宽幅流线型箱梁涡振性能及制振措施研究

李　明,　孙延国,　李明水,　伍　波

(1. 西南交通大学土木工程学院, 四川 成都 610031; 2. 西南交通大学风工程四川省重点实验室, 四川 成都 610031)

随着科技水平提高及社会经济发展需要,大跨度桥梁的建设日趋增多.大跨度桥梁由于结构轻柔,阻尼比较低,对风荷载的作用十分敏感.流线型箱梁断面因其具有良好的气动性能,成为大跨度桥梁的常用主梁型式.为了满足交通量需求,有时箱梁需要设计较宽的桥面.根据不同的设计需求,可以是中央开槽的分离式箱梁,也可设计成整体式宽幅箱梁.由于中央开槽的影响,分离式箱梁截面的涡激振动现象时有发生[1];对于后者,由于主梁在顺风方向特征尺寸较大,当气流流经主梁断面时易发生旋涡的分离与附着,涡激振动现象显著.

影响大跨度桥梁涡激振动的因素较多,包括主梁的气动外形、来流攻角及风向角、紊流强度、雷诺数、Scruton数等.对于流线型箱梁涡激振动的发生机理及制振措施的研究,孙延国等[2]通过大比例尺节段模型风洞试验研究了人行道栏杆、检修车轨道、导流板对整体式流线型箱梁涡振的影响,发现在检修轨道内侧设置导流板能有效抑制涡激振动.刘君等[3]通过节段模型风洞试验和数值模拟分析了检修车轨道导流板对整体式流线型箱梁涡振的影响.王骑等[4]对分体式钢箱梁的涡振抑振措施研究发现,在主梁底端转角附近设置导流板或在桥面两侧设置抑振板均可有效抑制主梁涡振,且两种措施联合使用时效果最佳.管青海等[5]通过箱梁断面表面测压,研究了栏杆对桥梁涡振的影响,发现栏杆使上表面的来流分离更加严重,上下表面压力脉动均值显著增大.EL-Gammal等[6]基于涡激力跨向相关性原理,通过减小涡激力沿跨向的相关性来抑制主梁的涡激振动.除上述通过气动措施来改善主梁涡振特性以外,机械措施如调谐质量阻尼器(tuned mass damper， TMD)等,通过阻尼系统耗散吸收能量,也可达到抑制涡振的目的.巴西里约尼泰罗伊桥[7]和日本东京湾桥[8]均利用TMD来抑制主梁涡振.郭增伟等[9]通过类半带宽法识别线性涡激力模型中的气动参数,提出了考虑涡激力气动阻尼和气动刚度效应的TMD参数优化设计模型.Larsen等[10]以大贝尔特东桥引桥为依托,提出了一个能够考虑结构非线性振动的TMD设计新模型.

青山长江大桥是武汉市四环线跨越长江的通道,大桥采用双塔双索面全漂浮体系,跨径布置为(100+102+148+938+148+102+100)m,中跨主梁采用整体式流线型钢箱梁,边跨采用钢-混凝土结合梁.大桥的主梁宽度达到了47 m,其宽度位居世界同类桥梁首位,具有大跨、宽幅、重载交通的特点.图1为流线型钢箱梁断面示意.

为了研究宽幅流线型箱梁的涡振特性,本文以青山长江大桥为背景,首先通过 1∶50 节段模型风洞试验,在低阻尼条件下研究了主梁的涡振性能,详细考察了风嘴、检修车轨道、导流板、抑振板、检修道栏杆等因素对主梁涡激振动性能的影响.经过优化分析,高透风率的圆形检修道栏杆抑振效果最好.为了提高风洞试验雷诺数,精细模拟主梁的细部构造,使节段模型试验结果更接近实际,通过1∶27 大尺度节段模型涡振试验,进一步验证了该措施的有效性.最后,基于试验现象从空气动力学的角度探讨了该抑振措施的制振机理.

图1　主梁横断面Fig.1　Cross-section of the main girder

1　常规尺度节段模型涡振试验

常规尺度节段模型涡振试验在XNJD-1风洞第二试验段进行,动力节段模型的缩尺比为 1∶50,模型长度L=2.095 m,宽B=0.94 m,高H=0.09 m.目前还没有准确估算实际桥梁结构阻尼比的方法,我国《公路桥梁抗风设计规范》[11](以下简称《公规》)建议钢桥的阻尼比取为0.5%.但现有的实测资料表明,大跨度桥梁的阻尼比有时会低于该建议值.为了确保抑振措施的可靠性,试验采用的阻尼比参考英国规范[12](以下简称《英规》)约为0.36%,低于《公规》的建议值.对于涡振振幅限值,根据《公规》计算得到桥梁竖向及扭转基频对应的涡振容许振幅分别为0.188 m和0.174°Larsen[13]在对大贝尔特东桥的涡振性能评价时采用了国际标准对舒适度进行判定,加速度的最大限值为1.5 m/s2.

《英规》定义了基于振动加速度的动力敏感参数KD,若某阶模态下的KD>30 mm/s2(对应加速度为1.18 m/s2),且对应的涡振风速小于20 m/s时,认为涡振引起的加速度过大,将会影响行车舒适性,据此可反算出竖向及扭转基频下的涡振容许振幅分别为0.661 m和0.234°,与《公规》的容许振幅对比可知,《公规》对涡振振幅的要求更为严格.

表1为节段模型试验的主要参数.涡激振动试验在均匀流场中进行,成桥态-5°、-3°、0°、+3°、+5°攻角下主梁竖向及扭转涡振振幅分别见图2(图中数据均已换算成实桥).

表1　节段模型主要试验参数Tab.1　Main test parameters of the section model

(a) 竖向涡振振幅(b) 扭转涡振振幅图2 原断面主梁涡振振幅(缩尺比 1∶50)Fig.2 VIV displacement of the main girder with original deck (scale ratio: 1∶50)

由图2可知,-5°、-3°和0°风攻角下主梁成桥态未发生竖向涡振,当风攻角为+3°和+5°时,主梁分别出现了两个明显的竖向涡振区.

(1) +3°攻角下第1个风速锁定区间为5.5～8.4 m/s,第2个锁定区间为15.5～20.1 m/s,最大振幅分别为107 mm和135 mm;

(2) +5°攻角下第1个锁定区间为6.6～9.7 m/s,第2个锁定区间为15.4～21.8 m/s,最大振幅分别为74 mm和296 mm.

由此可知+5°攻角下第2个涡振区的竖向涡振振幅超过了规范限值,其峰值对应的实桥风速为19.25 m/s.尽管在+3°和+5°攻角下主梁的扭转涡振振幅较大,但其锁定风速较高,最大振幅处的风速约为30 m/s,该风速下桥梁已经关闭通行,由涡振引起的使用舒适性问题可不予关注.0°和-5°攻角下主梁也发生了微弱的扭转涡激振动,但振幅较小.

因此,为保证桥梁运营期间的舒适性及安全性,需要对主梁的气动性能进行优化,寻找合理有效的措施抑制竖向涡激振动.

2　主梁涡振制振措施研究

主梁断面的气动外形对涡振性能有重要影响.钱国伟等[14]研究了3种不同角度的风嘴对Π型叠合梁斜拉桥涡振性能的影响,并发现在主梁高度不变且风嘴安装位置相同的情况下,风嘴的角度越小对涡振的抑制效果越好.

为了研究风嘴对宽幅流线型箱梁涡振的影响,采用表1中的阻尼比,并保持检修道栏杆、防撞栏杆、检修车轨道等尺寸和位置不变,工况1与工况2 仅改变了风嘴的夹角;工况3与工况4将检修道宽度变窄,同时改变了风嘴的夹角.

原断面风嘴及工况1～4的风嘴形状见图3.在均匀流场中分别测试了工况1～4的主梁涡振响应,其中+5°风攻角下主梁的竖向涡振振幅最大值见表2.

由表2可知,在其他试验条件相同的情况下,与原断面风嘴相比,工况2较锐的风嘴气动性能较好,与文献[14]中的结论相一致.

但是通过改变风嘴的形状对主梁的涡振抑制效果有限,竖向涡振振幅仍然很大,未能满足规范要求.

图3　原风嘴及工况1～4的风嘴形状Fig.3　Wind fairing of original deck and cases 1-4

工况竖向涡振振幅最大值/mm原断面296.21314.62261.53463.14452.7

由文献[2-3]可知,位于梁底的检修车轨道对流线型箱梁涡激振动影响显著,检修车轨道可能是引起主梁底部旋涡形成及脱落的主要构件.为了考察检修车轨道的影响,首先去掉检修车轨道进行涡振试验.并在之前试验工况的基础上,采用工况2中的风嘴及表1中的阻尼比,通过改变检修车轨道位置、轨道支架高度(增加轨道与梁底间隙)以及在检修车轨道两侧设置导流板,进行了涡激振动试验,部分试验工况见表3.

表3　检修车轨道及导流板抑振措施Tab.3　Mitigation measures of inspection vehicle rail and guide vane

在均匀流场中分别测试了工况5～13的主梁涡振性能,其中+5°风攻角下主梁竖向涡振振幅最大值见表4.发现去掉检修车轨道后,主梁涡振振幅大幅减小,可见检修车轨道是引起主梁涡振的重要构件,通过改变检修车轨道位置、轨道支架高度及在其附近设置导流板均能不同程度地抑制涡振,但抑振效果有限.

表4　检修车轨道对竖向涡振振幅的影响Tab.4　Effect of inspection vehicle rail on the vertical VIV displacement

通过在主梁防撞栏杆两侧设置一定高度和透风率的抑振板,来减弱或屏蔽桥面来流,从而降低来流的跨向相关性,以期达到制振目的.在距离边防撞栏杆0.12 m处安装独立的竖向抑振板,抑振板沿顺桥向间隔布置.

采用工况2中的风嘴及表1中的阻尼比,检修车轨道、检修道栏杆与原主梁相同,抑振板高度与防撞栏杆高度一致,工况14～18分别为间隔段数n=1,2,3,5,7的情形.在均匀流场中,+5°风攻角下主梁竖向涡振振幅最大值见表5.

表5　抑振板对竖向涡振振幅的影响Tab.5　Effect of vibration mitigation plate on the vertical VIV displacement

由表5可知,采用工况17中“隔五封一”的方式布置抑振板效果最好,其竖向涡振振幅已降至162 mm,满足规范要求.虽然工况17中的抑振板可以有效降低竖向涡振振幅,并满足规范要求,但是抑振板的设置增加了原主梁的迎风面积,这将显著提高流线型钢箱主梁的风阻系数,影响桥梁的抗风性能;其次抑振板不但遮挡了行车视野,还会影响桥梁的整体美观性.

研究表明,桥面的附属装置如检修道栏杆、防撞栏杆的位置和形状对主梁的涡振性能也有着重要影响.王骑等[15]对流线型箱梁的涡振研究发现,高透风率的人行道栏杆可以显著抑制主梁涡振.Nagao等[16]研究表明,水平扶手式栏杆的高度及形状均会影响主梁的涡振振幅.

为了考察大桥的检修道栏杆对宽幅流线型箱梁涡振的影响,采用工况2中的风嘴及表1中的阻尼比,其他条件不变,工况19去掉了检修道栏杆;工况20在原检修道栏杆形式的基础上,加大检修道栏杆的中部空隙,增加其透风率(如图4所示),均匀流场中,+5°攻角下主梁的竖向涡振振幅如图5所示.

图4　检修道栏杆示意Fig.4　Sketch of the maintenance way railing

图5　检修道栏杆对竖向涡振振幅的影响Fig.5　Effect of maintenance way railing on the vertical VIV displacement

由图5可知,在+5°攻角下,去掉检修道栏杆(相当于透风率100%)后,主梁的第2个涡振区消失,第1个涡振区最大振幅仅为88 mm,可见检修道栏杆也是引起主梁的涡振的重要构件.当原检修道栏杆透风率由56%增加到66%后,涡振振幅明显减小,这与文献[15]研究结论相符.此时,涡振最大振幅降低至199 mm,已接近规范规定的涡振容许振幅.第1个竖弯锁定区间为7.5～10.6 m/s,对应的最大振幅为62 mm;第2个竖弯锁定区间为15.8～18.4 m/s,对应的最大振幅为199 mm,锁定区间范围比原断面有所减小.

根据文献[14],采用圆形截面栏杆后,Π型开口截面主梁的涡振振幅显著降低,其涡振性能优于方形截面.由工况20结果可知,增加检修道栏杆的透风率也可以在一定程度上抑制主梁竖向涡振.此外,该大桥为城市快速通道,桥面两侧不设人行道,仅有供检修人员通行的检修道.因此,工况21中继续加大栏杆透风率,并将检修道栏杆设计成圆形截面形式,栏杆直径为4 cm,如图4所示.工况21仍采用工况2中的风嘴及原检修车轨道和防撞栏杆,保持检修道栏杆位置不变,采用表1中的阻尼比,进行主梁涡激振动试验,试验结果见图6.

图6　采用高透风率圆形检修道栏杆的主梁竖向涡振振幅Fig.6　Vertical VIV displacement of the main girder with the circular shape maintenance way railing in high ventilation rate

由图6可知,当采用高透风率圆形截面形式的检修道栏杆后,主梁在+3°和+5°攻角下发生了竖向涡激振动,原主梁断面的双竖向涡振区变为单一涡振区,且振幅显著减小,其中：+3°攻角下主梁的竖向涡振较大,为108 mm；+5°攻角下主梁的涡振最大振幅为46 mm,两种攻角下竖弯锁定区间基本相同,为6.5～9.2 m/s.此外,和原断面主梁相比,扭转涡振也有所减弱.由此可知,在采用该种形式的检修道栏杆后,涡振抑制效果十分显著,相应的涡振振幅满足规范要求.因此,工况21中采用高透风率圆形截面形式的检修道栏杆被确定为最优抑振措施.

3　大比例尺节段模型涡振试验

由于常规尺度(1∶50)节段模型尺寸较小,雷诺数较低,模型对桥梁结构的细节模拟不够精细,从而导致对实桥涡振性能的判定存在一定偏差.为此,有必要在常规节段模型涡振风洞试验的基础上,进行大比例尺节段模型涡振风洞试验,进一步验证工况21中高透风率圆形截面形式的检修道栏杆对涡振的制振效果.

大比例尺节段模型试验采用缩尺比为 1∶27,试验在XNJD-3大气边界层风洞中进行.

表6为节段模型的主要试验参数,其中竖弯风速比为1.715.涡激振动试验在均匀流场中进行,为了验证常规尺度节段模型试验结果,试验首先针对原主梁断面情况进行.

表6　大比例尺节段模型主要试验参数Tab.6　Main test parameters of the large-scale section model

图7为相同竖弯阻尼比(0.370%)条件下两种缩尺比节段模型试验结果.同时为了便于比较分析,将涡振振幅按照阻尼比换算至与常规尺度节段模型同一水平.由大比例尺节段模型试验结果可知,原主梁断面在+3°、+5°攻角下发生了竖向涡激共振,且都存在两个涡振区,其中+5°攻角下第2个涡振区峰值为260 mm,超过了规范容许值.对比两种缩尺比节段模型试验结果发现,大比例尺节段模型的涡振振幅略小于常规尺度节段模型的涡振振幅.

为了验证工况21中采用的高透风率圆形截面形式的检修道栏杆制振效果,采用表6中的参数进行大比例尺节段模型涡振试验,成桥态5种风攻角下主梁竖向涡振振幅见图8.由图8可知,采用工况21中的检修道栏杆后,主梁涡振振幅得到了很好地抑制,第2个竖弯涡振区消失,两种缩尺比下的试验结果吻合良好.验证了高透风率检修道栏杆的制振效果.

对于本文宽幅流线型箱梁,当采用透风率较高的圆形扶手式检修道栏杆时,主梁的竖向涡振可以得到显著抑制.结合试验现象,从空气动力学角度分析,采用圆形截面的栏杆气动外形更加接近流线型,和原栏杆形式相比较,流动分离减弱,且增大栏杆透风率后,主梁上表面气流流速增加,在一定程度上抑制了较大旋涡的附着与脱落,进而使主梁的涡激力减小,涡激振幅随之降低.

图7　原主梁断面竖向涡振振幅Fig.7　Vertical VIV displacement of the girder with original deck

图8　工况21大比例尺节段模型竖向涡振振幅Fig.8　Vertical VIV displacement of case 21 in the large-scale model test

4　结　论

通过对宽幅流线型钢箱梁斜拉桥涡振性能及制振措施风洞试验研究,得到以下结论:

(1) 对于宽幅流线型箱梁断面,采用较锐的风嘴形状可以在一定程度上改善主梁的气动性能.通过改变检修车轨道位置、轨道支架高度以及两侧设置导流板对其涡振的影响有限.

(2) 采用合理的间距(“隔五封一”)在防撞栏杆后布置一定高度和透风率的抑振板，可以有效地抑制主梁的涡激振动.

(3) 通过采用高透风率的圆形截面检修道栏杆可经济有效地改善主梁的涡振特性,在不影响桥梁美观的前提下提升了抗风性能、抑制了主梁的涡激振动.大比例尺节段模型涡振试验也验证了该措施的有效性.

(4) 圆形截面的栏杆气动外形更加接近流线型,与原栏杆的形式相比,流动分离减弱,且增大栏杆透风率后,主梁上表面的气流流速增加,在一定程度上抑制了较大旋涡的附着与脱落,进而使得主梁的涡激力减小,涡激振幅随之降低.