童俊豪, 朱 青, 朱樂東, 檀忠旭

(1. 廣東省公路建設(shè)有限公司, 廣州 510623; 2. 同濟大學(xué) 土木工程防災(zāi)減災(zāi)國家重點實驗室, 上海 200092;3. 同濟大學(xué) 土木工程學(xué)院, 上海 200092; 4. 同濟大學(xué) 橋梁結(jié)構(gòu)抗風(fēng)技術(shù)交通運輸行業(yè)重點實驗室, 上海 200092)

隨著橋梁跨徑增加,鈍體斷面鋼結(jié)構(gòu)橋梁很可能發(fā)生渦激共振(渦振),并需要采取一些氣動措施改善其渦振性能。分體箱梁斷面因其優(yōu)異的顫振性能近年來在大跨度纜索承重橋梁中多有應(yīng)用,然而該斷面特別容易發(fā)生渦振[1-4]。雖然渦振是一種限幅振動,不會像顫振那樣直接導(dǎo)致橋梁結(jié)構(gòu)倒塌。但是頻繁、大幅度的渦振會影響橋梁的正常使用,同時極易導(dǎo)致橋梁關(guān)鍵構(gòu)件的疲勞破壞。因此,渦振控制對采用中央開槽箱梁的大跨度橋梁尤為重要。

楊詠昕等[5]基于粒子圖像測速技術(shù)的分析表明,在中央開槽處的大尺旋渦很可能是引起分體箱梁大幅度渦振的主要原因。廖海黎等[6]采用1∶20大比例節(jié)段模型試驗研究了西堠門大橋主梁渦振,發(fā)現(xiàn)設(shè)置導(dǎo)流板可以有效控制該橋分體主梁渦振。何晗欣等[7]對港珠澳大橋江海直達船航道橋主梁節(jié)段模型進行了渦激振動試驗,發(fā)現(xiàn)增設(shè)開孔底板和在主梁腹板兩側(cè)設(shè)置導(dǎo)流板是抑制分體箱主梁渦激振動的最有效措施。王騎等[8]采用1∶20大比例節(jié)段模型風(fēng)洞試驗對嘉紹大橋主梁渦振性能進行了研究,最終采用梁底導(dǎo)流板結(jié)合橋面擋風(fēng)板(風(fēng)障)抑制分體箱主梁渦振。張?zhí)煲淼萚9]對宜賓鹽坪壩長江大橋主梁斷面風(fēng)洞試驗研究表明,三角形風(fēng)嘴可以減弱箱梁邊緣的流動分離,與封閉斜拉索防護欄桿的方案組合后,可顯著降低雙箱疊合主梁的渦振振幅。馬存明等[10]采用設(shè)置隔渦網(wǎng)和其他組合氣動措施后,大幅降低了寬幅分體箱梁斷面的渦振。潘放[11]在黃茅海大橋主橋上采用風(fēng)嘴+隔渦板組合氣動控制措施來抑制分體式鋼箱梁的渦激振動。

對渦振問題比較嚴(yán)重的分體箱梁,采用氣動措施削弱開槽處的大尺度漩渦是控制渦振的最有效手段,通過優(yōu)化開槽率,或者設(shè)置中央隔渦板可以比較直接地減小渦振[12],且通常而言,隔渦板透空率越小越好。

但是,如果透空率相近,是否存在最優(yōu)的隔渦板形式,使得渦振控制效果達到最佳呢?針對這個問題,本文采用1∶30大比例節(jié)段模型風(fēng)洞試驗,對某一分體箱梁采用不同形式的中央水平隔渦板后的渦振性能進行了研究。

1 工程背景

本文研究采用黃茅海大橋主橋主梁基本斷面。黃茅海大橋主橋采用三塔斜拉橋,橋跨布置為(100+280+2×720+280+100)m,斜拉索為空間索面,全橋采用半漂浮體系。橋塔采用混凝土獨柱塔,中塔高257.28 m。為提高顫振穩(wěn)定性,主梁采用分體鋼箱梁,梁高4.0 m,如圖1所示。為了解決主梁渦振問題,在主梁斷面上采取了一系列氣動構(gòu)造和控制措施,包括① 外側(cè)檢修車軌道放到主梁頂面最外側(cè)(見圖2(a)),減小對氣動外形的影響;② 內(nèi)側(cè)檢修車軌道設(shè)置在內(nèi)斜腹板底部,并設(shè)置導(dǎo)流板(見圖2(b));③ 中央開槽處兩側(cè)分別設(shè)置2.8 m寬水平隔渦板(見圖1),削弱中央開槽處的漩渦;④ 部分封閉檢修軌道欄桿,每隔五道欄桿封閉一道的上部3/4(見圖2(c))。

圖1 黃茅海大橋主梁推薦斷面方案圖(mm)Fig.1 Recommended section shape of the Huangmaohai Bridge deck (mm)

(a) 上檢修車軌道

(b) 下檢修車軌道及導(dǎo)流板

(c) 部分封閉的檢修道欄桿圖2 黃茅海大橋主梁推薦斷面細(xì)節(jié) (mm)Fig.2 Details of the Huangmaohai Bridge deck (mm)

采用以上措施后,經(jīng)1:30大比例節(jié)段模型試驗檢驗,黃茅海大橋?qū)崢蛑髁涸?5 m/s風(fēng)速以下豎彎渦振振幅不超過5 cm,無扭轉(zhuǎn)渦振。

需要特別指出的是,雖然試驗發(fā)現(xiàn),50%左右透空率的兩側(cè)水平隔渦板是相對最優(yōu)的隔渦板形式,但是兩側(cè)水平隔渦板的懸挑長度較大,支撐構(gòu)造設(shè)計較為復(fù)雜。如果采用在整張水平隔渦板上打孔的形式,設(shè)計就相對簡單,還可能可以作為檢修支撐平臺使用。因此,本文將進一步研究如果以各種不同打孔形式的滿布打孔板代替兩側(cè)隔渦板,何種打孔形式最佳,以及采用其他形式中央隔渦板能否達到50%透空率兩側(cè)水平板相似的渦振控制效果。此外,如果渦振振幅過小,可能試驗誤差對結(jié)果影響較大。比如采用全套推薦方案(見圖1)后,試驗渦振振幅僅1 mm左右,這么小而不穩(wěn)定的渦振可能會導(dǎo)致無法準(zhǔn)確比較不同措施的效果。因此,在本文試驗研究中取消了最終渦振控制方案中的封欄桿措施,使得各個措施下渦振振幅都較為明顯從而便于比較。

2 試驗概況

大比例節(jié)段模型風(fēng)洞試驗在同濟大學(xué)TJ-3風(fēng)洞進行。試驗采用彈簧懸掛二元剛體節(jié)段模型,節(jié)段模型通過8根彈簧懸掛在支架上。剛體節(jié)段模型的骨架由金屬構(gòu)成,橋面用三夾板來模擬以保證外形的幾何相似性,檢修車軌道、欄桿等附屬設(shè)施用ABS塑料板由電腦雕刻制成。懸掛于風(fēng)洞中的節(jié)段模型,如圖3所示。

圖3 TJ-3風(fēng)洞中的大比例節(jié)段模型Fig.3 Large-scale sectional model in the wind tunnel

節(jié)段模型的設(shè)計參數(shù)縮尺模擬了實橋動力特性[13],具體參數(shù)如表1所示。節(jié)段模型的縮尺比取為1/30,模型寬1.67 m,總長度為3.6 m。實橋扭彎頻率比接近4.4,為保證節(jié)段模型吊臂剛度,同時準(zhǔn)確模擬質(zhì)量慣矩,豎彎和扭轉(zhuǎn)風(fēng)速比分別定為1.90和4.01。由于渦振一般不存在彎扭耦合問題,而且從實際試驗結(jié)果來看,縮尺后豎彎和扭轉(zhuǎn)渦振鎖定區(qū)間仍有一點距離,因此不模擬扭彎頻率比不影響試驗的準(zhǔn)確性。模型振動系統(tǒng)豎彎和扭轉(zhuǎn)阻尼比分別為0.26%和0.22%,小于規(guī)范要求的阻尼比0.3%[14]。試驗風(fēng)速范圍為1～13 m/s,對應(yīng)的豎彎和扭轉(zhuǎn)實橋風(fēng)速分別達到約27 m/s和52 m/s。

表1 節(jié)段模型參數(shù)Tab.1 Parameters of the sectional model design

模型斷面尺寸如圖4所示。分體箱梁中央槽中虛線表示在本研究中將設(shè)置不同透空率、不同形式的中央水平隔渦板。

圖4 模型斷面圖(mm)Fig.4 Cross-section of the sectional model (mm)

3 不同形式隔渦板渦振控制性能對比

本文研究了如表2所示的一共七種中央水平隔渦板的分體箱梁渦振性能。其中1號為約50%透空率的兩側(cè)水平隔渦板(圖5(a));2號為相似透空率的矩形孔的水平格柵板(圖5(b));3號為錯位格柵板,將2號格柵板的孔一分為二,并錯位布置,以期減弱漩渦(圖5(c))。4～7號為透空率37%左右的隔渦板:4號在3號基礎(chǔ)上減小了孔數(shù)(圖6(a));5號為圓孔板(圖6(b));6號為非均勻格柵板,在4號基礎(chǔ)上將矩形孔非均勻布置(圖6(c));7號為兩側(cè)隔渦板加中央條,在1號基礎(chǔ)上增加了一道中央條(圖6(d))。

表2 不同形式中央隔渦板打孔尺寸和透空率Tab.2 Opening size and ratio of the investigated central horizontal plates

(a) 兩側(cè)隔渦板

(b) 普通格柵板

(c) 錯位格柵板1圖5 50%透空率隔渦板(mm)Fig.5 Plates with 50% opening ratio (mm)

(a) 錯位格柵板2

(b) 錯位圓孔板

(d) 兩側(cè)隔渦板加中央條圖6 37%透空率隔渦板(mm)Fig.6 Plates with 37% opening ratio (mm)

為避免混淆,這里簡要總結(jié)一下本文對隔渦板的命名:① 本文研究的都是“水平隔渦板”;② 研究對象可以分為兩側(cè)水平隔渦板和打孔水平隔渦板兩大類,其中50%透空率兩側(cè)水平隔渦板是本文研究的基準(zhǔn)措施,打孔水平隔渦板包括矩形孔板(格柵板)和圓孔板。

圖7以兩側(cè)隔渦板和均勻格柵隔渦板為例展示了本文所討論的隔渦板在主梁上的布置方式:隔渦板在相鄰橫向連接箱之間通長布置。因此,可以通過在相鄰橫向連接箱之間按需設(shè)置多道工字鋼小縱梁結(jié)構(gòu),來支撐圖6所示的各種水平隔渦板構(gòu)造。

(a) 兩側(cè)水平隔渦板

(b) 均勻格柵板圖7 隔渦板布置方式俯視圖Fig.7 Top-view of the arrangement of the plates on the deck

試驗研究發(fā)現(xiàn),50%透空率的兩側(cè)隔渦板(圖5(a))具有良好的渦振抑制性能。采用該種隔渦板措施后,試驗測得的實橋一階豎彎渦振風(fēng)速區(qū)間約為5.4～6.0 m/s,最大渦振振幅約為9.6 cm(圖8(a));實橋一階扭轉(zhuǎn)渦振風(fēng)速區(qū)間約為17.5～20.4 m/s,最大渦振振幅約為0.11°(圖8(b))。換成相似透空率的普通方孔格柵隔渦板后,扭轉(zhuǎn)渦振振幅僅僅略微增大,但豎彎渦振振幅增加明顯,最大振幅超過16 cm。豎彎渦振的區(qū)間也擴展到約4.6～6.5 m/s。采用錯位方孔格柵板后,扭轉(zhuǎn)渦振依然變化不大,豎彎渦振區(qū)間和普通格柵板接近,但振幅略有下降,最大振幅降至約14 cm。

(a) 豎彎渦振

(b) 扭轉(zhuǎn)渦振圖8 50%透空率隔渦板渦振控制效果對比Fig.8 VIV responses with 50% opening ratio plates

以上試驗結(jié)果說明,中央隔渦板形式主要影響豎彎渦振,對扭轉(zhuǎn)渦振影響不大;在透空率接近的情況下,采用格柵板的渦振控制效果明顯不如兩側(cè)水平板。因此,如果要采用格柵板達到兩側(cè)水平板近似的渦振控制效果,可能需要更小的透空率。因此,接下來通過試驗研究圖6所示的四種37%透空率的隔渦板的效果。

帶有四種37%透空率隔渦板主梁的實橋一階豎向渦振振幅隨風(fēng)速變化如圖9所示。這里需要指出,由于隔渦板形式對扭轉(zhuǎn)渦振影響幾乎可以忽略不計,因此此處不再給出扭轉(zhuǎn)渦振的結(jié)果。從圖9結(jié)果來看,帶有編號4～6隔渦板的主梁斷面渦振性能是很接近的,最大渦振振幅都在10 cm左右,也和帶有50%透空率兩側(cè)水平隔渦板的主梁斷面渦振性能相近。因為前面的研究已經(jīng)發(fā)現(xiàn),錯位孔的渦振控制效果好于普通孔,因此這里沒有繼續(xù)研究普通孔。試驗發(fā)現(xiàn)帶有錯位方孔格柵板和錯位圓孔板的主梁渦振最大振幅幾乎是一樣的,都是10.3 cm左右。說明隔渦板上孔的形狀對渦振性能影響不大。相對而言,在錯位方孔格柵板的基礎(chǔ)上,再將方孔非均勻布置(圖6(c)),可以獲得更佳的渦振控制效果。帶非均勻錯位方孔格柵的主梁渦振振幅約為9.6 cm。僅就打孔板而言,非均勻錯位的打孔方式最優(yōu)。從透空率和渦振振幅的關(guān)系來看,編號3和4的兩種方孔錯位格柵透空率分別為50%和37%,最大渦振振幅分別為14.2 cm和10.3 cm,透空率減少26%后渦振振幅也降低了約27%。

圖9 37%透空率隔渦板渦振控制效果對比Fig.9 VIV responses with 37% opening ratio plates

以上研究結(jié)果顯示,在透空率接近的情況下,采用打孔板的渦振控制效果明顯不如兩側(cè)水平板;如果要采用打孔板達到兩側(cè)水平板近似的渦振控制效果,透空率需要再減小26%左右。打孔板上的孔越是不均勻,渦振控制效果越好。接下來進一步研究,如果進一步減小兩側(cè)隔渦板的透空率,渦振性能可能有怎樣程度的改善。如果在兩側(cè)隔渦板基礎(chǔ)上,中央再加一道板,使透空率也減小到37%,則最大渦振振幅減小到約6.5 cm,比僅兩側(cè)隔渦板渦振振幅減小了32%。如果有必要進一步減小渦振振幅,這種隔渦板形式有一定潛力。

4 結(jié) 論

本文通過1∶30大比例節(jié)段模型風(fēng)洞試驗,研究了采用不同形式中央水平隔渦板的分體箱梁的渦振性能,對比了不同形式中央水平隔渦板的渦振控制效果。比較結(jié)果顯示:

(1) 在透空率接近的情況下,采用兩側(cè)水平隔渦板比各種打孔板的渦振控制效果都要好,如果要采用打孔板達到兩側(cè)水平板近似的渦振效果,透空率需要再減小26%左右。

(2) 錯位格柵板渦振控制效果好于普通格柵板,孔非均勻布置的格柵板渦振控制效果好于均勻布置;說明板上的孔越是不均勻,渦振控制效果越好。

(3) 錯位圓孔板和錯位格柵板渦振控制效果基本一致,說明孔的形狀對渦振影響不大。

(4) 對打孔板而言,透空率減少26%后渦振振幅也降低了約27%,兩者接近線性關(guān)系。

(5) 在兩側(cè)水平隔渦板的基礎(chǔ)上再加一條中央條可以進一步顯著減小渦振振幅。