钝角风嘴箱梁涡振性能及其气动控制措施研究

2019-11-06曾要争

四川建筑 2019年4期

曾要争

(重庆市交通规划勘察设计院, 重庆 401121)

涡激振动是一种具有自激和限幅双重性质的风致振动，大跨度桥梁在低风速下很容易出现涡激振动响应[1]。中国香港昂船洲大桥[2]、丹麦Great Belt East桥[3]、俄罗斯伏尔加河大桥等均出现过涡振现象。由于涡激振动发生在常见风速范围内且会影响桥上行人的舒适度和行车安全，长时间的振动也会引起结构的疲劳破坏[4]，因此，进行桥梁结构涡振试验及抑振措施研究是使其能正常使用的保障。

流线型钢箱梁截面接近流线型、气动特性相对较好，常被应用于大跨度悬索桥或斜拉桥。实际中，由于各种因素的限制，存在风嘴短而钝的流线型钢箱梁断面，且考虑人行道栏杆、检修车轨道等作用后，会进一步弱化主梁的涡振性能。表1列出了部分已建成的采用流线型钢箱梁的大跨度桥梁。王骑[9]研究了栏杆透风率、导流板、斜腹板倾角及风嘴宽度和角度等对南京四桥主梁涡振性能的影响。Ma[18]等分析了均匀流和紊流中阻尼比对苏通大桥主梁涡振性能的影响。杨阳[19-20]等对分析了大攻角及桥面不平度等对寸滩大桥主梁涡振性能的影响，但对涡振的机理解释相对较少。

本文以某市政大跨度流线型钢箱梁悬索桥为背景，通过1∶50节段模型风洞试验研究其涡振性能，结合CFD数值计算结果，分析了涡振产生的主要原因；提出栏杆隔三封一、设置导流板、改变风嘴角度等气动措施，探讨了相关抑制机理，给出最优方案，对以后同类桥梁涡振性能优化有一定的指导和借鉴意义。

表1 现状用地统计

1 节段模型风洞试验及涡振性能

1.1 工程概况

某主跨410 m的单主缆悬索桥，桥塔采用混凝土结构，主梁采用流线型钢箱梁。桥宽36.4 m，高3.5 m，主梁宽高比为10.4，风嘴截面夹角为79.6°，风嘴宽0.6 m，风嘴短而钝(图1)。桥梁结构的主要振型以及对应的频率见表2。

图1 主梁断面 (单位：cm)

根据JTG/T D60-01-2004《公路桥梁抗风设计规范》的有关规定，按一阶对称竖弯和一阶对称扭转频率计算的涡振振幅允许值分别为：0.1386 m和0.1896 °。

1.2 试验模型及相关参数

为研究该桥的涡振性能，制作主梁的节段模型进行风洞试验。节段模型的几何缩尺比为1∶50，模型长2.095 m，宽0.728 m，高0.070 m，且风洞试验阻塞比小于5 %。模型采用优质木材和塑料板制作，人行道栏杆等附属构件均采用高级塑料板由数控雕刻机制作而成。试验在均匀流场中进行，节段模型由8根拉伸弹簧悬挂在支架上，且模型两端设置端板(图2)，相关试验参数见表3。

表2 桥梁动力特性 Hz

图2 节段模型

参数实桥模型第一阶对称竖弯频率/Hz0.28873.59第一阶对称扭转频率/Hz0.66099.53质量/(kg·m-1)2506010.47质量惯性矩/(kg·m2·m-1)23762211.023

1.3 涡振性能

本文主要分析阻尼比为0.3 %，攻角为±5°、±3°和0°时主梁的涡振性能。

成桥状态下，主梁在-3°、-5°攻角时，未出现明显的涡激振动(未列出数据)。攻角为0°、+3°、+5°时，主梁出现了明显的竖向和扭转涡振(图3)。0°攻角时，主梁出现了1个竖向涡振区和1个扭转涡振区，其中扭转涡振的最大振幅略大于规范允许值。+3°攻角时，主梁出现了2个竖向涡振区和2个扭转涡振区，其中第2个竖向涡振区的主梁竖向最大振幅为438 mm，远大于规范允许值；2个主梁扭转涡振区的锁定区间分别为15～20 m/s和30～40 m/s，其最大振幅分别为0.50°和0.41°，均远超出了规范的要求值。+5°攻角时，出现了1个竖向涡振区和1个扭转涡振区，其中，最大涡振振幅对应的风速均在30 m/s左右，与该桥主梁设计基准风速30.1 m/s较接近。因此，本文重点关注风速小于主梁高度处设计基准风速时主梁的涡振性能，即风攻角3°和0°时的主梁涡振性能。

中国特色社会主义制度自信是中国自信的首要标志。国家自信是一个国际情境下的概念，换句话说，一个国家是否自信存在于与其他国家的共存、比较和相互交往之中。一个国家因何、凭何而自信，其指向物并不唯一，可能是自然禀赋、后天能力，可能是硬实力、软实力。在这些自信的依据中，制度是其中最特殊的一个，因为制度是国家的本体，不是国家的所属物，制度的质变或者消亡，意味着国家的改变或灭亡。所以，国家之间的比较和较量，制度起着关键的不可替代的作用。就中国而言，中国特色社会主义制度自信是中国自信的核心内容和首要标志。

(a)竖向

(b)扭转图3 原截面的主梁断面涡振响应

1.4 涡振影响因素

气流流经结构断面时产生复杂的漩涡脱落，从而使结构发生涡激振动。已有的研究[17]表明，栏杆、检修车轨道等附属设施会造成漩涡脱落从而引起主梁发生涡激振动。为有效地探究钝角风嘴箱梁涡振产生的原因，试验时去掉栏杆及检修车轨道，结果表明主梁涡振消失，明确了引起主梁涡振的影响因素，且单纯的钝角风嘴不会使流线型钢箱梁产生涡振；但实际中栏杆及检修车轨道不可能去除，因此后续主要基于栏杆及检修车轨道探究主梁涡振的气动控制措施(图4)。

1.5 CFD流迹显示

为了对该主梁断面的涡振性能有进一步认识，基于CFD数值模拟软件不仅可以再现主梁断面周围的绕流情况，也可以定性认识涡振产生的原因，更有利于寻找气动控制措施。

图5所示为+3°攻角时，主梁周围的流线图。气流流经主梁断面，在迎风侧栏杆、检修车轨道后形成较大的漩涡，形成较大的负压区，同时在迎风侧人行道栏杆后形成较小的漩涡；背风侧栏杆前缘、检车车轨道后及主梁背风侧风嘴处产生较小的漩涡，对主梁产生涡激力，从而引发涡激振动。

2 气动控制措施

基于1.3节及1.4节中涡振诱因分析，提出针对栏杆透风率、风嘴角度以及设置导流板等气动控制措施优化主梁的涡振性能，具体工况见表4。

2.1 栏杆及导流板

(a)竖向

(b)扭转图4 去掉栏杆及检修车轨道的主梁断面涡振响应

栏杆及检修车轨道作为桥梁附属结构的一部分，是不能拆除的。管青海等[15]研究了封闭栏杆上部空隙对带长悬臂倒梯形单箱断面涡振性能的影响，本文借鉴该研究成果，

图5 主梁流线

尝试将栏杆隔三封一(2 m封闭+6 m镂空+2 m封闭)，降低其透风率，分析对主梁涡振性能的影响；文献[14-16]分析了导流板对主梁涡振性能的影响，借鉴该研究成果，试验在检修车轨道后方布置0.4 m宽导流板，试验结果如图6所示。

从图6可以看出，对栏杆进行隔三封一后，主梁竖向及扭转涡激振动消失。这可能是因为，人行道栏杆可以比拟为H型断面的翼缘板，与主梁一起形成“半H型”断面，气流遇到栏杆时会发生分离，并在桥面上方产生大量的漩涡，漩涡脱落频率与结构频率一致时发生涡振，对栏杆进行隔三封一更有利于破坏较大的漩涡，形成许多小的漩涡，有效的抑制主梁涡激振动。但是，对栏杆隔三封一可能会影响市政桥梁的美观。

布置导流板后，主梁竖向涡振的最大振幅有大幅度减小，涡振锁定区间有微小变化；主梁第1个扭转涡振区消失，但是第2个扭转涡振区最大振幅为0.75 °，大于原主梁断面扭转涡振的最大振幅，风速区间由30～40 m/s变为25～40 m/s。设置导流板后主梁竖向涡振的最大振幅仍不同程度的高于中国规范的允许值。

(a)竖向

(b)扭转图6 设导流板的主梁涡激振动响应

2.2 风嘴的结构形式

文献[10]详细分析了风嘴角度对封闭和半封闭主梁涡振性能的影响，结构表明：风嘴角度的改变使得桥梁断面附近的绕流形态发生了变化。文献[9]也认为短而钝的风嘴会弱化主梁的涡振性能。鉴于此，为了分析风嘴对主梁涡激振动性能的影响，选取主梁加设小风嘴和大风嘴两种工况进行对比，结果如图7所示。

(a)竖向

(b)扭转图7 加风嘴工况主梁涡激振动响应

从图7中可以看出，加设小风嘴后，主梁竖向涡振消失；第1个扭转涡振锁定区的涡振消失，第2个涡振区的最大涡振振幅减小，锁定区间变为25～40 m/s。加设大风嘴后，主梁竖向最大涡振振幅有一定程度的减小，略大于中国规范允许值，锁定区间有微小变化；扭转涡振最大振幅变化不大，涡振锁定区间由15～20 m/s变为13～20 m/s，由30～40 m/s变为22～30 m/s。

总之，加设小风嘴对主梁涡振的抑制效果明显优于大风嘴，但对扭转涡振的抑制效果不理想。

2.3 组合气动措施

单独设置导流板或者风嘴后，主梁竖向和扭转涡振的最大振幅仍高于中国规范的允许值，考虑导流板加人行道板改为斜边、导流板加小风嘴和导流板加大风嘴三种组合气动措施工况(每种措施相关参数及位置不变)，对主梁涡振性能进行对比研究，结果如图8所示。

(a)竖向

(b)扭转图8 导流板加风嘴工况主梁涡激振动响应

从图8中可知，考虑导流板加人行道板改为斜边后，主梁竖向涡振第1涡振区最大振幅略有减小，第2个涡振区最大振幅减小为原断面主梁最大振幅的59 %，但仍高于规范允许值；主梁第1个扭转涡振消失，第2个涡振区最大振幅减小为原主梁最大振幅的约71 %，锁定区间变化不大。导流板加人行道板改为斜边与单独考虑导流板对主梁竖向涡振的抑制效果基本相同，但对扭转涡振抑制效果相对更优。

考虑导流板加设大风嘴的工况，主梁竖向涡振的最大振幅减小且小于中国规范的允许值，抑振效果明显优于单独考虑加设导流板或单独加设大风嘴工况；主梁第1涡振区扭转涡振消失，第2涡振区最大涡振振幅较单独考虑导流板或单独加设大风嘴有所减小，但仍高于中国规范的允许值。

考虑加设导流板加小风嘴后，主梁竖向涡振消失，扭转涡振的最大振幅较单独加小风嘴或单独加导流板时明显减小，且略低于中国规范的允许值。该工况对主梁涡振抑制效果最为明显。

2.4 绕流形态与作用机制

采用1.5节中的CFD数值模拟技术，对加设导流板及加设小风嘴两种气动控制措施进行了绕流模拟，并给出了主梁断面周围的流线图(图9)。

(a) 加设导流板后流线

(b) 加小风嘴后流线图9 抑制机制

从图9(a)可以看出，加设导流板后，相比于原断面，检修车轨道后漩涡相对较小导流板起到了引流的作用；在主梁上表面迎风侧形成许多小漩涡，原断面上表面迎风侧的较大漩涡向背风侧移动，主梁背风侧漩涡后移到风嘴处。由此可知，加设导流板可以减弱检修车轨道后气流的分离，但对主梁上表面漩涡影响较小。

从图9(b)可以看出，加设小风嘴后，主梁上表面及检修车轨道后形成较小的漩涡，迎风侧检修车轨道后形成较小的漩涡，背风侧风嘴处漩涡向下游移动，原断面周围较大的漩涡变为小的漩涡，这也是加设小风嘴抑振效果相对较好的原因，由此可知风嘴角度可以改善主梁的绕流形态，改善主梁的涡振性能。

2.5 抑制效果评价

为了评价上述气动措施对短而钝风嘴的流线型钢箱梁涡振的抑制效果，本文定义了评定涡振气动控制措施的抑振效果的指标，主梁涡振最大振幅抑制指标ξ，定义如下：

式中：A、Ai分别为原主梁断面、加气动措施后的主梁断面的最大涡振振幅。

图10给出了气动控制措施的抑振效果，其中栏杆隔三封一、加设小风嘴、加设导流板及小风嘴对主梁的竖向涡振抑制效果明显；栏杆隔三封一、加设导流板及小风嘴对主梁的扭转涡振抑制效果明显，加设导流板、大风嘴时虽然对主梁的竖向涡振有一定的抑制效果，但会对主梁的扭转涡振最大振幅产生放大作用。因此，综合评价后认为单独加设导流板、大风嘴不可取，栏杆隔三封一、导流板加设小风嘴的抑振措施最为明显，综合考虑市政桥梁的美观，推荐加设导流板加小风嘴优化主梁的涡振性能。