大跨度橋梁分級箱梁渦激共振試驗研究

大跨度橋梁分級箱梁渦激共振試驗研究

中央開槽試驗和響應分析研究隨著電纜連接橋徑的增加，通風穩(wěn)定性已成為最大的挑戰(zhàn)。根據現有的研究經驗,傳統閉口箱梁懸索橋的空氣動力極限跨徑停留在1600m左右,而突破這一極限跨徑最可行的方法就是采用顫振性能更為優(yōu)越的分體箱梁來替代閉口箱梁。此外,在單纜索平面布置或者采用獨柱式橋塔的大跨度纜索承重橋梁中,采用中央有開槽的閉口箱梁還能夠更有利于結構的總體布置,提高整體設計的合理性。因此,近年來我國已建成了包括浙江舟山連島工程西堠門大橋、青島海灣大橋工程大沽河航道橋、上海崇明越江通道工程長江大橋、香港昂船洲大橋等多座采用分體箱梁的大跨度纜索承重橋梁。然而,作為一種新型橋梁主梁斷面形式,分體箱梁的空氣動力性能還處于探索研究階段。國內外研究成果表明,盡管并非對任何斷面形式的主梁施加中央開槽都能提高顫振臨界風速,但是對扁平閉口箱梁斷面進行中央開槽一般能提高橋梁的顫振穩(wěn)定性能;中央開槽氣動控制措施對顫振穩(wěn)定性能的提升效果同開槽寬度緊密相關,但對其發(fā)展趨勢的判斷上存在明顯分歧。盡管存在這些分歧,不過,這些研究足以證明分體箱梁相比傳統閉口箱梁具有明顯更為優(yōu)越的顫振穩(wěn)定性能。但中央開槽的出現會導致斷面氣流繞流流態(tài)特別是旋渦生成及其運動規(guī)律更為復雜,這提示我們需要更為關注分體箱梁的渦激共振性能,而在分體箱梁的試驗研究中也確實已經發(fā)現了渦激共振現象的存在:Larose等在昂船洲大橋的高低雷諾數試驗中發(fā)現該橋主梁所采用的分體箱梁存在渦振現象;筆者研究團隊在西堠門大橋分體箱梁加勁梁的不同雷諾數試驗也發(fā)現了不同振幅的渦激共振;Larsen等進行了有無導流板時分體箱梁的渦激試驗對比;劉高等對分體式鈍體斷面箱梁提出了氣動翼板的渦振控制措施,并研究了該措施對顫振穩(wěn)定性和渦振控制效果的影響;Laima等在靜力和動力條件下分體箱梁的風洞試驗中都觀測到渦振現象并對比了交叉桿和蓋板的渦振控制措施效果;王騎等對嘉紹大橋分體箱梁分別進行了大尺度和小尺度的渦振試驗,并驗證了導流板和抑振板的制振效果。本文以國內已建成的3座采用分體箱梁的大跨度橋梁為背景,通過大尺度節(jié)段模型風洞試驗對分體箱梁的渦激共振性能進行研究,基于粒子圖像測速技術分析了引起大幅度渦振的可能原因,根據渦振發(fā)生原因提出多種氣動控制措施以實現渦振控制,并比選優(yōu)化出最佳控制方法。1種單體箱梁的特性基于本文研究目的,選取3座不同橋型、不同跨徑類別的分體箱梁纜索承重橋梁作為研究背景,利用目前橋梁渦振試驗研究中較為先進、可靠的大尺度節(jié)段模型和粒子圖像測速方法研究3種分體箱梁的渦激共振性能,并嘗試分析其渦振發(fā)生原因。1.13結構斷面的確定浙江舟山連島工程西堠門大橋是一座兩跨連續(xù)鋼箱梁懸索橋,總體跨徑布置為578m+1650m+485m=2713m(圖1),創(chuàng)造了鋼箱梁懸索橋的跨徑世界紀錄。在西堠門大橋建設之前,當時世界上跨徑最大的兩座鋼箱梁懸索橋主跨1624m的丹麥大海帶橋和1490m的中國潤揚大橋的顫振臨界風速分別為62m/s和63m/s,對于閉口鋼箱梁懸索橋而言1650m的跨度幾乎已達空氣動力極限,而西堠門大橋的氣動穩(wěn)定要求更為嚴格,顫振檢驗風速達到78.74m/s。所以,通過抗風專題研究和數輪比選及優(yōu)化,最后選定了如圖2所示的總寬36m、槽寬6m的分體箱梁作為加勁梁(斷面A),斷面底部靠近中央開槽出作了45°小范圍切角處理。上海崇明越江通道上海長江大橋是一座兩塔三跨雙索面斜拉橋,主跨730m,采用了簡潔的獨柱式橋塔,其立面布置如圖3所示。總寬51m、槽寬10m的分體箱梁被采納為主梁(斷面B),以承擔包括兩條輕軌在內的八道交通荷載(圖4)。與斷面A不同的是,底部近中央槽的切角范圍較大。青島海灣大橋工程全長41.58km,其中跨越主航道之一的大沽河航道橋為主跨260m的獨柱塔居中索面自錨式懸索橋,其立面布置如圖5所示,采用了總寬47m、槽寬11m的分體箱梁(圖6)作為主橋加勁梁(斷面C)。不同于斷面A和B的是,本斷面底部近中央槽未進行切角處理。1.2主梁氣動明確影響風經過橋梁主梁時氣流一般都會出現分離,并在尾跡中形成有規(guī)律的旋渦。伴有旋渦交替脫落的分離流動導致結構表面的風壓也隨著變化,在一定條件下就會使橋梁結構出現共振現象,這就是渦激共振。渦激共振因規(guī)律性的旋渦脫落而產生,而振動的結構反過來又影響旋渦的形成和脫落,因此渦激共振同時具有強迫振動和自激振動的性質,是一種自限幅的風致振動。在頻率、質量、阻尼等結構參數不變的情況下,橋梁渦振性能主要取決于其氣動外形。主梁氣動外形的細微變化都可能會引起旋渦脫落位置、頻率、運動軌跡等發(fā)生改變,進而影響其渦激共振響應。相比通常的小尺度節(jié)段模型,幾何縮尺比一般大于1∶30的大尺度節(jié)段模型可以更精確地模擬結構表面的細部氣動外形,如欄桿、檢修軌道、導流板等可能影響旋渦生成、運動規(guī)律的部件,從而更真實地反映實橋結構的渦振性能。此外,雷諾數也可能在不同程度上影響橋梁渦振性能,大尺度節(jié)段模型放大了模型尺寸,在增大幾何縮尺比的同時也可以實現更高的風速比,因此得以提高試驗雷諾數,使其相比小尺度模型試驗更接近于實橋情況。基于以上原因,針對前述的3種分體箱梁均開展了大尺度節(jié)段模型風洞試驗。根據結構幾何外形、質量、剛度和雷諾數條件方面的考慮,為斷面A選取了1∶20、斷面B和C選取了1∶25的幾何縮尺比。模型通過兩根勁性鋼梁由8根大剛度彈簧支承在同濟大學TJ-3風洞試驗段內特制的支架上,鋼梁、彈簧和支架等均內置于兩面定制的端墻內,端墻外形經過導流設計以保證通道內的氣流紊流度低于2%。分體箱梁大尺度節(jié)段模型及其支承系統如圖7所示。1.3結構阻尼比對豎向和扭轉豫共振響應的影響在試驗風速范圍內,斷面A既發(fā)生了豎向自由度、也發(fā)生了扭轉自由度方向的渦激共振現象,發(fā)生渦激共振時的斯特羅哈數和雷諾數分別為0.1083和91,035。+3°風攻角下3種結構阻尼比條件對應的豎向和扭轉渦激共振響應如圖8所示,從圖中可以清楚地看到結構阻尼比對渦振響應的影響相當顯著。與斷面A不同,斷面B的最大渦振響應風攻角轉變?yōu)?3°,但同樣發(fā)生了較大振幅(h/D)的豎向和扭轉渦激共振,發(fā)生渦激共振時的斯特羅哈數和雷諾數分別為0.1230和90,768。斷面C未發(fā)生顯著的扭轉渦激共振,然而豎向渦激共振振幅較大,相應的斯特羅哈數和雷諾數分別為0.1434和36,480。表1列出了3種分體箱梁0.3%結構阻尼比條件3種風攻角下的最大無量綱渦振振幅,可以看到盡管存在斷面外側和內側角度、切角等的差異,但各種分體箱梁無一例外都發(fā)生了振幅較大的渦激共振。1.4piv測試結果粒子圖像測速技術(ParticleImageVelocimetry,簡稱PIV)的發(fā)展成熟使得定量測量橋梁斷面周圍整體流場成為可能。在同濟大學TJ-4風洞中建立了一套由雙腔Nd:YAG激光發(fā)生器和CCD高速數碼相機組成的PIV系統。圖9顯示了通過該PIV系統測得的斷面A中央槽內的速度場圖,包括平均速度場和瞬時速度場,二者都表明分別位于前方下側和后方上側的兩個大尺度旋渦幾乎占滿了整個槽內空間,特別是在梁高方向上,單個旋渦尺度接近梁高的一半。根據結構渦振性能與繞流旋渦生成、運動規(guī)律的密切聯系可以判斷,PIV測試結果所顯示的分體箱梁中央槽內大尺度旋渦的存在是其與傳統閉口箱梁氣流繞流特征最大的不同所在,這些交替形成的大尺度旋渦同主梁后側箱體碰撞會產生相應的周期性作用力,當作用力的頻率與結構固有頻率一致時即可能激發(fā)振幅較大的渦激共振?？紤]到這些大尺度旋渦位于整個斷面的居中位置,其與結構的相互作用更易于激發(fā)豎向形態(tài)的渦激共振。2顫振發(fā)生原因分析渦激共振雖然不像顫振那樣會對結構產生毀滅性破壞,但是橋梁結構出現渦激共振的風速一般比較低,出現渦激共振的概率比顫振大得多,大振幅的渦激共振不僅會使人產生不適,也會影響行車安全和結構的疲勞性能。因此研究合理有效的控制措施避免渦激共振的出現或將其振幅減小到可接受范圍之內,對橋梁施工階段和運營狀態(tài)的抗風安全都具有重要的意義,而控制措施的合理與否就在于是否能準確把握渦振的發(fā)生原因?；?.4節(jié)對分體箱梁渦振發(fā)生原因的分析,提出了以下3種氣動控制措施。2.1底內側倒角的影響在箱梁表面的適當位置增設導流板,可以使得經過導流板和梁體間狹小通道壓縮后的氣流速度得到提高,沖出導流板時這股高速射出的氣流將可能打碎結構表面形成的旋渦,從而抑制渦振的發(fā)生。通過對多個導流板設置位置的比選,斷面A的最優(yōu)導流板設置位置為箱梁底內側倒角處(靠近中央槽),如圖10所示,其原理就在于利用高速氣流來干擾中央槽內大尺度旋渦的生成和運動。0°風攻角下0.3%結構阻尼比斷面A設置導流板前后的渦激共振響應顯示于圖11中。設置梁底內側導流板后扭轉渦振得到了很有效的控制,豎向渦振也僅出現在0°風攻角下,但此時最大渦振振幅仍然不小,振幅降低率為23%。斷面B和C的導流板渦振控制效果與斷面A比較相似,設置導流板對扭轉渦振的控制效果更好,而對豎向渦振的控制效果一般。相對而言,梁底內側未倒角的斷面C上增設導流板對豎向渦振的控制效果最佳。表2列出了3種分體箱梁0.3%結構阻尼比條件下增設導流板前后3種風攻角下的無量綱最大渦振振幅,可以看到導流板對分體箱梁的渦振控制效果既與渦激共振模態(tài)相關,也隨原始斷面外側風嘴角度、內側梁底倒角形式等氣動外形的不同而變化。2.2不同隔傳帶透風率對渦流擾動的控制效果將一塊平板覆蓋在分體箱梁中央槽的結構表面阻隔氣流,可以顯著改變氣流的流動路徑,從而有可能減少結構表面、干擾中央槽內大尺度旋渦的形成,因此可能成為一種控制渦激振動的有效氣動措施。風洞試驗結果表明,將分體箱梁斷面中央槽頂板封閉以后,渦激振動幾乎完全消失,然而這樣也就失去了采用分體箱梁提高結構顫振性能的初衷。當然也可以采用某種機械措施,當風速進入鎖定風速區(qū)間時自動將槽封閉,當風速超出鎖定風速區(qū)間時自動將槽開啟,這樣就既可以降低渦激振動又可以保證顫振性能。但這種辦法的風險和成本太高,而且不便于養(yǎng)護和維修。一種可行的折中方法是采用部分通風的隔柵板以提供阻隔氣流、干擾旋渦形成的作用,可以稱為隔渦板,如圖12所示。研究比較了不同隔渦板透風率對其渦振控制效果的影響,斷面A詳細的風洞試驗結果列于表3中?？梢钥吹?隨著隔渦板透風率的降低,即氣流阻隔率的提高,最大豎向和扭轉渦振振幅均單調下降。值得注意的是,相比導流板,隔渦板對豎向渦振的控制效果更好,而在扭轉渦振的控制效果上則較為遜色。2.3風障設置姿態(tài)設計風速較高區(qū)域的跨海大橋出于行車安全的需要,常常在橋面設置擋風風障。由于風障的設置會在很大程度上改變分體箱梁上表面的氣流繞流流態(tài),進而干擾中央槽內氣流流向和旋渦形成,因此也可能成為有效的渦振氣動控制措施。不過考慮到設置風障后主梁氣動阻力系數有顯著增加,橋梁結構難以承受,因此可采用可變姿態(tài)的風障,需要擋風時將風障處于直立狀態(tài),滿足行車安全性;風速超過限值時將風障處于水平狀態(tài),降低主梁所承受的風荷載,保證橋梁結構抗風安全性。安裝在斷面A上的可調風障如圖13所示。不同設置姿態(tài)的可調風障對分體箱梁斷面A的渦振控制效果如表4所示。可調風障處于豎直姿態(tài)時,未觀測到明顯的豎向和扭轉渦激共振現象,其渦振控制效果非常好?？烧{風障處于水平姿態(tài)時,在低風速區(qū)仍發(fā)生了明顯的豎向和扭轉渦激共振,不過考慮到風障調為水平姿態(tài)時的風速遠高于這些低風速區(qū)間,因此并不會影響可調風障的整體渦振控制效果。綜合來看,可調風障是分體箱梁最有效的一種渦振氣動控制措施。3氣動控制策施通過對大跨度分體箱梁橋梁渦激共振性能的研究,可