大跨度公鐵兩用雙層鋼桁橋渦激振動控制研究

陳天瑀,馬存明,段青松,向鴻鑫

(1.西南交通大學 土木工程學院,成都 610031;2.風工程四川省重點實驗室,成都 610031;3.西南科技大學 土木工程與建筑學院,四川 綿陽 621002)

近年來,由于橋梁的跨度逐漸增加,直接導致風致敏感性增強,所以大跨度橋梁的風致振動就成為橋梁建設中的一個關鍵性問題。渦激振動是一種流-固耦合現象,同時具有自激和強迫兩種特性,由主梁或防撞欄桿、檢修軌道等其他構件產生的交替脫落的旋渦引起。隨著風速的增加,當旋渦的脫落頻率與主梁的某階模態頻率吻合時,則會導致主梁出現幅度有限的振動,而主梁的振動又會反過來影響旋渦的脫落,出現鎖定、穩定分支等非線性氣動現象。主梁渦振響應的鎖定風速區間和幅值大小主要受到斷面氣動外形、來流特性以及結構動力特性等因素的影響[1-2]。

近年來,大多數針對橋梁主梁渦激振動的研究都集中在箱梁上[3-5],關于桁架梁的渦振響應研究比較少。桁架梁由上弦桿、下弦桿、腹桿以及其他構件組成,不同構件會表現出不同的鈍體氣動特性,會產生大小不一、脫落頻率也不同的尾流,使得桁架梁的渦振響應復雜化。此外,桁架梁部分構件之間的距離沿主梁展向變化,導致氣動干擾變得更加復雜。Oh等[6]提出了一種預測公鐵兩用桁架橋渦激振動起振風速的方法。Chen等[7]發現雙層公路桁架橋的豎向渦振可能是由上層橋面防撞欄桿所產生的尾流導致的,扭轉渦振可能與下層橋面產生的尾流有關。與箱梁相比,桁架梁的渦振性能更難評估并且尚未得到充分的探索,需要進一步研究。

當前提高大跨度橋梁抗風能力的措施通常包括機械措施和流動控制措施。機械措施主要是通過采用一些設備增加結構的剛度、阻尼或適當增加一定質量的重物來降低橋梁的風致振動響應[8-9]。流動控制方法從是否需要附加能量輸入的角度來看又可以分為兩大類:主動控制和被動控制[10]。主動控制方法是通過將附加的能量引入流動,從而產生并保持控制效果,它可以根據該橋振動的實際情況有針對性地調整相關參數,從而達到最優的渦振控制效果。然而,如果要實現可調控地輸入附加能量,就會增加橋梁整體系統的復雜性,相應的成本也會大幅提高。目前橋梁主動控制主要的實現形式有等離子體控制[11]、主動吸吹氣[12-13]以及合成射流[14]等方法。被動控制方法不依賴額外的能量輸入,主要是通過改變主梁斷面的形狀或表面特征等方式來改變原有的流場,從而實現渦振控制,如導流板[15]、風嘴[16]、中央穩定板[17]等。而且由于這種方法不需要附加的能量輸入,所以其結構比較簡單、成本相對較低,在設計工況下具有良好的控制效果。

本文以主跨為988 m的公鐵兩用雙層桁架橋為工程背景,通過1∶58.6的節段模型進行風洞試驗獲得主梁斷面渦振性能,并在此基礎上進行計算流體動力學(computational fluid dynamics,CFD)數值模擬,研究該主梁發生渦振的原因,之后針對性地設置氣動措施,提出了一種波浪形風嘴的三維被動控制措施,并研究了其幾何參數對控制效果的影響,最后通過風洞試驗驗證并比較了各種措施的有效性。

1 工程概況

該橋是一座主跨為988.0 m的斜拉-懸索協作體系橋梁,該橋主梁采用兩片主桁結構,桁式采用三角桁,桁高為 13.5 m,桁寬35.0 m,寬高比為2.59,主梁上層與下層橋面皆采用正交異性整體鋼橋面板、密橫梁體系。相比山區的橋梁,該橋橫跨長江,均勻的來流對橋梁的渦振性能更加不利。桁架橋總體布置圖、成橋狀態主梁斷面示意圖,如圖1、2所示。實橋結構的主要參數與節段模型的主要參數之間對應關系,如表1所示。

表1 成橋狀態實橋與模型參數

圖2 成橋態主梁斷面示意圖(m)

2 原始斷面渦振性能研究

2.1 模型及試驗設備

本次試驗在XNJD-1回流串聯風洞的第二試驗段中進行,此試驗段寬2.4 m,高2.0 m,風洞內的紊流強度小于1.0%,可以很好地模擬均勻流條件。主梁節段模型采用1∶58.6的幾何縮尺比,模型長L=2.095 0 m,寬B=0.617 9 m,高D=0.265 6 m,長寬比L/B=3.39,模型與實橋之間除要滿足幾何外形相似外,還滿足了彈性參數、慣性參數和阻尼參數的一致性條件。模型材料采用ABS(acrylonitrile butadiene styrene)塑料和鋁板,橋面系采用ABS塑料板整體雕刻制作,為了增加模型剛度,桁架弦桿與腹桿按圖紙縮尺尺寸采用鋁板整體切割制成。在模型的前方布置了Cobra風速儀,用于試驗來流風速的測量。在模型的幾何中心位置和背風側邊緣處分別布置了1個激光位移計。節段模型通過懸臂支架與8根位于洞外的拉伸彈簧組成的懸掛系統安裝于風洞之中,保證模型可以發生豎彎和扭轉振動,使用1.00 m×0.56 m的端板保證節段模型的二元流動,節段模型如圖3所示。

圖3 節段試驗模型

2.2 試驗結果

渦激振動節段模型風洞試驗分別在α=0°、+3°、-3°三種攻角條件下進行。試驗在均勻流場中進行。對于每一個工況,試驗風速范圍為0～25 m/s,在找到其渦振區后,風速再按0.1 m/s遞增,以確定準確的渦激振動起始風速和最大振幅。節段模型無量綱豎向位移和無量綱扭轉角位移,如圖4、5所示。

圖4 原始斷面主梁豎向渦振響應

圖5 原始斷面主梁扭轉渦振響應

試驗結果表明:主梁節段模型在α=+3°攻角下未發生渦激振動現象,在α=0°、-3°攻角下均發生了明顯的豎向渦激振動現象,0°攻角下主要渦振區間位于3.7～4.6的折減風速范圍內,當折減風速Ur=4.4時,渦振最大豎向無量綱振幅為0.008 7;-3°攻角下渦振振幅最大,主要渦振區間處于4.4～5.5的折減風速范圍內,當折減風速Ur=5.1時,渦振豎向無量綱振幅達到最大值0.008 8。上述兩個角度的卓越頻率成分明顯,渦振鎖定區間內的卓越頻率為2.812 5 Hz,與結構固有豎向頻率2.786 7 Hz接近,出現了鎖定現象。但在0～25 m/s的常遇風速區間內,各個風攻角下均未發生明顯的扭轉渦激振動。

3 桁架截面流場模擬分析

3.1 CFD數值計算參數

由于桁架梁的部分構件沿橋梁展向不連續,如牛腿、加強筋等構件,故在計算中不作考慮。本文的CFD 計算模型與試驗模型具有相同的比例,即1∶58.6,為準確模擬桁架梁的氣動特性,保證了所有通長桿件氣動外形相同,CFD計算斷面如圖6所示。

圖6 主梁簡化模型

考慮到計算模型沿順風向的阻塞率應小于5%,同時為了減小流域上、下對稱邊界對計算斷面附近的流動干擾,將計算區域總尺寸設置為17B×50B(B為主梁寬度),最終阻塞率為2.0%。網格系統采用非結構化網格,底層網厚度根據y+控制,在保證其小于1的基礎上,第一層網格高度為1.4×10-5D(D為主梁高度)。迎風入口設置為速度入口,流向速度U∞=10 m/s,豎向速度v=0,出口為壓力出口,湍流強度設為0.5%,湍流黏性比為10,主梁截面設置為無滑移壁面,計算域設置詳情如圖7所示。網格系統的整體和局部視圖,如圖8、9所示。

圖7 計算域設置

圖8 網格整體布置圖

圖9 網格局部布置圖

本文通過靜止繞流方法對網格和時間的無關性進行了驗證,如表2所示。綜合考慮到計算效率與精度,二維網格總數確定為397 272,采用兩方程SSTk-ω模型進行計算,壓力-速度耦合算法采用了SIMPLEC算法,數值模擬殘差設置為1×10-5,計算時間步確定為0.000 1 s。

表2 網格無關性驗證

3.2 平均流場形態分析

本文通過時均化處理,在渦激振動最大振幅所對應的風速下,對每個工況進行非定常求解至斷面出現穩定的旋渦脫落,即升力的時程曲線呈現規律的周期變化,然后對每個工況取至少15個旋渦脫落周期的流場數據進行積分,平均得到時均化的流場數據。其中,0°風攻角下的入口流向折減風速為5.1,-3°風攻角下的入口流向折減風速為4.4。

圖10和圖11為該桁架斷面0°攻角的時均流線圖與單個周期內四個時刻的瞬時Q準則。當流動經過斷面迎風側前緣時在上、下轉角位置發生氣流分離,并且再次附著到斷面表面,之后在尾端分離出較高能量的旋渦;上橋面上側由于欄桿的影響出現了較大尺度的旋渦,尾端存在匯流現象,旋渦交替脫落,產生周期性壓力差;下橋面尾端對稱脫落出尺度較小的旋渦,其下側因流動分離產生了高能量的狹長旋渦,且尺度是所有旋渦中最大的,所以可能是導致渦振的主導旋渦。

圖10 0°風攻角下時均流線圖

(a) 0時刻

圖12和圖13為該桁架斷面-3°攻角的時均流線圖與單個周期內四個時刻的瞬時Q準則。相比于0°攻角下的流場,-3°攻角上橋面上方旋渦尺度顯著減小且流動分離減弱,但由于檢修車軌道使得下側的流動分離變得更加劇烈,導致尾流交替脫落的旋渦尺度也相應增大;下橋面尾端分離出的旋渦和其下側高能量旋渦的尺度進一步增大,并且下側的主導旋渦還形成了兩個明顯的渦核。

圖12 -3°風攻角下時均流線圖

(a) 0時刻

綜上所述,導致該斷面在0°與-3°風攻角下發生渦激振動的主要原因是流動經過下弦桿分離出的大尺度高能量旋渦,下文將據此進行渦激振動的控制。

4 渦激振動抑制措施

4.1 二維被動控制方法

本文依據數值模擬結果與相關文獻[18-20],在風洞試驗中設置了不同長度的水平翼板,下中央穩定板和L型分流板來控制主梁的渦激振動,措施詳情如表3所示。

表3 二維被動抑振措施

方案1～4在-3°風攻角下的測試結果,如圖14所示。在已測試的方案中,在下弦桿上部設置水平翼板可以抑制部分主梁渦振,方案1的振幅為無措施工況振幅的67%,方案2的振幅為無措施工況振幅的77%;與無措施工況相比,方案1與方案2的渦振起振風速都提高了。在下層橋面下部加中央穩定板對主梁渦振起到了負作用,渦振振幅比其原斷面略大,且出現了兩個渦振區間。方案4對主梁渦振的抑制效果最好,完全抑制了主梁的豎向渦振,該措施進一步也在α=0°、+3°上進行了驗證,結果如圖15所示,在三個攻角下都完全抑制了主梁渦振。

圖14 -3°風攻角下各種方案抑振效果比較

圖15 L型分流板措施渦振試驗結果

4.2 三維被動控制方法

展向周期攝動方法(spanwise periodic perturbation method) 是一種有效的三維被動控制方法,它將周期性的幾何變形用于物體的前緣或后緣,在展向波紋的前緣產生了沿流向與垂直于流向的渦流分量,渦量的重新分布讓相互交錯的卡門渦街分解為穩定且對稱的尾流,從而達到抑制渦激振動的目的[21-22]。展向渦量變化示意圖,如圖16所示。

圖16 展向渦量變化示意圖

使物體表面輪廓沿著展向呈正弦變化是展向周期攝動法的典型應用,Dobre等[23]將方柱的前緣改為波浪形外形,并進行了風洞試驗驗證了該控制方法對于抑制周期性展向渦脫的有效性。El Gammal等[24]進行了風洞試驗以確定展向周期攝動法在控制板梁橋模型的渦激振動方面的有效性,在試驗中,截面前緣和后緣的形狀被修改為正弦波形,為尾流提供了三維擾動。由于桁架上、下弦桿的構造與板梁截面有相似之處,所以本文受到展向周期攝動法的啟發,將展向正弦幾何構造做成風嘴,以此對流場施加三維幾何擾動并控制該桁架截面的渦振。參考二維控制措施中的方案,只將波浪形風嘴置于下弦桿外側,對稱布置的風嘴可以解決來流風向不確定的問題[25],具體布置如圖17所示。

圖17 波浪形風嘴措施

基于展向周期攝動法,正弦波形的關鍵幾何參數包括波長W與幅值A[26],如圖18所示。然而,尚且不清楚波長和幅值等相關參數應如何確定,所以本文在保證合理性的情況下設計了四種不同幾何參數的波形,以此來研究不同幾何參數對抑振效果的影響,具體工況設置如表4所示。

表4 不同幾何參數的波形風嘴

圖18 波浪形風嘴幾何參數示意圖

4.3 波浪形風嘴風洞試驗結果與分析

本試驗沿用2.1節模型,其他條件不變,波浪形風嘴使用的材料為ABS塑料板,由激光切割后拼接制成,其質量相對于模型整體質量來說可以忽略不計。試驗在最不利攻角-3°下進行,得到的無量綱豎向振幅與折減風速的關系如圖19所示。

圖19 -3°風攻角下不同波浪形風嘴抑振效果比較

試驗結果表明:使用大幅值的波浪形風嘴對桁架梁渦振的抑制效果最好,渦振基本消失,小幅值的波浪形風嘴并沒有明顯改善主梁的渦振性能,兩種工況的最大豎向無量綱振幅都與原始斷面的最大豎向無量綱振幅接近,且兩種工況的渦振區間都略大于原始斷面的渦振區間,小幅值-短波風嘴的主要渦振區間位于3.8～5.3的折減風速范圍內,小幅值-長波風嘴的主要渦振區間位于3.6～4.9的折減風速范圍內。

不同波長、不同幅值的波浪形風嘴抑振效果比較,如圖20和21所示。由圖20和21可知:隨著波浪形風嘴的幅值增大,渦振的振幅減小甚至消失,說明波浪形風嘴的抑振效果對幅值A的變化比較敏感,通過增加幅值A可以顯著提高主梁渦振性能;而波長W的改變對抑制桁架梁渦振的效果不是很明顯,所以與波長W相比,幅值A對波浪形風嘴的渦振控制效果影響更大。

(a) 大幅值波浪形風嘴

(a) 短波波浪形風嘴

5 結 論

本文針對大跨度公鐵兩用雙層桁架橋進行了風洞試驗,研究了其渦激振動現象,并提出了相應的二維與三維氣動控制措施,將展向周期攝動法應用于該橋上,控制了主梁的渦激振動,主要研究內容總結如下:

(1) 當模態阻尼比為0.42%時,在0°與-3°風攻角下,主梁原始斷面發生明顯的豎向渦激振動。0°攻角下主要渦振區間位于3.7～4.6的折減風速范圍內,最大豎向無量綱振幅為8.7;-3°攻角下渦振振幅相對較大,主要渦振區間處于4.4～5.5的折減風速范圍內,豎向無量綱振幅為8.8。在0～25 m/s的常遇風速區間內,各攻角均未發生明顯的扭轉渦激振動。

(2) 在0°與-3°風攻角下,鋼桁主梁下弦桿的下轉角處因流動分離產生的高能量大尺度旋渦是影響斷面流場的主導旋渦,也是誘發豎向渦振的主要原因。

(3) 采用不同尺寸的下水平翼板,下中央穩定板以及L型分流板對主梁的渦激振動進行控制。30 mm寬的下水平翼板使豎向振幅減小33%,20 mm寬的下水平翼板使豎向振幅減小23%,下中央穩定板使主梁豎向渦激振動振幅增大,而L型分流板在三個風攻角下完全抑制了主梁渦激振動。

(4) 基于展向周期攝動法設計了不同波長與幅值的波浪形風嘴,并進行了風洞試驗,結果表明波浪形風嘴的抑振效果對幅值變化比較敏感,增大幅值可以有效抑制主梁的渦激振動。

(5) 本文的三維展向氣動控制措施還需進一步優化,后續試驗將在大比例尺模型上進一步檢驗不同縮尺比下的控制效果,并通過數值模擬來研究其抑振機理。