搭載給水管的寬幅流線型鋼箱梁渦振性能及抑振措施研究

李春光, 李赫佳, 陳 賽, 韓 艷

(長沙理工大學 土木工程學院,湖南 長沙 410114)

隨著科技水平提高及社會經濟迅速發展,我國橋梁的跨徑不斷提升。但橋梁跨度的增加會導致結構整體剛度和阻尼的降低,使結構對風荷載更為敏感[1]。因此對橋梁風致振動的研究至關重要。此外,橋梁上的一些附屬構件的設置使得主梁的氣動外形發生改變,來流受構件干擾易產生顯著的氣流分離和周期性旋渦脫落,當渦脫頻率和結構自身振動的某階固有頻率一致時便發生渦激共振現象。渦激共振雖不破壞橋梁結構,但是低風速下經常會發生小幅限幅振動,影響到橋梁結構的正常使用,使結構遭到疲勞破壞[2]。因此,將渦振振幅限制在容許范圍內也至關重要。

橋梁結構常用的主要抗風措施有結構措施、氣動措施和機械措施。氣動措施是實際改善橋梁結構抗風穩定性最經濟、有效、易實現的措施,通過改變結構的氣動外形來達到減小風致振動的目的[3]。由于氣動措施簡單有效,已成為目前橋梁抗風設計中優先采用的方法,也受到研究人員的廣泛關注。胡傳新等[4]以某典型閉口箱梁斷面為研究對象,進行了大尺度節段模型測振、測壓風洞試驗和CFD數值模擬,結合渦振響應、表面風壓時頻特性和流場特征,對比闡述了欄桿扶手抑流板抑振機理;許福友等[5]和郭增偉等[6]分別基于某流線箱梁基本斷面和成橋斷面,從箱梁表面氣動力時頻特性的角度分析了欄桿扶手抑流板抑制渦振機理。崔欣等[7]通過風洞試驗研究了欄桿透風率對渦振特性的影響,發現降低欄桿透風率可有效抑制主梁的渦激振動,并從能量層面揭示其抑振機理。

機械阻尼措施主要通過外加阻尼器來提高結構阻尼,耗能減振,從而抑制風致振動的目的。陳政清等[8-9]研究了結構阻尼對渦振性能的影響,結果表明渦振振幅會隨著阻尼比的增大而顯著減小。黃林等[10]研究外置縱向排水管對扁平箱梁渦振性能的影響,發現沿橋縱向設置外置排水管會顯著降低主梁渦振性能,并通過數值模擬發現外置縱向排水管會加劇斷面下表面斜腹板處的旋渦脫落現象,在排水管處設置導流板與水平穩定板能顯著減弱斜腹板處的旋渦脫落現象,起到抑振主梁渦振的作用。祝志文等[11]對帶防撞護欄的扁平箱梁進行數值模擬,能有效預測高階模態渦振鎖定區間和渦振振幅,并研究了阻尼比對渦激振動的影響,得到隨著阻尼比的增大高階模態渦激振動響應逐漸變小甚至消失。結構渦振影響因素比較復雜,目前已有相關研究探索其渦振發生的機理。Paidoussis等[12]歸納了渦振在不同斷面下的發生機理,指出橋梁主梁斷面渦振主要與4種典型渦脫有關:頂部渦脫、尾部渦脫、交錯渦脫以及頂部碰撞渦脫。胡傳新等[13]研究了流線型箱梁斷面渦振發生機制,發現下底板處產生的分離旋渦是渦振發生的主要驅動因素。

本文以主梁寬度為47 m的某大橋為工程背景,制作了縮尺比為1 ∶50的主梁節段模型,通過風洞試驗結合數值模擬的方法研究其渦振性能。通過試驗和數值模擬對比了Ⅰ型、Ⅱ型斷面形式的主梁渦振性能,并研究分析了阻尼比對主梁渦振性能的影響,考察了降低欄桿透風率、設置抑流板的抑振效果,研究結果可為類似橋梁結構的渦振抑制提供參考。

1 節段模型風洞試驗

1.1 工程概況

本例主橋結構形式為單塔鋼箱梁斜拉橋,跨徑布置為(256+50+40+40)m,邊中跨比為0.508。主梁采用閉口流線型鋼箱梁,梁寬47 m,梁高3.5 m。橋型布置如圖1所示,鋼箱梁斷面如圖2所示。

圖1 橋型布置圖(單位:m)

1.2 試驗簡介

主梁節段模型采用1 ∶50的幾何縮尺比,模型長1.54 m、寬0.94 m、高0.07 m。模型骨架采用不銹鋼框架制作而成,外衣采用優質PVC板制作,以保證幾何外形的相似。主梁節段模型風洞試驗參數如表1所示。主梁節段模型由八根拉伸彈簧懸掛在支架上,以構成豎向自由度與扭轉自由度的二自由度振動系統,如圖3所示。

表1 節段模型試驗的模型主要參數

圖3 加勁梁節段模型

1.3 Ⅰ型斷面及Ⅱ型斷面試驗結果分析

根據JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設計規范》[14],鋼箱梁橋的阻尼比建議取0.3%。

關于大跨懸索橋渦振振幅限值的相關研究中,華旭剛等[15]發現雖然規范適用于跨徑200 m以下的橋梁,但對更大跨度的橋梁而言,采用規范推薦公式計算的允許振幅結果反而更加嚴格,所以大跨度懸索橋按規范公式計算渦振容許振幅是偏安全的。扭轉渦振同理。

故按該橋一階自振頻率計算主梁的渦振振幅允許值,主梁的豎向和扭轉渦振振幅允許值分別為0.068 6 m、0.078 9°。

1.3.1 Ⅰ型斷面渦振性能試驗分析

Ⅰ型斷面主梁進行豎彎阻尼比ξv=0.18%,扭轉阻尼比ξt=0.17%的風洞試驗,試驗結果如圖4所示,其中橫坐標是無量綱風速U/fvB(或U/ftB),U是試驗風速,fv是模型豎彎頻率,ft是模型扭轉頻率,B是模型截面寬度。結果表明,給水管設置在主梁風嘴里,-3°迎風攻角下未出現渦振現象;0°迎風攻角下,折減風速為1.9(實橋風速在12 m/s)左右時,出現豎向渦振響應,最大響應振幅為允許振幅的54%,折減風速為2.7(實橋風速17 m/s)左右時,出現扭轉渦振響應,最大響應振幅為允許振幅的58%;+3°迎風攻角下,主梁分別出現了2個豎向渦振區間和1個扭轉渦振區間;第一個豎向渦振風速區間折減風速為1.42～1.9(實橋風速9～12 m/s),豎向渦振最大振幅為規范限值的60%;第二個豎向渦振風速區間折減風速為2.37～3.17(實橋風速15～20 m/s),主梁豎向渦振最大響應振幅為80.4 mm,超過規范限值;扭轉渦振區風速折減風速3.8～4.6為(實橋風速24～29 m/s),主梁扭轉渦振最大響應振幅為0.092°,為規范限值的117%。

1.3.2 Ⅱ型斷面渦振性能試驗分析

Ⅱ型斷面主梁進行阻尼比ξv=0.18%,ξt=0.17%的風洞試驗,試驗結果如圖5所示。由圖5可知,給水管設置在橋面上,主梁在0°、±3°攻角下均未出現渦振響應,主梁渦振性能良好。

圖5 Ⅱ型斷面不同攻角下的渦振響應

對比Ⅰ型、Ⅱ型斷面主梁的渦振性能,風洞試驗結果表明,Ⅰ型斷面主梁豎向渦振最大響應振幅為80.4 mm,主梁扭轉渦振最大響應振幅為0.092°,均超過規范允許限值,而Ⅱ型斷面主梁未出現渦振現象,主梁渦振性能更優。

2 數值模擬機理分析

為探究Ⅰ型原斷面和Ⅱ型斷面不同渦振性能的作用機理,采用CFD數值模擬計算方法來進行渦振流場模擬,通過主梁斷面的流場旋渦分布形式,揭示其渦振的作用機理。

2.1 網格及計算設置

計算域網格采用“剛性域+動網格域+靜網格域”方法,在加勁梁壁面外嵌一個“剛性域”以保證網格運動更新時斷面附近的網格質量,以精確捕捉加勁梁近壁面的流場?！皠傂杂颉眱炔捎梅墙Y構化的四邊形網格按型函數以一定的增長率向外增長;“動網格域”采用非結構三角形網格按一定的增長率往外增長,整體網格的歪曲率控制在0.6以下。整體計算域及部分局部網格如圖6所示。數值模型尺寸與風洞試驗尺寸一致,采用1 ∶50的縮尺比。上、下邊界距離主梁中心為3B,左右側邊界距離加勁梁中心為6.25B和10.25B,阻塞率為2.24%,滿足阻塞率低于3 %要求(B為主梁節段模型的橋面寬度)。左側邊界和下側邊界采用速度入口(velocity-inlet),上側邊界和右側邊界設置為壓力出口(pressure-outlet),主梁壁面設置為光滑Wall壁面。主梁表面的最小網格尺寸為0.003 m,即邊界層的首層網格高度。邊界層有10層,首層網格高度為0.003 m,增長率為1.13。剛性域設置的型函數,最小網格為0.01 m,最大網格為0.5 m,增長率設置1.09。

圖6 計算域以及部分局部網格

湍流模型采用SIMPLEC算法求解速度-壓力耦合問題,時間精度采用二階隱式。對網格數量為185 205、254 958和357 587的網格進行網格無關性測試,選用0.002 s、0.001 s、0.000 5 s的時間步長進行時間步長無關性驗證,以主梁的靜三分力系數風洞試驗值為參考值,測試結果表明網格總數為254 958、時間步長為0.001 s的測試結果最優,具體比較如表2所示。橋梁斷面近壁面網格YPlus值基本在2以下,如圖7所示。

表2 靜三分力系數對比

圖7 近壁面第一層網格Y+值

2.2 計算結果以及措施機理分析

圖8是Ⅰ型斷面和Ⅱ型斷面在+3度攻角各個風速下主梁數值模擬計算得到的豎向渦振響應曲線,數值模擬計算結果顯示,Ⅰ型斷面主梁發生豎向渦振的主區間折減風速為2.5～3.2(實橋風速為16～21 m/s),最大豎向渦振響應振幅為97.35 mm。Ⅱ型斷面明顯沒有渦振的發生,證明水管的外置抑制了主梁的渦振。

圖8 數值模擬計算結果與風洞試驗對比

數值模擬計算結果與風洞試驗對比,數值模擬計算得到的主梁豎向振動趨勢與風洞試驗相同,而渦振振幅存在一定誤差以及渦振區間有后移,造成誤差的原因一方面與風洞試驗和數值模擬的阻尼誤差有關,另一方面與二維數值模型的簡化及“三維效應”有關。數值模擬的渦激振動區間及振幅隨風速變化趨勢與風速試驗結果較為吻合,驗證了數值模擬方法的可靠性。

基于數值模擬的計算結果,通過Tecplot軟件進行后處理并分析主梁斷面在做等幅振動期間的一個周期的旋渦分布及脫落情況,圖9是主梁豎向位移周期示意圖。

圖9 主梁運動周期示意圖

圖10列出了Ⅰ型原斷面nT、nT+1/4T、nT+1/2T、nT+3/4T時刻的壓力云圖,從nT至nT+1/4T時刻,主梁上表面的壓力變小,對應下表面壓力變大,故主梁向上運動,從nT+1/4T至nT+3/4T,主梁上表面的壓力逐漸變大,下表面的壓力變小,故主梁向下運動,從nT+3/4T至nT+T,上表面的壓力又逐漸變小,下表面的壓力變小,主梁向上運動。

圖10 各個時刻壓力云圖

圖11給出了Ⅰ型原斷面在一個運動周期內的瞬時渦量演化圖。可知氣流沿著迎風側主梁上斜腹板與來流方向成一定角度斜向上流動,在人行道欄桿與邊防撞護欄發生分離后生成一個尺寸較大的旋渦向中部移動,在經過中央防撞欄桿會被打散成幾個較小的旋渦向下游移動,通過下游邊防撞護欄和人行道欄桿后在A1處生成幾個較大的旋渦,與下表面的旋渦發生交替脫落形成典型的卡門渦街。

圖11 不同時刻的渦量圖

圖12是Ⅱ型斷面在流場穩定后的渦量圖,不同時刻的渦量圖變化較小。水管外置于橋面上,主梁上表面B1處生成了一系列小的旋渦向后脫落逐漸消散,相較Ⅰ型斷面的上表面,中下游沒有明顯的旋渦分離與再附。在尾部A1處,漩渦尺寸相比Ⅰ型斷面小很多,沒有發生交替旋渦脫落。水管的外置大大降低了旋渦尺寸并抑制了Ⅱ型斷面尾部的旋渦脫落,進而抑制了渦振。

3 結構措施研究

為了抑制渦振振幅,針對Ⅰ型斷面最不利的+3°風攻角工況,開展了4種不同結構阻尼比的渦振試驗。豎彎阻尼比取值分別為0.27%,0.5%,0.71%,0.9%,對應扭轉阻尼比分別為0.26%,0.48%,0.7%,0.84%。試驗結果如圖13所示,圖13中標注僅為豎彎阻尼比。風洞試驗通過彈簧纏繞膠帶來改變其阻尼比,進行節段模型的自由振動衰減試驗測量得到各試驗工況的豎彎阻尼比與扭轉阻尼比。

圖13 Ⅰ型斷面不同豎彎阻尼比下的渦振響應

試驗結果表明,逐漸提高結構阻尼比,主梁的渦振響應振幅逐漸降低,同時阻尼比的改變基本不改變渦振鎖定區間,因此,可以判斷阻尼比的增大不會改變斷面的Strouhal數,而會改變Scruton數。

相關研究表明[16],豎向渦振振幅和扭轉渦振振幅均與阻尼比呈近似線性反比關系。渦振振幅主要受Scruton數等參數控制,Scruton數的計算公式為

Scv=4π·m·ξv/(ρBD)

(2)

Sct=4π·I·ξt/(ρB2D2)

(3)

式中:Scv和Sct分別為豎向渦振和扭轉渦振對應的Scruton數;ξv和ξt分別為豎彎和扭轉阻尼比;ρ為流體密度;B和D為結構斷面特征尺寸。結合本橋相關結構參數可得I/mBD=1.471>1,計算出Sct遠大于。豎彎阻尼比由0.18%增加到0.27%,豎向渦振最大振幅由80.4 mm減小到59 mm,降低幅度為26.8%;扭轉渦振最大振幅由0.092°減小到0.037°,降低比率為59.8%。隨著阻尼比的提高,扭轉渦振振幅降低的幅度更大,說明阻尼比的提高對扭轉渦振的抑制比較明顯,對豎向渦振的抑制作用相對較低。

隨著阻尼比的增加,最大振幅降低的幅度逐漸減小?？梢姕u振振幅對結構阻尼比較敏感,同時可以再次證明阻尼比提高后通過增大Scruton數來減小渦振振幅。

4 氣動措施研究

氣動措施是提高斷面渦激振動性能的采用方法。針對Ⅰ型斷面+3°風攻角出現的渦激振動現象,設計不同的氣動控制措施方案,其中主要包括降低欄桿透風率、設置抑流板。

4.1 降低欄桿透風率

已有研究表明,主梁渦振性能對附屬裝置如欄桿、防撞欄桿等位置及形狀非常敏感。因此,提出了兩種人行道欄桿封閉方案及一種防撞欄桿封閉方案,方案圖如圖14所示。由于扭轉渦振變化規律與豎向渦振相似,本文只給出豎向渦振的結果。不同欄桿封閉方案下主梁的豎向渦振響應如圖15所示。

圖14 斷面布置及欄桿封閉方案圖(單位:m)

圖15 Ⅰ型斷面不同欄桿封閉形式的渦振響應

圖15結果表明:采用優化方案1如圖14(b)最外側欄桿封閉方案,封閉欄桿沒有減小豎向渦振的最大振幅,反而使最大振幅增大為原方案最大幅值的107%。采取優化方案2如圖14(c)最外側欄桿封閉方案,對主梁的豎向渦振有一定的抑制作用,豎向渦振最大振幅為規范限值的87%。采取優化方案3不能減小豎向渦振的最大幅值。綜上所述,優化方案1、3對主梁豎向渦振的抑制效果不滿足規范要求。優化方案2此優化方案能降低振動幅值,但不能有效抑制渦振。上述三種為抑制渦振而采取的改變人行道欄桿和防撞欄桿的透風率的方案,均不能有效抑制渦振。

鋼箱梁斷面上的人行道欄桿,可比擬為H形斷面的翼緣板,與主梁一起形成“半H形”斷面。由于其鈍化了斷面,當氣流流經主梁斷面時,斷面上下均易產生不利于氣動穩定的旋渦,從而在橋面和梁底的上游產生較大的脈動壓力。優化方案2中,人行道欄桿上緣縱向封閉,能夠抑制較大旋渦的產生,形成許多小的旋渦,削弱脈動壓力強度,從而能抑制橋面旋渦,對主梁豎向渦振有一定的抑制作用。

4.2 設置欄桿抑流板

針對斜拉橋Ⅰ型斷面在+3°風攻角條件下渦振振幅最大的不利情況,測試了設置欄桿抑流板(水平傾角35°、寬度0.25 m)對渦振振幅的抑制效果。抑流板的設置如圖16所示。

圖16 斷面布置圖及欄桿抑流板設置圖(單位:m)

由圖17結果表明,主梁豎向渦振最大振幅由80.4 mm減小為8 mm,降低幅度為90%;主梁扭轉渦振最大振幅由0.092°減小到0.015°,降低幅度為83.7%。設置欄桿抑流板能夠有效抑制Ⅰ型斷面主梁豎向渦振及扭轉渦振的發生,顯著改善了主梁的氣動穩定性能。

圖17 Ⅰ型斷面與加設抑流板主梁的渦振響應

究其原因,設置欄桿扶手抑流板主要改變了斷面上表面區域流場分布,由于氣流在抑流板后分離,在其后產生連續的旋渦脫落,改變了下方氣流移動路徑,抑制了主導原始斷面渦振的上表面主導渦,形成了小尺度旋渦,從而抑制了主梁發生渦激共振。

5 結 論

本文以某鋼箱梁斜拉橋為背景,通過節段模型風洞試驗研究了給水管不同設置位置、阻尼比、欄桿透風率及欄桿抑流板對主梁渦振性能的影響,通過數值模擬,研究了給水管不同位置的渦振抑制機理,得出如下結論:

(1)給水管設置在橋面上,主梁無渦振現象發生;給水管設置在橋梁風嘴內,主梁渦振性能隨迎風攻角增大逐漸變差,且較易發生多鎖定區間的渦振。

(2)數值模擬結果對比,Ⅱ型斷面將水管外置可以降低主梁的上表面的旋渦尺度,從而抑制渦振。

(3)阻尼比提高后是通過增大Scruton數來減小渦振振幅達到抑制渦振的效果,且阻尼比的提高對扭轉渦振的抑制較對豎向渦振的抑制效果更加明顯。

(4)降低人行道欄桿及中央防撞欄桿透風率對抑制渦振效果不佳;設置欄桿抑流板能改變了斷面上表面區域流場分布,將主梁豎向渦振最大振幅由80.4 mm減小為8 mm;主梁扭轉渦振最大振幅由0.092°減小到0.015°,對渦振抑制效果明顯。