 湘潭 411201)

連續(xù)鋼箱梁橋具有自質量輕、截面抗彎和抗扭剛度大、施工周期短、抗震性能好等特點,是大跨度連續(xù)梁橋的有力競爭橋型之一,近年來在我國發(fā)展迅速[1]。例如,我國的崇啟大橋[2]、港珠澳大橋深水區(qū)非通航孔橋[3]、黃茅?？绾Ｍǖ酪龢騕4]、深中通道泄洪區(qū)非通航孔橋[5]等采用連續(xù)鋼箱梁的結構形式。然而,大跨度連續(xù)鋼箱梁橋自振頻率低、固有阻尼小、且多為典型的鈍體斷面, 因此極易發(fā)生中、低風速下的豎彎渦振,并對橋面行車安全和大橋的正常運營造成不利影響。例如,巴西的里約羅尼泰大橋(主跨300 m)經常在14～22 m/s的風速下發(fā)生大幅豎向渦振,為了避免危及行車安全,不得不在渦振鎖定風速區(qū)間關閉橋梁,并最終采用調諧質量阻尼器(tuner mass damper,TMD)進行渦振控制[6]。日本的東京灣航道橋(主跨2 m×240 m)通過節(jié)段模型風洞試驗、氣彈模型風洞試驗和現場實測都觀測到主梁容易在14 m/s以上的風速下發(fā)生大幅豎向渦振,最終采用氣動措施和TMD進行聯(lián)合渦振控制[7]。我國崇啟大橋(主跨4 m×185 m)通過風洞試驗發(fā)現主梁在15～27 m/s的風速下容易發(fā)生一階豎彎模態(tài)的豎彎渦振,并最終采用TMD進行渦振控制[8]。俄羅斯伏爾加河大橋(主跨7 m×155 m)在實測風速11.6～16.6 m/s發(fā)生了大幅豎向渦振,最終采用了半主動TMD進行振動控制[9]。

大跨度連續(xù)鋼箱梁橋通常采用單幅或雙幅布置形式,例如日本東京灣航道橋和巴西約羅尼泰大橋為單幅布置形式,而崇啟大橋則為雙幅布置形式。當采用雙幅布置時,由于上、下游橋梁之間的氣動干擾效應,大橋發(fā)生渦振和馳振的風險一般都會顯著提高。秦浩等[10]以崇啟大橋為背景通過氣動模型風洞試驗研究了雙幅連續(xù)鋼箱梁橋的渦振特性,發(fā)現分離式雙幅橋存在兩個豎向渦振區(qū)間,分別以上游橋和下游橋的渦振為誘導因素,且下游橋的渦振響應更大。楊群等[11]采用節(jié)段模型風洞試驗研究了主梁間距對并列雙幅鈍體箱梁渦振振幅及風速鎖定區(qū)間的影響,發(fā)現當相鄰主梁凈間距與主梁寬度之比在0.2～4.0時,下游箱梁的渦激共振有顯著的被放大效應。董國朝等[12]以一座主跨178 m三跨連續(xù)鋼箱梁橋的跨中截面為研究對象,結合節(jié)段模型風洞試驗和計算流體力學(computational fluid dynamics,CFD)數值仿真分析研究了并列雙幅鈍體鋼箱梁的氣動干擾效應,發(fā)現上游橋下表面的周期性漩渦脫離是雙幅橋渦振的關鍵誘因。由于城市橋位資源緊缺,并列雙幅橋不僅應用于大跨度連續(xù)梁橋,在斜拉橋和懸索橋等其他橋型中也常有應用。陳政清等[13]以佛山平勝大橋為背景,研究了雙幅橋的氣動干擾效應對鋼箱梁懸索橋渦振性能的影響,結果發(fā)現當雙幅橋的間距較小時,氣動干擾效應可能對兩幅橋的渦振性能產生不利影響。朱樂東等[14]以天津塘沽海河斜拉橋為例,分析了氣動干擾效應對箱型平行分離雙幅橋顫振和渦振性能的影響,結果表明氣動干擾效應對下游橋梁的渦振和顫振性能影響比上游橋更大。劉志文等[15]研究了主梁間距對串列雙幅流線型鋼箱梁顫振性能的影響,結果表明在一定的間距比范圍內,間距越小雙幅橋顫振臨界風速的降低程度越嚴重,而且軟顫振發(fā)生的可能性也越大。劉小兵等[16]開展了中等間距雙鈍體箱梁的氣動干擾效應試驗,結果發(fā)現負攻角下氣動干擾效應主要放大下游橋梁的渦振相應,正攻角下氣動干擾效應對上游橋梁的渦振有顯著干擾效應。譚彪等[17]研究了間距比對疊合梁雙幅橋渦振性能的影響,結果發(fā)現雙幅橋的最不利間距比為2～4。陳平等[18]以甬江鐵路橋為背景,研究了平行三幅橋之間的氣動干擾效應,結果表明氣動干擾效應會顯著降低下游橋的顫振臨界風速。Kim等[19]在韓國珍島大橋上觀測到了雙幅并列斜拉橋的豎向渦振,并通過節(jié)段模型風洞試驗進一步研究了主梁間距和上游橋橋梁的頻率差異對雙幅橋渦振性能的影響。

綜上所述,大跨度連續(xù)鋼箱梁橋在常遇風速下容易發(fā)生豎向渦振,并列雙幅或多幅橋則可能進一步加劇橋梁發(fā)生大幅豎向渦振,甚至馳振的風險。目前并列橋梁抗風性能研究多以雙幅流線型鋼箱梁的渦振和顫振為對象,有關兩幅以上并列鈍體鋼箱梁渦振和馳振性能的研究非常稀少。實際上,大跨度連續(xù)鋼箱梁橋一般采用變截面,其氣動力特性具有顯著的三維效應,遠比等直截面的流線型鋼箱梁復雜。本文以一座在建的平行四幅連續(xù)鋼箱梁橋梁為背景,通過單幅和多幅橋的節(jié)段模型風洞試驗,以及單幅和多幅橋的氣彈模型風洞試驗,對其渦振和馳振性能進行了深入研究。

1 工程背景

引江濟淮工程G312 合六葉公路橋位于江淮溝通段 K42+271 m 處,跨越江淮溝通段航道。大橋由四幅跨徑布置均為(100+180+100)m 的變高度直腹板連續(xù)鋼箱梁組成。全橋橋面全寬52.5 m,四幅鋼箱梁均采用單箱單室結構,其中位于兩側的第一幅和第四幅橋,以及位于中間的第二和第三幅橋分別關于道路中心線對稱(如圖1所示)。第一、第四幅鋼箱梁頂板寬度為 11.75 m,底板寬 6.25 m;第二、第三幅鋼箱梁頂板寬度為 13.25 m,底板寬 6.25 m。第一、第二幅橋和第三、幅橋之間的凈間距均為0.75 m,第二、第三幅橋之間的凈間距為1 m。四幅橋左右兩側的防撞欄桿或人行道欄桿上均設置有采用細鋼絲編織而成的防拋網,第一和第四幅橋的右側還設置了人行柵欄以區(qū)分自行車道和人行道,檢修車軌道設置在直腹板中部以上。在立面上,大橋中支點處梁高為9 m,中跨跨中直線段和邊跨端部直線段梁高為 4.5m,變高段底面線形為圓曲線,鋼箱梁頂板設置單向 2%的橫坡,底板水平。橋梁平面線形設計服從道路平面線形設計,由于道路中心線與航道中心線成一定夾角,所以各幅橋之間橋墩沿河道斜向錯位布置,但橋墩軸線與橋梁中心線保持垂直正交,圖2和圖3給出了大橋的平面和立面布置圖。

圖1 橋梁橫斷面布置圖(m)Fig.1 Cross-section of heliuye highway bridge(m)

圖2 大橋平面布置圖Fig.2 Floor plan of heliuye highway bridge

2 節(jié)段模型風洞試驗研究

2.1 單幅橋的風致振動響應

根據我國JTG/T D60-01—2018《公路橋梁抗風設計規(guī)范》,對于大跨度連續(xù)鋼箱梁橋應重點檢驗其渦振和馳振性能。本橋采用變截面鋼箱梁,箱梁高度從中跨支點處的9 m逐漸過渡到中跨跨中的4.5 m。參考東京灣航道橋的抗風設計研究,首先選取第一、第二幅橋中跨跨中截面和第一幅橋中跨L/6截面,一共制作三個幾何縮尺比為λL=1∶40的單幅橋梁節(jié)段模型,以研究大橋的渦振和馳振性能。選擇中跨跨中截面作為研究對象,是因為低階模態(tài)下跨中截面處的位移最大;選擇中跨L/6截面作為研究對象是因為該截面實橋高度為6.54 m,約為中跨L/2截面與支點截面高度之和的一半,其氣動外形具有代表性。表1～表3分別給出了第一、第二幅橋中跨跨中截面和第一幅橋中跨L/6截面的節(jié)段模型關鍵設計參數。第二幅橋中跨截面與第一幅橋中跨截面的關鍵區(qū)別在其橋面寬度為13.25 m,其豎彎基頻為0.729 Hz,其余設計參數與第一幅基本相同。第一幅橋L/6截面與第一幅橋中跨截面的關鍵區(qū)別在于其實橋梁高為6.54 m,其他設計參數與第一幅橋基本相同。圖4給出了節(jié)段模型在風洞中的試驗照片。

表1 第一幅橋跨中截面節(jié)段模型設計參數Tab.1 Design parameters of segmental model of the first span mid-section

表2 第二幅橋跨中截面節(jié)段模型設計參數Tab.1 Design parameters of segmental model of the second span mid-section

表3 第一幅橋中跨L/6截面節(jié)段模型設計參數Tab.3 Design parameters of segmental model of the L/6 section of the first bridge

圖4 單幅橋節(jié)段模型風洞試驗照片Fig.4 Wind tunnel test of sectional model of the single bridge

選取0°,-3°,3°等三個風攻角開展節(jié)段模型風洞試驗,因為第一幅橋包含有人行道柵欄,其左右截面不對稱,所以其跨中截面節(jié)段模型風洞試驗探究了人行道和防撞欄桿分別迎風時的風致振動響應,對應的L/6截面則僅探究了防撞欄桿迎風時的風振響應,第二幅橋為對稱截面,來流風向不影響試驗結果。

對比圖5和圖6可以發(fā)現,對于非對稱斷面,迎風側不同,斷面的氣動性能也完全不同。對于第一幅中跨跨中截面,當人行道迎風時,主梁在-3°風攻角下會發(fā)生豎向渦振響應,且存在兩個豎向渦振響應區(qū)間,其中第一個豎向渦振區(qū)間發(fā)生在風速20 m/s左右,此時的最大位移均方差值只有2.5 mm,遠小于抗風規(guī)范容許的渦振限值38 mm;第二個渦振區(qū)間發(fā)生在35～42 m/s的風速區(qū)間,最大位移均方差為17.6 mm,是規(guī)范容許值的46.3%。大橋在0°和3°風攻角下均會發(fā)生馳振響應,馳振臨界風速是節(jié)段模型豎彎振動下,振幅突然增大點對應的風速,由圖5可知大橋在0°和3°風攻角下對應的馳振臨界風速分別為55 m/s和44 m/s,均大于馳振檢驗風速39.4 m/s。當防撞欄桿側迎風時斷面的氣動性能明顯惡化,其中-3°風攻角下主梁發(fā)生了大幅豎向渦振,其渦振風速鎖定區(qū)間與人行道迎風時保持不變,但最大渦振位移均方差達到了177.6 mm,是規(guī)范容許值的4.7倍;主梁在-3°和3°風攻角下仍然會發(fā)生馳振響應,而且馳振臨界風速相對人行道迎風明顯降低,兩種工況下的馳振臨界風速均約為42 m/s。

圖5 第一幅橋中跨跨中截面主梁豎向位移響應隨風速變化曲線(人行道迎風)Fig.5 Variation of amplitude of VIV of main girder with wind speed in the mid-span section of the first bridge(Sidewalk guardrail against the wind)

圖6 第一幅橋中跨跨中截面主梁豎向位移響應隨風速變化曲線(防撞欄桿迎風)Fig.6 Variation of amplitude of VIV of main girder with wind speed in the mid-span section of the first bridge(Crash barriers against the wind)

對比圖7和圖6可以發(fā)現,第二幅橋的抗風性能與第一幅橋也存在顯著差異,說明斷面的寬高比對其抗風性能有顯著影響。第二幅橋中跨跨中截面在0°和-3°風攻角下均會發(fā)生豎向渦振響應,其中-3°風攻角下的渦振風速鎖定區(qū)間為35～42 m/s,與第一幅橋基本相同,但最大渦振位移均方差為74.8 mm,要遠小于第一幅橋。第二幅橋在3°風攻角下也會發(fā)生馳振響應,其臨界風速約為49 m/s。

圖7 第二幅橋中跨跨中截面主梁豎向位移響應隨風速變化曲線Fig.7 Variation of amplitude of VIV of main girder with wind speed in the mid-span section of the second bridge

圖8為第一幅橋L/6截面的豎向位移響應隨風速的變化曲線。對比圖8和圖6可以發(fā)現,隨著斷面高度的增大,主梁在0°和3°風攻角下的馳振性能基本保持不變,馳振臨界風速與中跨跨中截面基本相同。但主梁高度增加后在-3°風攻角下不再發(fā)生渦振響應,而是發(fā)生了馳振響應,相應的馳振臨界風速約為45 m/s。

圖8 第一幅橋中跨L/6截面主梁豎向位移響應隨風速變化曲線(防撞欄桿迎風)Fig.8 Variation of amplitude of VIV of main girder with wind speed in the L/6 section of the first bridge(Crash barriers against the wind)

綜上所述,對于單幅橋梁,主梁梁寬的變化、主梁梁高的變化以及斷面氣動外形的不對稱性都會對主梁的氣動性能產生顯著影響。總體來看,在梁高不變的情況下,梁寬的增大對于改善主梁的渦振和馳振影響是有利的;在梁寬不變的情況下,增大梁高對主梁的馳振性能是不利的,但對主梁的渦振性能是有利的。此外,因為實橋第一和第四幅橋對稱布置,因此總是人行道一側迎風,這樣對降低主梁的渦振響應相應是有利的,對馳振性能的影響較小。

2.2 并列雙幅橋和并列三幅橋的風致振動響應

選取第一幅橋和第二幅橋的中跨跨中截面,研究了3°風攻角下并列布置雙幅橋的抗風性能,其中第一幅位于迎風側,且以人行道一側迎風。圖9(a)給出了并列雙幅橋的風洞試驗照片,圖9(b)給出了兩幅橋的豎向位移均方差隨風速的變化曲線?？梢钥吹?并列雙幅橋在3°風攻角下并沒有像單幅橋一樣發(fā)生馳振,而是在30～55 m/s的風速區(qū)間發(fā)生大幅豎向渦振,該風速區(qū)間的大小與單幅橋渦振情況相比范圍擴大了一倍左右。從渦振振幅來看,位于下游的第二幅橋的渦振響應始終大于迎風側的第一幅橋。例如,當風速為39.8 m/s時,上游橋和下游橋的渦振位移均方差分別為108.1 mm和455.4 mm,后者時前者的4.2倍;當風速為47.9 m/s時,上游橋和下游橋的渦振位移均方差分別為194.1 mm和555.2 mm,后者是前者的2.86倍。從渦振振幅隨風速的發(fā)展趨勢來看,上游橋和下游橋并不同步,其中下游橋在風速為47.9 m/s時先達到渦振響應峰值,而上游橋在風速為50.0 m/s達到渦振響應峰值。

圖9 并列雙幅橋節(jié)段模型試驗(3°風攻角)Fig.9 Test of sectional model of the twin parallel decks(3° wind attack angle)

選取第一幅、第二幅和第三幅橋,研究了3°風攻角下并列布置三幅橋的抗風性能,其中第一幅橋位于迎風側,第二和第三幅橋位于下游。圖10(a)給出了并列三幅橋的風洞試驗照片,圖10(b)給出了三幅橋的豎向位移均方差隨風速的變化曲線。可以看到,并列布置的三幅橋在3°風攻角下豎向位移從風速50 m/s開始不斷增大,當風速達到60.5 m/s時三幅橋的振幅依然呈不斷上升趨勢,由此判斷三幅橋均發(fā)生了軟馳振響應。需要說明的是,由于三幅橋的豎向振幅均很大,而且試驗風速較高,為了避免發(fā)生意外,并沒有嘗試更高的風速,因此更高風速下的振動響應還有待進一步驗證。

圖10 并列三幅橋節(jié)段模型試驗(3°風攻角)Fig.10 Test of sectional model of the triple parallel decks(3° wind attack angle)

2.3 并列四幅橋的風致振動響應

實橋為并列四幅橋,因此節(jié)段模型風洞試驗選取第一～第四幅橋的中跨跨中截面,研究并列四幅橋在-3°,0°和3°等三個風攻角下的風致振動響應。圖11(a)給出了并列四幅橋在風洞中的試驗照片,圖11(b)～圖11(d)分別為0°風攻角、-3°風攻角和3°風攻角下四幅橋的豎向位移均方差隨風速的變化曲線?？梢钥吹?在0～60 m/s的風速范圍內,不同風攻角下四幅橋均沒有發(fā)生大幅豎向渦振,也沒有發(fā)生馳振現象。與單幅橋相比,位于下游的第三幅橋和第四幅橋由于上游橋梁引起特征紊流作用,會發(fā)生較大的抖振響應,而且抖振響應的幅值隨著風速的增大而增大。從氣動穩(wěn)定性來看,并列四幅橋的渦振和馳振穩(wěn)定性都要優(yōu)于并列雙幅橋和并列三幅橋,也說明了并列多幅橋的氣動穩(wěn)定性不僅與單幅橋氣動性能相關,與相鄰橋之間的間距相關,與橋幅數量也是緊密相關的。

圖11 并列四幅橋節(jié)段模型試驗結果Fig.11 Results of sectional model of the four parallel decks

3 氣彈模型風洞試驗研究

節(jié)段模型風洞試驗能夠準確反映等直截面并列多幅橋的風致振動特性,但對于本文涉及的變截面梁橋,為了更準確地反映由變截面引起的氣動力三維特性對實橋氣動穩(wěn)定性的影響,需要開展氣彈模型風洞試驗。鑒于此,針對并列四幅橋的成橋運營狀態(tài),制作了第一～第四幅橋的全橋氣彈模型。氣彈模型的幾何縮尺比λL=1∶55,頻率比λf=7.84∶1,對于的風速比為λf=1∶7。由大橋平面布置圖(見圖2)可知,第一～第四幅橋為平行錯孔布置,相應的氣彈模型試驗照片如圖12(a)所示。考慮到大橋的馳振檢驗風速為39.4 m/s,以及HD-3風洞的最大風速試驗能力,氣彈模型試驗的最大試驗風速為43 m/s。

圖12 平行錯孔布置四幅橋氣彈模型風洞試驗結果Fig.12 Results of full-bridge aeroelastic model of the four bridges arranged in parallel staggered rows

圖12(b)～圖12(d)給出了氣彈模型風洞試驗結果?？梢钥吹?在試驗風速范圍內,不同風攻角下,四幅橋都沒有發(fā)生大幅渦振和明顯的馳振發(fā)散現象。隨著風速的增大,四幅橋的豎向位移都有逐漸增大的趨勢,其中0°風攻角下四幅橋的豎向振動最小,3°風攻角下四幅橋的豎向振幅隨風速增大最快。在3°風攻角下,隨著風速地增大,從豎向振幅來看,始終有第四幅橋>第三幅橋>第二副橋>第一幅橋。對比圖12和圖11可以發(fā)現,由節(jié)段模型風洞試驗得到的中跨跨中位移預測結果與氣彈模型風洞試驗基本一致,說明按并行錯孔布置的四幅橋具有良好的氣動性能,在檢驗風速范圍內不易發(fā)生渦振和馳振現象。需要說明的是,如果改變平行四幅橋之間的間距,大橋的氣動穩(wěn)定性可能發(fā)生顯著改變,因此對于間距的影響后續(xù)還將深入研究。

4 機理探討

從圖5～圖11可知,單幅橋節(jié)段模型會出現渦振和馳振,并列雙幅橋節(jié)段模型會出現渦振,并列三幅橋節(jié)段模型會出現馳振,但是并列四幅橋節(jié)段模型并不會出現明顯的風致振動。該節(jié)通過CFD技術分析斷面周邊瞬時渦量演變,解釋不同橋幅數量對橋梁氣動性能的影響。本節(jié)僅以并列雙幅橋和并列四幅橋節(jié)段模型為例,分析折算風速Vred=10(雙幅橋最大渦振振幅對應的風速)下的渦量演變規(guī)律。

4.1 計算模型及網格劃分

并列雙幅橋試驗方案和并列四幅橋試驗方案CFD計算簡圖如圖13所示,其中計算模型考慮了人行道欄桿、防撞欄桿、柵欄等,主梁斷面CFD計算幾何縮尺比取λL=1/40。

圖13 CFD計算簡圖Fig.13 Simplified CFD model

主梁斷面計算域確定如下:對于并列雙幅橋數值模擬,計算域長為30B、寬為20B的矩形區(qū)域,雙幅橋模型中心距計算域左側邊界及上下側邊界均為10B,距離右側邊界為20B;對于并列四幅橋數值模擬,計算域長為40B、寬為20B的矩形區(qū)域,雙幅橋模型中心距離計算域左側邊界及上下側邊界均為10B,距離右側邊界為30B;其中B為第二幅橋的主梁寬度,雙幅橋模型阻塞率約為0.06%,四幅橋模型阻塞率約為0.08%,均小于要求的5%。

計算域邊界條件:計算域左側邊界設置為速度入口邊界,計算域右側邊界設為壓力出口邊界,計算域上、下邊界均設為對稱邊界,主梁斷面(含附屬措施)設置為無滑移避免邊界。圖14所示為并列雙幅橋和并列四幅橋數值模擬計算域及邊界條件設置,圖15所示為并列雙幅橋和并列四幅橋CFD模型網格劃分圖。

圖14 計算域示意圖Fig.14 Computational domain

圖15 CFD模型整體網格劃分Fig.15 Global meshing of CFD model

4.2 試驗結果機理分析

圖16、圖17所示分別為3°風攻角下,并列雙幅橋節(jié)段模型和并列四幅橋節(jié)段模型在一個周期瞬時時刻值(0,T/4,2/T,3T/4)的瞬時渦量圖。

圖16 并列雙幅橋靜態(tài)繞流瞬時渦量圖Fig.16 Instantaneous vorticity of flow around sectional model of the twin parallel decks

圖17 并列四幅橋靜態(tài)繞流瞬時渦量圖Fig.17 Instantaneous vorticity of flow around sectional model of the four parallel decks

由圖16可以發(fā)現,對于并列雙幅橋,在尾流區(qū)域出現交替脫落的“卡門渦街”,結合試驗結果,可以推斷在尾流區(qū)域發(fā)生的周期性的漩渦脫落是誘發(fā)雙幅橋渦振的主要。

由圖17可以發(fā)現,并列四幅橋節(jié)段模型在一個周期內不同時刻的瞬時渦量圖基本一致,與并列雙幅橋類似,來流受到橋面板前緣的影響分別向斷面上、下側分離,但是在尾流區(qū)域沒有產生周期性的漩渦脫落,所以未產生明顯風致振動,與前文并列四幅橋3°風攻角下的試驗結果一致。

5 結 論

(1)并列多幅橋的氣動穩(wěn)定性受單幅橋氣動性能、風攻角和橋幅數量等眾多因素的影響。對于相同的風攻角,隨著橋幅數量的變化多幅橋的氣動性能可在渦振、馳振和抖振等多個狀態(tài)變化。

(2)與單幅橋、雙幅橋以及三幅橋相比,按小間距平行錯孔布置的四幅橋具有相對較穩(wěn)定的氣動性能,在試驗風速范圍內沒有發(fā)生大幅渦振和馳振發(fā)散現象,但由特征紊流引起的抖振較為明顯。

(3)對于并列多幅橋的豎向風致振動響應,一般下游橋大于上游橋。