水平中央隔涡板透空形式对分体箱梁涡振响应的影响

童俊豪, 朱 青, 朱乐东, 檀忠旭

(1. 广东省公路建设有限公司, 广州 510623; 2. 同济大学 土木工程防灾减灾国家重点实验室, 上海 200092;3. 同济大学 土木工程学院, 上海 200092; 4. 同济大学 桥梁结构抗风技术交通运输行业重点实验室, 上海 200092)

随着桥梁跨径增加,钝体断面钢结构桥梁很可能发生涡激共振(涡振),并需要采取一些气动措施改善其涡振性能。分体箱梁断面因其优异的颤振性能近年来在大跨度缆索承重桥梁中多有应用,然而该断面特别容易发生涡振[1-4]。虽然涡振是一种限幅振动,不会像颤振那样直接导致桥梁结构倒塌。但是频繁、大幅度的涡振会影响桥梁的正常使用,同时极易导致桥梁关键构件的疲劳破坏。因此,涡振控制对采用中央开槽箱梁的大跨度桥梁尤为重要。

杨詠昕等[5]基于粒子图像测速技术的分析表明,在中央开槽处的大尺旋涡很可能是引起分体箱梁大幅度涡振的主要原因。廖海黎等[6]采用1∶20大比例节段模型试验研究了西堠门大桥主梁涡振,发现设置导流板可以有效控制该桥分体主梁涡振。何晗欣等[7]对港珠澳大桥江海直达船航道桥主梁节段模型进行了涡激振动试验,发现增设开孔底板和在主梁腹板两侧设置导流板是抑制分体箱主梁涡激振动的最有效措施。王骑等[8]采用1∶20大比例节段模型风洞试验对嘉绍大桥主梁涡振性能进行了研究,最终采用梁底导流板结合桥面挡风板(风障)抑制分体箱主梁涡振。张天翼等[9]对宜宾盐坪坝长江大桥主梁断面风洞试验研究表明,三角形风嘴可以减弱箱梁边缘的流动分离,与封闭斜拉索防护栏杆的方案组合后,可显著降低双箱叠合主梁的涡振振幅。马存明等[10]采用设置隔涡网和其他组合气动措施后,大幅降低了宽幅分体箱梁断面的涡振。潘放[11]在黄茅海大桥主桥上采用风嘴+隔涡板组合气动控制措施来抑制分体式钢箱梁的涡激振动。

对涡振问题比较严重的分体箱梁,采用气动措施削弱开槽处的大尺度漩涡是控制涡振的最有效手段,通过优化开槽率,或者设置中央隔涡板可以比较直接地减小涡振[12],且通常而言,隔涡板透空率越小越好。

但是,如果透空率相近,是否存在最优的隔涡板形式,使得涡振控制效果达到最佳呢?针对这个问题,本文采用1∶30大比例节段模型风洞试验,对某一分体箱梁采用不同形式的中央水平隔涡板后的涡振性能进行了研究。

1 工程背景

本文研究采用黄茅海大桥主桥主梁基本断面。黄茅海大桥主桥采用三塔斜拉桥,桥跨布置为(100+280+2×720+280+100)m,斜拉索为空间索面,全桥采用半漂浮体系。桥塔采用混凝土独柱塔,中塔高257.28 m。为提高颤振稳定性,主梁采用分体钢箱梁,梁高4.0 m,如图1所示。为了解决主梁涡振问题,在主梁断面上采取了一系列气动构造和控制措施,包括① 外侧检修车轨道放到主梁顶面最外侧(见图2(a)),减小对气动外形的影响;② 内侧检修车轨道设置在内斜腹板底部,并设置导流板(见图2(b));③ 中央开槽处两侧分别设置2.8 m宽水平隔涡板(见图1),削弱中央开槽处的漩涡;④ 部分封闭检修轨道栏杆,每隔五道栏杆封闭一道的上部3/4(见图2(c))。

图1 黄茅海大桥主梁推荐断面方案图(mm)Fig.1 Recommended section shape of the Huangmaohai Bridge deck (mm)

(a) 上检修车轨道

(b) 下检修车轨道及导流板

(c) 部分封闭的检修道栏杆图2 黄茅海大桥主梁推荐断面细节 (mm)Fig.2 Details of the Huangmaohai Bridge deck (mm)

采用以上措施后,经1:30大比例节段模型试验检验,黄茅海大桥实桥主梁在25 m/s风速以下竖弯涡振振幅不超过5 cm,无扭转涡振。

需要特别指出的是,虽然试验发现,50%左右透空率的两侧水平隔涡板是相对最优的隔涡板形式,但是两侧水平隔涡板的悬挑长度较大,支撑构造设计较为复杂。如果采用在整张水平隔涡板上打孔的形式,设计就相对简单,还可能可以作为检修支撑平台使用。因此,本文将进一步研究如果以各种不同打孔形式的满布打孔板代替两侧隔涡板,何种打孔形式最佳,以及采用其他形式中央隔涡板能否达到50%透空率两侧水平板相似的涡振控制效果。此外,如果涡振振幅过小,可能试验误差对结果影响较大。比如采用全套推荐方案(见图1)后,试验涡振振幅仅1 mm左右,这么小而不稳定的涡振可能会导致无法准确比较不同措施的效果。因此,在本文试验研究中取消了最终涡振控制方案中的封栏杆措施,使得各个措施下涡振振幅都较为明显从而便于比较。

2 试验概况

大比例节段模型风洞试验在同济大学TJ-3风洞进行。试验采用弹簧悬挂二元刚体节段模型,节段模型通过8根弹簧悬挂在支架上。刚体节段模型的骨架由金属构成,桥面用三夹板来模拟以保证外形的几何相似性,检修车轨道、栏杆等附属设施用ABS塑料板由电脑雕刻制成。悬挂于风洞中的节段模型,如图3所示。

图3 TJ-3风洞中的大比例节段模型Fig.3 Large-scale sectional model in the wind tunnel

节段模型的设计参数缩尺模拟了实桥动力特性[13],具体参数如表1所示。节段模型的缩尺比取为1/30,模型宽1.67 m,总长度为3.6 m。实桥扭弯频率比接近4.4,为保证节段模型吊臂刚度,同时准确模拟质量惯矩,竖弯和扭转风速比分别定为1.90和4.01。由于涡振一般不存在弯扭耦合问题,而且从实际试验结果来看,缩尺后竖弯和扭转涡振锁定区间仍有一点距离,因此不模拟扭弯频率比不影响试验的准确性。模型振动系统竖弯和扭转阻尼比分别为0.26%和0.22%,小于规范要求的阻尼比0.3%[14]。试验风速范围为1～13 m/s,对应的竖弯和扭转实桥风速分别达到约27 m/s和52 m/s。

表1 节段模型参数Tab.1 Parameters of the sectional model design

模型断面尺寸如图4所示。分体箱梁中央槽中虚线表示在本研究中将设置不同透空率、不同形式的中央水平隔涡板。

图4 模型断面图(mm)Fig.4 Cross-section of the sectional model (mm)

3 不同形式隔涡板涡振控制性能对比

本文研究了如表2所示的一共七种中央水平隔涡板的分体箱梁涡振性能。其中1号为约50%透空率的两侧水平隔涡板(图5(a));2号为相似透空率的矩形孔的水平格栅板(图5(b));3号为错位格栅板,将2号格栅板的孔一分为二,并错位布置,以期减弱漩涡(图5(c))。4～7号为透空率37%左右的隔涡板:4号在3号基础上减小了孔数(图6(a));5号为圆孔板(图6(b));6号为非均匀格栅板,在4号基础上将矩形孔非均匀布置(图6(c));7号为两侧隔涡板加中央条,在1号基础上增加了一道中央条(图6(d))。

表2 不同形式中央隔涡板打孔尺寸和透空率Tab.2 Opening size and ratio of the investigated central horizontal plates

(a) 两侧隔涡板

(b) 普通格栅板

(c) 错位格栅板1图5 50%透空率隔涡板(mm)Fig.5 Plates with 50% opening ratio (mm)

(a) 错位格栅板2

(b) 错位圆孔板

(d) 两侧隔涡板加中央条图6 37%透空率隔涡板(mm)Fig.6 Plates with 37% opening ratio (mm)

为避免混淆,这里简要总结一下本文对隔涡板的命名:① 本文研究的都是“水平隔涡板”;② 研究对象可以分为两侧水平隔涡板和打孔水平隔涡板两大类,其中50%透空率两侧水平隔涡板是本文研究的基准措施,打孔水平隔涡板包括矩形孔板(格栅板)和圆孔板。

图7以两侧隔涡板和均匀格栅隔涡板为例展示了本文所讨论的隔涡板在主梁上的布置方式:隔涡板在相邻横向连接箱之间通长布置。因此,可以通过在相邻横向连接箱之间按需设置多道工字钢小纵梁结构,来支撑图6所示的各种水平隔涡板构造。

(a) 两侧水平隔涡板

(b) 均匀格栅板图7 隔涡板布置方式俯视图Fig.7 Top-view of the arrangement of the plates on the deck

试验研究发现,50%透空率的两侧隔涡板(图5(a))具有良好的涡振抑制性能。采用该种隔涡板措施后,试验测得的实桥一阶竖弯涡振风速区间约为5.4～6.0 m/s,最大涡振振幅约为9.6 cm(图8(a));实桥一阶扭转涡振风速区间约为17.5～20.4 m/s,最大涡振振幅约为0.11°(图8(b))。换成相似透空率的普通方孔格栅隔涡板后,扭转涡振振幅仅仅略微增大,但竖弯涡振振幅增加明显,最大振幅超过16 cm。竖弯涡振的区间也扩展到约4.6～6.5 m/s。采用错位方孔格栅板后,扭转涡振依然变化不大,竖弯涡振区间和普通格栅板接近,但振幅略有下降,最大振幅降至约14 cm。

(a) 竖弯涡振

(b) 扭转涡振图8 50%透空率隔涡板涡振控制效果对比Fig.8 VIV responses with 50% opening ratio plates

以上试验结果说明,中央隔涡板形式主要影响竖弯涡振,对扭转涡振影响不大;在透空率接近的情况下,采用格栅板的涡振控制效果明显不如两侧水平板。因此,如果要采用格栅板达到两侧水平板近似的涡振控制效果,可能需要更小的透空率。因此,接下来通过试验研究图6所示的四种37%透空率的隔涡板的效果。

带有四种37%透空率隔涡板主梁的实桥一阶竖向涡振振幅随风速变化如图9所示。这里需要指出,由于隔涡板形式对扭转涡振影响几乎可以忽略不计,因此此处不再给出扭转涡振的结果。从图9结果来看,带有编号4～6隔涡板的主梁断面涡振性能是很接近的,最大涡振振幅都在10 cm左右,也和带有50%透空率两侧水平隔涡板的主梁断面涡振性能相近。因为前面的研究已经发现,错位孔的涡振控制效果好于普通孔,因此这里没有继续研究普通孔。试验发现带有错位方孔格栅板和错位圆孔板的主梁涡振最大振幅几乎是一样的,都是10.3 cm左右。说明隔涡板上孔的形状对涡振性能影响不大。相对而言,在错位方孔格栅板的基础上,再将方孔非均匀布置(图6(c)),可以获得更佳的涡振控制效果。带非均匀错位方孔格栅的主梁涡振振幅约为9.6 cm。仅就打孔板而言,非均匀错位的打孔方式最优。从透空率和涡振振幅的关系来看,编号3和4的两种方孔错位格栅透空率分别为50%和37%,最大涡振振幅分别为14.2 cm和10.3 cm,透空率减少26%后涡振振幅也降低了约27%。

图9 37%透空率隔涡板涡振控制效果对比Fig.9 VIV responses with 37% opening ratio plates

以上研究结果显示,在透空率接近的情况下,采用打孔板的涡振控制效果明显不如两侧水平板;如果要采用打孔板达到两侧水平板近似的涡振控制效果,透空率需要再减小26%左右。打孔板上的孔越是不均匀,涡振控制效果越好。接下来进一步研究,如果进一步减小两侧隔涡板的透空率,涡振性能可能有怎样程度的改善。如果在两侧隔涡板基础上,中央再加一道板,使透空率也减小到37%,则最大涡振振幅减小到约6.5 cm,比仅两侧隔涡板涡振振幅减小了32%。如果有必要进一步减小涡振振幅,这种隔涡板形式有一定潜力。

4 结 论

本文通过1∶30大比例节段模型风洞试验,研究了采用不同形式中央水平隔涡板的分体箱梁的涡振性能,对比了不同形式中央水平隔涡板的涡振控制效果。比较结果显示:

(1) 在透空率接近的情况下,采用两侧水平隔涡板比各种打孔板的涡振控制效果都要好,如果要采用打孔板达到两侧水平板近似的涡振效果,透空率需要再减小26%左右。

(2) 错位格栅板涡振控制效果好于普通格栅板,孔非均匀布置的格栅板涡振控制效果好于均匀布置;说明板上的孔越是不均匀,涡振控制效果越好。

(3) 错位圆孔板和错位格栅板涡振控制效果基本一致,说明孔的形状对涡振影响不大。

(4) 对打孔板而言,透空率减少26%后涡振振幅也降低了约27%,两者接近线性关系。

(5) 在两侧水平隔涡板的基础上再加一条中央条可以进一步显著减小涡振振幅。