斜拉桥主梁涡激振动控制研究

斜拉桥主梁涡激振动控制研究

1大跨度桥梁主梁气动选型中央开放空间箱截面作为一种新型的桥梁横截面，在设计中不断出现。例如，中国的西蒙门大桥、香港的扬海桥、南京的右r桥、青岛的海湾大桥和大沽河航道桥。香港珠澳大桥的直接海上航线桥、意大利的墨西拿海桥和直布罗陀海峡桥的主要梁都采用了中心开放空间的箱形截面。理论和试验研究成果表明,在箱形加劲梁中央开槽能显著提高悬索桥的颤振稳定临界风速,但是相应的涡激振动性能却不如开槽前的闭口箱梁。大跨度桥梁主梁涡激振动是由于气流绕过桥梁断面时在其两侧及尾流中产生了周期性脱落的漩涡,当漩涡脱落频率接近于主梁的某个固有频率时,就会激发主梁的涡激振动,主梁涡激振动形式常为竖向振动或扭转振动。虽然涡激振动不会像颤振一样引起桥梁毁灭性的破坏,但是发生频率较高、频繁持续的涡激振动会引起桥梁构件的疲劳破坏及行人和行车的不舒适,因此桥梁的涡激振动问题日益突出。为抑制中央开槽箱形断面的涡激振动,在考虑造价成本、施工难度的同时可以采取适当的空气动力学或增加阻尼等措施,最好的方法就是进行主梁气动选型,即通过风洞试验选取理想的主梁断面形式。气动选型以施工方便、经济有效为原则。本文以港珠澳大桥江海直达船航道桥为背景,对其主梁节段模型进行涡激振动试验,并结合CFD(ComputationalFluidDynamics)方法分析对主梁采取不同气动措施的有效性。2琴式中央索面钢箱梁斜拉桥港珠澳大桥江海直达船航道桥为双主跨258m三塔竖琴式中央索面钢箱梁斜拉桥,采用钢-混组合结构塔身,基础采用直径2.2~2.5m钢管复合桩。大桥主梁采用中央开槽箱形断面方案时,主梁标准横断面见图1。3低风速下,未对节段模型能量港珠澳大桥江海直达船航道桥主梁节段模型涡激振动试验节段模型缩尺比为1∶45,模型采用树脂板制作,考虑了栏杆和风障,模型竖弯阻尼比为0.5,扭转阻尼比为0.5。在未对节段模型采取气动措施的情况下,试验结果表明,结构在低风速下就产生了涡激振动。因此,对主梁节段模型采取增设不同开孔率的底板、改变腹板角度和增设导流板3种气动措施,通过试验和CFD方法分析气动措施的有效性。3.1增设开孔率为40%的底板在节段模型中央开槽箱形断面增设0%、20%、40%、60%、80%、100%6种不同开孔率(增设的底板之间开孔的宽度与主梁断面的开槽宽度之比)的底板,进行涡激振动试验,0°、+3°、-3°风攻角下,增设不同开孔率底板的主梁节段模型的竖向涡激振动结果见图2。由图2可知,增设开孔率为40%的底板时,主梁节段模型抑制涡激振动的效果最好,说明在对主梁进行增设开孔底板气动措施时,并非底板开孔面积越大或者越小时,主梁抑制涡激振动的能力越好,而是存在一个最佳底板开孔率。开孔率的选择需要进行试验研究,不同断面所应选择的底板开孔率应该是不同的。对0°风攻角下,风速为10m/s时,增设不同开孔率底板的主梁节段模型进行CFD分析计算,得到增设不同开孔率底板的主梁断面的风速矢量图,见图3。由图3可知,增设开孔率为0%和20%的底板时,主梁上、下表面风速较小,而远离主梁区域的风速较大。此时,作用在主梁上、下表面几乎静止的气流容易在主梁上、下表面形成风压。很明显,上、下表面风压不同,主梁上表面低风速气流明显多于下表面,因此会在主梁上、下表面形成压力差,导致主梁发生竖直方向的振动,此时,正、负涡量的旋涡竖向位置更近,形成旋涡。3.2主梁节段模型的cfd分析将节段模型中央开槽箱形断面的腹板角度(外侧腹板与底板之间的夹角)改变为109°、119°、129°、139°4种情况,进行涡激振动试验,0°、+3°、-3°风攻角下改变腹板角度的主梁节段模型的竖向涡激振动结果见图4。由图4可知,改变腹板角度可以避免主梁节段模型高阶涡激振动的发生,但是在一阶竖弯涡激振动中,其改变主梁抑制涡激振动的特性并不明显,有时甚至有涡激振动幅值增大的情况发生,因此,该措施不建议作为单独的抑制主梁涡激振动的措施,但可与其他措施进行组合。对0°风攻角下,风速为10m/s时,改变腹板角度的主梁节段模型进行CFD分析计算,得到改变腹板角度的主梁断面的风速矢量图,见图5。由图5可知,在10m/s的风速下,腹板周围风速差异最大的是当腹板角度为109°的情况,119°和129°次之,当腹板角度达到139°时,风速差异最小,此时主梁上、下表面静止的气流最少,也就不易形成风压差,导致主梁的上、下振动。但由于周围较远处的风压相对主梁附近的风压较小,气流就更容易停留在主梁上、下表面,所以一旦主梁发生振动,其振幅也有可能变大,此时,正值涡量的大旋涡覆盖面积更小,离梁更近,同时负值涡量的旋涡位置下移,正、负涡量的旋涡竖向位置更近,形成旋涡。3.3流板设置中的涡流场变化采用2种导流板设置方案:①将导流板设置在主梁节段模型的腹板两侧,距离底板15mm,导流板平行于底板的长度为25mm,平行于腹板的长度为25mm;②将导流板设置在主梁节段模型的中央开槽部位,距离底板15mm,中央开槽部位的导流板与底板成45°夹角,导流板2个方向的长度均为25mm,见图6。对采取设置导流板措施后的主梁节段模型进行涡激振动试验,0°、+3°、-3°风攻角下设置导流板的主梁节段模型的竖向涡激振动结果见图7。由图7可知,将导流板设置在腹板两侧时,主梁节段模型几乎不出现涡激振动;设置在中央开槽部位时,主梁节段模型涡激振动现象仍比较明显,其中风速锁定区变化不明显,但其振幅控制效果还是显而易见的,尤其是在低风速下,涡激振动的最大振幅均控制在规范规定的界限之内。对0°风攻角下,风速为10m/s时,在腹板两侧处设置导流板和未设置导流板的主梁节段模型进行CFD分析计算,得到在腹板两侧处设置导流板与未设置导流板的主梁断面的风速矢量图,见图8。由图8可知,在未设置导流板的情况下,主梁节段模型腹板和底板之间的风速较小,距离主梁较远区域的风速较大,从而导致在主梁附近容易形成漩涡,发生涡激振动。在腹板两侧设置导流板后,低风速下,导流板的存在使得梁右侧腹板下部附近的正值涡量旋涡远离箱梁。由于正值涡量的旋涡向下游迁移,位于其上方的负值涡量的旋涡从较接近于圆形变为细长的椭圆形,旋涡的尾迹在流场中延伸得更远。导流板通过引导翼板处的气流下行,使气流不再在梁底左侧前缘处发生分离,而是按照导流板的导流方向移动。主梁节段模型底部气流通过导流板形成的狭长的通道以后,以一定的流速打碎尾流旋涡,气流通过腹板和底板转角处的风速明显提高,达到削弱此涡激振动气动力的作用,使涡激振动急剧减小。高风速下,流场的变化与低风速下的改变显著不同。未设置导流板时,风速提高后旋涡向下游移动得更远,覆盖面积更大。设置导流板后,流场的形态显著改变,正值涡量的大旋涡受导流板导出气流的影响发生了变化,其覆盖面积更小,离梁更近,同时负值涡量的旋涡位置下移,正、负涡量的旋涡竖向位置更近,形成旋涡。3.43优化导流板设置对比增设不同开孔率的底板、改变腹板角度和增设导流板3种气动措施,导流板对于抑制主梁的涡激振动是最有效的,且该措施施工方便、简单。以往对于中央开槽箱形断面的斜拉桥的气动措施研究表明,导流板设置在中央开槽部位是最有效的,但在本文中,将导流板设置在腹板两侧是十分见效的,主梁基本不出现涡激振动,这说明在对抑制中央开槽箱形断面大跨度桥梁涡激振动的气动措施进行研究时,可以优先尝试设置导流板这种措施,而导流板设置在主梁的腹板两侧更有效还是设置在中央开槽部位更有效取决于具体桥梁断面,不能一概而论。4主梁涡流振动的控制效果(1)增设开孔底板可以有效地控制中央开槽箱形断面主梁涡激振动的发生,