带高防抛网边主梁斜拉桥气动性能试验研究

2023-09-20李前名李春光马行川龙俊贤陈银伟

振动与冲击 2023年17期

李前名,李春光,马行川,龙俊贤,陈银伟

(1.中铁大桥勘测设计院集团有限公司,武汉 430074;2.长沙理工大学土木工程学院,长沙 410114)

边主梁断面因其具有施工方便、用料节省、力学性能良好而被广泛应用于国内外大跨度斜拉桥中,但由于其气动外形多为开口断面形式,具有显著的钝体特征,气流流经主梁结构会有明显的分离点,容易产生交替脱落的漩涡,当漩涡脱落频率与模型固有频率相近时,易引发涡激振动。由于涡激振动起振风速低,发生频率高,虽不会造成直接性结构破坏,但容易引起桥梁构件疲劳破坏,影响行车舒适性,因此边主梁形式的桥梁在设计过程中抗风问题不容忽视[1]。国内外学者已对边主梁断面的气动稳定问题进行了大量研究。董锐等[2]通过对开口π型箱梁进行节段模型气动优化措施风洞试验,研究表明不同形式的导流板对主梁的颤振和涡振有不同程度的抑制作用,应根据主梁的风致振动类型进行选择。李欢等[3]对π型断面超高斜拉桥的涡振性能进行了气动优化措施风洞试验,结果表明隔流板对主梁涡振起到了有限的抑制作用,下稳定板能较好的抑制主梁涡激共振。李春光等[4]对双边主梁钢混叠合梁斜拉桥的涡振性能进行气动优化措施风洞试验,研究表明检修道栏杆顶部抑流板可以有效控制主梁的涡振,风嘴对边主梁的涡振也有很好的抑制效果,涡振幅值抑制率达80%。张志田等[5]通过风洞试验对开口截面斜拉桥涡振的优化措施进行研究,试验显示对涡振性能存在稳定板最优尺寸。杨光辉等[6]通过风洞试验对π型断面的涡振气动优化措施进行研究,发现中央稳定板及栏杆透风率都对涡振有显著影响。张天翼等[7]对双箱叠合梁的气动外形措施优化进行研究,发现封闭防护栏杆、底部稳定板和隔流板可改善主梁涡振性能,但不能有效控制,采用边梁底风嘴可有效改善主梁的涡振性能。Yoshinobu等[8]对π型梁在扭转涡振时的气流特点进行研究,研究表明π型梁断面越钝,气流越容易分离。Xu等[9]通过风洞试验研究了抑流板对主梁涡振的抑制机理,研究发现,抑流板能破坏主梁上表面旋涡的分离再附,局部气动力与涡激气动力的相关性减小,从而抑制涡振。程怡等[10]通过风洞试验和数值模拟对分体箱梁涡振进行机理研究,研究发现上下中央稳定板能改变槽中旋涡尺度从而有效抑制涡振,且稳定板的高度存在最优值。孟晓亮等[11]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,发现尖风嘴对降低主梁涡振振幅的效果更好。Li等[12]利用CFD大涡模拟方法研究了水平隔流板对π形梁涡振抑制机理,表明一定宽度水平隔流板会诱发扭转涡振,但大部分情况下增加水平隔流板宽度能提高边主梁的气动稳定性。颜宇光等[13]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。龙俊贤等[14]对具有高防护结构边主梁断面进行涡振性能研究,研究表明高防护结构使得主梁断面涡振性能变差。赵林等[15]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。

由于节段模型的二维假定,它不能有效考虑风场及全桥结构的三维效应,因此节段模型试验结果通常需要全桥气弹模型进行验证。全桥气弹模型风洞试验可以更充分的模拟大气边界层的紊流,能较为真实地模拟结构的动力特性,也能较为准确地反映结构与空气间的相互气动响应。然而由于全桥气弹模型通常缩尺比较小,较难反映主梁的涡振性能,需要采用相对较大的缩尺从而检验全桥的涡振性能。对于全桥气弹模型的设计制作以及模态频率调试,已有诸多学者进行了研究,李玲瑶等[16]对大沽河航道悬索桥进行全桥气弹模型设计,模型与实桥满足相应的相似比,试验结果验证该桥满足抗风性能要求。许福友等[17]对苏通大桥进行全桥气弹模型设计,验证了其颤振及静风稳定性能。

综上所述,目前对边主梁断面的涡振气动措施优化已有大量的研究,但是当桥梁跨越铁路站场,为了保证桥下站场人员及场地安全,铁路部门要求桥梁安装有效的高防抛结构。目前,两侧带高防抛结构的边主梁大跨斜拉桥涡振性能的综合试验研究少有报道。高防抛网结构显著改变主梁断面的气动外形,使主梁具有更大的迎风面,气流在流经桥梁结构时极易产生规律性的旋涡脱落,诱发桥梁结构涡激振动。本文针对带有高防抛网结构的边主梁叠合梁斜拉桥结构,结合节段模型和气弹模型,利用风洞试验对该桥进行了气动性能综合研究,特别是对涡振性能进行了不同试验结果的对比研究。

1 工程概况

1.1 工程背景

以某双独塔双索面斜拉桥为工程背景,该桥主梁采用钢-混凝土混合梁结构,即边跨采用混凝土梁,主跨采用钢-混组合梁。大桥最大跨径为294 m,桥面宽度37.5 m,中心梁高为3.53 m,双向6车道。该桥在跨中位置需跨越铁路桥,因此在人行道外侧加装了2.6 m高的防抛墙结构,桥型布置及桥面防抛墙布置如图1和图2所示。参考当地气象记录数据,按照规范100年重现期最不利基本风速为28.6 m/s。大桥跨中跨中的设计高程为97.839 m,主梁中心离地高25.0 m,根据JTG/T 3360-01—2018《公路桥梁抗风设计规范》[18],按C类场地计算可得桥面处设计基准风速为28 m/s,成桥状态主梁竖弯涡振及扭转涡振允许振幅均方根分别为0.090 7 m和0.187 7°。

图1 桥型布置图(m)Fig.1 Layout of bridge (m)

图2 主梁1/2横断图(cm)Fig.2 1/2 cross section diagram of the main girder (cm)

1.2 结构动力有限元计算模型

采用授权的国际大型通用有限元分析软件ANSYS建立了该斜拉桥的三维有限元分析模型。建模时定义X为桥纵向,Y为竖向,Z为侧向。主梁采用BEAM188空间梁单元模拟,斜拉索采用只受拉的LINK10单元模拟,桥塔采用BEAM188空间梁单元模拟。桥面铺装、防撞护栏、检修道栏杆、路缘石、过桥管道等等二期恒载通过MASS21质量点单元模拟。有限元模型如图3所示。

图3 三维有限元模型Fig.3 Three dimensional finite element model

从动力特性结果得到,成桥状态左侧主梁一阶正对称侧弯频率和一阶反对称反向竖弯频率为0.549 8 Hz和0.577 7 Hz;一阶正对称竖弯频率和一阶正对称扭转频率分别为0.311 8 Hz和0.458 2 Hz,正对称弯扭频比为1∶1.47;一阶反对称竖弯频率和一阶反对称扭转频率分别为0.577 7 Hz和0.807 7 Hz,反对称弯扭频比为1∶1.4。全桥气弹模型测振试验取频率较低的一阶正对称竖弯与一阶正对称扭转频率进行组合。

2 试验布置及试验流场

主梁节段模型风洞试验在长沙理工大学风工程与风环境研究中心边界层风洞高速试验段中进行,该试验段截面尺寸为4.0 m(宽)×3.0 m(高)×21.0 m(长),风速范围0～45.0 m/s连续可调,均匀流场紊流度小于0.5%。综合考虑模型几何外形、质量以及风洞条件等因素,最终确定主梁节段模型的几何缩尺比为1:50。为减少节段模型端部三维流动的影响,主梁模型长度最终取为1.54 m,主梁宽度为0.75 m,模型高度为0.07 m,模型长宽比约2.05。在模型正下方分别布置两个激光位移计,测量节段模型的振动位移响应,最终风速比为1/2.56,具体试验参数如表1所示。

表1 节段模型试验参数Tab.1 Parameters of model and prototype

全桥气弹模型风洞试验在风洞低速段中进行,该试验段截面尺寸为10 m(宽)×3.0 m(高)×21.0 m(长),风速范围0～19.0 m/s。考虑风洞尺寸、模型在高风速时的试验安全性以及尽可能模拟细部构造的情况下,将全桥气弹模型的几何缩尺比设为1∶100。主梁芯梁采。用钢材加工成槽型截面,以满足主梁的竖向弯曲、横向弯曲以及扭转刚度的相似性要求,为了便于拉索与主梁节段有效连接,在芯梁两侧分布有鱼骨梁,外衣采用优质PVC材料制作,设计时,各梁段之间有2 mm的空隙,来消除外衣对模型刚度的影响以及保证几何外形的相似,最后通过配重的方式,使得模型满足相似率的要求;桥塔与主梁的设计方法类似,最后用0.4 mm钢丝作为拉索,完成最终的全桥气弹模型如图4所示。

全桥气弹模型风洞试验流场分别为均匀流场、符合自然地形的紊流风场以及5%紊流风场中进行。针对本文所述斜拉桥的工程背景和设计风速,桥址处可归类为Ⅲ类地表粗糙度,风剖面无量纲幂指数为0.22,最后得到的结果与目标值对比如图5、图6所示。表2为气动弹性模型频率实测值与目标值对比。

表2 气动弹性模型频率参数Tab.2 Frequency parameters of aeroelastic models

图5 测试风速剖面与目标值对比Fig.5 Comparison between test wind speed profile and target value

图6 试验测试湍流强度与目标值对比Fig.6 Comparison between turbulence intensity of test and target value

3 风洞试验结果及分析

3.1 节段模型气动性能试验

原设计断面气动性能试验在均匀流中进行,攻角测试范围为0°、±3°,结果如图7所示。各个攻角下均发生明显的涡振现象,且各个攻角下的涡振振幅都远远超过规范允许限值,出现最大的涡振振幅发生在+3°攻角,涡振风速区间为15.2～21.7 m/s;节段模型风洞试验中,颤振临界风速远远大于颤振检验风速44 m/s,颤振稳定性满足要求。由此可知,虽然原设计断面颤振稳定性能满足规范要求,但却发生远超规范限值的大幅涡振,其涡振性能不符合抗风性能要求,需要进一步进行措施优化。由于该边主梁断面安装有2.6 m高防抛结构,其气动外形显著区别于常规边主梁断面,已有边主梁相关的稳定板、风嘴等气动措施变的不再适用,为此本研究关注点集中在改善桥面高防抛网的构造。原断面及改变不同透风率防抛网断面的试验工况如表3所示。

表3 节段模型试验工况(均匀流)Tab.3 Test cases of section model test(uniform flow)

(a) 竖向涡振响应

原断面各个攻角下扭转涡振幅值均低于规范限值,且有充足余量,因此本文重点对竖向涡振进行研究。此主梁断面措施工况种类众多,限于篇幅,仅对防抛网透风率进行论述。气动措施优化后节段模型试验结果如图8所示。由图8可知,仅改变防抛网的透风率,可以大幅减小主梁的竖向涡振振幅,且随着透风率的增加,主梁竖向涡振表现出减弱的趋势,同时其竖向涡振区间明显向高风速移动,风速区间约为20～26.5 m/s。但主梁竖速区间向涡振振幅仍超过规范限值,不能满足抗风要求。考虑到实际桥梁所处风场环境并非均匀流场,依据规范要求,进行了5%紊流风场条件下的节段模型试验,试验工况如表4所示,试验结果如图9所示。

表4 节段模型试验工况(5%紊流)Tab.4 Test cases of section model test (5%turbulence)

图8 抑振措施试验结果(均匀流)Fig.8 Test results of vibration suppression measures ( uniform flow )

图9 抑振措施试验结果(5%紊流)Fig.9 Test results of vibration suppression measures ( 5 % turbulence )

由图9可知,在5%紊流风场条件下,原设计断面依然出现了明显的竖向涡激振动,发生涡激振动的风速区间约为14.8 m/s-22.3 m/s,其最大竖向位移均方根与原设计断面的最大位移一致;设置防抛网透风率为30%、45%、60%,主梁竖向涡振振幅随着透风率的增加同样表现出减小的趋势,当透风率达到60%时,主梁的竖向涡振完全抑制。由此可知,紊流风场对该高防抛网边主梁断面的涡振性能影响显著,尤其随着防抛网透风率的增加,效果越明显。

3.2 全桥气弹模型气动性能试验

全桥气弹模型试验可更为充分的模拟大气边界层的紊流,能较为真实地模拟结构的振型、频率等动力特性,也能较为准确地反映结构与空气间的相互作用,更为直接的模拟桥梁结构在来流风场作用下的气动响应,可作为对节段模型试验的验证。

对于均匀流场中的全桥气弹模型风洞试验,考虑到来流方向的不确定性,除了来流风攻角α= 0°、风向角β= 0°(即来流方向与桥轴垂直)外,还进行了α= +3°、-3°以及风向角β= 10°、β= 20°时的试验。其中,不同风向角通过转动试验段的转盘来实现。在每一种来流风攻角、风向角工况下,实验室风速约为0 ～6.0 m/s,相当于实桥桥面高度处的风速为0 ～60 m/s,最大风速已明显高于大桥成桥状态的颤振检验风速(44.1 m/s)和静风稳定检验风速(39.2 m/s)。

气弹模型在均匀流场中试验结果如图10所示,与节段模型试验现象一致,在(3°攻角,0°偏角)和0°攻角,20°偏角下发生明显的竖向涡振,-3°攻角,0°偏角未发生竖向涡振,其余工况发生小幅的竖向涡振。竖向涡振最不利攻角发生在3°攻角,实桥最大振幅0.094 m,恰好超过竖向涡振允许振幅0.090 7 m,不满足抗风规范要求。扭转涡振中,只有3°攻角发生小幅的扭转涡振,且振幅角度远小于扭转涡振允许振幅值,而其他工况未发生扭转涡振。