扁平板式吊杆涡振性能及气动优化研究

2020-07-04徐昕宇陈星宇郑晓龙唐浩俊李龙

铁道建筑 2020年6期

徐昕宇陈星宇，郑晓龙唐浩俊李龙

（1.中铁二院工程集团有限责任公司，成都 610031； 2.西南交通大学土木工程学院，成都 610031；3.安徽省交通规划设计研究总院股份有限公司，合肥 230088）

吊杆是中承式、下承式拱桥的主要传力构件，其安全直接关系到桥梁结构的安全性和耐久性。铁路拱桥一般采用刚度大的H 形或矩形断面刚性吊杆。钢吊杆质量轻、阻尼比小，对风的作用较为敏感。尽管涡脱荷载不大，不会使结构发生发散性振动而导致杆件立即破坏，但吊杆本身阻尼较小，在较低风速下易产生一定幅值的共振响应，从而引起吊杆端部连接处的疲劳破坏。

1929 年，美国Tacony Palmyra 桥采用H 形吊杆，通车后不久桥上吊杆出现了风振问题，最后通过加设纵向抗风索抑制了风致振动［1］。 1973 年，美国Commodore Barry 钢桁拱桥在建造过程中经历了2 d的风暴后发现9 根H 形吊杆几乎完全断裂，立即采取了节点板连接、在吊杆间设置拉索等措施，而后通过气弹模型试验重现了该桥在18 m∕s风速下的风致振动现象，并在258根桥梁杆件上设置阻尼器，有效地抑制了风致振动，但为此花费了近130 万美元［2］。南京大胜关大桥采用空心矩形钢吊杆的断面形式，经过多次气动优化确定为带倒角的八边形断面，然而在桥梁运营阶段仍出现了吊杆涡振现象，最终通过设置调制阻尼器（Tuned Mass Damper，TMD）抑制了吊杆涡振［3］。

随着桥梁跨度的提高、桥面宽度的加大，拱桥吊杆的长度会进一步加大，而刚性吊杆长细比大、阻尼比小，对风的作用敏感。扁平板式吊杆是一种新型刚性吊杆，仅在欧洲为数不多的几座桥梁上有所应用，国内尚无桥梁应用的实例。扁平板式吊杆的横截面高宽比在1∶4.0～1∶7.5，拱桥最长吊杆在8～32 m［4-5］。

本文针对扁平板式实心吊杆，采用CFD 方法研究不同风向、不同长高比对吊杆断面涡激振动性能的影响，并通过分析流场特征提出2种抑振优化措施。

1 风致涡激振动模型建立与验证

通过流体动力学软件FLUENT，采用Newmark⁃β法编写竖向涡激振动程序，并通过UDF（User⁃defined fuction）在FLUENT 求解器中编译，利用动网格技术实现构件运动的数值模拟。吊杆的运动使流场发生改变，导致作用在吊杆上的力产生变化，从而使吊杆的运动响应发生改变［6-7］。

为验证本文数值模拟计算方法的可靠性，参考已有试验研究［8］，采用0.24 m×0.04 m 长方形断面进行CFD 计算分析，结构质量取3.25 kg∕m，频率取5.9 Hz，阻尼比取0.58%，并将计算结果与已有试验结果对比验证。分析采用SSTk-ω湍流模型，此模型结合了适用于近壁面的k-ω模型和适用于远场自由流的k-ε模型的优势［9］。采用SIMPLEC 算法解决N-S（Navier-Strokes）方程中压力和速度的耦合问题。

振幅-风速变化曲线见图1。图中，U为平均风速，m∕s；f为结构自振频率，Hz；D为特征尺寸，m；A为涡振振幅，mm。可知，本文采用的二维数值模拟方法能够模拟断面涡振，涡振的起振风速、涡振最大振幅及其对应的风速均与风洞试验结果（文献［8］）吻合。

图1 振幅-风速变化曲线

2 风致涡激振动数值模拟

以高宽比为1∶6的吊杆为研究对象（图2），吊杆网格划分见图3。吊杆模型设置20层四边形正交贴体边界层网格，模型近壁面区域的网格质量细密，计算域内网格总数为31 590。分析时吊杆质量取117.75 kg∕m，结构阻尼比取0.3%。

图2 吊杆短边迎风示意（单位：mm）

图3 网格划分

由于桥位处风向的不确定性，导致吊杆断面在不同方向上的动力特性有显著差异，风向的改变会引起吊杆的不同振动响应。因此，本文研究长边迎风、短边迎风2种情况。

2.1 长边迎风

吊杆的长度取25 m，其自振频率为2.56 Hz。长边迎风时吊杆涡振数值模拟结果见表1。可知，在来流风速为6.5 m∕s 时涡振振幅最大，其值为35.2 mm。发生最大涡振振幅时升力幅值最大，涡振振动频率与吊杆的自振频率相等。

表1 长边迎风时吊杆涡振数值模拟结果

2.2 短边迎风

由于吊杆截面在2 个方向上刚度差异较大，为使吊杆在2 种迎风工况的频率接近，短边迎风时吊杆长度取10 m，其自振频率为2.54 Hz。通过数值模拟计算，短边迎风时吊杆涡振数值模拟结果见表2。可知，发生涡振时来流风速为1.2 m∕s，涡振振幅为0.4 mm，短边迎风时的涡振振幅远小于长边迎风时的涡振振幅。

表2 短边迎风时吊杆涡振数值模拟结果

3 涡振旋涡脱落规律分析

对长边迎风时的涡脱规律进行重点分析，6.5 m∕s风速下吊杆附近的速度云图见图4。图中0 时刻和2T∕4时刻的位置为平衡位置，1T∕4时刻对应的位置为正向最大位移处，3T∕4时刻对应的位置为负向最大位移处，其中T为1 个涡振周期。可见，在最大涡振振幅对应风速下，由于长边迎风时的挡风面较大，气流受吊杆的阻挡，在上下两端出现明显的旋涡脱落，旋涡的运动范围大，且在吊杆后方产生了巨大空腔。

4 气动措施优化

针对气流在吊杆两侧分离和吊杆后方形成空腔的特点，提出2种气动措施：①在短边两侧增设三角扰流板，扰乱分离后的气流，使旋涡脱落不规律甚至不发生旋涡脱落；②在吊杆上开槽，以抑制吊杆后方产生空腔，扰乱吊杆后方的气流运动。对设置2 种气动优化措施后的吊杆进行长边迎风数值模拟，研究其抑振效果。

4.1 增设扰流板

三角扰流板的截面是边长为70.7 mm 的等边三角形（图5），分布于吊杆两侧，与吊杆短边表面相距50 mm，且沿吊杆纵向每隔一段距离设置连接件，将三角扰流板固定于吊杆上。连接件的设置应保证扰流板与吊杆连接具有足够的刚度，在风荷载的作用下扰流板不会产生较大的自身振动，也不会对吊杆的气动外形产生不利影响。

增设扰流板前后吊杆涡振振幅随风速变化曲线对比见图6。可知：设置扰流板的吊杆仍发生了涡激共振，但涡振锁定区间大幅变小；最大涡振振幅对应风速仍与原始断面的风速基本相同，各风速下涡振振幅均大幅降低，最大涡振振幅由35.2 mm 降低至3.7 mm，振幅减小89.5%。

增设扰流板后吊杆附近的压力云图见图7。对比图4 和图7 可知，设置三角扰流板对吊杆周围流场影响巨大。原始断面后方旋涡稍小，上下侧分离的气流绕过后方贴壁旋涡后就发生脱落。设置三角扰流板后：气流从扰流板与吊杆的缝隙中穿过然后向外流动；吊杆后方很大区域内都形成空腔，旋涡在离吊杆较远的地方才发生脱落；上下侧气流受到扰流板的阻挡同样发生旋涡脱落。