2023, Vol. 40扩展功能
文章信息
- 黄林, 王骑, 赵文斌, 王涛, 廖海黎.
- HUANG Lin, WANG Qi, ZHAO Wen-bin, WANG Tao, LIAO Hai-li
- 上中央与侧边稳定板对扁平箱梁气动性能的影响
- Influence of Upper Center and Side Stabilizers on Aerodynamic Performance of Flat Box Girder
- 公路交通科技, 2023, 40(8): 111-118
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2023, 40(8): 111-118
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2023.08.016
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文章历史
- 收稿日期: 2021-07-28
, 2. 风工程四川省重点实验室, 四川 成都 610031
2. Key Laboratory for Wind Engineering of Sichuan Province, Chengdu Sichuan 610031, China
近年来我国大跨度悬索桥的建设成果表明，扁平钢箱梁作为该类大跨度桥梁的常用主梁型式，展现出了良好的工程性与经济性。
对于大跨度桥梁而言，其颤振稳定性与涡振性能是设计方案成立与否的重要控制因素[1]。较钝体类断面，扁平钢箱梁这类较流线型断面的抗风性能受桥面附属结构影响较大。管青海等[2]与张亮亮等[3]的研究均表明栏杆的外形与透风率会极大增强断面绕流的紊流度，且对梁体静力三分力系数影响显著，从而在一定程度上使得扁平箱梁断面较易被诱发涡激振动。Luca等[4]与Larsen[5]详细研究了栏杆、风嘴等桥面气动构件对主梁颤振临界风速的影响，结果表明上述附属结构会对主梁的颤振稳定性起到不利的作用。
由于扁平箱梁断面的颤振稳定性与涡振性能受桥梁附属构件影响均较大，针对该类型断面的涡激振动与颤振稳定性，国内外学者已开展了一系列研究。就如何提高扁平箱梁的颤振稳定性，王骑等[6]发现扁平箱梁斜腹板处的倾角大小对其颤振稳定性有着显著的影响，该角度处于16°以下时，断面展现出的颤振稳定性较好。李志国等[7]在此基础上研究了斜腹板倾角对不同宽高比(11与7)扁平箱梁颤振稳定性的影响，结果表明无论对于宽高比为11的宽梁体，还是对于宽高比为7的窄梁体，15°的斜腹板倾角均能较好地提高梁体的颤振稳定性。夏锦林等[8]通过节段模型风洞试验发现，单独或同时设置上、下中央稳定板均能有效提高整体式箱梁的颤振临界风速，但同时设置时提升效果更加显著。李加武等[9]通过对某宽体扁平钢箱梁进行颤振性能的优化试验中发现，适当的间隔封闭检修道栏杆有利于提高该主梁断面的颤振稳定性。就如何提高扁平箱梁的涡振性能，李浩弘等[10]通过节段模型风洞试验并结合三维大涡模拟发现，提高人行护栏透风率或内移检修车轨道均会显著提高扁平钢箱梁的涡振性能。张建等[11]的研究结果表明，在流线型箱梁风嘴处设置水平稳定板能够显著地提高断面涡振性能。孙延国等[12]研究了扁平钢箱梁检修车轨道内侧导流板的涡振制振机理，认为下风侧检修车轨道的内侧导流板可以抑制漩涡脱落从而起到主要制振作用。
综上所述，就如何分别提高大跨度扁平钢箱梁悬索桥的颤振稳定性与涡振性能，目前已有了众多研究并提出了多种有效气动措施，但能够同时兼顾扁平箱梁颤振与涡振性能设计要求的气动措施研究较少。
本研究以某主跨为1 560 m的大跨度悬索桥为工程背景，采用1∶60节段模型风洞试验对该桥扁平钢箱主梁的涡激振动与颤振稳定性进行研究。通过在风嘴处设置侧边稳定板与在梁体上表面中央处设置竖向稳定板，研究了该组合气动措施对主梁涡激振动与颤振稳定性的影响，并利用CFD数值计算对原设计断面与优化断面的绕流状态进行了模拟，对该组合措施的涡振制振机理进行了探究。
1 主梁颤振性能及优化 1.1 工程背景本研究以龙潭长江大桥为背景工程，该桥为一座大跨度公路悬索桥。桥塔高240 m，桥跨布置为(615+1 560+600)m=2 775 m，矢跨比为1/6.5，具体如图 1所示。
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| 图 1 龙潭长江大桥布置(单位：m) Fig. 1 Layout of Longtan Yangtze River Bridge(unit: m) |
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主梁扁平钢箱加劲梁设计，梁宽为39 m，梁高3.8 m，宽高比为10.3，具体如图 2所示。
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| 图 2 龙潭长江大桥主梁(单位：cm) Fig. 2 Main girder of Longtan Yangtze River Bridge (unit: cm) |
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1.2 试验参数
风洞试验在XNJD-1风洞进行，该试验段截面尺寸为2.4 m(宽)×2.0 m(高)。试验模型缩尺比选用1∶60，模型长度采用2.095 m(其余试验参数如表 1所示)，各工况下试验阻塞度均小于5%。节段模型通过8根拉伸弹簧悬挂在风洞中以确保模型可以发生竖弯和扭转振动，如图 3所示。
| 试验参数 | 实桥值 | 相似比 | 模型值 |
| H/m | 3.8 | 1/60 | 0.063 |
| B/m | 39 | 1/60 | 0.650 |
| m/(kg·m-1) | 34 006 | 1/602 | 9.446 |
| Im/[(kg·m2)·m-1] | 7 539 729 | 1/604 | 0.582 |
| fh/Hz | 0.112 4 | 12.11 | 1.361 |
| ft/Hz | 0.246 8 | 12.11 | 2.989 |
| ξh/% | 0.3 | — | 0.29 |
| ξt/% | 0.3 | — | 0.20 |
| 注：H为梁体高度；B为梁体宽度；m为单位质量；Im为单位质量惯性矩；fh与ft分别为竖向和扭转振动频率；ξh和ξt分别为竖向和扭转阻尼比，下同。 | |||
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| 图 3 风洞试验 Fig. 3 Wind tunnel test |
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1.3 颤振临界风速试验结果
通过《公路桥梁抗风设计规范》(JJT/T 3360-01—2018)[13]计算得到该桥在0°与±3°风攻角下的成桥态颤振检验风速为64.1 m/s，在±5°风攻角下的成桥态颤振检验风速为44.9 m/s。通过风洞试验得到各风攻角下该桥成桥态颤振临界风速如表 2所示，可以发现该桥原设计断面在0°，-3°与-5°风攻角下颤振稳定性良好，满足规范要求，但在+3°与+5°风攻角下的颤振稳定性不足，颤振临界风速明显低于颤振检验风速。
| 试验工况 | 上中央稳定板高度/m | 侧边稳定板长度/m | 检修车轨道距离梁底部边缘距离 | 检修车轨道处导流板 | 颤振临界风速/(m·s-1) | ||||
| -5° | -3° | 0° | +3° | +5° | |||||
| 原设计断面 | — | — | — | >70 | >70 | >70 | 43 | 30 | |
| 工况1 | 1.1 | — | 0.4b(b为梁体底部宽度) | — | >70 | >70 | >70 | >70 | 33 |
| 工况2 | 1.1 | 1.8 | 0.4b | — | 58 | >70 | >70 | >70 | >70 |
| 工况3 | 1.1 | 1.8 | 0.1b | — | 58 | >70 | >70 | >70 | >70 |
| 工况4 | 1.1 | 1.8 | 0.1b | 内侧导流板 | 51 | >70 | >70 | 67 | >70 |
为提高该桥成桥态下的颤振临界风速，本研究参考已有文献的研究成果与工程经验[8, 14-15]，通过设置上中央稳定板、侧边稳定板、检修车轨道导流板以及改变检修车轨道位置用以提高梁体的颤振稳定性，措施具体细节如图 4所示，各工况下主梁颤振临界风速如表 2所示。
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| 图 4 对梁体的各种措施(单位：mm) Fig. 4 Different measures for girder (unit: mm) |
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可以发现，设置1.1 m高的上中央稳定板工况1(改为工况1)能够显著提高该桥主梁在+3°风攻角下的颤振临界风速，但在+5°风攻角下提升效果有限。在设置上中央稳定板的基础上增设1.8 m侧边稳定板(工况2)则能显著提高+5°风攻角下主梁的颤振临界风速，与工况1相比，增幅在112%以上，虽然在风嘴处设置侧边稳定板会在一定程度上降低-5°风攻角下该桥主梁的颤振稳定性，但降低后的颤振临界风速仍然高于颤振检验风速，使得该桥的综合颤振稳定性得到了有效提高，且在各风攻角下均满足规范要求。
考虑到实际设计中检修车稳定性的需求，检修车轨道位置不宜太过远离主梁底部边缘，在工况2断面的基础上将检修车轨道挪至距离梁底部边缘0.1b的位置形成工况3，变化后主梁在各风攻角下的颤振临界风速均没有发生明显变化。即使出于提高该桥主梁涡振性能的考虑，在检修车轨道内侧设置导流板(工况4)，通过表 2也可以发现，相比工况2，主梁的颤振临界风速仅在-5°与+3°风攻角下出现降低，且降幅均在12.7%以内，降低后的颤振临界风速仍然高于颤振检验风速。
综上可以发现，同时设置上中央稳定板与侧边稳定板，可以显著提高该扁平钢箱梁在各风攻角下的综合颤振稳定性，且该提升效果受检修车轨道位置及导流板影响较小。
2 主梁涡振性能及优化 2.1 原设计扁平箱梁涡振性能涡振风洞试验所用悬挂节段模型与颤振稳定性试验一致，但考虑到梁体的涡振幅值对阻尼比极为敏感，为确保风洞试验结果的可靠性，涡振试验中采用较低的试验阻尼比，具体试验参数如表 3所示。
| 试验参数 | 实桥值 | 相似比 | 模型值 |
| H/m | 3.8 | 1/60 | 0.063 |
| B/m | 39 | 1/60 | 0.650 |
| m/(kg·m-1) | 34 006 | 1/602 | 9.446 |
| Im/[(kg·m2)·m-1] | 7 539 729 | 1/604 | 0.582 |
| fh/Hz | 0.112 4 | 27.62 | 3.104 |
| ft/Hz | 0.246 8 | 28.09 | 6.933 |
| ξh/% | 0.30 | — | 0.285 |
| ξt/% | 0.30 | — | 0.105 |
各工况节段模型涡振风洞试验均在均匀流中进行，试验中风速范围为0~10.5 m/s，风速间隔0.18 m/s。试验结果如图 5所示，图中数据均已换算成实桥。
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| 图 5 原断面涡振响应 Fig. 5 VIV response of original section |
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具体现象描述如下：
(1) 仅在+5°风攻角下发现该扁平箱梁断面发生竖向涡激振动，且幅值较小，仅为规范允许值的40.2%。
(2) 该断面的扭转涡振性能较差，在-3°风攻角下存在一个低风速扭转涡振区间(5~8 m/s)，在+3°，±5°风攻角下则存在一个高风速扭转涡振区间(9~15 m/s)，且+3°与+5°攻角下的振幅均超过规范允许值，最大超过允许值120.6%。
试验结果表明，该扁平箱梁断面的竖向涡振性能较好，但扭转涡振响应较大，无法满足规范要求，有必要进行制振措施的研究。
2.2 涡振性能优化研究参考已有文献的研究成果[16-17]，改变检修车轨道位置与在该处设置导流板均能显著提高扁平箱梁断面的涡振性能，且通过前文对于该断面颤振性能的研究结果表明，设置上中央与侧边稳定板后该桥颤振稳定性受检修车轨道位置及导流板影响较小，这为后续的主梁涡振性能优化研究提供了良好的基础。故本次涡振性能优化试验所选择的断面均为前文颤振性能研究中已满足颤振稳定性需求的断面，分别为工况2，工况3与工况4断面。
工况2断面(仅加装上中央稳定板与侧边稳定板)在0°，±3°，±5°风攻角下的涡振响应如图 6所示，可以发现该断面在各风攻角下均没有发生涡激振动。
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| 图 6 工况2断面涡振响应 Fig. 6 VIV response of section in case 2 |
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考虑到实际中检修车稳定性的需要，检修车轨道位置不宜远离梁底边缘，对检修车轨道位置更靠近主梁底板边缘的工况3断面的涡振性能进行研究，试验结果如图 7所示，梁体仅在+5°下发生扭转涡激振动，但涡振响应显著，最大涡振振幅超过规范允许值82.3%。
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| 图 7 工况3断面涡振响应 Fig. 7 VIV response of section in case 3 |
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为了抑制工况3断面的涡激振动，在检修车轨道内侧设置导流板，设置导流板后的工况4断面涡振响应如图 8所示。可以发现设置内侧导流板后，在各风攻角下，主梁的涡激振动均被完全消除。
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| 图 8 工况4断面涡振响应 Fig. 8 VIV response of section in case 4 |
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以上试验表明工况2与工况4断面均能同时满足颤振稳定性与涡振性能要求，上中央稳定板与侧边稳定板组合形成的气动措施能够有效地同时改善扁平钢箱梁的涡振性能与颤振稳定性。
3 上中央与侧边稳定板涡振制振机理研究 3.1 CFD数值模拟参数设置本研究采用Fluent软件[18]对原设计扁平箱梁与工况2断面的断面绕流进行数值模拟(计算断面如图 9所示)，用以定性分析该扁平箱梁断面的涡振激发机理与气动措施的作用机理。绕流数值模拟在静止状态下进行，模拟风攻角为+5°，计算模型缩尺比与风洞试验缩尺比保持一致，均为1∶60，具体计算参数及计算域设置如图 10所示，其中各工况断面网格总数在45~60万之间，y+值均小于7。
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| 图 9 计算断面 Fig. 9 Calculated sections |
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| 图 10 数值模拟计算域及参数设置 Fig. 10 Numerical simulation computational domain and parameter setting 注：B为原设计扁平箱梁断面宽度。 |
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通过前文风洞试验可以得到原设计扁平箱梁在+5°风攻角下竖弯涡振起振风速V1为6.48 m/s，扭转涡振起振风速V2为9.2 m/s，由此可计算得到V1点所对应的斯托洛哈数St(v1)=0.065 91，V2点所对应的St(v2)=0.101 94。而通过数值模拟得到的该断面气动升力CL(t)频谱图可以得到，该断面在来流中所受气动力的主要频率(分别为：0.202 5, 1.417 8, 2.863 3 Hz与5.263 6 Hz)，由此可以计算得到各卓越频率所对应的断面斯托洛哈数(如图 11所示)，其中St3(St3=0.060 45)与St4(St4=0.111 11)与通过风洞试验得到的St(v1)与St(v2)进行对比可以发现，误差均在10%以内，由此表明本研究的模拟结果可较准确地再现计算断面的旋涡脱落情况。
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| 图 11 原扁平箱梁断面CL(t)频谱图 Fig. 11 CL(t) Spectrum of original flat box girder section |
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3.2 制振机理探讨
对于桥梁断面，来流分离与旋涡脱落方式对断面的涡振响应起决定性作用，为了能够观察到计算断面各主要旋涡的完整演化情况，取St3与St4中所对应周期的较大值作为一个观察周期。通过数值模拟得到的原设计扁平箱梁断面与工况2断面在一个观察周期内的涡量演化图分别如图 12~13所示，可以发现两断面间气体绕流状态的主要区别在于大型旋涡脱落的数量与位置。相较于原设计箱梁断面仅在尾流处发生大型旋涡A1脱落，工况2断面由于迎风侧侧边稳定板的作用，导致断面上游栏杆处生成的一系列旋涡(旋涡A3)尺寸增大，并发生明显旋涡脱落，且由于上中央稳定板的存在，也造成了断面内侧防撞栏杆处产生的一系列旋涡(旋涡A2)尺寸增大并发生显著旋涡脱落，同时尾流处的旋涡A1依然存在。
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| 图 12 原设计扁平箱梁断面涡量演化图 Fig. 12 Vorticity magnitude evolution diagram of section of original flat box girder |
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| 图 13 工况2断面涡量演化图 Fig. 13 Vorticity magnitude evolution diagram of section in case 2 |
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结合数值计算得到的断面三分力系数时程图(如图 14所示)可以发现，原设计扁平箱梁断面的升力系数与力矩系数随时间的变化均呈正弦曲线，表明该断面受到的卓越周期性气动力仅有一个，考虑到该断面仅有一处发生显著旋涡脱落(旋涡A1)，可以推测该周期性涡激力是由断面尾流处的旋涡脱落所造成。而工况2断面的升力系数与力矩系数随时间的变化并不呈现正弦曲线，但表现出周期性的变化规律，可以推测是由于各处旋涡脱落(旋涡A1-A3)所产生的的涡激力叠加所造成。
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| 图 14 三分力时程图 Fig. 14 Three-component force time history diagrams |
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通过对断面三分力系数时程图的分析可以发现，原设计扁平箱梁断面的升力系数在-0.039 42~-0.058 86之间变化，幅值为0.009 72，力矩系数在-0.056 61~-0.060 91之间变化，幅值为0.002 15。对比原设计扁平箱梁断面，工况2断面的升力系数变化幅值下降了39.2%，力矩系数变化幅值下降了40.5%，均说明设置了组合气动措施之后，断面所受到的气动力波动值降低。这也印证了工况2断面的涡振性能优于原设计箱梁断面的风洞试验结果。
数值模拟结果表明，虽然设置上中央稳定板与侧边稳定板会使得扁平箱梁断面的旋涡脱落现象明显增强，但增加的旋涡脱落所产生的气动力则会干扰尾流处卡门涡脱所产生的周期性气动力，从而导致断面所受到的涡激力变化幅值下降，且不再是呈规律的正弦变化，这是上中央与侧边稳定板能够抑制扁平箱梁涡激振动的主要原因。
4 结论(1) 同时设置上中央稳定板与侧边稳定板能够显著提高扁平钢箱梁的整体颤振稳定性，使得梁体在各风攻角下均满足规范要求。
(2) 原设计扁平箱梁断面在±3°与±5°风攻角下均存在明显涡振现象，同时设置上中央稳定板与侧边稳定板，即使在低阻尼条件下也能够完全消除断面的涡激振动。
(3) 尾流处发生的大型旋涡脱落及由此产生的周期性气动力对扁平箱梁的涡振起主要诱发作用，设置上中央稳定板与侧边稳定板会使得扁平箱梁断面产生新的旋涡脱落，干扰并削弱断面尾流处的卡门涡脱所产生的周期性涡激力，从而起到抑制涡振的作用。
需要指出的是，扁平钢箱梁的抗风性能受桥面栏杆等附属构件影响较大，就本研究所提出的上中央与侧边稳定板这一组合气动措施，对于不同宽高比和气动外形的流线型断面涡激振动及颤振稳定性的改善作用还需要做进一步研究。将在后续研究中对该组合气动措施的普适性效果做进一步验证。
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