高陡山區大跨度鋼箱梁懸索橋風致振動試驗和氣動外形優化

陳應高, 康 佳, 唐浩俊,3, 鄭凱鋒, 李永樂,3

(1.西南交通大學 土木工程學院,成都 610031; 2. 貴州省交通規劃勘察設計研究院股份有限公司,貴陽 550081;3. 風工程四川省重點實驗室,成都 610031)

在我國的西南山區,橫斷山脈與云貴高原受瀾滄江、金沙江以及怒江等的切割,峽谷溝壑遍地,地形表現出極大的落差。山區峽谷陣風強烈,風切頻繁,橋址區的風速場在空間分布復雜[1],受河谷走向急變及高陡山體的遮擋,來流風與水平面往往存在較大的夾角。當大跨度橋梁跨越高陡峽谷時,易受到大攻角強風的不利影響,對結構的抗風安全提出了更高的挑戰。橋梁的風致振動包括發散振動和限幅振動,也是大跨度橋梁在設計階段就需要考慮的控制性因素之一。

顫振是一種發散振動,當來流風速超過橋梁的顫振臨界風速時橋梁可能出現振幅不斷增大的扭轉振動或彎扭耦合振動。山區大跨度懸索橋多采用鋼桁加勁梁,而大風攻角下鋼桁加勁梁的顫振性能可能會出現明顯下降。王云飛等[2]對大風攻角范圍下的鋼桁梁大跨度橋的顫振臨界風速進行了測試并對比了多種氣動優化措施,發現大風攻角與小風攻角顫振性能差異明顯,且不同攻角對同種優化措施的敏感程度不同。Wang等[3]對山區大跨度鋼桁架懸索橋進行了節段模型風洞試驗,結論指出設置氣動翼板和中央穩定板有助于提高主梁的顫振臨界風速,且提高程度受安裝的位置和高度影響。郭俊杰等[4]考慮了山區可能出現的大攻角來流,以某大跨鋼桁梁懸索橋為對象,研究了不同風攻角下不同形式的穩定板對橋梁顫振性能的影響。

鋼箱梁是大跨度懸索橋加勁梁的另一種形式,在其兩側安裝風嘴可以使截面表現出流線體特性,有利于橋梁的顫振穩定性。隨著橋梁跨度不斷增大,采用分離式雙箱梁或多箱梁更有利于橋梁的顫振穩定性,例如土耳其1915恰納卡萊大橋,其主跨為2 023 m;我國的西堠門大橋,其主跨為1 650 m,都采用了分離式雙箱梁。但是,隨著來流風攻角的增大,流線型箱梁斷面逐漸表現出鈍體截面的特性,顫振性能同樣將發生明顯下降[5]。安偉勝[6]在研究龍江大橋顫振性能時指出,橋梁在正攻角下顫振性能較差,優化人行欄桿構造和增大透風率可以明顯改善主梁斷面的氣動性能。

渦激共振是一種限幅振動,也是大跨度懸索橋設計中需要重點考慮的問題。來流風經過鈍體主梁時易發生分離并在尾流側產生交替脫落的漩渦。當漩渦脫落頻率與橋梁的豎彎或扭轉頻率接近時,橋梁可能在周期性漩渦的激勵下發生豎向或扭轉方向的共振現象。鋼桁梁由縱橫交錯的桿件與橋面板組成,不同構件的漩渦脫落特性不同,且彼此之間存在明顯的氣動干擾現象,這在一定程度上減小了鋼桁梁發生渦激共振的可能性[7]。翟曉亮等[8]針對跨越高原峽谷的鋼桁梁懸索橋開展了風洞試驗,指出該橋設置中央穩定板前后均沒有在設計風速以下發生渦激共振現象。Fang等[9]研究了某鋼桁梁懸索橋的渦振性能,發現檢修道等附屬設施的存在可導致周期性漩渦脫落,造成橋梁發生扭轉渦振。鋼箱梁在大風攻角來流作用下的渦振問題較為突出。張佳[10]通過研究大跨度鋼箱梁懸索橋渦振性能發現,原斷面在+5°攻角發生了明顯的渦激共振,通過減小欄桿基石的高度可以有效抑制渦振;張建等[11]研究了導流板對扁平鋼箱梁斷面渦振性能的影響,結果表明緊貼風嘴的寬導流板能有效地抑制加勁梁渦振;朱思宇等[12]針對流線型扁平鋼箱梁的渦振性能進行了風洞試驗,指出較大的正攻角下人行道護欄會顯著影響橋面上方氣流漩渦的結構與位置,進而影響加勁梁的渦激振動性能。

由此可見,大跨度懸索橋結構纖柔,阻尼較小,加勁梁的自振頻率較低,容易發生風致振動。安裝氣動措施是提高橋梁顫振穩定性和減小渦振響應的最有效方法,可有效改善山區大跨度懸索橋的氣動措施包括中央穩定板、水平導流板、改變護欄透風率等。對于鋼桁梁與鋼箱梁在顫振優化上都有較好的應用。如設置中央穩定板是兩種橋型較為常用的方案,能較明顯提升顫振臨界風速,考慮到上橋面行車以及美觀問題,桁架中多考慮設置下中央穩定板或是不同高度的上下中央穩定板組合;導流板有水平導流板和斜導流板之分,鋼箱梁多在風嘴處設置,并可考慮不同傾角[13],鋼桁梁則多選擇在上橋面兩側或是桁架內側設置導流板;兩種橋型都有較多考慮對護欄的透風率和高度進行優化,端部護欄多增大透風率以減小對來流的分離作用,中央護欄多封閉以在一定程度上起到中央穩定板的效果[14]。但是,由于這些氣動措施的安裝,加勁梁的氣動外形將發生改變,故有利于加勁梁顫振性能的氣動優化措施不一定有利于渦振性能,而大攻角來流對橋梁抗風性能的不利影響則更進一步激化了這一矛盾性。

山區大跨度懸索橋采用鋼箱加勁梁的情況較少。為了更好地掌握高陡山區鋼箱梁懸索橋的抗風性能,明確氣動優化設計思路,充分考慮氣動優化措施在工程中的實用性并與試驗設計相結合。本文以主跨780 m的鋼箱梁懸索橋作為研究對象,針對橋梁顫振性能較差的問題,從提高護欄透風率、增設中央穩定板、改進風嘴構造3個途徑入手,對加勁梁的氣動外形進行了優化設計,并通過風洞試驗進行了驗證。同時,結合橋梁的渦振響應進一步評價了氣動優化設計思路的有效性,為山區大風攻角下的大跨度鋼箱梁懸索橋的氣動優化及其風洞試驗設計提供參考。

1 結構動力特性

1.1 工程背景

綠汁江大橋主橋采用單塔單跨懸索橋設計,全橋設有2根主纜,中心間距為28 m。綠汁江橋總體布置如圖1所示,主跨為780 m,主纜矢跨比為1 ∶11。橋塔全高156 m,采用C50混凝土橋塔。綠汁江大橋(見圖1)地勢起伏大,越嶺線路長,地形狹窄。峽谷兩側山高,氣流受阻,垂直方向氣候差異明顯,橋址區風特性復雜。

圖1 主橋立面布置圖(單位:m)Fig.1 Elevation of the bridge (m)

綠汁江大橋加勁梁用整體式鋼箱梁設計,箱梁高3 m,寬31.4 m,左右兩側布置有外側防撞護欄和檢修道護欄,中間布置有中央防撞護欄。在原設計方案中,外側防撞護欄高度為1.56 m。由于新的規范要求,后將兩側的防撞護欄高度增加到了1.9 m。1/2加勁梁的標準截面圖如圖2所示。此外,在防撞護欄的外側還設置了檢修道護欄,其下為擋水板。在橋面下側設置了檢修車軌道,其兩側為導流板。

圖2 綠汁江橋加勁梁標準斷面(mm)Fig.2 Standard cross-section of the girder (mm)

綠汁江大橋跨越高陡山區深大峽谷,周圍地勢起伏劇烈。根據JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設計規范》[15],對于一些特別地形地區,可增加均勻流場-7°和+7°風攻角下的顫振穩定性檢驗。另外,考慮到該橋位處平均風速隨攻角增大下降明顯,以及±7°時風洞試驗裸橋的阻塞率已經達到5.6%,確定了綠汁江大橋顫振檢驗時需要考慮的風攻角α,并再結合橋址區風特性的數值模擬[16],確定了各風攻角對應的設計基準風速U0和顫振檢驗風速Ucr,如表1所示。

表1 橋梁的設計風參數

1.2 結構動力特性

綠汁江大橋采用單塔鋼箱梁懸索橋方案,建模基于有限元分析軟件ANSYS分析橋梁結構的動力特性,在有限元模型中,加勁梁和主塔用Beam4單元進行模擬,材料分別為鋼材和C50混凝土。主纜采用高強鋼絲,用Link8桿單元進行模擬。主纜和加勁梁之間通過平行雙吊索連接,吊索采用Link8桿單元模擬,材料為鋼材。施加相應約束后,有限元模型如圖3所示。

圖3 橋梁的有限元模型Fig.3 Finite element model of the bridge

對橋梁進行模態分析,得到結構的動力特性。橋梁的顫振臨界狀態通常可由豎彎和扭轉基頻確定,考慮了一階對稱扭彎模態組合和一階反對稱扭彎模態組合,各模態頻率及振型如表2所示。將正對稱扭彎模態參數和反對稱扭彎模態參數分別代入計算平板顫振臨界風速的理論公式。這里考慮了JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設計規范》中所給出的Selberg公式和Van der Put公式,取它們的平均值對兩種模態組合進行評價。正對稱扭彎模態組合對應臨界風速僅為反對稱扭彎模態組合對應臨界風速的0.66倍。顯然,正對稱扭彎模態組合更不利,即綠汁江大橋的顫振臨界狀態由正對稱扭彎模態組合控制。

表2 橋梁的動力特性

2 橋梁顫振性能及優化對策

2.1 節段模型風洞試驗參數

試驗在西南交通大學XNJD-1工業風洞第二試驗段中進行,直接測試均勻來流作用下模型發生顫振失穩的臨界風速。試驗中,來流風向不變,通過旋轉模型的方式實現了0°,±3°,±5°,±7°風攻角的模擬。剛性模型由兩側各4根拉伸彈簧懸掛支撐,實現了可豎向振動和繞模型軸線轉動的二自由度振動系統。模型兩端設置了豎向端板,以減少端部三維繞流對模型氣動特性影響,保證節段模型風洞試驗的二維流場特性。安裝在風洞中的動力節段模型如圖4所示。在模型上游放置了眼鏡蛇三維脈動風速測量儀測試來流風速大小。

采用直接測量法進行顫振試驗時,要求模型系統滿足動力節段模型的相似律,即要求模型與原型的彈性參數、慣性參數和阻尼參數之間保持一致。節段模型按照1/45的幾何縮尺比嚴格模擬加勁梁的幾何外形,包括附屬設施。其中,護欄在滿足透風率等效的基礎上進行了適當的簡化。根據對顫振機理的認識,該橋正對稱扭彎模態組合更不利于其顫振穩定性,故根據一階正對稱扭轉和豎彎的模態參數確定了試驗系統的動力參數。模型系統較好地滿足了如表3所示。

表3 試驗系統的主要參數

2.2 橋梁的顫振臨界風速及優化思路

首先,通過風洞試驗測試了加勁梁原斷面的顫振性能,7個測試攻角下橋梁的顫振臨界風速如表4所示,并根據風速比將試驗風速換算至了實橋風速。由試驗結果可以看到,橋梁在零攻角和負攻角下的顫振性能良好,臨界風速大于檢驗風速,但橋梁在正攻角下的顫振性能較差,臨界風速小于檢驗風速。

表4 橋梁的顫振臨界風速

然后,對橋梁進行氣動優化設計,通過有效的優化措施提高橋梁在正攻角下的顫振性能。由試驗結果可以看到,橋梁的顫振臨界風速隨著正攻角的增大而明顯減小,且表現為單自由度扭轉顫振。結合前期研究成果,在大風攻角下,當來流風速高于橋梁的顫振臨界風速時,來流易在迎風側發生分離,并在端部形成大尺度漩渦,該漩渦在加勁梁扭轉振動的過程中向背風側轉移,使氣動力對結構做正功,成為驅動橋梁扭轉顫振的主要因素。將從以下3個方面對加勁梁的氣動外形進行優化:

(1)拆除端部的附屬設施,以減小對來流風的阻礙。需要說明的是,實際工程中無法對附屬設施進行拆除,此項比選的主要目的是確認以上對橋梁扭轉顫振驅動機理的討論。

(2)在橋面風嘴位置增設導流板,以增強對來流風的引導,減小端部漩渦的尺度及強度。

(3)在橋面中央增設豎向穩定板,阻礙迎風側漩渦向背風側移動,減小氣動力輸入的能量。

2.3 拆除端部附屬設施

在箱梁兩側設置風嘴可以使來流風更平順的經過橋面,降低流動的分離,但是該橋防撞護欄較高、透風率較小,且風嘴上還設置有檢修道,其下側為擋水板,這些附屬設施的存在可能造成來流的分離,弱化了風嘴的作用,降低了橋梁的顫振穩定性。為了確定以上分析,將橋面兩側的防撞護欄和檢修道護欄進行拆除,如圖5所示,標記為優化方案A。

圖5 優化方案A示意圖Fig.5 Diagram of the optimized scheme A

該組試驗工況的扭轉阻尼比為0.17%、豎彎阻尼比為0.25%。通過節段模型風洞試驗進行測試,采用優化方案A后,橋梁在+3°和+5°風攻角下的顫振性能得到顯著提升。當實橋風速大于72 m/s時,仍未出現顫振失穩現象。這反映了關于橋梁顫振原因分析的合理性。

2.4 風嘴處增設導流板

為了降低端部附屬設施的不利影響,在風嘴上側增設了導流板,以期使來流能夠更加平順地進入橋面,減少流動的分離,提高橋梁的顫振穩定性?？紤]到在工程中的應用性,與常規的橫向平行設置導流板的方案有一定區別,并進一步提出了短導流板和長導流板兩種方案。其中,短導流板連接擋水板邊緣及風嘴中部,原風嘴的角度并未改變,標記為優化方案B1;長導流板連接擋水板邊緣及風嘴邊緣,相當于增大了原風嘴的角度,標記為優化方案B2,如圖6所示。

圖6 優化方案B示意圖Fig.6 Diagram of the optimized scheme B

該組試驗工況的扭轉阻尼比為0.28%、豎彎阻尼比為0.29%,試驗結果如表5所示。結果表明,兩種優化方式均有效,正攻角下橋梁的顫振臨界風速明顯提升,各攻角下橋梁的顫振臨界風速均滿足檢驗風速的要求。其中,短導流板的設置沒有改變原先的風嘴角度,對橋梁的顫振性能更為有利。

表5 設置導流板后橋梁的顫振臨界風速

2.5 橋面中央增設豎向穩定板

除了通過設置導流板以削弱端部漩渦的生成外,還通過在橋面中央設置豎向穩定板以阻礙漩渦的移動。豎向穩定板的有效性已得到許多研究的驗證,在實際工程中也得到了較為普遍地應用。在一定的高度范圍內,隨著中央穩定板的高度增加,顫振優化效果也更好[17-19]。在本研究中,通過封閉內側防撞護欄以代替豎向穩定板,并考慮了兩種高度的穩定板。其中,矮穩定板高度與內側防撞護欄高度一致,標記為優化方案C1;高穩定板高度與外側防撞護欄高度一致,約為內側防撞護欄高度的1.4倍,標記為優化方案C2,如圖7所示。

圖7 優化方案C示意圖Fig.7 Diagram of the optimized scheme C

該組試驗工況的扭轉阻尼比為0.19%,豎彎阻尼比為0.31%,試驗結果如表6所示。當設置矮穩定板后,橋梁在+3°風攻角下的顫振臨界風速得到了明顯提升,但在+5°風攻角下的顫振臨界風速僅有小幅提升,其原因是端部漩渦的尺寸會隨著攻角的增大而增大,穩定板高度較低無法對漩渦的移動形成有效阻礙。增加穩定板高度后,橋梁在+5°風攻角下的顫振臨界風速也得到明顯提升,但在+7°風攻角下的顫振臨界風速僅有小幅提升。橋址區出現較大的正攻角的可能性要小,對應的顫振檢驗風速也較低.雖然+7°風攻角下橋梁的顫振臨界風速較低,但仍然滿足顫振檢驗風速的要求。此外,設置高穩定板后,橋梁在零攻角和負攻角下的顫振臨界風速沒有出現明顯下降,均大于顫振檢驗風速。

表6 設置穩定板后橋梁的顫振臨界風速

3 橋梁渦振性能

第2章對橋梁的顫振性能進行了測試和優化,發現在風嘴處增設導流板或在橋面中央增設穩定板都能夠有效提升橋梁的顫振性能,滿足顫振檢驗風速的要求。除了顫振穩定性以外,橋梁在常遇風速下可能出現的渦激共振也同樣需要關注。渦激共振是大跨度橋梁容易在低風速下出現的一種風致限幅振動。流線型箱梁在大風攻角作用下會逐漸表現出鈍體的特征,存在發生渦激共振的可能性[20-21]。因此,本章將比較設置這兩種氣動措施后,橋梁的渦振性能,并據此對兩種措施的有效性做進一步評價。

通過節段模型風洞試驗測試該橋的渦振響應,試驗參數與顫振試驗保持一致。來流為均勻流,逐步增大風速,測試模型的振幅大小。節段模型的渦振振幅ym與實橋的渦振振幅yp按式(1)進行換算[22]

(1)

式中,進行豎彎渦振振幅換算時n為幾何縮尺比,進行扭轉渦振振幅換算時n為1。

首先,測試了在風嘴處設置導流板后橋梁的渦振響應,同樣考慮了0°,±3°,±5°,±7°共7個風攻角。圖8和圖9分別給出了實橋豎向渦振振幅和扭轉渦振振幅隨實際風速的變化規律。由試驗結果可以看到,設置短導流板(優化方案B1)或長導流板(優化方案B2)后,橋梁的渦振響應呈現相似的規律。在負攻角下,橋梁沒有發生渦激共振現象;在零攻角下,橋梁發生了振幅較小的扭轉渦振;但在正攻角下,橋梁在豎直和扭轉方向均發生了幅度較大的渦激共振,且攻角越大振幅越大?？傮w來看,橋梁在+5°和+7°風攻角下的渦振響應最顯著,豎向渦振存在一個鎖定區間,扭轉渦振存在兩個相鄰較近的鎖定區間。各鎖定區間內,最大振幅對應的風速受攻角的影響較小。

圖8 采用優化方案B1后橋梁的渦振響應Fig.8 VIV response of the bridge with optimized scheme B1

圖9 采用優化方案B2后橋梁的渦振響應Fig.9 VIV response of the bridge with optimized scheme B2

然后,測試了在橋面中央增設豎向穩定板(封閉內側防撞護欄)后橋梁的渦振響應,考慮了0°,±3°,±5°共5個風攻角。由于采用優化方案C1時橋梁在+5°風攻角下的顫振臨界風速不能滿足檢驗風速的要求,故僅測試了優化方案C2對應的渦振響應。圖10給出了實橋豎向渦振振幅和扭轉渦振振幅隨實際風速的變化規律。與短導流板方案B1相比,安裝中央穩定板后橋梁的豎向渦振振幅有所降低,+5°風攻角下最大振幅降低了35.2%,但是橋梁在-3°風攻角下也出現了較為明顯的渦振。橋梁的扭轉渦振振幅有所增加,+5°風攻角下最大振幅增加了37.5%,且橋梁在所有測試攻角下都出現了明顯的渦振,對應的振幅和鎖定風速相近?？紤]到橋址區的來流出以負攻角為主,因此負攻角下橋梁存在發生渦振的可能更為不利。

圖10 采用優化方案C2后橋梁的渦振響應Fig.10 VIV response of the bridge with optimized scheme C2

JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設計規范》指出渦激共振檢驗宜在均勻流場、0.25倍設計紊流強度流場、橋址設計紊流強度流場中進行,并以0.25倍設計紊流強度流場作為最終渦激共振評價依據。橋梁縱向脈動風速的設計紊流強度Iu可按式(2)計算。

(2)

式中:Z為主梁的基準高度;z0為橋址區的地表粗糙高度。

該橋橋址區位于高陡山區,周圍被起伏劇烈的山體環繞,屬于D類地表,故地表粗糙高度z0為1.0 m。該橋橋面距離水面的高度為318 m,對跨越深切河谷的橋梁可按照上述高度的2/3確定主梁的基本高度Z為212 m。將以上參數代入式(2)可得該橋縱向脈動風速的設計紊流強度Iu為18.7%,故0.25倍的設計紊流強度為4.7%。在西南交通大學XNJD-1風洞中,在模型前方設置格柵板以形成紊流場,然后通過調整格柵板的透風率以及格柵板到模型的距離來更改紊流強度,以滿足試驗需要,如圖11所示。

圖11 紊流場中的節段模型Fig.11 Segmental model with turbulent flow

僅針對優化方案B1進行了測試,圖12給出了該橋在0.25倍設計紊流強度流場下渦激共振振幅最大值隨風速的變化關系。與圖8中的結果對比可以看出,在紊流場中,橋梁在7個測試風攻角下均未出現明顯的渦激共振現象。各攻角下橋梁的豎向振動、扭轉振動響應隨著風速的增加而增加。

圖12 紊流場中橋梁的渦振響應Fig.12 VIV response of the bridge with turbulent flow

4 結 論

本文對跨越高陡山區的大跨度鋼箱梁懸索橋的抗風性能進行了試驗研究,測試了不同風攻角下的顫振性能,發現較高的防撞護欄和風嘴上方的檢修道不利于橋梁在正攻角來流下的顫振穩定性。因此,設計了有利于橋梁顫振穩定性的氣動優化措施,并結合橋梁的渦振性能對氣動優化措施的有效性進行了評價,即在滿足顫振性能的基礎上盡可能減小渦振的產生,得到以下主要結論:

(1)在風嘴上側增設導流板可以有效改善橋梁的顫振穩定性。導流板的存在可以使來流風更加平順地進入橋面,減少流動的分離,有利于削弱大攻角來流下端部漩渦的生成。該措施的有效性與其長度有關,當導流板較長而覆蓋了整個風嘴時,相當于增大了原風嘴的角度,削弱了導流板的有效性。

(2)在橋面中央增設豎向穩定板也可以有效改善橋梁的顫振穩定性。隨著正攻角的增大,橋面迎風側大尺寸漩渦的形成及其向背風側的移動將成為驅動橋梁發生扭轉顫振的主要原因,故需要更高的穩定板才能有效阻礙漩渦移動,提升橋梁的顫振穩定性。

(3)導流板和穩定板的設置都可以提升橋梁的顫振性能,但在較低風速下橋梁都存在發生渦振的可能性。穩定板的設置能阻礙漩渦的移動,但并沒能改善來流在迎風側的分離,橋梁豎向渦振振幅減小,但扭轉渦振振幅增大,且在各測試攻角下均出現了較大的扭轉渦振;而導流板的設置可以在一定程度上改善來流的分離,抑制端部漩渦的產生,橋梁僅在較大的正攻角下才出現渦振。故兩種優化措施從抑振機制上存在區別,考慮到橋址區以負攻角來流為主,故設置穩定板不利于橋梁的渦振性能。

(4)本文選擇了山區較少使用的鋼箱梁懸索橋,在風洞試驗設計中選擇了-7°～+7°的大風攻角,并考慮了顫振氣動優化措施對渦振性能的影響。基于對顫振機理的認識,通過減小來流分離、阻礙漩渦移動兩個方面設計了氣動優化措施,在驗證措施的有效性后又進一步比較了它們對橋梁渦振的影響,相關方法和結論可為后續山區鋼箱梁的氣動優化提供參考。但本文仍存在一些局限性,如可采用精細程度更高的大比尺模型進行試驗,以提高渦振的測試精度;在措施選取上受實際工程應用性的限制,優化措施考慮較少,且試驗還可以考慮更大風攻角;另外,本文側重于試驗設計,缺少對內在研究機制的分析,后續可針對優化方案進行CFD分析,明確斷面附近流場情況以及漩渦的形成與移動情況,對斷面顫振和渦振的產生機理進行解釋。