高陡山區(qū)大跨度鋼箱梁懸索橋風(fēng)致振動(dòng)試驗(yàn)和氣動(dòng)外形優(yōu)化

陳應(yīng)高, 康 佳, 唐浩俊,3, 鄭凱鋒, 李永樂(lè),3

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,成都 610031; 2. 貴州省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院股份有限公司,貴陽(yáng) 550081;3. 風(fēng)工程四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031)

在我國(guó)的西南山區(qū),橫斷山脈與云貴高原受瀾滄江、金沙江以及怒江等的切割,峽谷溝壑遍地,地形表現(xiàn)出極大的落差。山區(qū)峽谷陣風(fēng)強(qiáng)烈,風(fēng)切頻繁,橋址區(qū)的風(fēng)速場(chǎng)在空間分布復(fù)雜[1],受河谷走向急變及高陡山體的遮擋,來(lái)流風(fēng)與水平面往往存在較大的夾角。當(dāng)大跨度橋梁跨越高陡峽谷時(shí),易受到大攻角強(qiáng)風(fēng)的不利影響,對(duì)結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)安全提出了更高的挑戰(zhàn)。橋梁的風(fēng)致振動(dòng)包括發(fā)散振動(dòng)和限幅振動(dòng),也是大跨度橋梁在設(shè)計(jì)階段就需要考慮的控制性因素之一。

顫振是一種發(fā)散振動(dòng),當(dāng)來(lái)流風(fēng)速超過(guò)橋梁的顫振臨界風(fēng)速時(shí)橋梁可能出現(xiàn)振幅不斷增大的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)或彎扭耦合振動(dòng)。山區(qū)大跨度懸索橋多采用鋼桁加勁梁,而大風(fēng)攻角下鋼桁加勁梁的顫振性能可能會(huì)出現(xiàn)明顯下降。王云飛等[2]對(duì)大風(fēng)攻角范圍下的鋼桁梁大跨度橋的顫振臨界風(fēng)速進(jìn)行了測(cè)試并對(duì)比了多種氣動(dòng)優(yōu)化措施,發(fā)現(xiàn)大風(fēng)攻角與小風(fēng)攻角顫振性能差異明顯,且不同攻角對(duì)同種優(yōu)化措施的敏感程度不同。Wang等[3]對(duì)山區(qū)大跨度鋼桁架懸索橋進(jìn)行了節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn),結(jié)論指出設(shè)置氣動(dòng)翼板和中央穩(wěn)定板有助于提高主梁的顫振臨界風(fēng)速,且提高程度受安裝的位置和高度影響。郭俊杰等[4]考慮了山區(qū)可能出現(xiàn)的大攻角來(lái)流,以某大跨鋼桁梁懸索橋?yàn)閷?duì)象,研究了不同風(fēng)攻角下不同形式的穩(wěn)定板對(duì)橋梁顫振性能的影響。

鋼箱梁是大跨度懸索橋加勁梁的另一種形式,在其兩側(cè)安裝風(fēng)嘴可以使截面表現(xiàn)出流線體特性,有利于橋梁的顫振穩(wěn)定性。隨著橋梁跨度不斷增大,采用分離式雙箱梁或多箱梁更有利于橋梁的顫振穩(wěn)定性,例如土耳其1915恰納卡萊大橋,其主跨為2 023 m;我國(guó)的西堠門(mén)大橋,其主跨為1 650 m,都采用了分離式雙箱梁。但是,隨著來(lái)流風(fēng)攻角的增大,流線型箱梁斷面逐漸表現(xiàn)出鈍體截面的特性,顫振性能同樣將發(fā)生明顯下降[5]。安偉勝[6]在研究龍江大橋顫振性能時(shí)指出,橋梁在正攻角下顫振性能較差,優(yōu)化人行欄桿構(gòu)造和增大透風(fēng)率可以明顯改善主梁斷面的氣動(dòng)性能。

渦激共振是一種限幅振動(dòng),也是大跨度懸索橋設(shè)計(jì)中需要重點(diǎn)考慮的問(wèn)題。來(lái)流風(fēng)經(jīng)過(guò)鈍體主梁時(shí)易發(fā)生分離并在尾流側(cè)產(chǎn)生交替脫落的漩渦。當(dāng)漩渦脫落頻率與橋梁的豎彎或扭轉(zhuǎn)頻率接近時(shí),橋梁可能在周期性漩渦的激勵(lì)下發(fā)生豎向或扭轉(zhuǎn)方向的共振現(xiàn)象。鋼桁梁由縱橫交錯(cuò)的桿件與橋面板組成,不同構(gòu)件的漩渦脫落特性不同,且彼此之間存在明顯的氣動(dòng)干擾現(xiàn)象,這在一定程度上減小了鋼桁梁發(fā)生渦激共振的可能性[7]。翟曉亮等[8]針對(duì)跨越高原峽谷的鋼桁梁懸索橋開(kāi)展了風(fēng)洞試驗(yàn),指出該橋設(shè)置中央穩(wěn)定板前后均沒(méi)有在設(shè)計(jì)風(fēng)速以下發(fā)生渦激共振現(xiàn)象。Fang等[9]研究了某鋼桁梁懸索橋的渦振性能,發(fā)現(xiàn)檢修道等附屬設(shè)施的存在可導(dǎo)致周期性漩渦脫落,造成橋梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振。鋼箱梁在大風(fēng)攻角來(lái)流作用下的渦振問(wèn)題較為突出。張佳[10]通過(guò)研究大跨度鋼箱梁懸索橋渦振性能發(fā)現(xiàn),原斷面在+5°攻角發(fā)生了明顯的渦激共振,通過(guò)減小欄桿基石的高度可以有效抑制渦振;張建等[11]研究了導(dǎo)流板對(duì)扁平鋼箱梁斷面渦振性能的影響,結(jié)果表明緊貼風(fēng)嘴的寬導(dǎo)流板能有效地抑制加勁梁渦振;朱思宇等[12]針對(duì)流線型扁平鋼箱梁的渦振性能進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn),指出較大的正攻角下人行道護(hù)欄會(huì)顯著影響橋面上方氣流漩渦的結(jié)構(gòu)與位置,進(jìn)而影響加勁梁的渦激振動(dòng)性能。

由此可見(jiàn),大跨度懸索橋結(jié)構(gòu)纖柔,阻尼較小,加勁梁的自振頻率較低,容易發(fā)生風(fēng)致振動(dòng)。安裝氣動(dòng)措施是提高橋梁顫振穩(wěn)定性和減小渦振響應(yīng)的最有效方法,可有效改善山區(qū)大跨度懸索橋的氣動(dòng)措施包括中央穩(wěn)定板、水平導(dǎo)流板、改變護(hù)欄透風(fēng)率等。對(duì)于鋼桁梁與鋼箱梁在顫振優(yōu)化上都有較好的應(yīng)用。如設(shè)置中央穩(wěn)定板是兩種橋型較為常用的方案,能較明顯提升顫振臨界風(fēng)速,考慮到上橋面行車(chē)以及美觀問(wèn)題,桁架中多考慮設(shè)置下中央穩(wěn)定板或是不同高度的上下中央穩(wěn)定板組合;導(dǎo)流板有水平導(dǎo)流板和斜導(dǎo)流板之分,鋼箱梁多在風(fēng)嘴處設(shè)置,并可考慮不同傾角[13],鋼桁梁則多選擇在上橋面兩側(cè)或是桁架內(nèi)側(cè)設(shè)置導(dǎo)流板;兩種橋型都有較多考慮對(duì)護(hù)欄的透風(fēng)率和高度進(jìn)行優(yōu)化,端部護(hù)欄多增大透風(fēng)率以減小對(duì)來(lái)流的分離作用,中央護(hù)欄多封閉以在一定程度上起到中央穩(wěn)定板的效果[14]。但是,由于這些氣動(dòng)措施的安裝,加勁梁的氣動(dòng)外形將發(fā)生改變,故有利于加勁梁顫振性能的氣動(dòng)優(yōu)化措施不一定有利于渦振性能,而大攻角來(lái)流對(duì)橋梁抗風(fēng)性能的不利影響則更進(jìn)一步激化了這一矛盾性。

山區(qū)大跨度懸索橋采用鋼箱加勁梁的情況較少。為了更好地掌握高陡山區(qū)鋼箱梁懸索橋的抗風(fēng)性能,明確氣動(dòng)優(yōu)化設(shè)計(jì)思路,充分考慮氣動(dòng)優(yōu)化措施在工程中的實(shí)用性并與試驗(yàn)設(shè)計(jì)相結(jié)合。本文以主跨780 m的鋼箱梁懸索橋作為研究對(duì)象,針對(duì)橋梁顫振性能較差的問(wèn)題,從提高護(hù)欄透風(fēng)率、增設(shè)中央穩(wěn)定板、改進(jìn)風(fēng)嘴構(gòu)造3個(gè)途徑入手,對(duì)加勁梁的氣動(dòng)外形進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì),并通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。同時(shí),結(jié)合橋梁的渦振響應(yīng)進(jìn)一步評(píng)價(jià)了氣動(dòng)優(yōu)化設(shè)計(jì)思路的有效性,為山區(qū)大風(fēng)攻角下的大跨度鋼箱梁懸索橋的氣動(dòng)優(yōu)化及其風(fēng)洞試驗(yàn)設(shè)計(jì)提供參考。

1 結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性

1.1 工程背景

綠汁江大橋主橋采用單塔單跨懸索橋設(shè)計(jì),全橋設(shè)有2根主纜,中心間距為28 m。綠汁江橋總體布置如圖1所示,主跨為780 m,主纜矢跨比為1 ∶11。橋塔全高156 m,采用C50混凝土橋塔。綠汁江大橋(見(jiàn)圖1)地勢(shì)起伏大,越嶺線路長(zhǎng),地形狹窄。峽谷兩側(cè)山高,氣流受阻,垂直方向氣候差異明顯,橋址區(qū)風(fēng)特性復(fù)雜。

圖1 主橋立面布置圖(單位:m)Fig.1 Elevation of the bridge (m)

綠汁江大橋加勁梁用整體式鋼箱梁設(shè)計(jì),箱梁高3 m,寬31.4 m,左右兩側(cè)布置有外側(cè)防撞護(hù)欄和檢修道護(hù)欄,中間布置有中央防撞護(hù)欄。在原設(shè)計(jì)方案中,外側(cè)防撞護(hù)欄高度為1.56 m。由于新的規(guī)范要求,后將兩側(cè)的防撞護(hù)欄高度增加到了1.9 m。1/2加勁梁的標(biāo)準(zhǔn)截面圖如圖2所示。此外,在防撞護(hù)欄的外側(cè)還設(shè)置了檢修道護(hù)欄,其下為擋水板。在橋面下側(cè)設(shè)置了檢修車(chē)軌道,其兩側(cè)為導(dǎo)流板。

圖2 綠汁江橋加勁梁標(biāo)準(zhǔn)斷面(mm)Fig.2 Standard cross-section of the girder (mm)

綠汁江大橋跨越高陡山區(qū)深大峽谷,周?chē)貏?shì)起伏劇烈。根據(jù)JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[15],對(duì)于一些特別地形地區(qū),可增加均勻流場(chǎng)-7°和+7°風(fēng)攻角下的顫振穩(wěn)定性檢驗(yàn)。另外,考慮到該橋位處平均風(fēng)速隨攻角增大下降明顯,以及±7°時(shí)風(fēng)洞試驗(yàn)裸橋的阻塞率已經(jīng)達(dá)到5.6%,確定了綠汁江大橋顫振檢驗(yàn)時(shí)需要考慮的風(fēng)攻角α,并再結(jié)合橋址區(qū)風(fēng)特性的數(shù)值模擬[16],確定了各風(fēng)攻角對(duì)應(yīng)的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)風(fēng)速U0和顫振檢驗(yàn)風(fēng)速Ucr,如表1所示。

表1 橋梁的設(shè)計(jì)風(fēng)參數(shù)

1.2 結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性

綠汁江大橋采用單塔鋼箱梁懸索橋方案,建?；谟邢拊治鲕浖嗀NSYS分析橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性,在有限元模型中,加勁梁和主塔用Beam4單元進(jìn)行模擬,材料分別為鋼材和C50混凝土。主纜采用高強(qiáng)鋼絲,用Link8桿單元進(jìn)行模擬。主纜和加勁梁之間通過(guò)平行雙吊索連接,吊索采用Link8桿單元模擬,材料為鋼材。施加相應(yīng)約束后,有限元模型如圖3所示。

圖3 橋梁的有限元模型Fig.3 Finite element model of the bridge

對(duì)橋梁進(jìn)行模態(tài)分析,得到結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性。橋梁的顫振臨界狀態(tài)通?？捎韶Q彎和扭轉(zhuǎn)基頻確定,考慮了一階對(duì)稱(chēng)扭彎模態(tài)組合和一階反對(duì)稱(chēng)扭彎模態(tài)組合,各模態(tài)頻率及振型如表2所示。將正對(duì)稱(chēng)扭彎模態(tài)參數(shù)和反對(duì)稱(chēng)扭彎模態(tài)參數(shù)分別代入計(jì)算平板顫振臨界風(fēng)速的理論公式。這里考慮了JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》中所給出的Selberg公式和Van der Put公式,取它們的平均值對(duì)兩種模態(tài)組合進(jìn)行評(píng)價(jià)。正對(duì)稱(chēng)扭彎模態(tài)組合對(duì)應(yīng)臨界風(fēng)速僅為反對(duì)稱(chēng)扭彎模態(tài)組合對(duì)應(yīng)臨界風(fēng)速的0.66倍。顯然,正對(duì)稱(chēng)扭彎模態(tài)組合更不利,即綠汁江大橋的顫振臨界狀態(tài)由正對(duì)稱(chēng)扭彎模態(tài)組合控制。

表2 橋梁的動(dòng)力特性

2 橋梁顫振性能及優(yōu)化對(duì)策

2.1 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)參數(shù)

試驗(yàn)在西南交通大學(xué)XNJD-1工業(yè)風(fēng)洞第二試驗(yàn)段中進(jìn)行,直接測(cè)試均勻來(lái)流作用下模型發(fā)生顫振失穩(wěn)的臨界風(fēng)速。試驗(yàn)中,來(lái)流風(fēng)向不變,通過(guò)旋轉(zhuǎn)模型的方式實(shí)現(xiàn)了0°,±3°,±5°,±7°風(fēng)攻角的模擬。剛性模型由兩側(cè)各4根拉伸彈簧懸掛支撐,實(shí)現(xiàn)了可豎向振動(dòng)和繞模型軸線轉(zhuǎn)動(dòng)的二自由度振動(dòng)系統(tǒng)。模型兩端設(shè)置了豎向端板,以減少端部三維繞流對(duì)模型氣動(dòng)特性影響,保證節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)的二維流場(chǎng)特性。安裝在風(fēng)洞中的動(dòng)力節(jié)段模型如圖4所示。在模型上游放置了眼鏡蛇三維脈動(dòng)風(fēng)速測(cè)量?jī)x測(cè)試來(lái)流風(fēng)速大小。

采用直接測(cè)量法進(jìn)行顫振試驗(yàn)時(shí),要求模型系統(tǒng)滿足動(dòng)力節(jié)段模型的相似律,即要求模型與原型的彈性參數(shù)、慣性參數(shù)和阻尼參數(shù)之間保持一致。節(jié)段模型按照1/45的幾何縮尺比嚴(yán)格模擬加勁梁的幾何外形,包括附屬設(shè)施。其中,護(hù)欄在滿足透風(fēng)率等效的基礎(chǔ)上進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化。根據(jù)對(duì)顫振機(jī)理的認(rèn)識(shí),該橋正對(duì)稱(chēng)扭彎模態(tài)組合更不利于其顫振穩(wěn)定性,故根據(jù)一階正對(duì)稱(chēng)扭轉(zhuǎn)和豎彎的模態(tài)參數(shù)確定了試驗(yàn)系統(tǒng)的動(dòng)力參數(shù)。模型系統(tǒng)較好地滿足了如表3所示。

表3 試驗(yàn)系統(tǒng)的主要參數(shù)

2.2 橋梁的顫振臨界風(fēng)速及優(yōu)化思路

首先,通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試了加勁梁原斷面的顫振性能,7個(gè)測(cè)試攻角下橋梁的顫振臨界風(fēng)速如表4所示,并根據(jù)風(fēng)速比將試驗(yàn)風(fēng)速換算至了實(shí)橋風(fēng)速。由試驗(yàn)結(jié)果可以看到,橋梁在零攻角和負(fù)攻角下的顫振性能良好,臨界風(fēng)速大于檢驗(yàn)風(fēng)速,但橋梁在正攻角下的顫振性能較差,臨界風(fēng)速小于檢驗(yàn)風(fēng)速。

表4 橋梁的顫振臨界風(fēng)速

然后,對(duì)橋梁進(jìn)行氣動(dòng)優(yōu)化設(shè)計(jì),通過(guò)有效的優(yōu)化措施提高橋梁在正攻角下的顫振性能。由試驗(yàn)結(jié)果可以看到,橋梁的顫振臨界風(fēng)速隨著正攻角的增大而明顯減小,且表現(xiàn)為單自由度扭轉(zhuǎn)顫振。結(jié)合前期研究成果,在大風(fēng)攻角下,當(dāng)來(lái)流風(fēng)速高于橋梁的顫振臨界風(fēng)速時(shí),來(lái)流易在迎風(fēng)側(cè)發(fā)生分離,并在端部形成大尺度漩渦,該漩渦在加勁梁扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的過(guò)程中向背風(fēng)側(cè)轉(zhuǎn)移,使氣動(dòng)力對(duì)結(jié)構(gòu)做正功,成為驅(qū)動(dòng)橋梁扭轉(zhuǎn)顫振的主要因素。將從以下3個(gè)方面對(duì)加勁梁的氣動(dòng)外形進(jìn)行優(yōu)化:

(1)拆除端部的附屬設(shè)施,以減小對(duì)來(lái)流風(fēng)的阻礙。需要說(shuō)明的是,實(shí)際工程中無(wú)法對(duì)附屬設(shè)施進(jìn)行拆除,此項(xiàng)比選的主要目的是確認(rèn)以上對(duì)橋梁扭轉(zhuǎn)顫振驅(qū)動(dòng)機(jī)理的討論。

(2)在橋面風(fēng)嘴位置增設(shè)導(dǎo)流板,以增強(qiáng)對(duì)來(lái)流風(fēng)的引導(dǎo),減小端部漩渦的尺度及強(qiáng)度。

(3)在橋面中央增設(shè)豎向穩(wěn)定板,阻礙迎風(fēng)側(cè)漩渦向背風(fēng)側(cè)移動(dòng),減小氣動(dòng)力輸入的能量。

2.3 拆除端部附屬設(shè)施

在箱梁兩側(cè)設(shè)置風(fēng)嘴可以使來(lái)流風(fēng)更平順的經(jīng)過(guò)橋面,降低流動(dòng)的分離,但是該橋防撞護(hù)欄較高、透風(fēng)率較小,且風(fēng)嘴上還設(shè)置有檢修道,其下側(cè)為擋水板,這些附屬設(shè)施的存在可能造成來(lái)流的分離,弱化了風(fēng)嘴的作用,降低了橋梁的顫振穩(wěn)定性。為了確定以上分析,將橋面兩側(cè)的防撞護(hù)欄和檢修道護(hù)欄進(jìn)行拆除,如圖5所示,標(biāo)記為優(yōu)化方案A。

圖5 優(yōu)化方案A示意圖Fig.5 Diagram of the optimized scheme A

該組試驗(yàn)工況的扭轉(zhuǎn)阻尼比為0.17%、豎彎阻尼比為0.25%。通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行測(cè)試,采用優(yōu)化方案A后,橋梁在+3°和+5°風(fēng)攻角下的顫振性能得到顯著提升。當(dāng)實(shí)橋風(fēng)速大于72 m/s時(shí),仍未出現(xiàn)顫振失穩(wěn)現(xiàn)象。這反映了關(guān)于橋梁顫振原因分析的合理性。

2.4 風(fēng)嘴處增設(shè)導(dǎo)流板

為了降低端部附屬設(shè)施的不利影響,在風(fēng)嘴上側(cè)增設(shè)了導(dǎo)流板,以期使來(lái)流能夠更加平順地進(jìn)入橋面,減少流動(dòng)的分離,提高橋梁的顫振穩(wěn)定性。考慮到在工程中的應(yīng)用性,與常規(guī)的橫向平行設(shè)置導(dǎo)流板的方案有一定區(qū)別,并進(jìn)一步提出了短導(dǎo)流板和長(zhǎng)導(dǎo)流板兩種方案。其中,短導(dǎo)流板連接擋水板邊緣及風(fēng)嘴中部,原風(fēng)嘴的角度并未改變,標(biāo)記為優(yōu)化方案B1;長(zhǎng)導(dǎo)流板連接擋水板邊緣及風(fēng)嘴邊緣,相當(dāng)于增大了原風(fēng)嘴的角度,標(biāo)記為優(yōu)化方案B2,如圖6所示。

圖6 優(yōu)化方案B示意圖Fig.6 Diagram of the optimized scheme B

該組試驗(yàn)工況的扭轉(zhuǎn)阻尼比為0.28%、豎彎阻尼比為0.29%,試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。結(jié)果表明,兩種優(yōu)化方式均有效,正攻角下橋梁的顫振臨界風(fēng)速明顯提升,各攻角下橋梁的顫振臨界風(fēng)速均滿足檢驗(yàn)風(fēng)速的要求。其中,短導(dǎo)流板的設(shè)置沒(méi)有改變?cè)鹊娘L(fēng)嘴角度,對(duì)橋梁的顫振性能更為有利。

表5 設(shè)置導(dǎo)流板后橋梁的顫振臨界風(fēng)速

2.5 橋面中央增設(shè)豎向穩(wěn)定板

除了通過(guò)設(shè)置導(dǎo)流板以削弱端部漩渦的生成外,還通過(guò)在橋面中央設(shè)置豎向穩(wěn)定板以阻礙漩渦的移動(dòng)。豎向穩(wěn)定板的有效性已得到許多研究的驗(yàn)證,在實(shí)際工程中也得到了較為普遍地應(yīng)用。在一定的高度范圍內(nèi),隨著中央穩(wěn)定板的高度增加,顫振優(yōu)化效果也更好[17-19]。在本研究中,通過(guò)封閉內(nèi)側(cè)防撞護(hù)欄以代替豎向穩(wěn)定板,并考慮了兩種高度的穩(wěn)定板。其中,矮穩(wěn)定板高度與內(nèi)側(cè)防撞護(hù)欄高度一致,標(biāo)記為優(yōu)化方案C1;高穩(wěn)定板高度與外側(cè)防撞護(hù)欄高度一致,約為內(nèi)側(cè)防撞護(hù)欄高度的1.4倍,標(biāo)記為優(yōu)化方案C2,如圖7所示。

圖7 優(yōu)化方案C示意圖Fig.7 Diagram of the optimized scheme C

該組試驗(yàn)工況的扭轉(zhuǎn)阻尼比為0.19%,豎彎阻尼比為0.31%,試驗(yàn)結(jié)果如表6所示。當(dāng)設(shè)置矮穩(wěn)定板后,橋梁在+3°風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速得到了明顯提升,但在+5°風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速僅有小幅提升,其原因是端部漩渦的尺寸會(huì)隨著攻角的增大而增大,穩(wěn)定板高度較低無(wú)法對(duì)漩渦的移動(dòng)形成有效阻礙。增加穩(wěn)定板高度后,橋梁在+5°風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速也得到明顯提升,但在+7°風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速僅有小幅提升。橋址區(qū)出現(xiàn)較大的正攻角的可能性要小,對(duì)應(yīng)的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速也較低.雖然+7°風(fēng)攻角下橋梁的顫振臨界風(fēng)速較低,但仍然滿足顫振檢驗(yàn)風(fēng)速的要求。此外,設(shè)置高穩(wěn)定板后,橋梁在零攻角和負(fù)攻角下的顫振臨界風(fēng)速?zèng)]有出現(xiàn)明顯下降,均大于顫振檢驗(yàn)風(fēng)速。

表6 設(shè)置穩(wěn)定板后橋梁的顫振臨界風(fēng)速

3 橋梁渦振性能

第2章對(duì)橋梁的顫振性能進(jìn)行了測(cè)試和優(yōu)化,發(fā)現(xiàn)在風(fēng)嘴處增設(shè)導(dǎo)流板或在橋面中央增設(shè)穩(wěn)定板都能夠有效提升橋梁的顫振性能,滿足顫振檢驗(yàn)風(fēng)速的要求。除了顫振穩(wěn)定性以外,橋梁在常遇風(fēng)速下可能出現(xiàn)的渦激共振也同樣需要關(guān)注。渦激共振是大跨度橋梁容易在低風(fēng)速下出現(xiàn)的一種風(fēng)致限幅振動(dòng)。流線型箱梁在大風(fēng)攻角作用下會(huì)逐漸表現(xiàn)出鈍體的特征,存在發(fā)生渦激共振的可能性[20-21]。因此,本章將比較設(shè)置這兩種氣動(dòng)措施后,橋梁的渦振性能,并據(jù)此對(duì)兩種措施的有效性做進(jìn)一步評(píng)價(jià)。

通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試該橋的渦振響應(yīng),試驗(yàn)參數(shù)與顫振試驗(yàn)保持一致。來(lái)流為均勻流,逐步增大風(fēng)速,測(cè)試模型的振幅大小。節(jié)段模型的渦振振幅ym與實(shí)橋的渦振振幅yp按式(1)進(jìn)行換算[22]

(1)

式中,進(jìn)行豎彎渦振振幅換算時(shí)n為幾何縮尺比,進(jìn)行扭轉(zhuǎn)渦振振幅換算時(shí)n為1。

首先,測(cè)試了在風(fēng)嘴處設(shè)置導(dǎo)流板后橋梁的渦振響應(yīng),同樣考慮了0°,±3°,±5°,±7°共7個(gè)風(fēng)攻角。圖8和圖9分別給出了實(shí)橋豎向渦振振幅和扭轉(zhuǎn)渦振振幅隨實(shí)際風(fēng)速的變化規(guī)律。由試驗(yàn)結(jié)果可以看到,設(shè)置短導(dǎo)流板(優(yōu)化方案B1)或長(zhǎng)導(dǎo)流板(優(yōu)化方案B2)后,橋梁的渦振響應(yīng)呈現(xiàn)相似的規(guī)律。在負(fù)攻角下,橋梁沒(méi)有發(fā)生渦激共振現(xiàn)象;在零攻角下,橋梁發(fā)生了振幅較小的扭轉(zhuǎn)渦振;但在正攻角下,橋梁在豎直和扭轉(zhuǎn)方向均發(fā)生了幅度較大的渦激共振,且攻角越大振幅越大?？傮w來(lái)看,橋梁在+5°和+7°風(fēng)攻角下的渦振響應(yīng)最顯著,豎向渦振存在一個(gè)鎖定區(qū)間,扭轉(zhuǎn)渦振存在兩個(gè)相鄰較近的鎖定區(qū)間。各鎖定區(qū)間內(nèi),最大振幅對(duì)應(yīng)的風(fēng)速受攻角的影響較小。

圖8 采用優(yōu)化方案B1后橋梁的渦振響應(yīng)Fig.8 VIV response of the bridge with optimized scheme B1

圖9 采用優(yōu)化方案B2后橋梁的渦振響應(yīng)Fig.9 VIV response of the bridge with optimized scheme B2

然后,測(cè)試了在橋面中央增設(shè)豎向穩(wěn)定板(封閉內(nèi)側(cè)防撞護(hù)欄)后橋梁的渦振響應(yīng),考慮了0°,±3°,±5°共5個(gè)風(fēng)攻角。由于采用優(yōu)化方案C1時(shí)橋梁在+5°風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速不能滿足檢驗(yàn)風(fēng)速的要求,故僅測(cè)試了優(yōu)化方案C2對(duì)應(yīng)的渦振響應(yīng)。圖10給出了實(shí)橋豎向渦振振幅和扭轉(zhuǎn)渦振振幅隨實(shí)際風(fēng)速的變化規(guī)律。與短導(dǎo)流板方案B1相比,安裝中央穩(wěn)定板后橋梁的豎向渦振振幅有所降低,+5°風(fēng)攻角下最大振幅降低了35.2%,但是橋梁在-3°風(fēng)攻角下也出現(xiàn)了較為明顯的渦振。橋梁的扭轉(zhuǎn)渦振振幅有所增加,+5°風(fēng)攻角下最大振幅增加了37.5%,且橋梁在所有測(cè)試攻角下都出現(xiàn)了明顯的渦振,對(duì)應(yīng)的振幅和鎖定風(fēng)速相近?？紤]到橋址區(qū)的來(lái)流出以負(fù)攻角為主,因此負(fù)攻角下橋梁存在發(fā)生渦振的可能更為不利。

圖10 采用優(yōu)化方案C2后橋梁的渦振響應(yīng)Fig.10 VIV response of the bridge with optimized scheme C2

JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》指出渦激共振檢驗(yàn)宜在均勻流場(chǎng)、0.25倍設(shè)計(jì)紊流強(qiáng)度流場(chǎng)、橋址設(shè)計(jì)紊流強(qiáng)度流場(chǎng)中進(jìn)行,并以0.25倍設(shè)計(jì)紊流強(qiáng)度流場(chǎng)作為最終渦激共振評(píng)價(jià)依據(jù)。橋梁縱向脈動(dòng)風(fēng)速的設(shè)計(jì)紊流強(qiáng)度Iu可按式(2)計(jì)算。

(2)

式中:Z為主梁的基準(zhǔn)高度;z0為橋址區(qū)的地表粗糙高度。

該橋橋址區(qū)位于高陡山區(qū),周?chē)黄鸱鼊×业纳襟w環(huán)繞,屬于D類(lèi)地表,故地表粗糙高度z0為1.0 m。該橋橋面距離水面的高度為318 m,對(duì)跨越深切河谷的橋梁可按照上述高度的2/3確定主梁的基本高度Z為212 m。將以上參數(shù)代入式(2)可得該橋縱向脈動(dòng)風(fēng)速的設(shè)計(jì)紊流強(qiáng)度Iu為18.7%,故0.25倍的設(shè)計(jì)紊流強(qiáng)度為4.7%。在西南交通大學(xué)XNJD-1風(fēng)洞中,在模型前方設(shè)置格柵板以形成紊流場(chǎng),然后通過(guò)調(diào)整格柵板的透風(fēng)率以及格柵板到模型的距離來(lái)更改紊流強(qiáng)度,以滿足試驗(yàn)需要,如圖11所示。

圖11 紊流場(chǎng)中的節(jié)段模型Fig.11 Segmental model with turbulent flow

僅針對(duì)優(yōu)化方案B1進(jìn)行了測(cè)試,圖12給出了該橋在0.25倍設(shè)計(jì)紊流強(qiáng)度流場(chǎng)下渦激共振振幅最大值隨風(fēng)速的變化關(guān)系。與圖8中的結(jié)果對(duì)比可以看出,在紊流場(chǎng)中,橋梁在7個(gè)測(cè)試風(fēng)攻角下均未出現(xiàn)明顯的渦激共振現(xiàn)象。各攻角下橋梁的豎向振動(dòng)、扭轉(zhuǎn)振動(dòng)響應(yīng)隨著風(fēng)速的增加而增加。

圖12 紊流場(chǎng)中橋梁的渦振響應(yīng)Fig.12 VIV response of the bridge with turbulent flow

4 結(jié) 論

本文對(duì)跨越高陡山區(qū)的大跨度鋼箱梁懸索橋的抗風(fēng)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,測(cè)試了不同風(fēng)攻角下的顫振性能,發(fā)現(xiàn)較高的防撞護(hù)欄和風(fēng)嘴上方的檢修道不利于橋梁在正攻角來(lái)流下的顫振穩(wěn)定性。因此,設(shè)計(jì)了有利于橋梁顫振穩(wěn)定性的氣動(dòng)優(yōu)化措施,并結(jié)合橋梁的渦振性能對(duì)氣動(dòng)優(yōu)化措施的有效性進(jìn)行了評(píng)價(jià),即在滿足顫振性能的基礎(chǔ)上盡可能減小渦振的產(chǎn)生,得到以下主要結(jié)論:

(1)在風(fēng)嘴上側(cè)增設(shè)導(dǎo)流板可以有效改善橋梁的顫振穩(wěn)定性。導(dǎo)流板的存在可以使來(lái)流風(fēng)更加平順地進(jìn)入橋面,減少流動(dòng)的分離,有利于削弱大攻角來(lái)流下端部漩渦的生成。該措施的有效性與其長(zhǎng)度有關(guān),當(dāng)導(dǎo)流板較長(zhǎng)而覆蓋了整個(gè)風(fēng)嘴時(shí),相當(dāng)于增大了原風(fēng)嘴的角度,削弱了導(dǎo)流板的有效性。

(2)在橋面中央增設(shè)豎向穩(wěn)定板也可以有效改善橋梁的顫振穩(wěn)定性。隨著正攻角的增大,橋面迎風(fēng)側(cè)大尺寸漩渦的形成及其向背風(fēng)側(cè)的移動(dòng)將成為驅(qū)動(dòng)橋梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)顫振的主要原因,故需要更高的穩(wěn)定板才能有效阻礙漩渦移動(dòng),提升橋梁的顫振穩(wěn)定性。

(3)導(dǎo)流板和穩(wěn)定板的設(shè)置都可以提升橋梁的顫振性能,但在較低風(fēng)速下橋梁都存在發(fā)生渦振的可能性。穩(wěn)定板的設(shè)置能阻礙漩渦的移動(dòng),但并沒(méi)能改善來(lái)流在迎風(fēng)側(cè)的分離,橋梁豎向渦振振幅減小,但扭轉(zhuǎn)渦振振幅增大,且在各測(cè)試攻角下均出現(xiàn)了較大的扭轉(zhuǎn)渦振;而導(dǎo)流板的設(shè)置可以在一定程度上改善來(lái)流的分離,抑制端部漩渦的產(chǎn)生,橋梁僅在較大的正攻角下才出現(xiàn)渦振。故兩種優(yōu)化措施從抑振機(jī)制上存在區(qū)別,考慮到橋址區(qū)以負(fù)攻角來(lái)流為主,故設(shè)置穩(wěn)定板不利于橋梁的渦振性能。

(4)本文選擇了山區(qū)較少使用的鋼箱梁懸索橋,在風(fēng)洞試驗(yàn)設(shè)計(jì)中選擇了-7°～+7°的大風(fēng)攻角,并考慮了顫振氣動(dòng)優(yōu)化措施對(duì)渦振性能的影響。基于對(duì)顫振機(jī)理的認(rèn)識(shí),通過(guò)減小來(lái)流分離、阻礙漩渦移動(dòng)兩個(gè)方面設(shè)計(jì)了氣動(dòng)優(yōu)化措施,在驗(yàn)證措施的有效性后又進(jìn)一步比較了它們對(duì)橋梁渦振的影響,相關(guān)方法和結(jié)論可為后續(xù)山區(qū)鋼箱梁的氣動(dòng)優(yōu)化提供參考。但本文仍存在一些局限性,如可采用精細(xì)程度更高的大比尺模型進(jìn)行試驗(yàn),以提高渦振的測(cè)試精度;在措施選取上受實(shí)際工程應(yīng)用性的限制,優(yōu)化措施考慮較少,且試驗(yàn)還可以考慮更大風(fēng)攻角;另外,本文側(cè)重于試驗(yàn)設(shè)計(jì),缺少對(duì)內(nèi)在研究機(jī)制的分析,后續(xù)可針對(duì)優(yōu)化方案進(jìn)行CFD分析,明確斷面附近流場(chǎng)情況以及漩渦的形成與移動(dòng)情況,對(duì)斷面顫振和渦振的產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行解釋。