某長江大橋主梁渦激振動抗風性能優(yōu)化研究

某長江大橋主梁渦激振動抗風性能優(yōu)化研究

0渦流振動橫跨橋的兩側(cè)和尾流的氣流經(jīng)常會破裂。當渦旋轉(zhuǎn)率與橋自身的重量一致時，橋的渦旋振動會引起橋的渦旋振動。渦激振動的振動形式有豎彎振動和扭轉(zhuǎn)振動。盡管渦激振動是不同于顫振和馳振的限幅振動,但其會使橋梁結(jié)構(gòu)產(chǎn)生豎向或者扭轉(zhuǎn)振動,引起構(gòu)件的疲勞破壞,并對行車產(chǎn)生不利影響。因此避免橋梁結(jié)構(gòu)在成橋及施工狀態(tài)渦激振動的發(fā)生有重要的意義。相關(guān)分離式雙箱斜拉橋梁抗風性能研究表明其顫振臨界風速較高,具有較好的顫振穩(wěn)定性,但在常風速下易發(fā)生渦激共振。因此橋梁渦激振動成為橋梁抗風設(shè)計的一個重要方面。本文針對一擬建的分離雙箱斜拉橋,通過節(jié)段模型風洞試驗和數(shù)值模擬,研究了其成橋狀態(tài)的渦振性能,并提出了有效措施改善橋梁的抗風穩(wěn)定性。1跨斜拉橋方案某長江大橋跨江主體工程全長13.982km,跨江主橋為(100+308+806+308+100)m的五跨斜拉橋(整體布置見圖1)。其中方案之一為四索面雙塔斜拉橋,主梁采用分離式扁平鋼箱梁,中間用橫梁相連,兩箱梁中間安裝鋼格柵作為應(yīng)急通道(主梁橫斷面見圖2)。斜拉索采用空間四索面形式。2基于穩(wěn)定性抗風的橋梁運營狀態(tài)該長江大橋的建設(shè)是一項重大的交通工程,為了確保橋梁在成橋運營階段的抗風穩(wěn)定安全性,對該方案成橋運營狀態(tài)渦振性能進行了研究。節(jié)段模型風洞試驗在同濟大學土木工程防災(zāi)國家重點實驗室TJ-1風洞中進行。2.1節(jié)段模型設(shè)計該方案的節(jié)段模型試驗?zāi)M了成橋狀態(tài)一階豎向和扭轉(zhuǎn)兩個方向的振動特性,采用彈簧懸掛的二元剛體模型。綜合考慮主梁的截面尺寸及風洞試驗段的尺寸,選取節(jié)段模型的縮尺比為1∶78,除了模擬主梁的外形尺寸,還嚴格模擬了主梁斷面慣性參數(shù),彈性參數(shù)及阻尼參數(shù)。參考公路橋梁抗風設(shè)計規(guī)范有關(guān)規(guī)定,此方案主梁斷面采用鋼箱梁,偏保守起見,在試驗中將模型各試驗工況阻尼比均調(diào)整為0.4%。節(jié)段模型系統(tǒng)的設(shè)計參數(shù)見表1。懸掛于TJ-1風洞外支架上的節(jié)段模型如圖3所示。2.2風攻角試驗對已有分離雙箱橋梁的抗風性能研究表明,帶橫梁的分離雙箱橋梁具有較高的顫振臨界風速,但渦振問題往往比較嚴重。該方案節(jié)段模型的風洞試驗首先進行了原型斷面成橋狀態(tài)(M1)在風攻角+3°,0°及-3°下的渦振試驗。主梁斷面形式見表2。試驗結(jié)果表明:M1在風攻角+3°、風速區(qū)間7m/s~11.4m/s內(nèi)豎彎渦振單振幅為0.385m,超過了規(guī)范的限值;風攻角-3°、風速區(qū)間14.1m/s~19.2m/s內(nèi)扭轉(zhuǎn)渦振單振幅為0.278°,同樣超過了規(guī)范的限值;風攻角0°、風速區(qū)間26m/s~36m/s內(nèi)最大扭轉(zhuǎn)渦振單振幅為0.569°,遠遠超過了規(guī)范的限值。因此須對成橋狀態(tài)的原型斷面及附屬設(shè)施進行改進和優(yōu)化,將渦振控制在容許的范圍內(nèi),甚至是完全消除渦振。2.2.1檢修梁位置調(diào)整檢修車軌道梁(以下簡稱“檢修梁”)的位置對渦振性能影響的相關(guān)研究中發(fā)現(xiàn):主梁斜腹板和底板的交界區(qū)易發(fā)生氣流分離,檢修梁相當于H形斷面翼緣板,致使氣流在梁底形成了漩渦,對橋梁的穩(wěn)定性產(chǎn)生了不利影響。此擬建橋梁方案檢修梁恰位于此斜腹板與底板交界區(qū)。為了削弱氣流在此交界區(qū)的分離,參考相關(guān)研究,對檢修梁布置位置進行了變更,即將內(nèi)側(cè)檢修梁移至底板中央,原外側(cè)檢修梁移至斜腹板(M2)。變更后斷面M2的渦振試驗表明檢修梁的位置變更后渦振振幅略有減少,但基于帶橫梁分離雙箱橋梁斷面渦振機理的復(fù)雜性及較大渦振振幅,本試驗中改變檢修梁位置對減小渦振振幅幾乎不起作用。2.2.2斷面形式的優(yōu)化橋梁斷面的風嘴作為減小流動分離的重要部件,其形式對渦振的振幅有著重要的影響。短而鈍的風嘴加劇了流動的分離,從而引起較大的渦振振幅。對0°風攻角下M1斷面靜態(tài)繞流進行了數(shù)值模擬。圖4為M1平均速度場的流線圖。從圖4可以看出M1風嘴短而鈍,上游區(qū)單箱前緣端部上下緣都存在一個回流區(qū)較小的主渦、后緣端部也產(chǎn)生了影響范圍不大的主渦;下游區(qū)單箱前緣氣流的分離尺度相對有所增大,產(chǎn)生了較大范圍的渦,由此可以看到主梁斷面短而鈍的風嘴會引起明顯的分離,對橋梁穩(wěn)定性產(chǎn)生不利的影響。對主梁斷面形式進行變更,使其更加流線型,試圖減小氣流在上游單箱前緣產(chǎn)生的分離及減小下游渦的影響范圍。優(yōu)化后斷面M2平均速度流場的流線圖見圖5,氣流在上游單箱前緣分離尺度很小,但是在下游單箱產(chǎn)生了一個范圍很大的主渦,回流區(qū)分布在整個下游單箱橋面,在單箱尾部產(chǎn)生了一個不完整的較小回旋。從數(shù)值模擬的結(jié)果可以推斷,主梁外形變更對渦振振幅的減小不明顯。渦振節(jié)段試驗的結(jié)果也表明,M2渦振振幅減小不明顯,并沒有控制在規(guī)范限值范圍內(nèi)。2.2.3速度流場的確定有相關(guān)研究表明透風率小的欄桿會顯著增加渦振振幅,實際設(shè)計中在滿足安全和構(gòu)造的要求下,盡可能增大欄桿的透風率、減小路緣石的高度,削弱氣流的分離。此初設(shè)方案的欄桿截面透風率較低,對欄桿截面的形式和布置方式進行調(diào)整,使得透風率增大。斷面M3數(shù)值模擬的速度流線見圖6。從圖6中可知,欄桿透風率變大后,下游單箱橋面上主渦的影響范圍有明顯的減小,在單箱尾部下緣產(chǎn)生了一個新的主渦,回流區(qū)范圍較大。對存在的兩個較大的主渦進行細部放大發(fā)現(xiàn),兩個主渦的逆壓回旋方向相反,兩個能量相當?shù)匿鰷u相互抵消,使得主梁的渦振振幅有了明顯的減小。2.3選取自由3、選取選取風速鎖定區(qū)間時振幅經(jīng)過對主梁斷面M1檢修梁布置位置、風嘴形式及欄桿的透風率變更后,斷面M3風攻角+3°時,豎彎渦振完全消失,扭轉(zhuǎn)渦振風速鎖定區(qū)間30.8m/s~33m/s附近,扭轉(zhuǎn)渦振振幅減少90%;風攻角0°時,豎彎渦振風速鎖定區(qū)間基本不變化,振幅由M1對應(yīng)的0.160m減小為0.048m,扭轉(zhuǎn)渦振風速鎖定區(qū)間為15.4m/s~16.7m/s時,振幅為0.081°;風攻角-3°、豎彎渦振風速鎖定區(qū)間6.9m/s~8m/s時,振幅為0.057m,相對M1的渦振振幅減小了19%,扭轉(zhuǎn)渦振風速鎖定區(qū)間為15.4m/s~16.7m/s,振幅為0.072°。斷面M1及M3的豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振試驗結(jié)果匯總在表3和表4中,渦振振幅曲