帶焊縫圓燈柱氣動特性及焊縫影響機理研究

周旭輝

(1. 中鐵十一局集團有限公司,湖北 武漢 430061; 2. 長沙理工大學 土木學院, 湖南 長沙 430007)

0 引言

對于橋梁斜拉索、吊桿、輸電線、燈柱等細長圓柱結構,當氣流經過時會產生流動分離和尾流區域交替的旋渦脫落,隨著流速的增加,渦脫頻率逐漸接近結構自振頻率,從而發生渦激共振現象[1]。某座跨海懸索橋,沿橋梁長度方向兩側設置了照明路燈,燈柱采用變截面空心圓的形式,由鋼板卷制而成,燈柱高12 m,燈柱下部直徑為0.2 m,上部直徑為0.1 m,通過法蘭盤固定在橋面,燈柱沿高度方向有一道明顯的焊縫,各燈柱的焊縫位置存在差異。根據現場調查,在常遇風速范圍內,燈柱發生了明顯的二階渦激振動現象,且焊縫及其周向位置對燈柱的渦激振動有顯著的影響,不同的焊縫周向位置會抑制或者增強燈柱的渦激振動。燈柱長期的渦激振動會影響其耐久性,導致疲勞破壞,因此有必要對燈柱氣動特性以及焊縫對渦激振動的影響機理開展研究。

針對燈柱等自立細長桿結構的渦激振動問題,已有大量學者進行了風洞試驗[2-6]以及理論研究[7-8],但其研究對象大多為常規的圓截面或者多邊形截面,對于帶焊縫的圓截面燈柱目前還未有相關的報道。眾所周知,圓柱表面的輕微干擾會顯著改變其氣動性能,使其表現出不同的振動特性[9-11]。帶焊縫的圓燈柱與拉索風雨振的人工雨線模型和帶絆線的圓柱類似,人工雨線和絆線的存在極大地改變了圓柱的氣動性能。NEBRES等[12]研究了單絆線對圓柱表面壓力、St數和阻力系數的影響,發現絆線在20°～70°之間,尾流、阻力和St數受絆線影響顯著,當絆線靠近圓柱駐點位置時,阻力和St數受影響不明顯。DU等[13]對0°風向角下帶人工水線的拉索圓柱模型進行了同步測力測壓試驗,結果表明:不同的水線位置會增強或者抑制卡門渦脫。PENG[14]基于CFD數值模擬,通過模擬降雨和固定人工雨線的方法,分析了雨線對圓柱流動模式的影響。EKMEKCI等[15]采用PIV技術研究了不同位置的絆線對圓柱近表面剪切層分離和尾流的影響,試驗發現絆線的存在改變了結構的尾流特征。ALAM等[16]對不同絆線位置的圓柱開展了測壓試驗,并測試了其尾流特征,試驗發現:不同的絆線位置會顯著影響邊界層穩定性、分離點位置以及尾流寬度。COSENTINO等[17]、ZDRAVKOVICH[18]和SCHEWE[19]提出,圓柱氣動特性受表面小的擾動非常敏感,表面的輕微凸起、粗糙度等因素可能使圓柱流動模式從亞臨界轉變為臨界狀態,近表面邊界層會發生層流到湍流的轉捩,導致圓柱表面發生分離再附現象。

上述文獻對帶人工雨線的拉索模型以及帶絆線圓柱的氣動特性進行了較好的研究,但其關注重點大多在拉索風雨振的起振機理以及絆線引起的分離再附等現象,對于焊縫、雨線和絆線對圓柱渦激振動影響的研究較少。另外,焊縫的形狀和尺寸與人工水線、絆線存在差異,可能造成圓柱氣動特性以及流動機制的差異?；谏鲜鲅芯勘尘?本文設計制作了直徑為160 mm的燈柱剛性節段測壓模型,采用ABS弧形板條模擬焊縫,通過風洞試驗測試了燈柱的氣動特性,分析了不同焊縫位置燈柱的氣動力、表面壓力分布以及流體渦脫強度等特征,并探究了焊縫對燈柱渦激振動的影響機理,可為后續帶焊縫燈柱的渦激振動控制提供了基礎。

1 風洞試驗

1.1 試驗風洞介紹

試驗在長沙理工大學風洞試驗室高速段進行。長沙理工風洞為回/直流雙試驗段邊界層風洞,包括水平回流高風速試驗段和直流低風速試驗段,風機扇葉采用可變焦距系統,可確保低風速風場的穩定可靠,低速段尺寸為:10.0 m×3.0 m×21.0 m,風速范圍為1.0～18.0 m/s,高速段尺寸為4.0 m×3.0 m×21.0 m,風速范圍為1.0～45.0 m/s。

1.2 節段模型測壓試驗

實際燈柱發生渦激振動的常遇風速為6～10 m/s,對應的雷諾數為亞臨界區域。本文設計的燈柱節段測壓模型長0.91 m,采用等截面形式,模型直徑D為0.16 m,端板直徑為2.5D,風洞節段測壓模型試驗布置如圖1所示。選取8 m/s風速進行試驗,雷諾數與實際燈柱基本一致, 約為0.91×105, 實測流場的紊流度小于0.5%,風洞阻塞率約為1.61%,能夠較好的模擬實際燈柱的氣動特性。在模型中間位置設置了兩圈測點,間距為15 cm,定義為測壓圈A和測壓圈B,每圈各設置66個測壓孔,節段模型總共設置了132個測壓孔。

圖1 風洞節段測壓模型實驗布置圖Fig. 1 Light pole sectional pressure model and experimental setup

采用DSM300電子壓力掃描閥系統測量燈柱周向及焊縫位置的風壓分布,采樣頻率為330 Hz,采樣時間為60 s。采用TFI Cobra眼鏡蛇探針測量來流風速,探針采樣頻率為1000 Hz,采樣時間為32.14 s。通過調節風洞轉盤測量不同焊縫位置的燈柱壓力分布,轉盤每次轉動角度為3°,測試了0°～180°范圍內共61個工況。

1.3 焊縫位置及氣動力定義

根據現場調查,原燈柱沿高度方向存在厚度為2～3 mm,寬度為5～12 mm的焊縫,如圖2所示。為風洞試驗結果更為接近實際燈柱,節段測壓模型選取了與實際焊縫接近的平均尺寸,厚度為2 mm,寬度為8 mm的弧形ABS板條粘貼在圓柱表面模擬實際燈柱的焊縫,圖3為焊縫尺寸以及焊縫位置θ的定義。

圖2 實際燈柱焊縫圖Fig. 2 Weld of actual light pole

圖3 焊縫位置及尺寸示意圖Fig. 3 Position and size of weld

燈柱節段模型表面無量綱風壓系數定義為:

(1)

燈柱節段模型的氣動力和氣動力系數定義為:

(2a)

(2b)

(3a)

(3b)

式中:ρ為空氣密度;U0為來流風速;p為壓力掃描閥測量的測壓孔風壓;p0為參考點靜壓;D為燈柱節段模型直徑;s為每個測壓孔對應的弧長;FD和FL分別為燈柱模型單位長度的氣動阻力和氣動升力,通過上式積分所得;α為各測壓孔角度位置,如圖1所示;CD和CL分別為燈柱模型的阻力系數和升力系數。

2 試驗結果及分析

2.1 試驗結果驗證

為驗證試驗的可靠性,首先對光滑圓柱開展測壓試驗。DU等[13]和FARELL等[20]分別通過風洞試驗測量了光滑圓柱在亞臨界雷諾數區域的風壓分布,本文參考文獻[13]和[20],對比驗證試驗結果的可靠性。圖4為本文和參考文獻所測圓柱平均壓力分布系數對比圖。由圖可知,本文所測RingA和RingB兩圈測點的平均壓力分布曲線基本重合, RingB由于試驗誤差,在約338°存在較小的偏差,兩圈測點的結果與參考文獻的結果基本吻合,為保證試驗結果準確性和可靠性,本文選取RingA結果進行后續分析。

圖4 光滑圓柱周向壓力分布對比Fig. 4 Comparison of circumferential pressure distribution for smooth cylinder

2.2 焊縫對燈柱氣動力的影響

為了研究焊縫對燈柱渦激振動的影響機理,文中首先分析了不同焊縫位置對燈柱氣動力的影響。圖5和圖6是不同焊縫位置的燈柱平均氣動力系數和氣動力系數均方根,依據氣動力系數變化特征,本文將0°～180°焊縫位置分為A～E這5個影響區域。

圖5 不同焊縫位置的燈柱平均升力系數和平均阻力系數Fig. 5 Mean lift and drag coefficients for different weld positions of light pole圖6 不同焊縫位置的燈柱升力系數和阻力系數均方根Fig. 6 RMS of lift and drag coefficients for different weld positions of light pole

當焊縫位置在A區域(0°～18°)時,燈柱平均氣動力和氣動力均方根基本保持不變,平均升力系數約為0,平均阻力系數約為1.4,升力系數均方根約為0.2,阻力系數均方根約為0,在該區域內,焊縫對燈柱氣動力影響較小,圓柱氣動力系數與光滑圓柱類似。

當焊縫位置在B區域(18°～33°)時,平均氣動力和氣動力均方根隨焊縫角度的增加基本呈線性變化,平均升力大幅增加至0.7附近,平均阻力輕微降低至1.0附近,升力均方根相較A區域(0°～18°)降低0.1左右。升力均方根的幅值一定程度可以反應流體渦脫的強度,在B區域內(0°～18°),升力均方根的降低,表明燈柱的流體渦脫強度降低,焊縫對燈柱渦激振動產生了抑制作用,同時,隨著焊縫角度的增加,焊縫產生的抑制效果逐漸增強。

當焊縫位置在C區域(33°～63°)時,燈柱平均氣動力和氣動力均方根基本不發生變化,升力均方根始終保持在最小值附近,在該區域內,焊縫對燈柱渦激振動保持較強的抑制效果。當焊縫位置在D區域(63°～78°)時,盡管對應的焊縫角度區間較小,燈柱氣動力在該區域內發生了顯著的變化,平均升力迅速降低到0附近,平均阻力回升至1.4附近,與此同時,升力均方根迅速增加,在78°焊縫位置,升力均方根達到最大值,此時的流體渦脫強度也顯著提高,焊縫對燈柱渦激振動產生了明顯的增強效果。

當焊縫位置超過D區域(63°～78°)后,燈柱升力均方根迅速回落,焊縫的增強作用基本消失,此時焊縫對圓柱影響較小,燈柱氣動力與A區域和光滑圓柱基本保持一致。對于亞臨界雷諾數區域的光滑圓柱。其渦脫分離點通常位于70°～80°之間,在本文試驗中,當焊縫位置超過78°時,焊縫對圓柱產生的影響迅速減弱,其原因可能是由于焊縫位于圓柱原分離點后側,因此流體漩渦脫落基本不受焊縫影響。

上述試驗結果與相關文獻結果吻合,DU等[13]基于二維同步測力測壓試驗,測試了0°風向角下帶人工水線的拉索圓柱模型氣動力,將人工水線位置分為4個影響區域:亞臨界區域(0°～20°)、單側分離再附流區域(20°～60°)、增強的亞臨界區域(60°～90°)、亞臨界區域(90°及之后),試驗結果表明:在單側分離流再附區域(20°～60°)和增強的亞臨界區域(60°～90°),平均升力以及升力均方根會發生顯著的增大或者減弱的現象。ALAM等[16]研究了帶雙絆線圓柱的尾流特征和氣動力,試驗發現當絆線位置小于20°時,帶絆線圓柱的氣動力、尾流結構與光滑圓柱基本一致。

2.3 焊縫對升力頻譜的影響

為了進一步分析不同焊縫位置燈柱的流體渦脫特性,本文對帶焊縫和不帶焊縫的燈柱升力時程進行了頻譜分析,頻譜分析采用快速傅里葉變換(FFT),升力時程通過周向壓力積分獲得。光滑圓柱以及A～E這5個焊縫區域內的典型升力頻譜圖,如圖7所示。

圖7 不同焊縫位置的圓柱升力頻譜Fig. 7 Power spectra of lift forces for the cylinder with different positions of weld

由圖7(a)和(b)可知,當焊縫位置在12°,即A區域(0°～18°)時,燈柱氣動特性受焊縫影響較小,升力頻譜幅值、St數與光滑圓柱工況基本一致,頻譜幅值約為0.4,St數為0.167。

由圖7(c)、(d)和(e)可知,當焊縫位置在B區域(21°～33°)和C區域(36°～63°)時,隨著焊縫角度的增加,升力頻譜的幅值逐漸降低,當焊縫位置在54°時,頻譜峰值約為光滑圓柱的0.5倍。升力頻譜的幅值可以用來評估流體卡門渦脫的強度,較低的頻譜幅值說明焊縫抑制了流體渦脫。試驗結果表明,當焊縫位置在B區域(21°～33°)和C區域(36°～63°)時,升力頻譜的幅值顯著降低,焊縫對燈柱渦激振動產生了明顯的抑制效果。

如圖7(f)和(g)所示,焊縫位置在D區域(63°～78°)時的升力頻譜,此時焊縫位置接近圓柱原分離點,升力頻譜的峰值明顯高于光滑圓柱,說明流體卡門渦脫被增強,因此燈柱的渦激響應也將隨之增大如圖7(f)和(g)所示。在D區域(63°～78°)內,圓柱的St數始終在0.166附近,與無焊縫工況基本一致,本文St數的變化與文獻[13]存在差異,試驗沒有觀察到St數降低的現象,可能由于焊縫尺寸、雷諾數等差異造成。

如圖7(f)和(g)所示,當焊縫位于E區域(81°～180°)時,焊縫位于圓柱原分離點后側,因此圓柱的卡門渦脫受焊縫影響較小,燈柱升力頻譜峰值和St數與光滑圓柱基本一致,如圖7(h)所示。

2.4 焊縫對燈柱壓力分布的影響及機理分析

本文計算了光滑圓柱以及10個典型焊縫位置圓柱的平均風壓系數和風壓均方根系數,如圖8所示,分析焊縫對燈柱周向風壓分布的影響。為方便比較風壓均方根和平均風壓隨焊縫位置的變化,圖8中將壓力均方根系數放大了-5.0倍,圖中紅色圓圈代表燈柱斷面,圓圈內部的壓力系數為正值,圓圈外部的壓力系數為負值。由圖8可知,當焊縫在不同位置時,燈柱平均壓力系數和壓力系數均方根差異明顯。當焊縫位置在18°(A區域)時,燈柱平均壓力系數和壓力系數均方根基本呈對稱分布,燈柱表面壓力分布受焊縫影響較小,與光滑圓柱在亞臨界雷諾數區域的壓力分布(圖8(a))基本一致。

注: 圖中紅色圓圈代表燈柱斷面;灰色矩形代表焊縫圖8 不同焊縫位置燈柱的周向風壓分布Fig. 8 Wind pressures on the circular cylinder with weld for different weld positions

當焊縫位置在27°和30°(B區域)時,燈柱壓力系數呈現不對稱分布,圓柱在焊縫一側出現較大的平均負壓,壓力均方根輕微增大,平均壓力系數在焊縫位置后側先顯著降低,隨后又迅速回升。當焊縫位置在45°、51°和60°(C區域)時,平均壓力系數在焊縫附近出現,先顯著增大,然后迅速降低再緩慢回升的現象,平均負壓在60°焊縫位置達到最大。另外,壓力均方根在焊縫側出現2個明顯的峰值,第一個峰值在焊縫附近,其峰值的位置隨著焊縫角度的變化而變化,第二個峰值出現在約100°的位置,基本不隨焊縫位置發生改變。

通常認為平均壓力系數不連續點附近或者脈動壓力系數極值點附近為圓柱的漩渦脫落分離點[18],上述圓柱壓力分布結果表明:當焊縫在C區域時,可能存在分離再附現象,流體先在焊縫位置發生分離,形成分離再附泡附著在圓柱焊縫后側的表面,隨后在圓柱背風面約100°位置再次發生分離,因此在圓柱焊縫側存在2個壓力系數均方根極值點,平均壓力系數在焊縫后側也表現為先降低后上升的趨勢。分離流的再附改變了圓柱原有的渦脫模式,圓柱卡門渦脫受到干擾,因此燈柱渦激振動被抑制。上述現象與相關文獻結果一致,如DU等[13]提出當人工水線位于圓柱的30°～58°時,帶人工水線圓柱的壓力分布與臨界雷諾數圓柱的壓力分布類似,在圓柱上水線位置發生分離的自由剪切層中存在層流-紊流的轉捩,可能導致分離泡的形成。

當焊縫位置在72°,75°,78°(D區域)時,隨著焊縫角度的增加,焊縫后側的平均負壓逐漸減小,平均風壓逐漸呈對稱分布。與此同時,風壓均方根在圓柱焊縫附近僅出現單個較大的極值點,且分離點保持在焊縫附近,表明圓柱的分離再附現象消失,流體在焊縫位置直接發生渦脫,同時較大的風壓均方根說明燈柱渦激振動被增強。在D區域范圍內,焊縫位置接近圓柱原分離點,由于流體無法提供足夠的動能,流體在焊縫處直接發生分離,不再形成分離再附泡,與此同時,圓柱焊縫側的風壓均方根顯著提高,燈柱表現為渦激振動增強的形式。另一方面,由于焊縫的存在,使燈柱的分離點沿高度保持一致,其展向相關性增強,因此渦激振動也可能被增強。

當焊縫位置在81°及之后(E區域),此時焊縫位于圓柱分離點后側,焊縫對圓柱壓力分布影響較小,圓柱壓力分布模式與亞臨界雷諾數的光滑圓柱基本一致。

2.5 焊縫尺寸對燈柱氣動性能的影響

由于實際燈柱焊接的加工誤差,各燈柱的焊縫尺寸不同,由此可能導致燈柱的氣動性能的差異。為進一步研究焊縫尺寸的影響,本文選取了3種不同尺寸的焊縫(A、B、C)進行測壓試驗,焊縫尺寸分別為8 mm×3 mm、4 mm×1 mm和4 mm×5 mm,如圖9所示。由圖可知,當焊縫位于光滑圓柱的分離點前面時,燈柱的氣動性能受到較大的影響,因此本文測試了3種焊縫在0°～90°范圍內的圓柱壓力周向分布,通過積分獲得平均氣動力系數,并與平均焊縫尺寸的結果進行對比,結果如圖10和圖11所示。

圖9 焊縫尺寸示意圖Fig. 9 Size of weld model

圖10 不同焊縫尺寸對平均升力系數的影響Fig. 10 Influence of different sizes of weld on mean life force coefficients圖11 不同焊縫尺寸對平均阻力系數的影響Fig. 11 Influence of different sizes of weld on mean drag force coefficients

由圖10和圖11可知,當焊縫在0°～20°范圍內,平均升力系數和阻力系數變化均趨于平緩,與光滑圓柱基本一致。當焊縫在20°～40°區域內,平均升力系數顯著提高,平均阻力系數降低,對于焊縫B工況,其焊縫尺寸最小,平均阻力系數下降最明顯,在約40°位置達到最小值0.8。當焊縫在40°～65°位置,平均阻力系數緩慢回升,幾種工況測得的平均阻力系數較為接近,但是平均升力系數在該區域內存在較大差異,其中焊縫B工況與平均焊縫工況的升力系數基本一致,在0.6～0.8范圍內發生波動,而焊縫A和焊縫C工況,由于焊縫厚度較大,升力系數先發生平穩的波動,隨后顯著增大,在約65°位置達到最大值。當焊縫在65°～90°范圍內,焊縫對燈柱氣動性能的作用效果開始減弱,氣動力系數的數值開始趨近于光滑圓柱狀況,但是各焊縫工況的變化速度以及變化范圍存在一定差異。另外,幾種焊縫工況測得的平均升力系數均存在明顯的升力負斜率現象,其斜率基本保持一致。

試驗結果表明:對于本文研究的燈柱,不同尺寸的焊縫,燈柱的平均氣動力系數的隨焊縫位置的變化規律基本一致,但是平均氣動力系數的變化范圍以及最大值和最小值會發生改變,焊縫B(4 mm×1 mm)在40°位置具有最小平均阻力系數,焊縫C(4 mm×5 mm)在65°位置具有最大平均升力系數,燈柱氣動力系數的差異可能會改變其渦激振動風速區間以及幅值的大小,但不會改變其影響規律。

3 結論

本文以某實橋燈柱渦激振動現象為研究背景,通過剛性測壓節段模型研究了燈柱的氣動特性以及焊縫對燈柱渦激振動的影響機理,主要結論如下:

1) 帶焊縫燈柱的氣動特性受焊縫影響顯著,不同的焊縫位置可以增強或者抑制燈柱的渦激振動。當焊縫位置在B區域(21°～33°)和C區域(36°～63°)時,焊縫對燈柱的渦激振動產生抑制效果。當焊縫在D區域(63°～78°)時,焊縫對燈柱的渦激振動產生增強效果。當焊縫位于燈柱前駐點附近或者原分離點后側時,燈柱氣動特性受焊縫影響較小,此時燈柱的氣動特性與亞臨界雷諾數的光滑圓柱基本一致。

2) 不同的焊縫位置可以激發不同的流動模式,當焊縫位置在B區域(21°～33°)和C區域(36°～63°)時,平均風壓在焊縫附近先增大然后迅速降低再緩慢回升,燈柱的升力顯著增大,阻力輕微降低,流體在焊縫附近發生分離再附現象,流體先在焊縫位置發生分離然后附著在焊縫后側表面上,隨后在圓柱100°位置再次發生分離,原有的卡門渦脫受到干擾,渦脫強度降低,因此燈柱的渦激振動被抑制。

3) 當焊縫在D區域(63°～78°)時,流體分離再附現象消失,流體在焊縫位置直接渦脫,平均壓力系數基本呈對稱分布,燈柱的升力迅速降低、阻力逐漸回升,圓柱焊縫側的脈動風壓和卡門渦脫強度的顯著提高,使燈柱渦振響應增強。另一方面,焊縫對燈柱展向分離點的修正,也可能進一步增大燈柱的渦激振動。

4) 對于本文研究的燈柱,焊縫尺寸的變化不會改變燈柱的氣動力系數的變化規律,但是會影響氣動力系數的最大/小值以及變化角度區間,由此可能改變燈柱渦激振動的風速區間和振動幅值,建議對實橋燈柱的焊縫進行打磨處理,降低風致振動的風險。

本文對帶焊縫的圓燈柱氣動特性開展了風洞試驗研究,研究了燈柱氣動特性以及焊縫影響機理。僅對燈柱開展了靜力節段模型試驗,沒有開展同步測振測壓試驗,同時試驗無法直觀的觀察燈柱周圍流場的變化,在后續工作中將開展進一步的研究。