大跨度雙幅非對(duì)稱平行主梁渦激振動(dòng)干擾效應(yīng)研究

宋玉冰, 遆子龍, 楊 凌, 李永樂, 李澤騰

(西南交通大學(xué) 橋梁智能與綠色建造全國重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 611756)

當(dāng)風(fēng)流經(jīng)鈍體表面時(shí),鈍體周圍的邊界層會(huì)發(fā)生流動(dòng)分離從而產(chǎn)生漩渦脫落。周期性的漩渦脫落會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)施加振蕩力,當(dāng)渦脫頻率接近結(jié)構(gòu)自振頻率時(shí)會(huì)被結(jié)構(gòu)振動(dòng)頻率所“捕獲”,從而產(chǎn)生鎖定現(xiàn)象。在鎖定區(qū)間內(nèi),結(jié)構(gòu)可能發(fā)生大幅渦激振動(dòng)(vortex induced vibration, VIV)[1-2]。大跨度橋梁是典型的柔性結(jié)構(gòu),具有固有頻率低、流動(dòng)分離點(diǎn)固定等特點(diǎn),易受渦激振動(dòng)的影響,如西堠門大橋[3]、虎門大橋[4]等。頻繁的渦振會(huì)嚴(yán)重危害行車安全性,以及使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生疲勞破壞。因此,渦激振動(dòng)是大跨度橋梁設(shè)計(jì)建造中的重要研究課題。

隨著交通量的日益增長及鐵路選線的要求,在原橋址附近新建橋梁從而構(gòu)成平行雙幅橋的案例越來越多,如天津河海大橋[5]。亦或是為了提高建設(shè)效率而直接修建分離式雙幅橋,如青島膠州灣大橋、佛山平勝大橋等。由于平行雙幅式橋梁的主梁間距較近,在風(fēng)的作用下,主梁間存在著顯著的氣動(dòng)干擾效應(yīng),其對(duì)主梁的靜風(fēng)荷載、渦振響應(yīng)、顫振穩(wěn)定性等都具有顯著影響。

針對(duì)雙幅橋梁的氣動(dòng)干擾效應(yīng)已有諸多學(xué)者進(jìn)行了研究。劉志文等[6-7]系統(tǒng)研究了氣動(dòng)干擾效應(yīng)對(duì)三分力系數(shù)的影響,發(fā)現(xiàn)背風(fēng)側(cè)主梁三分力系數(shù)受干擾效應(yīng)影響更為顯著。劉志文等[8]又研究了氣動(dòng)干擾效應(yīng)對(duì)雙幅斷面顫振穩(wěn)定性的影響,并總結(jié)了氣動(dòng)干擾對(duì)顫振臨界風(fēng)速的影響規(guī)律。相較于顫振,渦激振動(dòng)發(fā)生在常遇風(fēng)速下,且相較于單梁,雙幅主梁的渦振特性更為復(fù)雜。Seo等[9]在一座具有相同斷面的平行雙幅斜拉橋上觀測(cè)到氣動(dòng)干擾效應(yīng)放大了主梁的渦激振動(dòng)響應(yīng)。譚彪等[10]以雙邊工字鋼式疊合梁平行雙幅橋?yàn)閷?duì)象,基于階段模型風(fēng)洞試驗(yàn),研究了主梁間距對(duì)渦振性能的影響,并與單幅梁進(jìn)行了對(duì)比。結(jié)果表明,氣動(dòng)干擾效應(yīng)放大了渦振幅值及鎖定區(qū)間寬度。周奇等[11]通過全橋氣彈試驗(yàn)對(duì)雙幅斜拉橋的渦振特性進(jìn)行了評(píng)估,推導(dǎo)了高階渦振最大振幅的估算公式,并研究了多孔板對(duì)渦振的抑振效果。Park等[12-13]以相同截面形狀的雙幅斜拉橋?yàn)楸尘?研究了主梁固有頻率和主梁間距對(duì)雙幅斜拉橋渦振性能的影響。

然而,雙幅橋梁的建設(shè)不僅只局限于相同斷面,為滿足公鐵兩用的需求,公鐵平行雙幅橋的設(shè)計(jì)也逐漸增多。由于公路橋梁與鐵路橋梁的動(dòng)力特性及尾流特性差異較大,使得這種雙幅非對(duì)稱平行主梁的渦振特性更為復(fù)雜。從上述文獻(xiàn)可以看出,目前對(duì)于雙幅橋梁氣動(dòng)干擾效應(yīng)的研究主要基于相同斷面,而非對(duì)稱雙幅主梁氣動(dòng)干擾效應(yīng)研究目前所見報(bào)道較少。因此雙幅非對(duì)稱平行主梁渦振干擾效應(yīng)的研究具有重要意義。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

本研究以一座非對(duì)稱雙幅橋梁為背景,其中,橋型為高速鐵路與高速公路同層并排設(shè)計(jì)的雙塔單跨斜拉橋。鐵路梁與公路梁相互獨(dú)立,全橋長1 056 m,主跨608 m。橋塔為雙菱形橋塔,公路橋塔與鐵路橋塔共用同一地基并在下橫梁位置處固接。橋式立面布置,如圖1所示。鐵路斷面采用流線型箱梁,高4.50 m,寬23.60 m,公路斷面采用雙邊工字鋼式鋼混疊合梁,高3.85 m,寬36.00 m。兩主梁底部標(biāo)高相同,中心距離為42.70 m,如圖2所示。

圖1 橋式立面布置圖(m)Fig.1 The elevation layout of bridge (m)

圖2 公鐵雙幅橋斷面(m)Fig.2 Cross-section of twin decks (m)

考慮實(shí)際情況中公路梁與鐵路梁動(dòng)力特性差異較大,雙梁同時(shí)發(fā)生渦振的案例較少,且在風(fēng)洞試驗(yàn)過程中,由于彈簧加工的不確定性及結(jié)構(gòu)阻尼比對(duì)頻率的影響,難以保證兩節(jié)段模型處于同一風(fēng)速比下。風(fēng)速比的差異將導(dǎo)致試驗(yàn)與實(shí)際情況不符。綜合以上考慮,本次試驗(yàn)采用“彈性梁+干擾梁”的形式進(jìn)行,即測(cè)試梁為彈性梁,梁體由四對(duì)線性彈簧懸掛,具有垂直和扭轉(zhuǎn)兩個(gè)方向的自由度,并使用質(zhì)量塊為其附加質(zhì)量,以保證模型與實(shí)橋具有相似的動(dòng)力特性。干擾梁為固定約束,用以提供氣動(dòng)干擾。

采用1∶60縮尺比的節(jié)段模型進(jìn)行試驗(yàn),該縮尺比滿足雙梁整體在±3°攻角下的阻塞率要求(<5.0%)。節(jié)段模型由ABS(acrylonitrile butadiene styrene)高強(qiáng)度塑料板及松木制成,以確保其具有足夠的剛度滿足二維試驗(yàn)理論。模型包括防撞護(hù)欄、縱梁、橫隔板、加勁肋及列車軌道等,還原了實(shí)橋的各種附屬設(shè)施。試驗(yàn)在XNJD-1風(fēng)洞第二試驗(yàn)段進(jìn)行,該試驗(yàn)段高2.00 m,寬2.40 m,風(fēng)速范圍0～45.0 m/s。分別以公路梁與鐵路梁為測(cè)試對(duì)象進(jìn)行了三個(gè)風(fēng)攻角下的測(cè)試(α=0°,±3°),這里需要注意的是雙幅橋梁節(jié)段模型風(fēng)攻角的調(diào)整是雙梁繞同一軸整體的旋轉(zhuǎn)。試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置,如表1所示。試驗(yàn)裝置與現(xiàn)場(chǎng),如圖3和圖4所示。

表1 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)相似性尺度和參數(shù)設(shè)置Tab.1 Similarity scale and parameter settings of segmental model wind tunnel test

圖3 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of the test

圖4 風(fēng)洞試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.4 Wind tunnel test site

由于公路梁與鐵路梁面對(duì)風(fēng)荷載時(shí)的力學(xué)行為相似,因此參考我國JTG/T 3360-01—2018 《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[14],兩主梁豎向和扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)允許幅值由式(1)計(jì)算所得

(1)

(2)

式中:hα為實(shí)橋豎向渦激振動(dòng)振幅的最大允許幅值;fvs為主梁豎向振動(dòng)頻率;θα為實(shí)橋扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)的最大限值;fts為主梁扭轉(zhuǎn)頻率。基于規(guī)范可以得出,公路梁的豎向渦振限值為127.88 mm,扭轉(zhuǎn)渦振限值為0.21°。鐵路梁的豎向渦振最大允許幅值為128.04 mm,扭轉(zhuǎn)渦振限值為0.21°。當(dāng)風(fēng)速達(dá)到30.0 m/s時(shí),橋梁已停止運(yùn)營,因此,本次試驗(yàn)的風(fēng)速選取換算為實(shí)橋后為0～30.0 m/s風(fēng)速區(qū)間進(jìn)行測(cè)試。位移時(shí)程信號(hào)由非接觸式激光位移傳感器采集,信號(hào)采樣頻率為256 Hz。

2 雙幅非對(duì)稱平行主梁渦激振動(dòng)特性

2.1 公路梁渦振特性

根據(jù)公路梁位于迎風(fēng)側(cè)的試驗(yàn)結(jié)果,如圖5所示。由圖5可知,當(dāng)公路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),在三種不同來流攻角下,主梁在豎向和扭轉(zhuǎn)方向均發(fā)生了不同程度的渦激振動(dòng)。其中,豎向渦振基本鎖定在8.5～12.0 m/s及15.0～30.0 m/s兩個(gè)風(fēng)速區(qū)間,前者鎖定風(fēng)速范圍及振幅均較小,最大振幅為50.4 mm,出現(xiàn)在風(fēng)攻角為0°時(shí),為方便描述將其稱為第一渦振區(qū)間。而在15.0～30.0 m/s風(fēng)速范圍內(nèi)(稱為第二渦振區(qū)間),主梁發(fā)生大幅豎向振動(dòng),三種攻角下的豎向起振風(fēng)速均在15.0 m/s左右,最大振幅為178.1 mm,出現(xiàn)在0°攻角。

(a) 豎彎渦振幅值

(b) 扭轉(zhuǎn)渦振幅值圖5 公路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)試驗(yàn)結(jié)果Fig.5 Test results with highway on the windward side

同樣,攻角的變化對(duì)扭轉(zhuǎn)響應(yīng)也具有一定影響。大幅扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間基本鎖定在15.0～30.0 m/s,與豎向渦振區(qū)間重合,表現(xiàn)為彎扭耦合現(xiàn)象。典型的彎扭耦合位移時(shí)程,如圖6所示。三種攻角下的扭轉(zhuǎn)幅值具有相似的發(fā)展趨勢(shì),扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)均在23.0 m/s附近達(dá)到規(guī)范限值,其中最大扭轉(zhuǎn)渦振幅值出現(xiàn)在0°攻角,風(fēng)速為27.6 m/s,振幅為0.54°,遠(yuǎn)超規(guī)范限值。綜合公路梁位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)的豎向和扭轉(zhuǎn)響應(yīng)可以看出,當(dāng)公路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),渦振性能均較差,最不利風(fēng)攻角為0°。

圖6 公路典型位移時(shí)程(U=25.29 m/s)Fig.6 Typical displacement time history of highways(U=25.29 m/s)

公路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)的試驗(yàn)結(jié)果,如圖7所示。由于受到迎風(fēng)側(cè)鐵路的遮擋與氣動(dòng)干擾,公路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)未見明顯扭轉(zhuǎn)振動(dòng),僅在豎彎方向存在微弱振動(dòng),且幅值遠(yuǎn)低于規(guī)范限值。由此可見,對(duì)于自身渦振性能較差的公路梁,位于背風(fēng)側(cè)時(shí)受氣動(dòng)干擾效應(yīng)的影響,渦振幅值顯著減小。

(a) 豎彎渦振幅值

(b) 扭轉(zhuǎn)渦振幅值圖7 公路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)試驗(yàn)結(jié)果Fig.7 Test results with highway on the leeward side

2.2 鐵路梁渦振特性

鐵路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)的試驗(yàn)結(jié)果,如圖8所示。由圖8可知,在三種攻角來流下,豎彎和扭轉(zhuǎn)均未發(fā)生明顯振動(dòng)。而當(dāng)鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí),在豎彎和扭轉(zhuǎn)方向均發(fā)生了大幅振動(dòng),如圖9所示。其中,豎向最大幅值出現(xiàn)在0°攻角,實(shí)橋振幅達(dá)到了360.5 mm,扭轉(zhuǎn)渦振最大幅值同樣出現(xiàn)在0°攻角,最大振幅為0.31°,均超過了規(guī)范限值。鐵路梁在振動(dòng)區(qū)間內(nèi),振幅迅速增長至最大值,隨后又迅速下落,未見明顯鎖定區(qū)間。

(a) 豎彎渦振幅值

(b) 扭轉(zhuǎn)渦振幅值圖8 鐵路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)試驗(yàn)結(jié)果Fig.8 Test results with railway on the windward side

(a) 豎彎渦振幅值

(b) 扭轉(zhuǎn)渦振幅值圖9 鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)試驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Test results with railway on the leeward side

對(duì)鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)的試驗(yàn)結(jié)果做進(jìn)一步分析。當(dāng)風(fēng)攻角為0°時(shí),在16.70 m/s、17.21 m/s、17.66 m/s風(fēng)速下的位移時(shí)程,如圖10所示。

(a)

(b)

(c)圖10 鐵路梁典型位移時(shí)程Fig.10 Typical displacement time history of railway deck

由圖10可知:當(dāng)風(fēng)速為16.70 m/s時(shí),幅值隨時(shí)間輕微波動(dòng),主梁振動(dòng)屬于小幅“拍”現(xiàn)象;當(dāng)風(fēng)速增加至17.21 m/s時(shí),主梁振動(dòng)基本進(jìn)入穩(wěn)態(tài),同時(shí)達(dá)到最大振幅;當(dāng)風(fēng)速為17.66 m/s時(shí),鐵路梁振動(dòng)出現(xiàn)明顯“拍”現(xiàn)象,“拍”現(xiàn)象的產(chǎn)生往往是由外荷載頻率與結(jié)構(gòu)自振頻率不一致所致。由此可以判斷,鐵路梁位于背風(fēng)側(cè)時(shí)的位移時(shí)程已不符合渦激振動(dòng)穩(wěn)定的正弦波動(dòng)形式。

主梁的尾流特性可由Strouhal數(shù)描述為

(3)

式中:fv為尾流漩渦脫落頻率;U為來流風(fēng)速。在非渦振鎖定區(qū)間內(nèi)St為定值。因此,當(dāng)將主梁固定時(shí),隨著風(fēng)速的增加,尾流振蕩頻率也會(huì)不斷增加,且兩者比值始終為定值。提取公路與鐵路的豎向振動(dòng)頻率分布,如圖11所示。圖11中:橫坐標(biāo)為實(shí)橋風(fēng)速;左側(cè)縱坐標(biāo)為實(shí)橋豎向渦振幅值;右側(cè)縱坐標(biāo)為試驗(yàn)中主梁的振動(dòng)頻率。由圖11可知,公路在渦振風(fēng)速區(qū)間內(nèi)的振動(dòng)頻率鎖定在4.0 Hz左右,與結(jié)構(gòu)固有頻率基本保持一致。鐵路豎向振動(dòng)的卓越頻率隨著風(fēng)速的增加而增加,且近似滿足線性關(guān)系,未發(fā)生“鎖定”現(xiàn)象。當(dāng)位于背風(fēng)側(cè)時(shí),鐵路的振幅分布符合單自由度體系在諧響應(yīng)荷載下的頻響分布。根據(jù)上述試驗(yàn)現(xiàn)象可以推測(cè),鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)的振動(dòng)是受迎風(fēng)側(cè)公路梁體尾流干擾所致,而非自身渦脫。這種尾流所誘導(dǎo)的振動(dòng)常見于主纜或吊索[15-16],為尾流抖振[17]。而在非對(duì)稱雙幅橋梁中,當(dāng)公路與鐵路的動(dòng)力特性差異較大時(shí),在一定風(fēng)速范圍內(nèi)可近似視為剛性結(jié)構(gòu)與彈性結(jié)構(gòu)的組合,因此非對(duì)稱雙幅橋梁也具有發(fā)生此類振動(dòng)的可能性,需引起重視。

(a) 公路梁豎彎幅值與頻率分布

(b) 鐵路梁豎彎幅值與頻率分布圖11 主梁振動(dòng)幅值與頻率分布Fig.11 Distribution of decks vibration amplitude and frequency

3 雙幅非對(duì)稱平行主梁渦激振動(dòng)數(shù)值分析

3.1 渦激振動(dòng)數(shù)值模擬方法

計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics, CFD)是研究橋梁風(fēng)致振動(dòng)的有力工具[18]。借助流固耦合數(shù)值模擬技術(shù)可實(shí)現(xiàn)主梁渦激振動(dòng)的仿真模擬,便于觀察風(fēng)流經(jīng)主梁時(shí)的流態(tài)及漩渦結(jié)構(gòu),有利于定性分析渦振的誘發(fā)機(jī)理及主梁間的氣動(dòng)干擾效應(yīng)。

在跨向均勻條件下,主梁的風(fēng)致振動(dòng)通常可采用二維剛性模型進(jìn)行分析。二維剛性模型的運(yùn)動(dòng)可以由兩個(gè)分量來定義,即豎向的平動(dòng)和關(guān)于截面質(zhì)心的角位移。受限于篇幅,本研究僅針對(duì)豎向渦振進(jìn)行研究,因此主梁運(yùn)動(dòng)控制方程可表示為

(4)

式中:ζhs為主梁結(jié)構(gòu)阻尼比;ωhs為豎向位移的固有圓頻率;m為主梁單位長度質(zhì)量;h為豎向位移;FL為主梁所受瞬時(shí)氣動(dòng)力。在每個(gè)時(shí)間步,由CFD求解器計(jì)算主梁瞬時(shí)氣動(dòng)力,并將其輸入四階Runge-Kutta算法,數(shù)值求解主梁的瞬時(shí)速度和位移等運(yùn)動(dòng)信息。之后,運(yùn)動(dòng)信息返回給CFD求解器,為下一個(gè)時(shí)間步驟提供網(wǎng)格更新和邊界條件信息。為減小數(shù)值不穩(wěn)定性對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響,在前幾個(gè)升力周期內(nèi)將主梁固定,讓流場(chǎng)充分發(fā)展,待流場(chǎng)穩(wěn)定后,釋放模型讓其在CFD中實(shí)現(xiàn)自由振動(dòng)。渦激振動(dòng)數(shù)值模擬流程,如圖12所示。

圖12 渦激振動(dòng)數(shù)值模擬流程圖Fig.12 Numerical simulation workflow for VIV

數(shù)值模擬計(jì)算域及網(wǎng)格的劃分,如圖13與圖14所示。圖13中,H、w分別為加密區(qū)高度和寬度。采用商業(yè)軟件ANSYS Fluent 19.2進(jìn)行渦激振動(dòng)數(shù)值模擬,動(dòng)力特性與試驗(yàn)保持一致。將主梁視為剛體,采用考慮不可壓縮流動(dòng)的URANS(unsteady Reynolds average Navier-Stockes)方程[19]對(duì)風(fēng)的流動(dòng)進(jìn)行建模,SSTk-ω湍流模型用于解決閉合問題[20]。控制方程通過有限體積法離散,對(duì)流項(xiàng)采用中心差分格式,非定常項(xiàng)采用二階隱式格式,時(shí)間步長設(shè)為0.000 5 s。選取非對(duì)稱雙幅主梁渦振特性最顯著的風(fēng)速進(jìn)行模擬。即在此風(fēng)速下,主梁位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)發(fā)生了顯著渦振而位于背風(fēng)側(cè)時(shí)渦振消失,亦或是位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)未見明顯振動(dòng)而位于背風(fēng)側(cè)時(shí)振幅顯著。基于以上思路,針對(duì)公路梁選取試驗(yàn)風(fēng)速4.30 m/s(對(duì)應(yīng)實(shí)橋風(fēng)速為20.21 m/s)進(jìn)行模擬,鐵路計(jì)算風(fēng)速取4.57 m/s(對(duì)應(yīng)實(shí)橋?yàn)?7.00 m/s)。

圖13 計(jì)算域劃分Fig.13 Domain partitioning

圖14 加密區(qū)網(wǎng)格細(xì)節(jié)Fig.14 Grid details of encrypt

將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證,如圖15和圖16所示。對(duì)于公路梁,當(dāng)公路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)均出現(xiàn)了較大幅值渦振,而位于背風(fēng)側(cè)時(shí),渦振幅值均大幅減小。對(duì)于鐵路梁,位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均無明顯振動(dòng),而位于背風(fēng)側(cè)時(shí),均出現(xiàn)大幅振動(dòng)現(xiàn)象。數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)雙幅非對(duì)稱主梁渦振特性的描述具有較好的一致性,說明數(shù)值模擬結(jié)果在一定程度上能夠反映主梁的渦振性能,具有一定可靠性。

圖15 數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)最大幅值對(duì)比(公路)Fig.15 Comparison of maximum amplitudes between numerical simulation and wind tunnel test (highway)

3.2 公路梁渦激振動(dòng)與氣動(dòng)干擾機(jī)理分析

為探究雙幅非對(duì)稱平行主梁大幅振動(dòng)時(shí)的漩渦結(jié)構(gòu)、表面風(fēng)壓及氣動(dòng)干擾演化規(guī)律,觀察一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)流場(chǎng)的變化。采用“Q準(zhǔn)則”[21]對(duì)全局渦量進(jìn)行識(shí)別,公路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)的渦量變化,如圖17所示。

圖17 公路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)的瞬時(shí)渦量云圖Fig.17 Instantaneous vorticity cloud map within one vibration cycle when the highway is on the windward side

由圖17可知,在0T/8時(shí)刻,來流在公路端部角點(diǎn)處發(fā)生分離形成兩股剪切流分別流向上、下橋面。受開爾文-亥姆霍茲不穩(wěn)定性的影響,剪切層分別在上、下橋面形成漩渦,此時(shí),下橋面空腔內(nèi)存在兩個(gè)大尺度漩渦,其中一個(gè)漩渦寬度約為公路橋?qū)挼?/2,另一個(gè)寬度約為橋?qū)挼?/3,且兩漩渦呈現(xiàn)出初步融合的狀態(tài)。在1T/8時(shí)刻,上橋面漩渦結(jié)構(gòu)變化不明顯,下橋面漩渦由雙核漩渦融合為大尺度單核漩渦,漩渦尺寸與橋面接近,但漩渦結(jié)構(gòu)仍未穩(wěn)定,漩渦邊緣仍存在畸變。在2T/8時(shí)刻,由于下橋面空腔的存在,為漩渦提供了發(fā)展空間,漩渦高度與漩渦強(qiáng)度相比上一時(shí)刻大大增加,除此之外,此時(shí)刻還有較小子渦形成。在3T/8～4T/8時(shí)刻,下橋面漩渦結(jié)構(gòu)已發(fā)展穩(wěn)定,大尺寸漩渦寬度有所減小,漩渦高度增加,且在4T/8時(shí)刻渦量達(dá)到最大,新的子渦基本成型,此時(shí)下橋面腔內(nèi)具有三個(gè)較為穩(wěn)定漩渦。隨著腔內(nèi)漩渦的運(yùn)動(dòng),在5T/8時(shí)刻,大尺度漩渦碰撞到公路尾部邊梁而產(chǎn)生畸變,漩渦結(jié)構(gòu)不再穩(wěn)定,沿順風(fēng)向開始脫落。在6T/8時(shí)刻,新生成的子渦結(jié)構(gòu)逐漸發(fā)展成型,上一時(shí)刻的大尺寸漩渦逐漸被分為兩部分,一部分沿順風(fēng)向脫落形成尾流,另一部分重新與子渦融合。在7T/8時(shí)刻,流場(chǎng)的發(fā)展重新趨向于0T/8時(shí)刻,振動(dòng)進(jìn)入下一個(gè)周期。

流場(chǎng)演化最直觀的體現(xiàn)是主梁表面壓力分布的改變。主梁附近風(fēng)壓可由壓力系數(shù)Cp=p/(0.5ρU2)表示,其中:p為主梁表面瞬時(shí)靜壓力;ρ為空氣密度;U為來流風(fēng)速。主梁表面瞬時(shí)壓力系數(shù)分布,如圖18所示。由圖18可知,隨著時(shí)間的推移,上橋面壓力分布變化不顯著,而下橋面大尺度漩渦的存在使得下橋面產(chǎn)生了較大面積的負(fù)壓區(qū)。隨著下橋面渦結(jié)構(gòu)的變化,負(fù)壓基本呈現(xiàn)由小變大再由大變小的演化規(guī)律,且在4T/8時(shí)刻負(fù)壓達(dá)到最大。下橋面負(fù)壓的大幅變化必然導(dǎo)致主梁氣動(dòng)升力的振蕩,當(dāng)升力振蕩頻率接近主梁固有頻率時(shí)便可能產(chǎn)生渦振鎖定現(xiàn)象,從而引起結(jié)構(gòu)大幅振動(dòng)。因此,結(jié)合流場(chǎng)及壓力分布的演化規(guī)律可以看出,當(dāng)公路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),下橋面空腔內(nèi)大尺度漩渦的存在及渦結(jié)構(gòu)的周期性變化是主梁渦振的主要誘因。

圖18 公路表面瞬時(shí)壓力系數(shù)分布Fig.18 Instantaneous pressure coefficient distribution on the highway deck surface

公路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)的瞬時(shí)渦量云圖,如圖19所示。由圖19可知,在改變來流方向后公路下橋面漩渦尺寸明顯減小,約為公路橋?qū)挼?/5。這是由于改變風(fēng)速方向后,受鐵路梁的遮擋效應(yīng)影響,流向公路的氣流流速降低,公路下橋面空腔內(nèi)外流速差減小,因此空腔內(nèi)漩渦尺度減小。

圖19 公路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)的瞬時(shí)渦量云圖Fig.19 Instantaneous vorticity cloud map when the highway is on the leeward side

數(shù)值模擬所得公路升力系數(shù)時(shí)程,如圖20和21所示。從自激升力頻率分布的對(duì)比可以看出,當(dāng)公路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),升力系數(shù)時(shí)程中所含頻率成分單一,其中主導(dǎo)頻率為3.85 Hz和4.02 Hz,結(jié)構(gòu)自振頻率為4.00 Hz,升力主頻與結(jié)構(gòu)自振頻率接近,表現(xiàn)為明顯的鎖定現(xiàn)象。而當(dāng)公路位于背風(fēng)側(cè)時(shí),升力系數(shù)所含頻率分量復(fù)雜,其中主導(dǎo)頻率為4.75 Hz,與結(jié)構(gòu)基頻差異較大,此時(shí)主梁的振動(dòng)與渦激振動(dòng)有明顯區(qū)別,因此可基本判斷此時(shí)未發(fā)生渦振鎖定現(xiàn)象。

(a) 氣動(dòng)升力系數(shù)

(b) 升力系數(shù)幅值譜圖圖20 迎風(fēng)側(cè)升力系數(shù)與幅值譜圖Fig.20 Lift coefficient time history and amplitude spectrum on the windward side

(a) 氣動(dòng)升力系數(shù)

(b) 升力系數(shù)幅值譜圖圖21 背風(fēng)側(cè)升力系數(shù)與幅值譜圖Fig.21 Lift coefficient time history and amplitude spectrum on the leeward side

3.3 鐵路梁尾流抖振機(jī)理分析

當(dāng)鐵路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),主梁附近流場(chǎng)穩(wěn)定,僅在尾部存在一對(duì)尺度相當(dāng)、旋轉(zhuǎn)方向相反的尾流駐渦。鐵路梁氣動(dòng)升力近似為直流力,未見明顯波動(dòng)。因此,鐵路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)近似處于穩(wěn)定狀態(tài)。

鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)的瞬時(shí)渦量云圖,如圖22所示。由圖22可知,受迎風(fēng)側(cè)公路尾流的影響,鐵路梁附近流場(chǎng)開始變得復(fù)雜。在0T/8時(shí)刻,公路尾流漩渦到達(dá)鐵路梁端部。在1T/8時(shí)刻,附著于鐵路梁下表面并形成負(fù)壓區(qū)。在2T/8～4T/8時(shí)刻,漩渦沿下表面向后移動(dòng)造成了鐵路梁表面壓力的波動(dòng)。在6T/8～7T/8時(shí)刻,公路梁又產(chǎn)生了新的尾流漩渦,因而對(duì)鐵路附近流場(chǎng)形成了周期性的影響。

圖22 鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)的渦量云圖Fig.22 Vorticity cloud map within one vibration cycle when the railway is on the leeward side

觀察鐵路表面的壓力系數(shù)分布,如圖23所示。由圖23可知:公路尾流的干擾導(dǎo)致鐵路梁表面在1T/8～3T/8時(shí)刻形成了較大范圍的負(fù)壓區(qū);隨著下表面漩渦的移動(dòng),壓力系數(shù)在4T/8～6T/8時(shí)刻逐漸變?yōu)檎龎?在7T/8時(shí)刻主梁周圍壓力分布基本恢復(fù)為周期初始時(shí)刻(0T/8)。當(dāng)鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí),表面壓力周期性變化直接導(dǎo)致了鐵路主梁升力的振蕩。因此,其位于背風(fēng)側(cè)時(shí)的大幅振動(dòng)現(xiàn)象主要由公路尾流激發(fā)引起,同樣這也是其振動(dòng)頻率會(huì)隨風(fēng)速改變而非“鎖定”的主要原因。

圖23 鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)表面瞬時(shí)壓力系數(shù)分布(沿表面法向量向外為正,向內(nèi)為負(fù))Fig.23 Instantaneous surface pressure coefficient distribution on the railway when it is on the leeward side (positive along the surface normal vector pointing outward, negative pointing inward)

4 結(jié) 論

對(duì)于大跨度雙幅非對(duì)稱平行橋梁,由于公路梁與鐵路梁尾流特性不同、動(dòng)力特性差異較大且主梁間存在著顯著的氣動(dòng)干擾,因此其渦振性能更為復(fù)雜。本研究采用“測(cè)試梁+干擾梁”的形式進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn),后通過CFD數(shù)值模擬技術(shù),再現(xiàn)了雙幅非對(duì)稱主梁的渦激振動(dòng)現(xiàn)象。通過風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法,系統(tǒng)地研究了該橋的渦振性能及機(jī)理,主要結(jié)果和結(jié)論如下:

(1) Π型公路梁位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)出現(xiàn)了較大幅值的豎向和扭轉(zhuǎn)振動(dòng),且振動(dòng)風(fēng)速區(qū)間與振蕩頻率具有典型的渦振“鎖定”特征。這是由公路梁自身氣動(dòng)外形決定的。當(dāng)公路梁位于背風(fēng)側(cè)時(shí)渦振現(xiàn)象基本消失,這表明鐵路梁的氣動(dòng)干擾對(duì)公路渦振具有顯著的抑制作用。

(2) 流線型鐵路梁位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),由于其自身氣動(dòng)外形較優(yōu),無明顯渦振現(xiàn)象。而當(dāng)鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí),試驗(yàn)觀察到了大幅振動(dòng),且無明顯“鎖定”風(fēng)速區(qū)間,其振幅隨風(fēng)速的變化規(guī)律符合單自由度體系在諧響應(yīng)荷載下的頻響分布。頻率分析表明,鐵路梁振動(dòng)頻率隨風(fēng)速的增加而近似線性增加,這與渦振的“鎖定”特征有明顯區(qū)別。鐵路梁位于背風(fēng)側(cè)時(shí)的大幅振動(dòng)是受迎風(fēng)公路的尾流激發(fā)引起的,而非自身渦脫導(dǎo)致。

(3) 數(shù)值流場(chǎng)分析表明,不同來流方向下,公路附近渦結(jié)構(gòu)的尺度與分布都有明顯不同。公路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),下橋面腔內(nèi)漩渦大于上表面漩渦,自激升力全程向下且與結(jié)構(gòu)基頻接近。下橋面腔內(nèi)大尺度漩渦的存在及渦結(jié)構(gòu)的周期性變化是公路發(fā)生渦振的主要原因;公路位于背風(fēng)側(cè)時(shí),受干擾效應(yīng)影響,下橋面腔內(nèi)漩渦尺度減小,渦脫頻率改變,升力振蕩頻率改變,渦振鎖定現(xiàn)象消失。

(4) 鐵路梁附近流場(chǎng)及壓力分布研究表明,鐵路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),主梁附近流場(chǎng)未發(fā)生明顯改變,氣動(dòng)升力近似為直流力,因此,鐵路位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)近似處于氣動(dòng)穩(wěn)定狀態(tài);鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí),受公路尾流干擾,鐵路下表面形成了較大面積的負(fù)壓區(qū),公路尾流的脈動(dòng),造成了鐵路氣動(dòng)升力的振蕩。因此,公路尾流的干擾是鐵路位于背風(fēng)側(cè)時(shí)產(chǎn)生大幅振動(dòng)的主要原因,此類振動(dòng)也常被稱為尾流抖振,需引起重視并進(jìn)行深入研究。而對(duì)于非對(duì)稱雙幅主梁的風(fēng)振控制需從雙梁的整體出發(fā)。在安裝氣動(dòng)措施后,既要考慮對(duì)當(dāng)前主梁的影響也要考慮對(duì)臨近幅主梁的影響,最終應(yīng)達(dá)到雙向抑振的目的。非對(duì)稱雙幅主梁的雙向抑振措施研究將是本文下一步的研究重點(diǎn)。