李前名,李春光,馬行川,龍俊賢,陳銀偉

(1.中鐵大橋勘測設(shè)計院集團有限公司,武漢 430074;2.長沙理工大學 土木工程學院,長沙 410114)

邊主梁斷面因其具有施工方便、用料節(jié)省、力學性能良好而被廣泛應用于國內(nèi)外大跨度斜拉橋中,但由于其氣動外形多為開口斷面形式,具有顯著的鈍體特征,氣流流經(jīng)主梁結(jié)構(gòu)會有明顯的分離點,容易產(chǎn)生交替脫落的漩渦,當漩渦脫落頻率與模型固有頻率相近時,易引發(fā)渦激振動。由于渦激振動起振風速低,發(fā)生頻率高,雖不會造成直接性結(jié)構(gòu)破壞,但容易引起橋梁構(gòu)件疲勞破壞,影響行車舒適性,因此邊主梁形式的橋梁在設(shè)計過程中抗風問題不容忽視[1]。國內(nèi)外學者已對邊主梁斷面的氣動穩(wěn)定問題進行了大量研究。董銳等[2]通過對開口π型箱梁進行節(jié)段模型氣動優(yōu)化措施風洞試驗,研究表明不同形式的導流板對主梁的顫振和渦振有不同程度的抑制作用,應根據(jù)主梁的風致振動類型進行選擇。李歡等[3]對π型斷面超高斜拉橋的渦振性能進行了氣動優(yōu)化措施風洞試驗,結(jié)果表明隔流板對主梁渦振起到了有限的抑制作用,下穩(wěn)定板能較好的抑制主梁渦激共振。李春光等[4]對雙邊主梁鋼混疊合梁斜拉橋的渦振性能進行氣動優(yōu)化措施風洞試驗,研究表明檢修道欄桿頂部抑流板可以有效控制主梁的渦振,風嘴對邊主梁的渦振也有很好的抑制效果,渦振幅值抑制率達80%。張志田等[5]通過風洞試驗對開口截面斜拉橋渦振的優(yōu)化措施進行研究,試驗顯示對渦振性能存在穩(wěn)定板最優(yōu)尺寸。楊光輝等[6]通過風洞試驗對π型斷面的渦振氣動優(yōu)化措施進行研究,發(fā)現(xiàn)中央穩(wěn)定板及欄桿透風率都對渦振有顯著影響。張?zhí)煲淼萚7]對雙箱疊合梁的氣動外形措施優(yōu)化進行研究,發(fā)現(xiàn)封閉防護欄桿、底部穩(wěn)定板和隔流板可改善主梁渦振性能,但不能有效控制,采用邊梁底風嘴可有效改善主梁的渦振性能。Yoshinobu等[8]對π型梁在扭轉(zhuǎn)渦振時的氣流特點進行研究,研究表明π型梁斷面越鈍,氣流越容易分離。Xu等[9]通過風洞試驗研究了抑流板對主梁渦振的抑制機理,研究發(fā)現(xiàn),抑流板能破壞主梁上表面旋渦的分離再附,局部氣動力與渦激氣動力的相關(guān)性減小,從而抑制渦振。程怡等[10]通過風洞試驗和數(shù)值模擬對分體箱梁渦振進行機理研究,研究發(fā)現(xiàn)上下中央穩(wěn)定板能改變槽中旋渦尺度從而有效抑制渦振,且穩(wěn)定板的高度存在最優(yōu)值。孟曉亮等[11]研究了不同風嘴角度對封閉箱梁和半封閉箱梁渦振性能的影響,發(fā)現(xiàn)尖風嘴對降低主梁渦振振幅的效果更好。Li等[12]利用CFD大渦模擬方法研究了水平隔流板對π形梁渦振抑制機理,表明一定寬度水平隔流板會誘發(fā)扭轉(zhuǎn)渦振,但大部分情況下增加水平隔流板寬度能提高邊主梁的氣動穩(wěn)定性。顏宇光等[13]發(fā)現(xiàn)在邊主梁斜拉橋中,風嘴對主梁豎彎渦振控制優(yōu)于扭轉(zhuǎn)渦振控制,并且并非風嘴角度越小豎彎渦振控制效果越好。龍俊賢等[14]對具有高防護結(jié)構(gòu)邊主梁斷面進行渦振性能研究,研究表明高防護結(jié)構(gòu)使得主梁斷面渦振性能變差。趙林等[15]針對大跨度橋梁中常見的主梁類型,對氣動優(yōu)化措施進行了系統(tǒng)的總結(jié)。

由于節(jié)段模型的二維假定,它不能有效考慮風場及全橋結(jié)構(gòu)的三維效應,因此節(jié)段模型試驗結(jié)果通常需要全橋氣彈模型進行驗證。全橋氣彈模型風洞試驗可以更充分的模擬大氣邊界層的紊流,能較為真實地模擬結(jié)構(gòu)的動力特性,也能較為準確地反映結(jié)構(gòu)與空氣間的相互氣動響應。然而由于全橋氣彈模型通常縮尺比較小,較難反映主梁的渦振性能,需要采用相對較大的縮尺從而檢驗全橋的渦振性能。對于全橋氣彈模型的設(shè)計制作以及模態(tài)頻率調(diào)試,已有諸多學者進行了研究,李玲瑤等[16]對大沽河航道懸索橋進行全橋氣彈模型設(shè)計,模型與實橋滿足相應的相似比,試驗結(jié)果驗證該橋滿足抗風性能要求。許福友等[17]對蘇通大橋進行全橋氣彈模型設(shè)計,驗證了其顫振及靜風穩(wěn)定性能。

綜上所述,目前對邊主梁斷面的渦振氣動措施優(yōu)化已有大量的研究,但是當橋梁跨越鐵路站場,為了保證橋下站場人員及場地安全,鐵路部門要求橋梁安裝有效的高防拋結(jié)構(gòu)。目前,兩側(cè)帶高防拋結(jié)構(gòu)的邊主梁大跨斜拉橋渦振性能的綜合試驗研究少有報道。高防拋網(wǎng)結(jié)構(gòu)顯著改變主梁斷面的氣動外形,使主梁具有更大的迎風面,氣流在流經(jīng)橋梁結(jié)構(gòu)時極易產(chǎn)生規(guī)律性的旋渦脫落,誘發(fā)橋梁結(jié)構(gòu)渦激振動。本文針對帶有高防拋網(wǎng)結(jié)構(gòu)的邊主梁疊合梁斜拉橋結(jié)構(gòu),結(jié)合節(jié)段模型和氣彈模型,利用風洞試驗對該橋進行了氣動性能綜合研究,特別是對渦振性能進行了不同試驗結(jié)果的對比研究。

1 工程概況

1.1 工程背景

以某雙獨塔雙索面斜拉橋為工程背景,該橋主梁采用鋼-混凝土混合梁結(jié)構(gòu),即邊跨采用混凝土梁,主跨采用鋼-混組合梁。大橋最大跨徑為294 m,橋面寬度37.5 m,中心梁高為3.53 m,雙向6車道。該橋在跨中位置需跨越鐵路橋,因此在人行道外側(cè)加裝了2.6 m高的防拋墻結(jié)構(gòu),橋型布置及橋面防拋墻布置如圖1和圖2所示。參考當?shù)貧庀笥涗洈?shù)據(jù),按照規(guī)范100年重現(xiàn)期最不利基本風速為28.6 m/s。大橋跨中跨中的設(shè)計高程為97.839 m,主梁中心離地高25.0 m,根據(jù)JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設(shè)計規(guī)范》[18],按C類場地計算可得橋面處設(shè)計基準風速為28 m/s,成橋狀態(tài)主梁豎彎渦振及扭轉(zhuǎn)渦振允許振幅均方根分別為0.090 7 m和0.187 7°。

圖1 橋型布置圖(m)Fig.1 Layout of bridge (m)

圖2 主梁1/2橫斷圖(cm)Fig.2 1/2 cross section diagram of the main girder (cm)

1.2 結(jié)構(gòu)動力有限元計算模型

采用授權(quán)的國際大型通用有限元分析軟件ANSYS建立了該斜拉橋的三維有限元分析模型。建模時定義X為橋縱向,Y為豎向,Z為側(cè)向。主梁采用BEAM188空間梁單元模擬,斜拉索采用只受拉的LINK10單元模擬,橋塔采用BEAM188空間梁單元模擬。橋面鋪裝、防撞護欄、檢修道欄桿、路緣石、過橋管道等等二期恒載通過MASS21質(zhì)量點單元模擬。有限元模型如圖3所示。

圖3 三維有限元模型Fig.3 Three dimensional finite element model

從動力特性結(jié)果得到,成橋狀態(tài)左側(cè)主梁一階正對稱側(cè)彎頻率和一階反對稱反向豎彎頻率為0.549 8 Hz和0.577 7 Hz;一階正對稱豎彎頻率和一階正對稱扭轉(zhuǎn)頻率分別為0.311 8 Hz和0.458 2 Hz,正對稱彎扭頻比為1∶1.47;一階反對稱豎彎頻率和一階反對稱扭轉(zhuǎn)頻率分別為0.577 7 Hz和0.807 7 Hz,反對稱彎扭頻比為1∶1.4。全橋氣彈模型測振試驗取頻率較低的一階正對稱豎彎與一階正對稱扭轉(zhuǎn)頻率進行組合。

2 試驗布置及試驗流場

主梁節(jié)段模型風洞試驗在長沙理工大學風工程與風環(huán)境研究中心邊界層風洞高速試驗段中進行,該試驗段截面尺寸為4.0 m(寬)×3.0 m(高)×21.0 m(長),風速范圍0～45.0 m/s連續(xù)可調(diào),均勻流場紊流度小于0.5%。綜合考慮模型幾何外形、質(zhì)量以及風洞條件等因素,最終確定主梁節(jié)段模型的幾何縮尺比為1:50。為減少節(jié)段模型端部三維流動的影響,主梁模型長度最終取為1.54 m,主梁寬度為0.75 m,模型高度為0.07 m,模型長寬比約2.05。在模型正下方分別布置兩個激光位移計,測量節(jié)段模型的振動位移響應,最終風速比為1/2.56,具體試驗參數(shù)如表1所示。

表1 節(jié)段模型試驗參數(shù)Tab.1 Parameters of model and prototype

全橋氣彈模型風洞試驗在風洞低速段中進行,該試驗段截面尺寸為10 m(寬)×3.0 m(高)×21.0 m(長),風速范圍0～19.0 m/s?？紤]風洞尺寸、模型在高風速時的試驗安全性以及盡可能模擬細部構(gòu)造的情況下,將全橋氣彈模型的幾何縮尺比設(shè)為1∶100。主梁芯梁采。用鋼材加工成槽型截面,以滿足主梁的豎向彎曲、橫向彎曲以及扭轉(zhuǎn)剛度的相似性要求,為了便于拉索與主梁節(jié)段有效連接,在芯梁兩側(cè)分布有魚骨梁,外衣采用優(yōu)質(zhì)PVC材料制作,設(shè)計時,各梁段之間有2 mm的空隙,來消除外衣對模型剛度的影響以及保證幾何外形的相似,最后通過配重的方式,使得模型滿足相似率的要求;橋塔與主梁的設(shè)計方法類似,最后用0.4 mm鋼絲作為拉索,完成最終的全橋氣彈模型如圖4所示。

全橋氣彈模型風洞試驗流場分別為均勻流場、符合自然地形的紊流風場以及5%紊流風場中進行。針對本文所述斜拉橋的工程背景和設(shè)計風速,橋址處可歸類為Ⅲ類地表粗糙度,風剖面無量綱冪指數(shù)為0.22,最后得到的結(jié)果與目標值對比如圖5、圖6所示。表2為氣動彈性模型頻率實測值與目標值對比。

表2 氣動彈性模型頻率參數(shù)Tab.2 Frequency parameters of aeroelastic models

圖5 測試風速剖面與目標值對比Fig.5 Comparison between test wind speed profile and target value

圖6 試驗測試湍流強度與目標值對比Fig.6 Comparison between turbulence intensity of test and target value

3 風洞試驗結(jié)果及分析

3.1 節(jié)段模型氣動性能試驗

原設(shè)計斷面氣動性能試驗在均勻流中進行,攻角測試范圍為0°、±3°,結(jié)果如圖7所示。各個攻角下均發(fā)生明顯的渦振現(xiàn)象,且各個攻角下的渦振振幅都遠遠超過規(guī)范允許限值,出現(xiàn)最大的渦振振幅發(fā)生在+3°攻角,渦振風速區(qū)間為15.2～21.7 m/s;節(jié)段模型風洞試驗中,顫振臨界風速遠遠大于顫振檢驗風速44 m/s,顫振穩(wěn)定性滿足要求。由此可知,雖然原設(shè)計斷面顫振穩(wěn)定性能滿足規(guī)范要求,但卻發(fā)生遠超規(guī)范限值的大幅渦振,其渦振性能不符合抗風性能要求,需要進一步進行措施優(yōu)化。由于該邊主梁斷面安裝有2.6 m高防拋結(jié)構(gòu),其氣動外形顯著區(qū)別于常規(guī)邊主梁斷面,已有邊主梁相關(guān)的穩(wěn)定板、風嘴等氣動措施變的不再適用,為此本研究關(guān)注點集中在改善橋面高防拋網(wǎng)的構(gòu)造。原斷面及改變不同透風率防拋網(wǎng)斷面的試驗工況如表3所示。

表3 節(jié)段模型試驗工況(均勻流)Tab.3 Test cases of section model test(uniform flow)

(a) 豎向渦振響應

原斷面各個攻角下扭轉(zhuǎn)渦振幅值均低于規(guī)范限值,且有充足余量,因此本文重點對豎向渦振進行研究。此主梁斷面措施工況種類眾多,限于篇幅,僅對防拋網(wǎng)透風率進行論述。氣動措施優(yōu)化后節(jié)段模型試驗結(jié)果如圖8所示。由圖8可知,僅改變防拋網(wǎng)的透風率,可以大幅減小主梁的豎向渦振振幅,且隨著透風率的增加,主梁豎向渦振表現(xiàn)出減弱的趨勢,同時其豎向渦振區(qū)間明顯向高風速移動,風速區(qū)間約為20～26.5 m/s。但主梁豎速區(qū)間向渦振振幅仍超過規(guī)范限值,不能滿足抗風要求?？紤]到實際橋梁所處風場環(huán)境并非均勻流場,依據(jù)規(guī)范要求,進行了5%紊流風場條件下的節(jié)段模型試驗,試驗工況如表4所示,試驗結(jié)果如圖9所示。

表4 節(jié)段模型試驗工況(5%紊流)Tab.4 Test cases of section model test (5%turbulence)

圖8 抑振措施試驗結(jié)果(均勻流)Fig.8 Test results of vibration suppression measures ( uniform flow )

圖9 抑振措施試驗結(jié)果(5%紊流)Fig.9 Test results of vibration suppression measures ( 5 % turbulence )

由圖9可知,在5%紊流風場條件下,原設(shè)計斷面依然出現(xiàn)了明顯的豎向渦激振動,發(fā)生渦激振動的風速區(qū)間約為14.8 m/s-22.3 m/s,其最大豎向位移均方根與原設(shè)計斷面的最大位移一致;設(shè)置防拋網(wǎng)透風率為30%、45%、60%,主梁豎向渦振振幅隨著透風率的增加同樣表現(xiàn)出減小的趨勢,當透風率達到60%時,主梁的豎向渦振完全抑制。由此可知,紊流風場對該高防拋網(wǎng)邊主梁斷面的渦振性能影響顯著,尤其隨著防拋網(wǎng)透風率的增加,效果越明顯。

3.2 全橋氣彈模型氣動性能試驗

全橋氣彈模型試驗可更為充分的模擬大氣邊界層的紊流,能較為真實地模擬結(jié)構(gòu)的振型、頻率等動力特性,也能較為準確地反映結(jié)構(gòu)與空氣間的相互作用,更為直接的模擬橋梁結(jié)構(gòu)在來流風場作用下的氣動響應,可作為對節(jié)段模型試驗的驗證。

對于均勻流場中的全橋氣彈模型風洞試驗,考慮到來流方向的不確定性,除了來流風攻角α= 0°、風向角β= 0°(即來流方向與橋軸垂直)外,還進行了α= +3°、-3°以及風向角β= 10°、β= 20°時的試驗。其中,不同風向角通過轉(zhuǎn)動試驗段的轉(zhuǎn)盤來實現(xiàn)。在每一種來流風攻角、風向角工況下,實驗室風速約為0 ～6.0 m/s,相當于實橋橋面高度處的風速為0 ～60 m/s,最大風速已明顯高于大橋成橋狀態(tài)的顫振檢驗風速(44.1 m/s)和靜風穩(wěn)定檢驗風速(39.2 m/s)。

氣彈模型在均勻流場中試驗結(jié)果如圖10所示,與節(jié)段模型試驗現(xiàn)象一致,在(3°攻角,0°偏角)和0°攻角,20°偏角下發(fā)生明顯的豎向渦振,-3°攻角,0°偏角未發(fā)生豎向渦振,其余工況發(fā)生小幅的豎向渦振。豎向渦振最不利攻角發(fā)生在3°攻角,實橋最大振幅0.094 m,恰好超過豎向渦振允許振幅0.090 7 m,不滿足抗風規(guī)范要求。扭轉(zhuǎn)渦振中,只有3°攻角發(fā)生小幅的扭轉(zhuǎn)渦振,且振幅角度遠小于扭轉(zhuǎn)渦振允許振幅值,而其他工況未發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振。

(a) 豎向風振響應

圖11為Ⅲ類地表類型紊流場下的渦振試驗結(jié)果,由圖可知,不同攻角、偏角下的豎向位移均方差變化不大,均未出現(xiàn)豎向渦激振動;不同攻角、偏角下扭轉(zhuǎn)角均方差也變化不大,同樣均未出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)渦激振動。與均勻流場下的渦振試驗相比,受到紊流場的影響,3°攻角下渦激振動消失,其他攻角及偏角下的渦激振動也未出現(xiàn)。

(a) 豎向渦振響應

3.3 抑振措施節(jié)段模型與全橋氣彈模型試驗結(jié)果對比

由于1∶50節(jié)段模型以及1∶100全橋氣彈模型在試驗調(diào)試過程中不能保證結(jié)構(gòu)阻尼比完全一致,因此,本文僅對在5%紊流風場下,兩種比例模型采用最終抑振措施方案的試驗結(jié)果進行對比,結(jié)果如圖12所示。豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振都得到了很好的控制,均低于規(guī)范允許限值,而且有足夠的余量,滿足抗風性能要求。

(a) 豎向渦振響應

4 結(jié) 論

以某雙獨塔雙索面斜拉橋為工程背景,通過1∶50節(jié)段模型及1∶100全橋氣彈模型進行風洞試驗,研究了該主梁的氣動性能,得到以下結(jié)論:

(1) 設(shè)置不同透風率防拋網(wǎng)可以顯著的降低邊主梁斷面的渦振響應,且渦振風速鎖定區(qū)間向高風速偏移。

(2) 在5%紊流風場條件下,防拋網(wǎng)透風率越大,主梁豎向渦振振幅越小,減振效果越明顯,且當防拋網(wǎng)透風率為60%時能有效抑制渦振發(fā)生。

(3) 均勻流場中,設(shè)置60%透風率防拋網(wǎng)的全橋氣彈模型仍發(fā)生振幅較大的豎向渦激振動;Ⅲ類地表類型紊流風場及5%紊流風場中,氣彈模型無渦激振動現(xiàn)象發(fā)生。