大跨懸索橋斷面渦振性能影響因素及氣動優化措施研究

隨著橋梁橫跨帶的增加，結構逐漸減小并變得平坦。同時，由于大氣流動，空氣動力的負荷能量主要集中在低頻部分，這與大傾角橋梁的主要基頻帶類似，容易引起各種風的振動。自1940年美國舊塔科馬海峽橋風毀以后,經過半個多世紀的努力,通過選取合適的主梁斷面形式以及附加結構或氣動措施,已基本能夠避免災難性橋梁顫振的發生。流線型鋼箱梁是目前大跨度懸索橋采用的具有良好氣動穩定性的斷面形式。但是實際箱梁斷面由于欄桿、檢修軌道等細部構造的存在,當氣流流經實際橋梁斷面時加劇流動分離,產生的交替性脫落渦旋易于引起主梁的渦激共振。雖然渦振具有限幅特性,不會引起結構毀壞的災難性后果,但是由于其具有自激性質并且多發生在低風速區間,因此容易造成結構的疲勞損傷,較大的振幅也會影響結構使用功能,造成行人恐慌。例如東京灣道橋成橋初期發生單邊峰值0.5m的大幅渦振現象,巴西的瑞.尼特朗使用過程中多次發生大幅渦振現象,嚴重影響其使用功能。英國的塞文二橋,丹麥的大海帶橋以及中國的西堠門大橋等世界知名大橋均發生過明顯的渦振現象。工程實際的需要促使渦振受到研究人員的高度關注,成為目前橋梁風致振動研究非常重要的課題。上述發生渦振的實際大跨度橋梁主梁多采用的流線型箱梁斷面形式。對于流線型主梁斷面的渦振控制措施一般分為構造措施和空氣力學措施兩大類。構造措施主要著眼于改變結構的動力特性使其自振頻率升高以避開風荷載的主要能量頻帶,或者增加結構質量、阻尼以降低振動幅值。而空氣力學措施從改變主梁斷面的氣動外形入手,通過附加一定的簡單構件使實際箱梁斷面的氣動性能得到明顯改變,抑制渦振的發生。空氣力學措施一般有導流板、抑流板、分流板、整流板、穩定板以及風嘴、變動檢修軌道位置等措施。空氣力學措施由于構造簡單,效果顯著從而得到了廣泛的關注。Larsen等,張偉等對流線型箱梁斷面設置導流板抑制渦振的措施進行了研究。孟小亮等,鮮榮等的研究顯示變動流線型箱梁底部檢修軌道的位置可以顯著改善橋梁的渦振性能。孫延國、李永樂等基于流線型箱梁斷面綜合研究了導流板、分流板以及檢修軌道位置等措施,研究表明優化檢修軌道位置以及設置風嘴分流板,檢修軌道內側布置導流板等能有效抑制主梁渦振。張文明等對帶挑臂疊合箱梁斷面渦振性能研究發現導流板可能會增大其渦振振幅,同時檢修軌道對帶挑臂疊合箱梁渦振沒有影響。管青海等通過測壓法詳細研究了欄桿對流線型箱梁上下表面壓力分布的影響,從而揭示欄桿影響渦振的機理。許福友等,郭增偉等也通過表面測壓法,從箱梁表面壓力波動變化的角度探討了導流板、抑流板控制渦振發生的機理。大量研究表面,流線型箱型主梁的渦振性能對斷面外形的改變非常敏感,由于主梁氣動外形的差異,在一座橋上效果明顯的氣動抑振措施可能對另一座橋沒有效果。箱梁兩側的懸挑人行道板在某種程度上類似于分流板這一氣動措施,但是其上布置的欄桿等構造物又使得其流場形態比分流板復雜。目前相關文獻研究多基于常規流線型箱梁斷面進行,而對于設置懸挑人行道板的流線型箱梁斷面渦振性能及氣動措施鮮有報道。本文以某在建跨越長江的大跨度懸索橋為研究背景,該橋主梁斷面為流線型箱梁附設兩側懸挑人行道板構造。采用節段模型彈性懸掛模型試驗研究了該種斷面的渦振性能,進而對其渦振控制的氣動措施進行了研究,包括不同形式的導流板,穩定板以及檢修軌道位置等,研究成果可以為同類型橋梁的渦振控制提供借鑒和參考。1主梁加勁梁結構本文依托的背景工程為50m+600m+65m的三跨連續懸索橋,主纜矢跨比1∶9.09,吊索間距12m,主纜橫向間距26.7m,橋塔采用門式框架結構,塔柱為鋼筋砼空心結構,橫系梁為預應力空心薄壁結構,塔基采用承臺加樁基礎,南北岸均采用重力式錨碇,邊跨采用Y型橋墩加樁基礎,橋型布置如圖1所示。該橋主梁加勁梁采用閉口鋼箱梁的斷面形式,但是與常規流線型箱梁所不同的是其人行道板沒有設在箱梁頂面兩邊部,而是采用了箱梁中部風嘴位置利用懸臂梁加縱向加勁工字梁組合人行道鋼板的方式鋪設,形成了類似分流板的懸挑人行道板。橋寬33m,梁高3m,主橋采用雙向六車道,兩側設懸挑2m寬人行道板,懸挑板底采用7根縱向工字梁加勁,梁底設檢修軌道,圖2為主梁的加勁梁斷面布置圖。2節段模型及試驗設備風洞試驗中節段模型的幾何縮尺比取為λL=1∶60,剛性節段模型只模擬主梁外形。為了盡可能準確地再現實橋主梁的構造細節,箱梁外形輪廓采用優質木材制作外衣,使其幾何外形嚴格相似。主梁上的防撞護欄、人行道欄桿等細部構造采用塑料管與ABS板按比例制作,利用雕刻機進行精細加工,模擬了防撞護欄的的形狀與透風率,梁底檢修車軌道采用ABS板嚴格按縮尺比模擬制作。節段模型內部骨架采用不銹鋼框架制作而成以保證模型具有足夠的剛度,模型兩端設置了保證氣流二元特性的端板,端板采用輕質遮陽板制作。主梁模型長度取為L=1.54m,主梁寬度為B=0.55m,模型高度為H=0.05m,模型長寬比約2.8。風洞試驗在湖南大學HD-2風洞高速試驗段進行,該試驗段截面尺寸為3.0m(寬)×2.5m(高)×17m(長),試驗風速范圍為0.5~58m/s。鑒于渦振發生的風速較低,同時風速鎖定區間較窄,因此試驗過程中通過選用高剛度的彈簧,從而提高模型試驗系統與實橋的頻率比,以使渦振試驗可以在較低的風速比下進行。節段模型自由懸掛系統的試驗參數如表1所示。剛性節段模型通過8根高強拉壓彈簧與模型端軸連桿相連,彈性懸掛在風洞試驗段中。采用4只激光位移計無接觸式測量模型振動。激光位移計兩兩對稱布置于節段模型下方,通過同步測量模型底部迎風上緣與下緣的響應信號來獲得不同風速下模型的豎向及扭轉渦振響應,根據模型的渦振響應幅值判斷渦振的鎖定風速區間。節段模型風洞試驗布置如圖3所示。為了研究該主梁斷面的渦振性能,首先進行常規的±3°攻角工況下主梁斷面的渦振性能。選取最不利攻角工況進行有無檢修軌及橋面欄桿等渦振敏感構件的渦振試驗,確定出最敏感渦振構件,然后針對性的選取氣動措施進行渦振性能優化。渦振試驗所有工況均在均勻流場中進行,試驗風速為0~11m/s,試驗過程中初始風速步長設為0.4m/s,然后根據模型的響應情況局部加密來獲得完整的渦振鎖定區間。3評價簡化范圍由于二維節段模型試驗無法考慮真實結構三維振型對渦振峰值的影響,朱樂東提出了一種節段模型渦振振幅向換算至實橋響應的計算方法,考慮了振型修正系數以及紊流相關性影響。即:式中:ymax和αmax為實際主梁豎向和扭轉渦振幅值順橋向的最大值;y0m和α0m代表節段模型試驗渦激共振位移幅值;λL為模型縮尺比;CRv和CRt為小于1.0折減系數,用以考慮渦激力順橋向的不完全相關效應,在實際應用中可偏安全地認為CRv=CRt=1.0;Cφv,max和Cφt,max分別為豎彎和扭轉最大幅值振型修正系數,經計算得豎向渦激共振位移最大振幅修正系數Cφv,max=1.35,扭轉渦激共振位移最大振幅修正系數Cφt,max=1.28。另外,根據《公路橋梁抗風設計規范》規定,成橋狀態主梁豎彎渦激共振及扭轉渦激共振允許振幅分別為:按一階豎彎(0.1892Hz):按一階扭轉(0.5758Hz)式中:[ha1],[αa]分別為主梁豎彎及扭轉渦激共振振幅允許值;fh,ft分別為主梁豎彎、扭轉頻率;B為主梁斷面寬度(m)。3.1來流攻角下主梁斷裂板內風致響應分析首先進行了原設計斷面風洞試驗以研究本文帶懸挑板流線型主梁斷面的渦振性能。為了使渦振現象更加顯著便于觀測,節段模型試驗系統阻尼比首先選取了低于規范規定值的小阻尼比0.21%,試驗攻角測試范圍初步取為-3°,0°,+3°。各來流攻角下主梁斷面風致響應結果如圖4所示。從圖中可以看出,-3°,0°攻角下主梁斷面未出現豎向渦振,而+3°攻角下在風速區間3.7m/s~4.4m/s發生了小振幅的豎向渦激振動,但是幅值遠小于規范允許值0.2114。然而對于扭轉渦振,0°,+3°攻角下均發生了明顯的雙鎖定區間扭轉渦振,風速鎖定區間分別為9.9m/s~11.2m/s和14.1m/s~17.1m/s,并且在高風速區間扭轉振幅明顯超出允許限值0.24°。由此可見該種帶懸挑板流線型斷面更易于發生扭轉渦振,并且隨風攻角由負向正改變主梁斷面的渦振性能逐漸變差。3.2阻尼比優選試驗結構阻尼是影響風致振動的重要因素,為研究阻尼對本文主梁類型渦振性能的影響,試驗中通過在懸掛彈簧上纏繞膠帶改變節段模型系統的阻尼比。由于目前規范中鋼箱梁橋結構阻尼建議取為0.5%,試驗中調試了3種不同阻尼比分別為0.21%,0.39%,0.58%,不同阻尼比下主梁斷面的渦振響應如圖5所示。從圖中可以清楚地看到,阻尼對主梁的渦振響應具有顯著的影響,隨著阻尼比的增加,結構渦振響應呈非線性趨勢迅速減弱。阻尼比從0.21%增加到0.39%,扭轉渦振振幅衰減27.7%,當阻尼比繼續增大至0.58%時,扭轉渦振振幅加速衰減至45.6%。并且鎖定區間隨阻尼比增加逐步變窄。因此氣動措施主要針對主梁底部檢修軌道進行優化。采取的氣動措施主要包括變動檢修軌道位置,設置檢修軌道導流板以及底板中央穩定板,具體措施方案如表2所列。4.1檢修軌道向地面中央集中布置的n由于檢修軌道是該種斷面的渦振敏感構件,通過移動檢修軌道的位置以期改善斷面的渦振性能,具體試驗結果如圖7所示。改變檢修軌道位置未對主梁豎向渦振產生不利影響,同時有效地減弱了扭轉渦振的幅值。從圖中可以看出隨檢修軌道向地板中央靠近,扭轉渦振幅值不斷降低。檢修軌內移0.9m使扭轉幅值相對于原設計位置時的扭轉振幅降低約9%,但仍然高于規范允許值;當內移距離增大到1.5m時,扭轉渦振幅值進一步降低至原設計位置的26%,基本滿足規范允許;進一步內移使幅值不斷削弱,但從實際角度來講,檢修軌道向中央集中增大了其懸臂長度,不利于檢修車的工作穩定性。因此單純地移動檢修軌道無法達到最優的效果。4.2附加槽內移對水平流板制振的影響由于單純移動檢修軌道位置不能達到理想的制振效果,因此嘗試同時改變檢修軌氣動外形的措施,在檢修軌兩側附件導流板以改善氣流流經檢修軌后的分離和漩渦脫落來達到制振的效果,采取了寬為0.5m以及0.8m的兩種導流板尺寸,試驗結果如圖8所示。從圖中可以在軌道設計位置直接安裝導流板的制振效果不太明顯,寬導流板效果優于窄導流板。在檢修軌道內移基礎上附加導流板,使得渦振幅值明顯降低,較為有效地抑制了渦激振動。檢修軌內移0.9m附加寬導流板可使扭轉渦振幅值相比于原設計軌道狀態幅值降低約30%。當內移距離增大至1.8m并且附加寬導流板時,可以使扭轉渦振幅值約降低至原設計軌道狀態幅值的67%。由此可以看出,導流板制振效果與導流板寬度及軌道位置有直接的關聯,在檢修軌道內移基礎上附加軌道導流板可以明顯地改善主梁斷面的渦振性能。4.3斜腹板與底板的濾波控制Larsen借助航空機翼理論研究流線型箱梁氣動特性時發現,當箱梁斜腹板的傾角超過16°時氣流會在箱梁尾端產生交替的漩渦脫落,易激發渦激振動。本文箱梁斜腹板傾角達到24°,雖然有懸挑人行道板起到一定分流作用,斜腹板與底板轉折拐點仍可能會對箱梁的渦振性能產生影響。因此試驗過程中嘗試了在斜腹板與底板轉折處設置導流板的措施,氣流經導流板壓縮沖出后可以擊碎底板表面形成的漩渦從而抑制渦振的發生。導流板嘗試變化了兩種水平板長度分別為0.5m,1.0m,試驗結果如圖9所示。從圖中可以看出設置斜腹板導流板對改善此類斷面渦振性能效果較弱,隨著導流板長度的增加,斷面的渦振性能可以得到一定提高。這一結果也再次表明底板檢修軌道是本文主梁斷面的主要渦振敏感構件。5改善渦流性能通過對本文依托工程風嘴處設懸挑人行道板的流線型箱梁斷面的渦振性能及氣動措施優化節段模型試驗,可以得到以下結論:(1)此類型流線型箱梁斷面較易發生扭轉渦振現象,并且隨來流攻角由負變正,渦振性能逐漸變差。(2)結構阻尼對于抑制渦振具有明顯作用,主梁渦振幅值表現出隨結構阻尼的增加呈非線性加速衰減的規律。(3)檢修軌道是該類斷面的重要渦振敏感構件,檢修軌道向主梁底板中央移動能有效地減弱流動分離及漩渦脫落,改善渦振性能。同時在移動檢修軌道的基礎上附加軌道導流板效果更佳。(4)在主梁斜腹板處設置導流板對改善本文主梁斷面的渦振性能效果不明顯。4主梁斷面的氣動敏感性從上述研究可知渦振對阻尼的影響較為敏