廖沛東

(山西交物路橋建設有限公司,山西 太原 030001)

0 引 言

隨著交通建設的發(fā)展,橋梁跨徑也隨之不斷增長,橋梁跨徑越長,結構總體剛度越小,對風的敏感程度就越高,在特定風速下更容易產(chǎn)生風致振動[1]。渦振就是在低風速下某些柔性結構發(fā)生的振動現(xiàn)象。雖然渦振的振幅不會發(fā)散從而導致橋梁結構發(fā)生破壞,但對行車舒適性有很大的影響,長此以往勢必會造成結構內(nèi)部疲勞損傷。近年來許多大跨徑橋梁都在使用階段發(fā)生了渦振現(xiàn)象,因此對橋梁渦振的研究一直是橋梁風工程中的重要課題。

影響橋梁渦振的因素有很多,比如斷面的阻尼比、結構的剛度、斷面的氣動外形等[2,3]。其中氣動措施是通過改變橋梁的氣動外形來改變橋梁附近的空氣流動狀態(tài),從而降低橋梁渦振的一種方法,是最常用來降低橋梁渦振的措施。本文對某工程實例中主梁斷面的氣動外形進行研究,得到對于類似主梁斷面的選型建議。

1 工程概況及動力特性

某大橋為主梁主跨800 m的雙塔懸索橋,主梁斷面為閉口流線型箱梁斷面,主梁跨中斷面高3 m,橋面寬度33 m,腹板角度為a,風嘴角度為b,見圖1。

圖1 主梁標準橫斷面尺寸

通過有限元軟件Ansys計算結構的動力特性,得到后續(xù)數(shù)值模擬所需的結構頻率,采用Beam4單元模擬橋梁的主梁以及橋塔等構件,采用Link10來模擬懸索橋上的主纜以及吊桿等構件,邊界條件則按照橋梁實際情況來進行約束。其中,主梁的一階反對稱扭轉的頻率為0.32 Hz,一階正對稱扭轉的頻率為0.34 Hz。

2 CFD數(shù)值模擬

本文采用FLUNET進行數(shù)值模擬,選取+5°作為最不利風攻角[4],以斷面的腹板角度a和風嘴角度b作為變量,腹板角度為10°、12°、14°、16°,風嘴角度為30°、40°、50°、60°,兩兩組合,共得到以下16個工況,見表1。

表1 數(shù)值模擬工況設置

由于三維網(wǎng)格計算量相較于二維模型成幾何倍數(shù)增長,對設備要求較高,而二維計算模型也能保證良好的計算精度,因此本文采用二維模型來計算[5],計算模型無縮尺比,計算域形狀為矩形,大小為20 B×15 B。左側邊界為速度入口,右側邊界為壓力出口,上下邊界為對稱邊界。網(wǎng)格劃分為三個區(qū)域:最外側區(qū)域FENG1為靜止區(qū)域;最內(nèi)側區(qū)域FENG3為剛體區(qū)域,中間的FENG2為動網(wǎng)格區(qū)域,利用自由振動法求解扭轉渦振的振幅。

網(wǎng)格采用三角形,在斷面附近設置邊界層,使Y+值小于1,湍流模型采用SST K-w模型,并利用UDF提取計算間隔時間斷面的位移和角速度。網(wǎng)格總體數(shù)量約為30萬個,為防止出現(xiàn)負網(wǎng)格或者網(wǎng)格畸變過大影響計算結果,在開始計算前設置網(wǎng)格畸變率監(jiān)視,當運動過程中出現(xiàn)過大的網(wǎng)格畸變率時,利用網(wǎng)格重構技術來自動重新劃分網(wǎng)格質量差的單元,保證計算結果的精度。圖2中列出計算時部分工況的時程曲線,分別為腹板角度16°、風嘴角度為60°扭轉渦振振幅最大的位移時程曲線,腹板角度10°、風嘴角度50°的扭轉渦振位移時程曲線。

圖2 扭轉位移時程曲線

3 計算結果對比及機理分析

為了方便比較計算結果,使其更具有普適性,對風速進行無量綱化處理(即將風速與結構頻率相除)。通過對表1中16個工況的時程曲線進行處理,得到在不同氣動外形下斷面渦振響應曲線,見圖3。

圖3 不同氣動外形下的渦振響應

3.1 風嘴角度對斷面渦振影響分析

當腹板角度為10°,風嘴角度為30°和40°時斷面沒有發(fā)生扭轉渦振。當風嘴角度增加到50°時,斷面開始出現(xiàn)了扭轉渦振,繼續(xù)增加風嘴角度至60°,可以發(fā)現(xiàn)扭轉渦振的振幅明顯比風嘴角度50°時的振幅大兩倍,而且起振風速也從0.409提前至0.362,渦振結束時的風速從0.594延長到0.625。

當腹板角度為12°,風嘴角度為30°時斷面未發(fā)生扭轉渦振,而斷面風嘴角度增加至40°時開始發(fā)生扭轉渦振。隨著斷面風嘴角度的不斷增加,渦振時最大扭轉角度從0.074增加到0.156,起振風速從0.369提前到了0.293,而鎖定區(qū)間長度也從0.21延長至0.365。

當腹板角度為14°時,所有不同風嘴角度下的斷面均發(fā)生了扭轉渦振,隨著風嘴角度的不斷增加,所對應的斷面扭轉渦振響應就越大,且起振風速隨著風嘴角度的增大而提前,從0.376提前至0.248,渦振的鎖定區(qū)間長度越來越長,從0.26增加至0.38。

腹板角度為16°時與腹板角度14°時規(guī)律基本一致,不同風嘴角度下所有斷面均發(fā)生了扭轉渦振,隨著風嘴角度的增加,扭轉角度從0.105°增加至0.215°,起振風速從0.356降低到0.28,扭轉渦振結束時對應的風速從0.576增加至0.7。

3.2 腹板角度對斷面渦振影響分析

當風嘴角度為30°時,對比工況A-1、B-1、C-1、D-1可以發(fā)現(xiàn),當腹板角度為10°、12°、14°時,斷面未發(fā)生扭轉渦振,僅在腹板角度為16°時發(fā)生了扭轉渦振,最大振幅為0.105°,鎖定區(qū)間長度為0.22。

當風嘴角度為40°時,對比工況A-2、B-2、C-2、D-2,斷面僅在腹板角度為10°時未發(fā)生扭轉渦振,在腹板角度為12°、14°、16°時均發(fā)生了扭轉渦振,隨著腹板角度的增加,扭轉渦振的最大振幅從0.0735°增加至0.158°,起振風速從0.369提前至0.302,因此腹板角度越大,渦振響應就越大。

當風嘴角度為50°時,對比工況A-3、B-3、C-3、D-3,斷面在不同的腹板角度下均發(fā)生了扭轉渦振,渦振幅度隨著腹板角度的增加而增加,其中最大扭轉角度從0.045°增加至0.205°,鎖定區(qū)間長度從0.185增加至0.41,起振風速從0.409降低至0.288。

當風嘴角度為60°時,對比工況A-4、B-4、C-4、D-4,與A-3至D-3四個工況一致,斷面均在不同的腹板角度下發(fā)生了扭轉渦振,但是A-4與A-3相比,扭轉渦振更加明顯。在風嘴角度60°時,隨著腹板角度的不斷增加,最大扭轉位移從0.263°增加至0.42°,起振風速從0.362降低到0.28。

3.3 渦振機理分析

對比A-1和D-4兩個工況可以發(fā)現(xiàn),在風嘴角度和腹板角度均較大時,斷面更容易發(fā)生扭轉渦振;對比B-2和C-3兩個工況可以發(fā)現(xiàn),風嘴角度和腹板角度越大,斷面渦振的響應就越大。

因此,在其他條件不變的情況下,斷面的風嘴角度越大或者腹板角度越大,所對應的渦振效應就越明顯。斷面的外形越“鈍”,氣流吹過斷面時越容易產(chǎn)生與結構基頻一致的漩渦,從而引發(fā)結構產(chǎn)生渦振。反之,如果斷面的氣動外形越“光滑”,來流風流經(jīng)斷面時不容易被斷面所分離,尾流處就不容易產(chǎn)生與結構頻率相似的渦脫,進而不會導致主梁發(fā)生渦振現(xiàn)象。

4 結 語

通過對某工程主梁斷面的最不利+5°攻角進行不同氣動外形下的渦振數(shù)值模擬,結合各個工況下扭轉渦振曲線的變化,分析渦振的形成原因,進而得到如下結論。

(1)在保證阻尼比等動力特性不變的情況下,閉口流線型箱梁的風嘴角度越小,斷面越趨近于流線型,越不容易產(chǎn)生渦振。

(2)當結構阻尼比和風嘴角度不變時,減小腹板角度,也可以使斷面趨近于流線型,從而保證斷面具有良好的氣動穩(wěn)定性,更不易產(chǎn)生渦振。

(3)對產(chǎn)生扭轉渦振的主梁斷面,可以通過減少腹板角度和減少風嘴角度等氣動措施來抑制渦振的產(chǎn)生,實驗表明當兩者相結合時的抑振效果更加明顯。