非對稱П型梁和流線型箱梁氣動性能風(fēng)洞試驗研究

李 明，孫延國，李明水，周 強

(1.西南交通大學(xué) 橋梁工程系，成都 610031；2.西南交通大學(xué) 風(fēng)工程四川省重點實驗室，成都 610031)

隨著橋梁建設(shè)技術(shù)的進步以及環(huán)保理念的不斷提高，在實際工程中考慮地形的復(fù)雜性和經(jīng)濟等因素的情況下，有時會將橋梁主梁斷面設(shè)計成為非對稱形式，例如杰拉德達斯蒙德橋(美國)、霍洛加蘭橋(挪威)以及跨灣連接路橋(香港)等。這些橋梁都只設(shè)置了一個單邊人行道，因此主梁橫斷面均表現(xiàn)為非對稱。與對稱形式的主梁斷面相比，非對稱主梁可以很好地利用空間資源，經(jīng)濟性能也相對較好。

大跨度橋梁由于結(jié)構(gòu)輕柔且阻尼比較小，對風(fēng)荷載的作用十分敏感，因此主梁的氣動性能成為橋梁設(shè)計過程中考慮的重要因素。影響主梁氣動性能的因素包括主梁的氣動外形、來流攻角和風(fēng)向角以及雷諾數(shù)等[1-3]。其中主梁的氣動外形是重要的影響因素，主梁上的風(fēng)嘴、欄桿以及氣動措施等都會對主梁的氣動性能構(gòu)成重要影響。孟曉亮等[4]通過風(fēng)洞試驗和數(shù)值模擬研究了風(fēng)嘴角度對封閉和半封閉箱梁渦振和顫振性能的影響，并發(fā)現(xiàn)采用較尖的風(fēng)嘴可以改善此類主梁斷面的渦振性能，且基本不會對顫振穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響。管青海等[5]通過表面壓力同步測量，研究了欄桿對箱梁斷面渦振特性的影響，發(fā)現(xiàn)欄桿使上表面的來流分離更加嚴(yán)重，改變了上表面的壓力系數(shù)均值和上下表面的脈動分布，但對下表面的壓力均值不產(chǎn)生影響。陳政清等[6-7]根據(jù)理論分析、數(shù)值模擬以及流跡顯示試驗研究了中央穩(wěn)定板提高桁架梁懸索橋顫振穩(wěn)定性的氣動機理，發(fā)現(xiàn)中央穩(wěn)定板降低了氣動負阻尼，并增加了彎扭耦合程度，降低了顫振頻率，從而提高了主梁的顫振臨界風(fēng)速。夏錦林等[8]基于節(jié)段模型風(fēng)洞試驗和CFD(Computational Fluid Dynamic)數(shù)值模擬，研究了雙開槽箱梁斷面的顫振和渦振性能，發(fā)現(xiàn)防撞欄桿基座對顫振穩(wěn)定性影響較大，中央穩(wěn)定板可以有效提高顫振臨界風(fēng)速，縱向間隔的縱向格柵能很好地抑制渦振。橋面上的車輛也會對主梁的氣動性能產(chǎn)生一定的影響，周立等[9]利用節(jié)段模型試驗研究了欄桿、汽車等對汽車-主梁橋面系統(tǒng)的氣動三分力系數(shù)的影響。李永樂等[10]研究了橋上車輛對板桁主梁以及雙層鐵路鋼桁橋氣動性能的影響，發(fā)現(xiàn)橋上車輛的存在顯著改變了主梁的氣動特性。既有橋梁會對其鄰近新建橋梁主梁的氣動性能產(chǎn)生一定的干擾效應(yīng)，包括三分力系數(shù)、渦振、顫振性能等[11-13]。此外，葉獻輝等[14]以一對耦合控制面結(jié)構(gòu)的氣動彈性模型為研究對象，分析了結(jié)構(gòu)在不同耦合剛度下非對稱參數(shù)對顫振速度影響的變化規(guī)律。Hu等[15]利用風(fēng)洞試驗、激光多普勒風(fēng)速測量及流跡顯示試驗對垂直來流風(fēng)向的非對稱柱體(非對稱倒圓角柱)旋渦脫落進行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著非對稱倒圓角半徑的增加，脫落旋渦的尺度也相對變大，且逐漸向柱體尖銳棱角側(cè)發(fā)生轉(zhuǎn)移。

目前關(guān)于橋梁主梁的氣動性能研究，相關(guān)文獻多為對稱形式的主梁斷面，而非對稱形式的主梁斷面氣動性能研究鮮有報道。為了研究非對稱人行道對主梁氣動性能的影響，本文以杰拉德達斯蒙德橋(非對稱П型梁)和霍洛加蘭橋(非對稱流線型箱梁)為研究背景，在不同來流風(fēng)向下利用節(jié)段模型風(fēng)洞試驗對兩種形式非對稱主梁的氣動性能進行了研究，包括主梁的三分力系數(shù)、渦振以及顫振特性。

1 工程概況

杰拉德達斯蒙德橋位于美國加利福尼亞州，該橋為主跨304.8 m的雙塔雙索面斜拉橋。主梁采用非對稱П型疊合梁，橋面寬度為52.0 m。主梁單邊設(shè)置了一個寬度為3.8 m的人行道。圖1為主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面示意圖，圖中還給出了風(fēng)攻角(α)以及來流風(fēng)向角。

圖1 杰拉德達斯蒙德橋主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面示意圖Fig.1 Cross-section of the main girder of Gerald Desmond Bridge

霍洛加蘭橋位于挪威的納爾維克市，該橋為主跨1 145 m的大跨度懸索橋，主梁采用非對稱鋼箱梁結(jié)構(gòu)，梁高3.0 m，主梁寬度為18.6 m，其中主梁一側(cè)設(shè)置了一個寬度為3.6 m的人行道。主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖2所示。

圖2 霍洛加蘭橋主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面示意圖Fig.2 Cross-section of the main girder of H?logaland Bridge

2 非對稱主梁三分力系數(shù)

靜力三分力系數(shù)為表征平均風(fēng)作用下結(jié)構(gòu)斷面受力大小的無量綱系數(shù)，它反映了風(fēng)對結(jié)構(gòu)的定常作用。在風(fēng)軸坐標(biāo)系下，主梁的靜力三分力系數(shù)可定義為

阻力系數(shù)：CD(α)=FD(α)/(0.5ρU2HL)

(1)

升力系數(shù)：CL(α)=FL(α)/(0.5ρU2BL)

(2)

力矩系數(shù)：CM(α)=FM(α)/(0.5ρU2B2L)

(3)

式中：α為來流攻角；0.5ρU2為氣流動壓；H,B,L分別為節(jié)段模型的高度、寬度和長度。

由圖3可知，對于非對稱П型梁，當(dāng)攻角為負時，0°來流風(fēng)向的三分力系數(shù)均小于180°來流風(fēng)向值，當(dāng)攻角為正時，0°來流風(fēng)向的三分力系數(shù)均大于180°來流風(fēng)向值。對于非對稱流線型箱梁，當(dāng)攻角小于-5°時，0°來流風(fēng)向的阻力系數(shù)以及升力系數(shù)小于180°來流風(fēng)向值，而當(dāng)攻角大于-5°時，0°來流風(fēng)向的阻力和升力系數(shù)大于180°來流風(fēng)向值，對于升力矩系數(shù)，其變化趨勢與阻力系數(shù)和升力系數(shù)相同，只是發(fā)生變化的臨界攻角為-8°。對比非對稱П型梁和流線型箱梁不同來流風(fēng)向的三分力系數(shù)差異可知，除了正攻角的升力系數(shù)前者的差值比后者小以外，斷面非對稱性對П型梁三分力系數(shù)的影響要比流線型箱梁顯著，這可能是伸出的人行道板使來流提前發(fā)生分離，進而使П型主梁周圍流場發(fā)生變化所致。

(a)非對稱П型梁

(b)非對稱流線型箱梁圖3 均勻流場中非對稱主梁斷面三分力系數(shù)Fig.3 Aerostatic force coefficients of bridge decks with asymmetric sections in the smooth flow

3 非對稱П型梁渦振性能

以往研究結(jié)果表明[16-17]，主梁渦振性能對主梁的氣動外形包括風(fēng)嘴、欄桿、檢修車軌道等構(gòu)件的形狀及位置表現(xiàn)十分敏感。而對于非對稱形式的主梁斷面，由于布置了非對稱的人行道板，其上又附有人行道欄桿，這可能會對主梁的渦振性能造成一定的影響。

為研究不同來流風(fēng)向非對稱П型梁的渦振特性，對非對稱П型梁進行了來流風(fēng)向為0°以及180°的節(jié)段模型渦振試驗。節(jié)段模型縮尺比為1∶45，試驗在均勻流場中進行，試驗攻角α= 0°，α=±2.5°，α=±5°，風(fēng)速為0.5～8.0 m/s，控制風(fēng)速基本步長0.2 m/s，在渦振區(qū)采用0.1 m/s步長。需要說明，對于結(jié)合梁橋，我國《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》中建議阻尼比取為1%，試驗發(fā)現(xiàn)大阻尼比條件下(豎向：0.873%，扭轉(zhuǎn)：0.864%)，該節(jié)段模型未發(fā)生渦激振動，滿足相關(guān)設(shè)計規(guī)范[18-19]要求。為了研究該非對稱主梁的渦振性能，在小阻尼比的條件下進行了節(jié)段模型渦振試驗，表1為主要試驗參數(shù)，圖4為風(fēng)洞中的動力節(jié)段模型。渦振試驗結(jié)果如圖5和圖6所示(圖中數(shù)據(jù)均已換算到實橋)。

表1 非對稱П型梁節(jié)段模型主要試驗參數(shù)Tab.1 Main test parameters of the section model with the asymmetric П shaped girder

圖4 風(fēng)洞中的節(jié)段模型Fig.4 Section model in the wind tunnel

由圖5可知，不同方向來流主梁的豎向渦振特性具有顯著差異。從發(fā)生渦振的風(fēng)攻角來看，當(dāng)來流風(fēng)向為0°時，主梁節(jié)段模型只有在-2.5°和-5°風(fēng)攻角下發(fā)生了豎向渦振，而當(dāng)來流風(fēng)向為180°時，主梁在0°，±2.5°，±5°攻角下均發(fā)生了豎向渦振。對比豎向渦振最大振幅發(fā)現(xiàn)，來流風(fēng)向為180°時的主梁豎彎渦振響應(yīng)要顯著大于來流風(fēng)向為0°時的響應(yīng)值，其中180°來流風(fēng)向-5°攻角下的最大豎向渦振振幅為0.176 m，而0°來流風(fēng)向-5°攻角下的最大豎向渦振振幅為0.651 m，兩者相差2.7倍。對于渦振豎彎的鎖定區(qū)間，兩者也有顯著差異，-2.5°和-5°攻角下，0°來流風(fēng)向的起振風(fēng)速以及豎彎鎖定區(qū)間范圍明顯小于180°來流風(fēng)向值。由圖6可知，當(dāng)來流方向不同時，主梁節(jié)段模型的扭轉(zhuǎn)渦振特性也完全不同。0°來流風(fēng)向主梁節(jié)段模型在-2.5°和-5°風(fēng)攻角下發(fā)生了扭轉(zhuǎn)渦振，并分別出現(xiàn)了兩個明顯的扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)，但振幅較??；當(dāng)來流風(fēng)向為180°時，主梁節(jié)段模型未發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振。

(a)0°來流風(fēng)向

(b)180°來流風(fēng)向圖5 非對稱П型梁豎向渦振響應(yīng)Fig.5 Vertical VIV response of the asymmetric П shaped girder

(a)0°來流風(fēng)向

(b)180°來流風(fēng)向圖6 非對稱П型梁扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)Fig.6 Torsional VIV response of the asymmetric П shaped girder

根據(jù)以往П型梁渦振研究結(jié)果可知，該類型主梁斷面的渦振主要是由于主肋與橋面板連接轉(zhuǎn)角處的旋渦脫落引起的。據(jù)此，錢國偉等[16]在П型主梁的兩個轉(zhuǎn)角處分別安裝了水平隔流板，從而打亂并削弱在該區(qū)域附近形成的旋渦，達到抑制渦振的目的。楊光輝等[20-21]通過設(shè)置封閉的中央防撞護欄并在梁底增設(shè)中央穩(wěn)定板，從而將氣流分離所形成的大旋渦分割成若干小旋渦，使其渦量減弱，進而抑制了渦振的發(fā)生。對于本文中的非對稱П型梁，從空氣動力學(xué)角度分析，在0°來流風(fēng)向，由于斷面在該側(cè)存在突出的人行道板，使得來流在此處提前發(fā)生了分離，氣流分離后再附點發(fā)生改變，渦激力減弱。而當(dāng)來流風(fēng)向為180°時，在主梁的主肋與橋面板連接轉(zhuǎn)角處有較大的旋渦發(fā)生脫落，形成的渦激力相對較大，因此該來流風(fēng)向的渦振較0°來流風(fēng)向嚴(yán)重。

4 非對稱主梁顫振性能

4.1 顫振臨界風(fēng)速

在均勻流場中對兩種類型的非對稱主梁進行了顫振穩(wěn)定性試驗，其中非對稱П型梁豎向阻尼比為0.873%，扭轉(zhuǎn)阻尼比為0.864%，其余參數(shù)見表1。對于非對稱流線型箱梁，主要節(jié)段模型動力參數(shù)見表2。通過風(fēng)速比將試驗觀測到的顫振臨界風(fēng)速換算到實橋，兩種類型非對稱主梁的顫振臨界風(fēng)速見表3，其中非對稱П型梁的顫振檢驗風(fēng)速為54.0 m/s,非對稱流線型箱梁的顫振臨界風(fēng)速為56.0 m/s。

表2 非對稱流線型箱梁節(jié)段模型動力參數(shù)Tab.2 Dynamic parameters of the section model with the asymmetric streamlined box girder

表3 非對稱主梁顫振臨界風(fēng)速Tab.3 Flutter critical wind speeds of two types of asymmetric girders m/s

由表3可知，兩種非對稱主梁斷面的顫振臨界風(fēng)速均大于相應(yīng)的顫振檢驗風(fēng)速，顫振穩(wěn)定性較好。通過對比不同方向來流的顫振臨界風(fēng)速可以發(fā)現(xiàn)，0°來流風(fēng)向下兩種非對稱主梁的顫振臨界風(fēng)速大于180°來流風(fēng)向值，其中-3°攻角下兩者顫振臨界風(fēng)速相差較小，隨著攻角的增加，特別是在+3°攻角下，0°來流風(fēng)向?qū)?yīng)的顫振臨界風(fēng)速顯著高于180°來流風(fēng)向值。

以往試驗研究結(jié)果表明[22]，水平穩(wěn)定板或分離板能在一定程度上提高主梁的顫振臨界風(fēng)速。對于非對稱П型梁，由于0°來流風(fēng)向人行道板的存在，該構(gòu)件在一定程度上起到了水平穩(wěn)定板或分離板的作用，因此提高了該風(fēng)向下的主梁顫振臨界風(fēng)速。對于非對稱流線型箱梁，由于靠近0°來流風(fēng)向的主梁上表面增設(shè)了一道人行道欄桿，這在一定程度上發(fā)揮了上穩(wěn)定板的作用。根據(jù)陳政清等的研究結(jié)果可知，上穩(wěn)定板可以降低扭轉(zhuǎn)氣動負阻尼，進而提高顫振臨界風(fēng)速。由此推斷該人行道欄桿進一步改善了0°來流風(fēng)向下主梁的顫振穩(wěn)定性。

4.2 顫振導(dǎo)數(shù)

根據(jù)Scanlan線性自激力表達式，單位長度上受到的氣動升力Lse和氣動扭矩Mse分別表示為

(4)

(5)

圖7 非對稱П型梁節(jié)段模型顫振導(dǎo)數(shù)Fig.7 Flutter derivatives of the asymmetric П shaped girder section model

圖8 非對稱流線型箱梁節(jié)段模型顫振導(dǎo)數(shù)Fig.8 Flutter derivatives of the asymmetric streamlined box girder section model

5 結(jié) 論

本文通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗對具有非對稱人行道的П型梁和非對稱流線型箱梁的氣動性能進行了研究，并得出以下結(jié)論：

(1)均勻流場正攻角范圍內(nèi)，0°來流風(fēng)向下兩種類型主梁的三分力系數(shù)均大于180°來流風(fēng)向值，且斷面非對稱性對П型梁三分力系數(shù)的影響比流線型箱梁顯著。

(2)斷面的非對稱性會嚴(yán)重影響不同來流風(fēng)向下主梁的渦振性能，包括出現(xiàn)渦振的風(fēng)攻角、渦振響應(yīng)振幅、起振風(fēng)速以及鎖定區(qū)間等。由于0°來流風(fēng)向人行道板的存在，使得該方向來流提前發(fā)生了分離，氣流分離后再附點發(fā)生改變，渦激力減弱，進而П型梁的渦振性能在該來流風(fēng)向下得到了改善。

(4)綜合以上結(jié)果，對于該種類型非對稱主梁的靜風(fēng)荷載及其響應(yīng)計算，要重點針對0°來流風(fēng)向的情況。而當(dāng)研究該類型非對稱主梁的渦振和顫振性能時，應(yīng)重點考察180°來流風(fēng)向的不利情況。