雙幅橋面橋梁主梁斷面的氣動(dòng)選型

雙幅橋面橋梁主梁斷面的氣動(dòng)選型

近年來，隨著橋梁直徑的增加，橋梁結(jié)構(gòu)逐漸減小、柔性化。出于對抗風(fēng)問題的考慮,在橋梁結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)階段,一般要求對橋梁主梁斷面進(jìn)行氣動(dòng)選型。氣動(dòng)選型主要包括渦激共振特性、顫振穩(wěn)定性和抖振特性等方面,普遍采用的方法是通過模型風(fēng)洞試驗(yàn)或數(shù)值模擬,經(jīng)過方案比選,得到較佳的主梁斷面形式。當(dāng)前橋梁主梁斷面的氣動(dòng)選型研究主要是針對單幅主梁斷面進(jìn)行的。然而,在國內(nèi)外大跨橋梁的設(shè)計(jì)及修建過程中,具有平行分離雙橋面的大跨橋梁不時(shí)出現(xiàn),如美國的PearlHarborMemorialBridge、FredHartmanBridge、我國建成的廣東平勝大橋和在建的青島海灣大橋紅島航道橋等,我們稱這種新穎主梁斷面形式的橋梁為雙幅橋面橋梁。雙幅橋面橋梁不同于以往單幅橋面橋梁的最大特點(diǎn)是是具有完全獨(dú)立分離的上下游兩幅橋面,兩主梁間不通過橫隔梁或橫隔板連接。雙幅橋面橋梁由于主梁距離較近,在氣流作用下,上游橋面與下游橋面之間存在一定的相互影響,兩分離主梁斷面的氣動(dòng)性能不同于它們單獨(dú)存在時(shí)的氣動(dòng)性能。因此,同常見的單幅橋面橋梁相比,雙幅橋面橋梁主梁斷面的氣動(dòng)選型更為嚴(yán)格,必須同時(shí)保證上下游兩主梁斷面都具有良好的氣動(dòng)性能。本文以正在建設(shè)中的青島海灣大橋紅島航道橋?yàn)楣こ瘫尘?通過一系列的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn),從主梁斷面基本形狀和檢修車軌道的位置及高度兩個(gè)方面進(jìn)行了主梁斷面的氣動(dòng)選型?？紤]到上下游兩主梁斷面間的流場十分復(fù)雜,抖振特性的氣動(dòng)比選具有很大的難度性,文中暫未涉及主梁斷面的抖振選型,僅進(jìn)行了顫振選型和渦振選型。1主梁斷面試驗(yàn)方案及結(jié)果正在修建的青島海灣大橋位于膠州灣內(nèi)灣,工程東起308國道,沿李村河于河口入海,入海后向西南方向跨過膠州灣,在黃島側(cè)大殷家一帶上岸,工程全線長約28.3km。青島海灣大橋紅島航道橋?yàn)槿ê娇讟蛑械囊蛔８鶕?jù)《青島海灣大橋水位氣象通航地震等資料》,參照《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范(JTG/TD60-01—2004)》,青島海灣大橋地形地貌類別為A類,平均風(fēng)剖面冪函數(shù)指數(shù)α為0.12,橋位10m高度處,10分鐘平均時(shí)距,100年重現(xiàn)期的風(fēng)速為U10=39.6m/s,橋位風(fēng)速較高。青島海灣大橋紅島航道橋由兩平行分離主梁構(gòu)成,在氣流作用下,上下游兩主梁斷面之間存在氣動(dòng)干擾。因此,在該橋的設(shè)計(jì)階段,十分有必要進(jìn)行主梁斷面的氣動(dòng)選型,以保證上下游兩主梁斷面同時(shí)具有良好的氣動(dòng)性能。數(shù)值計(jì)算作為一種重要的手段在主梁斷面的氣動(dòng)選型研究方面取得了不少進(jìn)展,但目前最重要且行之有效的研究手段,仍然是風(fēng)洞模擬試驗(yàn)。本文通過二元?jiǎng)傮w節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn),首先比選出較優(yōu)的青島海灣大橋紅島航道橋主梁斷面基本形狀,然后在基本主梁斷面形狀的基礎(chǔ)之上,確定較佳的檢修車軌道位置和高度。該節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)在湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心HD-2邊界層風(fēng)洞第一試驗(yàn)段中進(jìn)行,試驗(yàn)流場為均勻流場,紊流度<0.5%。該風(fēng)洞風(fēng)速的調(diào)節(jié)和控制采用計(jì)算機(jī)終端集中控制的可控硅直流調(diào)速系統(tǒng)。該試驗(yàn)段截面尺寸為3.0m(寬)×2.5m(高)×17m(長),試驗(yàn)風(fēng)速范圍為0.5m/s～58m/s連續(xù)可調(diào)。2主梁截面的動(dòng)力選擇2.1方案基本設(shè)計(jì)參數(shù)及顫振試驗(yàn)結(jié)果青島海灣大橋紅島航道橋主梁斷面外形有三個(gè)備選方案,分別為獨(dú)塔斜拉橋無風(fēng)嘴方案、獨(dú)塔斜拉橋有風(fēng)嘴方案和鋼箱梁提籃拱橋方案。三方案均由兩平行分離的上下游兩幅橋面組成,如圖1所示。其中,獨(dú)塔斜拉橋無風(fēng)嘴方案兩幅橋面間凈距為12.0m,橋跨布置為:60.0m+120.0m+120.0m+60.0m=360.0m,單幅橋面主梁采用全焊扁平流線形封閉鋼箱加勁梁,主梁寬為B=18.50m,梁高為H=3.20m;獨(dú)塔斜拉橋有風(fēng)嘴方案兩幅橋面間凈距為7.50m,橋跨布置為:60.0m+120.0m+120.0m+60.0m=360.0m,單幅橋面主梁在無風(fēng)嘴方案的基礎(chǔ)上增設(shè)了風(fēng)嘴,主梁寬為B=23.0m,梁高為H=3.50m;鋼箱梁提籃拱橋方案中兩幅橋面間凈距為9.80m,橋跨布置為:80.0m+260.0m+80.0m=420.0m,單幅橋面主梁由兩封閉邊箱和縱橫梁組成的梁格構(gòu)成,單幅主梁寬為B=24.70m,梁高為H=3.20m。表1為各方案的基本設(shè)計(jì)參數(shù)。圖2為三方案的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)照片,其中斜拉橋無風(fēng)嘴方案節(jié)段模型縮尺比為1:50,單幅模型的長寬高分別為150cm、37cm、6.4cm;斜拉橋有風(fēng)嘴方案節(jié)段模型縮尺比為1:25,單幅模型的長寬高分別為220cm、92cm、14cm;拱橋方案節(jié)段模型縮尺比為1:50,單幅模型的長寬高分別為120cm、49.4cm、6.4cm。表2列出了三個(gè)比選方案的顫振臨界風(fēng)速試驗(yàn)結(jié)果,值得說明的是:表中所列模型顫振臨界風(fēng)速均為上下游兩試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼駝?dòng)時(shí)程都發(fā)散時(shí)對應(yīng)的試驗(yàn)風(fēng)速值。在風(fēng)洞試驗(yàn)中我們觀察到:上下游兩模型的振動(dòng)時(shí)程并不是同步發(fā)散,總是一試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖绕鹫?然后帶動(dòng)另一試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭鸩桨l(fā)生振動(dòng),最終走向共同發(fā)散。從表2的實(shí)橋臨界風(fēng)速可以看到,三個(gè)方案在各風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速均遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于各自的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速,這表明三個(gè)比選方案都具有良好的顫振穩(wěn)定性。通過對比選方案的渦激振動(dòng)觀測試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),比選方案都沒有發(fā)生明顯的扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng),故在圖3、圖4和圖5中僅分別給出了三個(gè)方案的豎向渦激振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果。其中斜拉橋無風(fēng)嘴方案和拱橋方案上下游兩橋面的豎向阻尼比約為0.50%,斜拉橋有風(fēng)嘴方案上下游兩橋面的豎向阻尼比約為0.35%。從圖中可以看到:斜拉橋無風(fēng)嘴方案上下游兩橋面在-3°風(fēng)攻角下發(fā)生了明顯的豎向渦激振動(dòng);拱橋方案上下游兩橋面在0°和+3°風(fēng)攻角下均發(fā)生了較大幅度的豎向渦激振動(dòng);斜拉橋有風(fēng)嘴方案在各個(gè)風(fēng)攻角下都沒有發(fā)生明顯的豎向渦激振動(dòng)。綜合以上渦顫振試驗(yàn)結(jié)果,斜拉橋有風(fēng)嘴方案的氣動(dòng)性能最好,其主梁斷面可以作為青島海灣大橋紅島航道橋的基本主梁斷面。2.2修復(fù)車輛軌道的位置和高度2.2.1風(fēng)攻角下的評價(jià)結(jié)果經(jīng)過方案比選,最終確定了斜拉橋有風(fēng)嘴方案為青島海灣大橋紅島航道橋主梁斷面的基本形狀。注意到該基本主梁斷面僅帶欄桿而未包含檢修車軌道,而實(shí)際橋梁斷面設(shè)有檢修車軌道,故必須在該基本主梁斷面的基礎(chǔ)之上進(jìn)一步確定較優(yōu)的檢修車軌道位置及檢修車軌道高度。首先,我們通過風(fēng)洞試驗(yàn)確定檢修車軌道位置。根據(jù)以往的風(fēng)洞試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn),檢修車軌道的有無對主梁斷面的顫振臨界風(fēng)速影響不大,而對主梁斷面的渦激振動(dòng)特性有較大影響,我們首先進(jìn)行了0°風(fēng)攻角下,基本主梁斷面在不同位置處(距下底板邊緣D=0.8m,1.2m和1.6m)加高度H=45cm檢修車軌的渦振檢驗(yàn)試驗(yàn)。檢修車軌的設(shè)置見圖6。試驗(yàn)結(jié)果見圖7:當(dāng)檢修車軌距離下底板邊緣0.8m和1.2m時(shí),上游橋面發(fā)生了明顯的豎向渦振現(xiàn)象。在1.6m的位置,上游橋面沒有發(fā)生渦振。下游橋面在三個(gè)位置處均沒有發(fā)生豎彎和扭轉(zhuǎn)渦振。隨著檢修車軌位置的內(nèi)移,上游橋面的渦振振幅由大變小,由小變無。由于在0°風(fēng)攻角下,檢修車軌距離下底板邊緣0.8m和1.2m時(shí),上游橋面發(fā)生了明顯的豎向渦振現(xiàn)象,我們繼續(xù)通過風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行了+5°,+3°,-3°和-5°風(fēng)攻角下,在距下底板邊緣1.6m的位置處加高度H=45cm高檢修車軌的渦振檢驗(yàn)試驗(yàn)。結(jié)果如圖8所示,試驗(yàn)表明:上游橋面在-5°和-3°攻角下發(fā)生了強(qiáng)烈的豎向渦振現(xiàn)象,在+5°攻角下發(fā)生了較小幅度的豎向渦振,在+3°則沒有發(fā)生渦振現(xiàn)象。下游橋面的渦振現(xiàn)象和上游橋面相似,也是在-5°,-3°和+5°攻角下發(fā)生豎向渦振現(xiàn)象,只不過渦振振幅與上游橋面相比均有大幅度的減少。2.2.2-5和+5攻角阻尼比對摩擦學(xué)性能的影響由以上試驗(yàn)可知,繼續(xù)內(nèi)移檢修車軌道可能抑制上下游橋面在-5°,-3°和+5°風(fēng)攻角下發(fā)生的豎向渦激振動(dòng),但考慮到同一斷面上的兩條檢修車軌道過于靠近不利于橋梁檢修,我們希望通過調(diào)整檢修車軌道的高度來達(dá)到抑制渦振的目的。我們改變檢修車軌的高度,由原來的45cm變?yōu)?4cm,同樣在距下底板邊緣1.6m的位置進(jìn)行了+5°,+3°,0°,-3°和-5°風(fēng)攻角的渦振檢驗(yàn)試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示:由試驗(yàn)可知,上游橋面在-5°和+5°攻角下仍發(fā)生了豎向渦振現(xiàn)象,但其渦振振幅較檢修車軌高度為H=45cm時(shí)相比已經(jīng)有大幅度的減小。上游橋面在其他三個(gè)攻角下沒有發(fā)生渦振現(xiàn)象。下游橋面在以上五個(gè)攻角下均沒有發(fā)生渦振現(xiàn)象。雖然繼續(xù)降低檢修車軌的高度可能會(huì)進(jìn)一步抑制上游橋面在-5°和+5°攻角下渦振振幅,但由于34cm已經(jīng)是檢修車軌高度的下限,我們嘗試保持檢修車軌高度和位置不變,增加上下游兩橋面的阻尼,針對-5°攻角,阻尼比由原來的0.35%提高到0.50%,針對+5°攻角阻尼比由原來的0.35%提高到0.40%進(jìn)行渦振試驗(yàn)。從圖9中可以看到,在略增大阻尼比以后兩個(gè)風(fēng)攻角下的渦振均得到了有效地抑制。最后,我們針對在距基本主梁斷面下底板邊緣1.6m的位置加H=34cm高檢修車軌的方案進(jìn)行了顫振穩(wěn)定性檢驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果見表3所示,該方案在各風(fēng)攻角下的實(shí)橋臨界風(fēng)速均遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于實(shí)橋顫振檢驗(yàn)風(fēng)速。在距基本主梁斷面下底板邊緣1.6m的位置加H=34cm高檢修車軌的方案具有足夠的顫振穩(wěn)定性,在0°,+3°和-3°風(fēng)攻角下都沒有發(fā)生渦振,在+5°和-5°風(fēng)攻角下雖發(fā)生了渦振,但在略增大阻尼比后得到了抑制,考慮到實(shí)際橋面的水平風(fēng)攻角一般在-3°和+3°之間,因此發(fā)生大振幅渦振的可能性較小。綜合以上考慮,該方案既滿足顫振要求,又達(dá)到了抑渦效果,同時(shí)又實(shí)際可行,予以推薦。3主梁斷面選型結(jié)果本文以在建的青島海灣大橋紅島航道橋?yàn)楣こ瘫尘?通過一系列的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn),