大跨度桥梁分级箱梁涡激共振试验研究

大跨度桥梁分级箱梁涡激共振试验研究

中央开槽试验和响应分析研究随着电缆连接桥径的增加，通风稳定性已成为最大的挑战。根据现有的研究经验,传统闭口箱梁悬索桥的空气动力极限跨径停留在1600m左右,而突破这一极限跨径最可行的方法就是采用颤振性能更为优越的分体箱梁来替代闭口箱梁。此外,在单缆索平面布置或者采用独柱式桥塔的大跨度缆索承重桥梁中,采用中央有开槽的闭口箱梁还能够更有利于结构的总体布置,提高整体设计的合理性。因此,近年来我国已建成了包括浙江舟山连岛工程西堠门大桥、青岛海湾大桥工程大沽河航道桥、上海崇明越江通道工程长江大桥、香港昂船洲大桥等多座采用分体箱梁的大跨度缆索承重桥梁。然而,作为一种新型桥梁主梁断面形式,分体箱梁的空气动力性能还处于探索研究阶段。国内外研究成果表明,尽管并非对任何断面形式的主梁施加中央开槽都能提高颤振临界风速,但是对扁平闭口箱梁断面进行中央开槽一般能提高桥梁的颤振稳定性能;中央开槽气动控制措施对颤振稳定性能的提升效果同开槽宽度紧密相关,但对其发展趋势的判断上存在明显分歧。尽管存在这些分歧,不过,这些研究足以证明分体箱梁相比传统闭口箱梁具有明显更为优越的颤振稳定性能。但中央开槽的出现会导致断面气流绕流流态特别是旋涡生成及其运动规律更为复杂,这提示我们需要更为关注分体箱梁的涡激共振性能,而在分体箱梁的试验研究中也确实已经发现了涡激共振现象的存在:Larose等在昂船洲大桥的高低雷诺数试验中发现该桥主梁所采用的分体箱梁存在涡振现象;笔者研究团队在西堠门大桥分体箱梁加劲梁的不同雷诺数试验也发现了不同振幅的涡激共振;Larsen等进行了有无导流板时分体箱梁的涡激试验对比;刘高等对分体式钝体断面箱梁提出了气动翼板的涡振控制措施,并研究了该措施对颤振稳定性和涡振控制效果的影响;Laima等在静力和动力条件下分体箱梁的风洞试验中都观测到涡振现象并对比了交叉杆和盖板的涡振控制措施效果;王骑等对嘉绍大桥分体箱梁分别进行了大尺度和小尺度的涡振试验,并验证了导流板和抑振板的制振效果。本文以国内已建成的3座采用分体箱梁的大跨度桥梁为背景,通过大尺度节段模型风洞试验对分体箱梁的涡激共振性能进行研究,基于粒子图像测速技术分析了引起大幅度涡振的可能原因,根据涡振发生原因提出多种气动控制措施以实现涡振控制,并比选优化出最佳控制方法。1种单体箱梁的特性基于本文研究目的,选取3座不同桥型、不同跨径类别的分体箱梁缆索承重桥梁作为研究背景,利用目前桥梁涡振试验研究中较为先进、可靠的大尺度节段模型和粒子图像测速方法研究3种分体箱梁的涡激共振性能,并尝试分析其涡振发生原因。1.13结构断面的确定浙江舟山连岛工程西堠门大桥是一座两跨连续钢箱梁悬索桥,总体跨径布置为578m+1650m+485m=2713m(图1),创造了钢箱梁悬索桥的跨径世界纪录。在西堠门大桥建设之前,当时世界上跨径最大的两座钢箱梁悬索桥主跨1624m的丹麦大海带桥和1490m的中国润扬大桥的颤振临界风速分别为62m/s和63m/s,对于闭口钢箱梁悬索桥而言1650m的跨度几乎已达空气动力极限,而西堠门大桥的气动稳定要求更为严格,颤振检验风速达到78.74m/s。所以,通过抗风专题研究和数轮比选及优化,最后选定了如图2所示的总宽36m、槽宽6m的分体箱梁作为加劲梁(断面A),断面底部靠近中央开槽出作了45°小范围切角处理。上海崇明越江通道上海长江大桥是一座两塔三跨双索面斜拉桥,主跨730m,采用了简洁的独柱式桥塔,其立面布置如图3所示。总宽51m、槽宽10m的分体箱梁被采纳为主梁(断面B),以承担包括两条轻轨在内的八道交通荷载(图4)。与断面A不同的是,底部近中央槽的切角范围较大。青岛海湾大桥工程全长41.58km,其中跨越主航道之一的大沽河航道桥为主跨260m的独柱塔居中索面自锚式悬索桥,其立面布置如图5所示,采用了总宽47m、槽宽11m的分体箱梁(图6)作为主桥加劲梁(断面C)。不同于断面A和B的是,本断面底部近中央槽未进行切角处理。1.2主梁气动明确影响风经过桥梁主梁时气流一般都会出现分离,并在尾迹中形成有规律的旋涡。伴有旋涡交替脱落的分离流动导致结构表面的风压也随着变化,在一定条件下就会使桥梁结构出现共振现象,这就是涡激共振。涡激共振因规律性的旋涡脱落而产生,而振动的结构反过来又影响旋涡的形成和脱落,因此涡激共振同时具有强迫振动和自激振动的性质,是一种自限幅的风致振动。在频率、质量、阻尼等结构参数不变的情况下,桥梁涡振性能主要取决于其气动外形。主梁气动外形的细微变化都可能会引起旋涡脱落位置、频率、运动轨迹等发生改变,进而影响其涡激共振响应。相比通常的小尺度节段模型,几何缩尺比一般大于1∶30的大尺度节段模型可以更精确地模拟结构表面的细部气动外形,如栏杆、检修轨道、导流板等可能影响旋涡生成、运动规律的部件,从而更真实地反映实桥结构的涡振性能。此外,雷诺数也可能在不同程度上影响桥梁涡振性能,大尺度节段模型放大了模型尺寸,在增大几何缩尺比的同时也可以实现更高的风速比,因此得以提高试验雷诺数,使其相比小尺度模型试验更接近于实桥情况。基于以上原因,针对前述的3种分体箱梁均开展了大尺度节段模型风洞试验。根据结构几何外形、质量、刚度和雷诺数条件方面的考虑,为断面A选取了1∶20、断面B和C选取了1∶25的几何缩尺比。模型通过两根劲性钢梁由8根大刚度弹簧支承在同济大学TJ-3风洞试验段内特制的支架上,钢梁、弹簧和支架等均内置于两面定制的端墙内,端墙外形经过导流设计以保证通道内的气流紊流度低于2%。分体箱梁大尺度节段模型及其支承系统如图7所示。1.3结构阻尼比对竖向和扭转豫共振响应的影响在试验风速范围内,断面A既发生了竖向自由度、也发生了扭转自由度方向的涡激共振现象,发生涡激共振时的斯特罗哈数和雷诺数分别为0.1083和91,035。+3°风攻角下3种结构阻尼比条件对应的竖向和扭转涡激共振响应如图8所示,从图中可以清楚地看到结构阻尼比对涡振响应的影响相当显著。与断面A不同,断面B的最大涡振响应风攻角转变为-3°,但同样发生了较大振幅(h/D)的竖向和扭转涡激共振,发生涡激共振时的斯特罗哈数和雷诺数分别为0.1230和90,768。断面C未发生显著的扭转涡激共振,然而竖向涡激共振振幅较大,相应的斯特罗哈数和雷诺数分别为0.1434和36,480。表1列出了3种分体箱梁0.3%结构阻尼比条件3种风攻角下的最大无量纲涡振振幅,可以看到尽管存在断面外侧和内侧角度、切角等的差异,但各种分体箱梁无一例外都发生了振幅较大的涡激共振。1.4piv测试结果粒子图像测速技术(ParticleImageVelocimetry,简称PIV)的发展成熟使得定量测量桥梁断面周围整体流场成为可能。在同济大学TJ-4风洞中建立了一套由双腔Nd:YAG激光发生器和CCD高速数码相机组成的PIV系统。图9显示了通过该PIV系统测得的断面A中央槽内的速度场图,包括平均速度场和瞬时速度场,二者都表明分别位于前方下侧和后方上侧的两个大尺度旋涡几乎占满了整个槽内空间,特别是在梁高方向上,单个旋涡尺度接近梁高的一半。根据结构涡振性能与绕流旋涡生成、运动规律的密切联系可以判断,PIV测试结果所显示的分体箱梁中央槽内大尺度旋涡的存在是其与传统闭口箱梁气流绕流特征最大的不同所在,这些交替形成的大尺度旋涡同主梁后侧箱体碰撞会产生相应的周期性作用力,当作用力的频率与结构固有频率一致时即可能激发振幅较大的涡激共振。考虑到这些大尺度旋涡位于整个断面的居中位置,其与结构的相互作用更易于激发竖向形态的涡激共振。2颤振发生原因分析涡激共振虽然不像颤振那样会对结构产生毁灭性破坏,但是桥梁结构出现涡激共振的风速一般比较低,出现涡激共振的概率比颤振大得多,大振幅的涡激共振不仅会使人产生不适,也会影响行车安全和结构的疲劳性能。因此研究合理有效的控制措施避免涡激共振的出现或将其振幅减小到可接受范围之内,对桥梁施工阶段和运营状态的抗风安全都具有重要的意义,而控制措施的合理与否就在于是否能准确把握涡振的发生原因。基于1.4节对分体箱梁涡振发生原因的分析,提出了以下3种气动控制措施。2.1底内侧倒角的影响在箱梁表面的适当位置增设导流板,可以使得经过导流板和梁体间狭小通道压缩后的气流速度得到提高,冲出导流板时这股高速射出的气流将可能打碎结构表面形成的旋涡,从而抑制涡振的发生。通过对多个导流板设置位置的比选,断面A的最优导流板设置位置为箱梁底内侧倒角处(靠近中央槽),如图10所示,其原理就在于利用高速气流来干扰中央槽内大尺度旋涡的生成和运动。0°风攻角下0.3%结构阻尼比断面A设置导流板前后的涡激共振响应显示于图11中。设置梁底内侧导流板后扭转涡振得到了很有效的控制,竖向涡振也仅出现在0°风攻角下,但此时最大涡振振幅仍然不小,振幅降低率为23%。断面B和C的导流板涡振控制效果与断面A比较相似,设置导流板对扭转涡振的控制效果更好,而对竖向涡振的控制效果一般。相对而言,梁底内侧未倒角的断面C上增设导流板对竖向涡振的控制效果最佳。表2列出了3种分体箱梁0.3%结构阻尼比条件下增设导流板前后3种风攻角下的无量纲最大涡振振幅,可以看到导流板对分体箱梁的涡振控制效果既与涡激共振模态相关,也随原始断面外侧风嘴角度、内侧梁底倒角形式等气动外形的不同而变化。2.2不同隔传带透风率对涡流扰动的控制效果将一块平板覆盖在分体箱梁中央槽的结构表面阻隔气流,可以显著改变气流的流动路径,从而有可能减少结构表面、干扰中央槽内大尺度旋涡的形成,因此可能成为一种控制涡激振动的有效气动措施。风洞试验结果表明,将分体箱梁断面中央槽顶板封闭以后,涡激振动几乎完全消失,然而这样也就失去了采用分体箱梁提高结构颤振性能的初衷。当然也可以采用某种机械措施,当风速进入锁定风速区间时自动将槽封闭,当风速超出锁定风速区间时自动将槽开启,这样就既可以降低涡激振动又可以保证颤振性能。但这种办法的风险和成本太高,而且不便于养护和维修。一种可行的折中方法是采用部分通风的隔栅板以提供阻隔气流、干扰旋涡形成的作用,可以称为隔涡板,如图12所示。研究比较了不同隔涡板透风率对其涡振控制效果的影响,断面A详细的风洞试验结果列于表3中。可以看到,随着隔涡板透风率的降低,即气流阻隔率的提高,最大竖向和扭转涡振振幅均单调下降。值得注意的是,相比导流板,隔涡板对竖向涡振的控制效果更好,而在扭转涡振的控制效果上则较为逊色。2.3风障设置姿态设计风速较高区域的跨海大桥出于行车安全的需要,常常在桥面设置挡风风障。由于风障的设置会在很大程度上改变分体箱梁上表面的气流绕流流态,进而干扰中央槽内气流流向和旋涡形成,因此也可能成为有效的涡振气动控制措施。不过考虑到设置风障后主梁气动阻力系数有显著增加,桥梁结构难以承受,因此可采用可变姿态的风障,需要挡风时将风障处于直立状态,满足行车安全性;风速超过限值时将风障处于水平状态,降低主梁所承受的风荷载,保证桥梁结构抗风安全性。安装在断面A上的可调风障如图13所示。不同设置姿态的可调风障对分体箱梁断面A的涡振控制效果如表4所示。可调风障处于竖直姿态时,未观测到明显的竖向和扭转涡激共振现象,其涡振控制效果非常好。可调风障处于水平姿态时,在低风速区仍发生了明显的竖向和扭转涡激共振,不过考虑到风障调为水平姿态时的风速远高于这些低风速区间,因此并不会影响可调风障的整体涡振控制效果。综合来看,可调风障是分体箱梁最有效的一种涡振气动控制措施。3气动控制策施通过对大跨度分体箱梁桥梁涡激共振性能的研究,可