搭载给水管的宽幅流线型钢箱梁涡振性能及抑振措施研究

2024-03-02李春光李赫佳

振动与冲击 2024年4期

李春光, 李赫佳, 陈赛, 韩艳

(长沙理工大学土木工程学院,湖南长沙 410114)

随着科技水平提高及社会经济迅速发展,我国桥梁的跨径不断提升。但桥梁跨度的增加会导致结构整体刚度和阻尼的降低,使结构对风荷载更为敏感[1]。因此对桥梁风致振动的研究至关重要。此外,桥梁上的一些附属构件的设置使得主梁的气动外形发生改变,来流受构件干扰易产生显著的气流分离和周期性旋涡脱落,当涡脱频率和结构自身振动的某阶固有频率一致时便发生涡激共振现象。涡激共振虽不破坏桥梁结构,但是低风速下经常会发生小幅限幅振动,影响到桥梁结构的正常使用,使结构遭到疲劳破坏[2]。因此,将涡振振幅限制在容许范围内也至关重要。

桥梁结构常用的主要抗风措施有结构措施、气动措施和机械措施。气动措施是实际改善桥梁结构抗风稳定性最经济、有效、易实现的措施,通过改变结构的气动外形来达到减小风致振动的目的[3]。由于气动措施简单有效,已成为目前桥梁抗风设计中优先采用的方法,也受到研究人员的广泛关注。胡传新等[4]以某典型闭口箱梁断面为研究对象,进行了大尺度节段模型测振、测压风洞试验和CFD数值模拟,结合涡振响应、表面风压时频特性和流场特征,对比阐述了栏杆扶手抑流板抑振机理;许福友等[5]和郭增伟等[6]分别基于某流线箱梁基本断面和成桥断面,从箱梁表面气动力时频特性的角度分析了栏杆扶手抑流板抑制涡振机理。崔欣等[7]通过风洞试验研究了栏杆透风率对涡振特性的影响,发现降低栏杆透风率可有效抑制主梁的涡激振动,并从能量层面揭示其抑振机理。

机械阻尼措施主要通过外加阻尼器来提高结构阻尼,耗能减振,从而抑制风致振动的目的。陈政清等[8-9]研究了结构阻尼对涡振性能的影响,结果表明涡振振幅会随着阻尼比的增大而显著减小。黄林等[10]研究外置纵向排水管对扁平箱梁涡振性能的影响,发现沿桥纵向设置外置排水管会显著降低主梁涡振性能,并通过数值模拟发现外置纵向排水管会加剧断面下表面斜腹板处的旋涡脱落现象,在排水管处设置导流板与水平稳定板能显著减弱斜腹板处的旋涡脱落现象,起到抑振主梁涡振的作用。祝志文等[11]对带防撞护栏的扁平箱梁进行数值模拟,能有效预测高阶模态涡振锁定区间和涡振振幅,并研究了阻尼比对涡激振动的影响,得到随着阻尼比的增大高阶模态涡激振动响应逐渐变小甚至消失。结构涡振影响因素比较复杂,目前已有相关研究探索其涡振发生的机理。Paidoussis等[12]归纳了涡振在不同断面下的发生机理,指出桥梁主梁断面涡振主要与4种典型涡脱有关:顶部涡脱、尾部涡脱、交错涡脱以及顶部碰撞涡脱。胡传新等[13]研究了流线型箱梁断面涡振发生机制,发现下底板处产生的分离旋涡是涡振发生的主要驱动因素。

本文以主梁宽度为47 m的某大桥为工程背景,制作了缩尺比为1 ∶50的主梁节段模型,通过风洞试验结合数值模拟的方法研究其涡振性能。通过试验和数值模拟对比了Ⅰ型、Ⅱ型断面形式的主梁涡振性能,并研究分析了阻尼比对主梁涡振性能的影响,考察了降低栏杆透风率、设置抑流板的抑振效果,研究结果可为类似桥梁结构的涡振抑制提供参考。

1 节段模型风洞试验

1.1 工程概况

本例主桥结构形式为单塔钢箱梁斜拉桥,跨径布置为(256+50+40+40)m,边中跨比为0.508。主梁采用闭口流线型钢箱梁,梁宽47 m,梁高3.5 m。桥型布置如图1所示,钢箱梁断面如图2所示。

图1 桥型布置图(单位:m)

1.2 试验简介

主梁节段模型采用1 ∶50的几何缩尺比,模型长1.54 m、宽0.94 m、高0.07 m。模型骨架采用不锈钢框架制作而成,外衣采用优质PVC板制作,以保证几何外形的相似。主梁节段模型风洞试验参数如表1所示。主梁节段模型由八根拉伸弹簧悬挂在支架上,以构成竖向自由度与扭转自由度的二自由度振动系统,如图3所示。

表1 节段模型试验的模型主要参数

图3 加劲梁节段模型

1.3 Ⅰ型断面及Ⅱ型断面试验结果分析

根据JTG/T 3360-01—2018《公路桥梁抗风设计规范》[14],钢箱梁桥的阻尼比建议取0.3%。

关于大跨悬索桥涡振振幅限值的相关研究中,华旭刚等[15]发现虽然规范适用于跨径200 m以下的桥梁,但对更大跨度的桥梁而言,采用规范推荐公式计算的允许振幅结果反而更加严格,所以大跨度悬索桥按规范公式计算涡振容许振幅是偏安全的。扭转涡振同理。

故按该桥一阶自振频率计算主梁的涡振振幅允许值,主梁的竖向和扭转涡振振幅允许值分别为0.068 6 m、0.078 9°。

1.3.1 Ⅰ型断面涡振性能试验分析

Ⅰ型断面主梁进行竖弯阻尼比ξv=0.18%,扭转阻尼比ξt=0.17%的风洞试验,试验结果如图4所示,其中横坐标是无量纲风速U/fvB(或U/ftB),U是试验风速,fv是模型竖弯频率,ft是模型扭转频率,B是模型截面宽度。结果表明,给水管设置在主梁风嘴里,-3°迎风攻角下未出现涡振现象;0°迎风攻角下,折减风速为1.9(实桥风速在12 m/s)左右时,出现竖向涡振响应,最大响应振幅为允许振幅的54%,折减风速为2.7(实桥风速17 m/s)左右时,出现扭转涡振响应,最大响应振幅为允许振幅的58%;+3°迎风攻角下,主梁分别出现了2个竖向涡振区间和1个扭转涡振区间;第一个竖向涡振风速区间折减风速为1.42～1.9(实桥风速9～12 m/s),竖向涡振最大振幅为规范限值的60%;第二个竖向涡振风速区间折减风速为2.37～3.17(实桥风速15～20 m/s),主梁竖向涡振最大响应振幅为80.4 mm,超过规范限值;扭转涡振区风速折减风速3.8～4.6为(实桥风速24～29 m/s),主梁扭转涡振最大响应振幅为0.092°,为规范限值的117%。

1.3.2 Ⅱ型断面涡振性能试验分析

Ⅱ型断面主梁进行阻尼比ξv=0.18%,ξt=0.17%的风洞试验,试验结果如图5所示。由图5可知,给水管设置在桥面上,主梁在0°、±3°攻角下均未出现涡振响应,主梁涡振性能良好。

图5 Ⅱ型断面不同攻角下的涡振响应

对比Ⅰ型、Ⅱ型断面主梁的涡振性能,风洞试验结果表明,Ⅰ型断面主梁竖向涡振最大响应振幅为80.4 mm,主梁扭转涡振最大响应振幅为0.092°,均超过规范允许限值,而Ⅱ型断面主梁未出现涡振现象,主梁涡振性能更优。

2 数值模拟机理分析

为探究Ⅰ型原断面和Ⅱ型断面不同涡振性能的作用机理,采用CFD数值模拟计算方法来进行涡振流场模拟,通过主梁断面的流场旋涡分布形式,揭示其涡振的作用机理。

2.1 网格及计算设置

计算域网格采用“刚性域+动网格域+静网格域”方法,在加劲梁壁面外嵌一个“刚性域”以保证网格运动更新时断面附近的网格质量,以精确捕捉加劲梁近壁面的流场。“刚性域”内采用非结构化的四边形网格按型函数以一定的增长率向外增长;“动网格域”采用非结构三角形网格按一定的增长率往外增长,整体网格的歪曲率控制在0.6以下。整体计算域及部分局部网格如图6所示。数值模型尺寸与风洞试验尺寸一致,采用1 ∶50的缩尺比。上、下边界距离主梁中心为3B,左右侧边界距离加劲梁中心为6.25B和10.25B,阻塞率为2.24%,满足阻塞率低于3 %要求(B为主梁节段模型的桥面宽度)。左侧边界和下侧边界采用速度入口(velocity-inlet),上侧边界和右侧边界设置为压力出口(pressure-outlet),主梁壁面设置为光滑Wall壁面。主梁表面的最小网格尺寸为0.003 m,即边界层的首层网格高度。边界层有10层,首层网格高度为0.003 m,增长率为1.13。刚性域设置的型函数,最小网格为0.01 m,最大网格为0.5 m,增长率设置1.09。

图6 计算域以及部分局部网格

湍流模型采用SIMPLEC算法求解速度-压力耦合问题,时间精度采用二阶隐式。对网格数量为185 205、254 958和357 587的网格进行网格无关性测试,选用0.002 s、0.001 s、0.000 5 s的时间步长进行时间步长无关性验证,以主梁的静三分力系数风洞试验值为参考值,测试结果表明网格总数为254 958、时间步长为0.001 s的测试结果最优,具体比较如表2所示。桥梁断面近壁面网格YPlus值基本在2以下,如图7所示。

表2 静三分力系数对比

图7 近壁面第一层网格Y+值

2.2 计算结果以及措施机理分析

图8是Ⅰ型断面和Ⅱ型断面在+3度攻角各个风速下主梁数值模拟计算得到的竖向涡振响应曲线,数值模拟计算结果显示,Ⅰ型断面主梁发生竖向涡振的主区间折减风速为2.5～3.2(实桥风速为16～21 m/s),最大竖向涡振响应振幅为97.35 mm。Ⅱ型断面明显没有涡振的发生,证明水管的外置抑制了主梁的涡振。

图8 数值模拟计算结果与风洞试验对比

数值模拟计算结果与风洞试验对比,数值模拟计算得到的主梁竖向振动趋势与风洞试验相同,而涡振振幅存在一定误差以及涡振区间有后移,造成误差的原因一方面与风洞试验和数值模拟的阻尼误差有关,另一方面与二维数值模型的简化及“三维效应”有关。数值模拟的涡激振动区间及振幅随风速变化趋势与风速试验结果较为吻合,验证了数值模拟方法的可靠性。

基于数值模拟的计算结果,通过Tecplot软件进行后处理并分析主梁断面在做等幅振动期间的一个周期的旋涡分布及脱落情况,图9是主梁竖向位移周期示意图。

图9 主梁运动周期示意图

图10列出了Ⅰ型原断面nT、nT+1/4T、nT+1/2T、nT+3/4T时刻的压力云图,从nT至nT+1/4T时刻,主梁上表面的压力变小,对应下表面压力变大,故主梁向上运动,从nT+1/4T至nT+3/4T,主梁上表面的压力逐渐变大,下表面的压力变小,故主梁向下运动,从nT+3/4T至nT+T,上表面的压力又逐渐变小,下表面的压力变小,主梁向上运动。

图10 各个时刻压力云图

图11给出了Ⅰ型原断面在一个运动周期内的瞬时涡量演化图。可知气流沿着迎风侧主梁上斜腹板与来流方向成一定角度斜向上流动,在人行道栏杆与边防撞护栏发生分离后生成一个尺寸较大的旋涡向中部移动,在经过中央防撞栏杆会被打散成几个较小的旋涡向下游移动,通过下游边防撞护栏和人行道栏杆后在A1处生成几个较大的旋涡,与下表面的旋涡发生交替脱落形成典型的卡门涡街。

图11 不同时刻的涡量图

图12是Ⅱ型断面在流场稳定后的涡量图,不同时刻的涡量图变化较小。水管外置于桥面上,主梁上表面B1处生成了一系列小的旋涡向后脱落逐渐消散,相较Ⅰ型断面的上表面,中下游没有明显的旋涡分离与再附。在尾部A1处,漩涡尺寸相比Ⅰ型断面小很多,没有发生交替旋涡脱落。水管的外置大大降低了旋涡尺寸并抑制了Ⅱ型断面尾部的旋涡脱落,进而抑制了涡振。

3 结构措施研究

为了抑制涡振振幅,针对Ⅰ型断面最不利的+3°风攻角工况,开展了4种不同结构阻尼比的涡振试验。竖弯阻尼比取值分别为0.27%,0.5%,0.71%,0.9%,对应扭转阻尼比分别为0.26%,0.48%,0.7%,0.84%。试验结果如图13所示,图13中标注仅为竖弯阻尼比。风洞试验通过弹簧缠绕胶带来改变其阻尼比,进行节段模型的自由振动衰减试验测量得到各试验工况的竖弯阻尼比与扭转阻尼比。

图13 Ⅰ型断面不同竖弯阻尼比下的涡振响应

试验结果表明,逐渐提高结构阻尼比,主梁的涡振响应振幅逐渐降低,同时阻尼比的改变基本不改变涡振锁定区间,因此,可以判断阻尼比的增大不会改变断面的Strouhal数,而会改变Scruton数。

相关研究表明[16],竖向涡振振幅和扭转涡振振幅均与阻尼比呈近似线性反比关系。涡振振幅主要受Scruton数等参数控制,Scruton数的计算公式为

Scv=4π·m·ξv/(ρBD)

(2)

Sct=4π·I·ξt/(ρB2D2)

(3)

式中:Scv和Sct分别为竖向涡振和扭转涡振对应的Scruton数;ξv和ξt分别为竖弯和扭转阻尼比;ρ为流体密度;B和D为结构断面特征尺寸。结合本桥相关结构参数可得I/mBD=1.471>1,计算出Sct远大于。竖弯阻尼比由0.18%增加到0.27%,竖向涡振最大振幅由80.4 mm减小到59 mm,降低幅度为26.8%;扭转涡振最大振幅由0.092°减小到0.037°,降低比率为59.8%。随着阻尼比的提高,扭转涡振振幅降低的幅度更大,说明阻尼比的提高对扭转涡振的抑制比较明显,对竖向涡振的抑制作用相对较低。

随着阻尼比的增加,最大振幅降低的幅度逐渐减小。可见涡振振幅对结构阻尼比较敏感,同时可以再次证明阻尼比提高后通过增大Scruton数来减小涡振振幅。

4 气动措施研究

气动措施是提高断面涡激振动性能的采用方法。针对Ⅰ型断面+3°风攻角出现的涡激振动现象,设计不同的气动控制措施方案,其中主要包括降低栏杆透风率、设置抑流板。

4.1 降低栏杆透风率

已有研究表明,主梁涡振性能对附属装置如栏杆、防撞栏杆等位置及形状非常敏感。因此,提出了两种人行道栏杆封闭方案及一种防撞栏杆封闭方案,方案图如图14所示。由于扭转涡振变化规律与竖向涡振相似,本文只给出竖向涡振的结果。不同栏杆封闭方案下主梁的竖向涡振响应如图15所示。

图14 断面布置及栏杆封闭方案图(单位:m)

图15 Ⅰ型断面不同栏杆封闭形式的涡振响应

图15结果表明:采用优化方案1如图14(b)最外侧栏杆封闭方案,封闭栏杆没有减小竖向涡振的最大振幅,反而使最大振幅增大为原方案最大幅值的107%。采取优化方案2如图14(c)最外侧栏杆封闭方案,对主梁的竖向涡振有一定的抑制作用,竖向涡振最大振幅为规范限值的87%。采取优化方案3不能减小竖向涡振的最大幅值。综上所述,优化方案1、3对主梁竖向涡振的抑制效果不满足规范要求。优化方案2此优化方案能降低振动幅值,但不能有效抑制涡振。上述三种为抑制涡振而采取的改变人行道栏杆和防撞栏杆的透风率的方案,均不能有效抑制涡振。

钢箱梁断面上的人行道栏杆,可比拟为H形断面的翼缘板,与主梁一起形成“半H形”断面。由于其钝化了断面,当气流流经主梁断面时,断面上下均易产生不利于气动稳定的旋涡,从而在桥面和梁底的上游产生较大的脉动压力。优化方案2中,人行道栏杆上缘纵向封闭,能够抑制较大旋涡的产生,形成许多小的旋涡,削弱脉动压力强度,从而能抑制桥面旋涡,对主梁竖向涡振有一定的抑制作用。