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和尾流的氣流經常會破裂。當渦旋轉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,但其會使橋梁結構產生豎向或者扭轉振動,引起構件的疲勞破壞,并對行車產生不利影響。因此避免橋梁結構在成橋及施工狀態(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國家重點實驗室TJ-1風洞中進行。2.1節(jié)段模型設計該方案的節(jié)段模型試驗模擬了成橋狀態(tài)一階豎向和扭轉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,彈性參數及阻尼參數。參考公路橋梁抗風設計規(guī)范有關規(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整為0.4%。節(jié)段模型系統(tǒng)的設計參數見表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。試驗結果表明:M1在風攻角+3°、風速區(qū)間7m/s~11.4m/s內豎彎渦振單振幅為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內扭轉渦振單振幅為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內最大扭轉渦振單振幅為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施進行改進和優(yōu)化,將渦振控制在容許的范圍內,甚至是完全消除渦振。2.2.1檢修梁位置調整檢修車軌道梁(以下簡稱“檢修梁”)的位置對渦振性能影響的相關研究中發(fā)現: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,參考相關研究,對檢修梁布置位置進行了變更,即將內側檢修梁移至底板中央,原外側檢修梁移至斜腹板(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,在單箱尾部產生了一個不完整的較小回旋。從數值模擬的結果可以推斷,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。2.2.3速度流場的確定有相關研究表明透風率小的欄桿會顯著增加渦振振幅,實際設計中在滿足安全和構造的要求下,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整,使得透風率增大。斷面M3數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,兩個主渦的逆壓回旋方向相反,兩個能量相當的漩渦相互抵消,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,扭轉渦振風速鎖定區(qū)間30.8m/s~33m/s附近,扭轉渦振振幅減少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對應的0.160m減小為0.048m,扭轉渦振風速鎖定區(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的豎彎及扭轉渦振試驗結果匯總在表3和表4中,渦振振幅曲