带输送机边主梁涡振性能及抑振措施试验研究

2022-08-25李春光颜虎斌梁爱鸿

西南交通大学学报 2022年4期

李春光，毛禹，颜虎斌，梁爱鸿，韩艳

（长沙理工大学土木工程学院，湖南长沙 410114）

边主梁断面因其具有构造简单、受力明确、自重轻、吊装施工便捷等优点，被广泛应用于国内外斜拉桥主梁的设计建造.然而，由于边主梁具有典型的钝体特征，且梁体多为开口断面形式，气动稳定性较差，在风作用下易发生涡激共振，成为制约其在大跨度柔性桥梁上应用和发展的一个关键因素[1].

当来流流经桥梁结构时，将在结构表面产生复杂的绕流及交替的旋涡脱落现象.当旋涡脱落频率接近主梁自振频率时，主梁将可能发生等幅限值的涡激共振，涡激共振是在低风速下极易发生的具有自激与强迫双重性质的风致振动，其虽然不像颤振引发结构毁灭性的破坏，但因其在常遇的低风速发生，发生频率高，振幅大，极易对桥梁的耐久性、行车安全性及舒适性造成影响.因此，大跨度斜拉桥作为柔性桥梁，主梁的涡振控制成为桥梁风致稳定性的关键性问题.即使是大跨度桥梁中采用气动性能良好的流线形箱梁，栏杆、检修车轨道等附属设施也极易造成主梁发生涡激共振[2-3]，本文研究的边主梁断面，不仅自身为典型的钝体断面，还在桥面上安装有较高的钝体输送机，这使得来流绕流更加复杂，更易发生涡激共振.

针对边主梁断面的涡振问题，国内外学者开展了相关研究.张天翼等[4]对宽幅双箱边主梁的抑振措施进行了风洞试验，研究表明：间隔封闭栏杆、内侧隔流板、稳定板、三角形风嘴等单一气动措施均只能在一定程度上提高主梁涡振性能，采用三角形风嘴与封闭栏杆的组合措施能满足主梁的涡振稳定性要求.龙俊贤等[5]对带高防护结构的边箱叠合梁的研究发现：高防护结构降低了主梁的涡振稳定性，增大防护结构透风率能明显改善主梁的涡振性能.李欢等[6]研究了隔流板和下稳定板对π型断面梁的涡振抑制效果，并结合计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）数值模拟技术分析了下稳定板的抑振机制.李春光等[7]对边主梁叠合梁进行了抑振措施研究，综合对比了风嘴、抑流板、稳定板、封闭栏杆等气动措施的抑振效果，发现风嘴的制涡效果最好.张志田等[8]综合研究了上、下稳定板对主梁涡振性能的影响.Irwin[9]研究了栏杆挡风板对开口截面梁涡激共振的抑制效果.Kubo等[10]利用流场可视化技术对π型叠合梁的气动性能进行了研究，并分析了两边主梁间距对涡振稳定性的影响.赵林等[11]针对大跨度桥梁中常见的主梁类型，对气动优化措施进行了系统的总结.Kubo等[12]对π型梁涡激共振流场进行了研究分析，结果表明π型梁钝体效应强，气流流动明显.Li等[13]研究了水平隔流板对π型梁的抑振效果，并结合CFD数值模拟分析其抑振机理，结果表明水平隔流板的抑涡效果并非越宽越好.

以上研究多针对不带特殊附属设施的边主梁断面进行气动优化措施研究，而本文研究对象为桥面带有较高输送机的边主梁断面斜拉桥，常规的抑振措施是否对主梁依然有效值得进一步探索，找到合理的抑振措施提高主梁的涡振稳定性，这也为以后同类型的桥梁的设计提供借鉴，并应用于工程实际.

1 工程概况及风洞试验布置

1.1 工程概况

依托工程斜拉桥的边主梁断面如图1（a）所示，梁高1.5 m，横隔梁高1.0 m，主梁两侧设置了角度为101° 的风嘴，桥面设有双向带式输送机，布置形式为3.7 m皮带机输送机 + 1.3 m间距 + 3.7 m皮带机输送机，输送机高2.27 m，较高的输送机对钝体边主梁的风振稳定性提出了更高的要求.大桥全长486 m，边跨设置一个辅助墩，提高了边跨的刚度.大跨度边主梁斜拉桥采用H型空心薄壁桥塔，桥塔高70 m，如图1（b）所示.

图1 桥型布置（单位：cm）Fig.1 Bridge layout （unit：cm）

1.2 风洞试验布置

主梁节段模型涡激共振试验在长沙理工大学风洞实验室高速试验段中进行，试验段横断面尺寸为4 m（宽） × 3 m（高） × 21 m（长），风速稳定范围为1 ～ 48 m/s，均匀流场试验紊流度小于0.5%.涡激共振对主梁的几何尺寸及细部构造十分敏感，为尽可能模拟主梁上各构件的细节，同时考虑到断面雷诺数的影响，在试验允许的范围内应尽可能选择大比例模型试验，则节段模型试验结果越接近实桥的风振特性.综合考虑模型几何外形、质量及风洞尺寸，最终确定模型几何缩尺比为1∶20.

主梁节段模型风洞试验布置如图2所示.模型长度取1.52 m，宽度0.606 m，高度0.075 m.主梁刚性节段模型选取低质量高强度的不锈钢作为框架，外衣采用优质PVC制作，不锈钢框架提供模型的整体刚度，外衣保证了模型的几何相似；模型端部采用轻质木板作为端板，端板保证了刚性节段模型的二元流特性.节段模型通过8根弹簧悬挂于风洞中，模型振动位移通过两个激光位移计来测量，间距为0.504 m，激光位移计采样频率为500 Hz，采样时间为40 s.风速测量采用TFI Cobra眼镜蛇探针，采样频率为1 000 Hz，采样时间为32 s.风洞节段模型试验见图2，实桥的动力特性由ANSYS有限元软件计算获得，模型及实桥的动力特性参数见表1.

图2 风洞节段模型试验Fig.2 Wind tunnel test of section model

表1 模型与实桥参数Tab.1 Parameters of model and prototype

2 风洞试验结果与分析

2.1 设计断面涡振性能分析

风洞试验首先对原设计断面进行了涡振性能研究.图3 给出原设计断面在规范要求的 0°、±3° 攻角下主梁的涡振响应振幅随约化风速U/(fB)变化曲线，图中：U为来流风速；f为实桥自振频率；B为主梁宽度；ymax为主梁竖弯响应振幅；D为主梁高度；A为主梁扭转响应；Aal为扭转角度规范限值.由图可知：钝体边主梁的原设计断面在0°、±3° 攻角下均出现剧烈的竖向涡激共振，而未出现明显的扭转涡振.原设计断面在约化风速0.58 ～ 0.81时出现较小的竖弯涡振响应，但此锁定区间的最大响应振幅为0.008，远低于规范允许振幅0.035.竖弯涡振响应的锁定区间为1.13 ～ 1.87，各攻角响应振幅均较大，最大振幅出现在 -3° 攻角下，值为0.084，超出规范限值286%.因原断面基本未出现扭转涡振，也基本不影响主梁的使用性能，故试验主要研究竖向涡激共振.

图3 原断面涡振性能Fig.3 Vortex-induced vibration performance of original section

2.2 阻尼比的影响

已有研究表明，结构的阻尼比对桥梁的涡激振动动力响应有十分显著的影响[1].对于边主叠合梁，规范推荐的阻尼比为1.00%，但本文为获得主梁明显的涡振响应，以响应振幅相对较大的 -3°攻角为研究对象，首先选取较低的阻尼比0.25%进行涡振性能试验，为进一步获得主梁随阻尼比的涡振响应变化，逐渐将阻尼比提高至1.00%，如图4所示.由图可知：当阻尼比低于1.00%时，钝体边主梁涡振性能较差，响应远超规范限值，随着阻尼比的提高，主梁的涡振响应逐渐降低，当阻尼比为0.70%时，主梁涡振响应振幅依然超过规范限值的140%，阻尼比提高至1.00%时，响应振幅为0.026，降低为允许振幅的75%；不同阻尼比下主梁涡激共振起振约化风速基本不变，但涡振锁定区间随着阻尼的提高而逐渐缩小.在规范推荐阻尼1.00%下，主梁涡振响应将被抑制在规范限值之内，但仍然存在明显的涡激共振，同时对于实际桥梁，较高的阻尼比是否维持在整个服役期间尚存在疑虑，因此，需要对主梁断面进行气动优化，以保证主梁的安全性和耐久性.

图4 阻尼比对主梁涡振响应的影响Fig.4 Influence of damping ratio on vortex-induced vibration performance of main girder

2.3 输送机的影响

根据已有的研究，相比于流线形截面梁，钝体截面梁更容易出现涡激共振现象[4,14].由于边主梁桥具有较强的钝体特性，而原设计方案桥面又存在较高的输送机，可能会加剧气流在桥面上的分离与再附，旋涡产生及分布更为复杂.为分析输送机对桥梁涡振性能的影响，本文对有无输送机的主梁涡振性能进行了测试，试验结果如图5所示.由图可知：钝体输送机加剧了边主梁的涡振响应，无输送机的主梁最大振幅为0.069，而桥面存在输送机结构的主梁最大振幅为0.100，为无输送机主梁响应的144%，输送机导致了主梁在低风速存在较弱的涡激共振现象，主梁涡振响应的起振约化风速1.38降低至1.13，输送机降低了主梁的涡振性能，因此，需要对主梁断面进行气动优化.

图5 输送机对主梁涡振响应的影响Fig.5 Influence of conveyer on vortex-induced vibration performance of main girder

2.4 气动措施研究

试验过程选取 -3° 攻角状态主梁进行气动措施优化.气动优化措施对主梁气动性能的提高具有较高的可靠性，广泛运用于实际桥梁中.根据已有研究文献，综合测试了不同角度风嘴、梁底稳定板、水平隔流板等一系列气动措施对带钝体输送机边主梁涡振性能的优化效果，详细气动措施工况见表2.

表2 气动措施优化工况Tab.2 Aerodynamic optimization measures

1）风嘴角度

由于边主梁断面具有典型的钝体特性，而主梁表面又设置了较高的输送机，显著降低了主梁的气动稳定性.孟晓亮等[15]研究了不同风嘴角度对封闭箱梁和半封闭箱梁涡振性能的影响，发现改尖风嘴能降低主梁的涡振振幅，而颜宇光等[16]发现在边主梁斜拉桥中，风嘴对主梁竖弯涡振控制优于扭转涡振控制，并且并非风嘴角度越小竖弯涡振控制效果越好.基于已有研究，本试验在主梁两侧设置不同角度的风嘴，分析风嘴角度对主梁涡振性能的影响，风嘴布置见图6.

图6 主梁风嘴布置Fig.6 Layout of air nozzles on main girder

主梁两侧安装不同角度风嘴时竖弯振幅随约化风速变换的曲线如图7所示.主梁原设计断面的风嘴角度为101°，当设置较尖的风嘴即45° 风嘴时，主梁的气动性能得到显著提高，最大响应振幅由0.100减少到0.084，降低了16%，表明较尖的风嘴明显提高了主梁的流线形，但显著增加了实际桥梁的宽度和造价，对于主梁高宽比较大的桥梁，风嘴角度宜选择较大的角度.试验中将风嘴角度继续增大到 60°、78°、90°，3 种风嘴角度下主梁的峰值响应分别为原设计断面的106%、95%、99%，主梁的气动性能总体上没有得到明显的改善，但风嘴对主梁涡振性能是存在一种相对较优的角度，这对部分类似主梁截面的气动外形设计提供了一种可以实现的方向.

图7 风嘴角度对主梁涡振响应的影响Fig.7 Influence of air nozzle angle on vortex-induced vibration performance of main girder

2）梁底稳定板

在梁底布置竖向稳定板能影响气流绕流状态，一定程度上破碎梁底旋涡的发展，从而抑制桥梁的涡激共振[6].本文采用与梁高一致的1.5 m下稳定板和超出梁底0.5 m的2.0 m下稳定板.稳定板布置见图8，图中，l为下稳定板长度.4种气动措施主梁涡振响应随约化风速变化曲线见图9.

图8 稳定板布置Fig.8 Layout of stabilizing plates

图9 梁底稳定板对主梁涡振响应的影响Fig.9 Influence of stabilizing plates on vortex-induced vibration performance of main girder

由图9可知：在梁底设置竖向稳定板提高了主梁的涡振性能，工况6 ～ 8梁底稳定板数量逐渐增加，主梁的稳定性逐步提高，响应峰值分别为原设计断面的75%、37%、7%，梁底安装2道1.5 m高稳定板将涡振响应位移控制在规范允许值附近，3道稳定板基本抑制了主梁的涡激共振，不同道数稳定板工况表明边主梁梁底规律的旋涡脱落被稳定板不同程度破坏，但无法完全抑制主梁的涡振响应.在梁底安装2.0 m高中央稳定板，主梁的涡振响应被完全抑制，表明适当增加梁底稳定板高度和数量均能改善主梁的涡振性能.

3）水平隔流板

结合边主梁的气动外形特点，边主梁叠合梁在主纵梁与桥面板的转角处易发生旋涡脱落，从而容易引起主梁发生涡激共振[7].为了削弱该区域旋涡规律性脱落，在梁底转角处设置如图10所示的水平隔流板，水平隔流板分别采用w= 0.6，1.0 m两种宽度沿纵桥向连续布置，对应的主梁涡振随风速变换曲线如图11所示.由图可知：主梁在水平隔流板气动措施作用下降低了涡振响应，隔流板越宽，抑制作用越强，但总体上未明显改善主梁的涡振性能.

图10 水平隔流板布置Fig.10 Layout of the horizontal flow-isolating

4）组合措施

单独采用风嘴、水平隔流板的方法，对主梁涡振的抑制效果有限，无法抑制涡振响应振幅在规范限值以下，为进一步研究带输送机边主梁的抑振措施，使其在低阻尼比下也能具有良好的气动稳定性，试验组合了风嘴、水平隔流板工况，并设置风嘴水平分流板，用以改善主梁的气动外形，提高主梁流线形，具体组合措施见表2工况12、13，组合措施布置见图12.组合措施作用下主梁的涡振响应曲线如图13所示，0.6 m隔流板的工况12已经大幅削弱了主梁的涡激共振，将隔流板宽度增加至1.0 m的工况13基本能抑制主梁涡振响应，峰值响应为规范限值的22%，远低于规范限值.