分體三箱斷面主梁橋梁的抗風(fēng)性能及氣動(dòng)優(yōu)化

楊風(fēng)帆， 鄭史雄， 周 強(qiáng)， 張 寧， 趙曉天， 何睿洲

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院， 成都 610031)

隨著設(shè)計(jì)理論、施工技術(shù)等方面的不斷提高，現(xiàn)代橋梁日益向大跨柔性發(fā)展，結(jié)構(gòu)的剛度、自振頻率、扭彎比等均呈減小趨勢，這使得橋梁結(jié)構(gòu)對風(fēng)的敏感性更強(qiáng)，橋梁抗風(fēng)也成為大跨橋梁設(shè)計(jì)中主要關(guān)注點(diǎn)。為了滿足對交通量的需求并獲得較優(yōu)的顫振穩(wěn)定性能，分體式箱梁越來越多應(yīng)用于大跨度纜索承重體系橋梁中，尤其是我國沿海地區(qū)，氣象災(zāi)害時(shí)有發(fā)生，設(shè)計(jì)基準(zhǔn)風(fēng)速高。雖然分體式箱梁斷面具有良好的顫振性能，但由于箱體間距的存在，相比流線型箱梁而言分體式箱梁一般都伴有不同程度的渦激振動(dòng)(vortex-induced vibration，VIV; 以下簡稱渦振)問題。分體式雙箱梁一般較易發(fā)生豎向渦振，由于兩個(gè)箱體間距離梁體形心有一定距離以及更寬的橋面，分體式三箱梁更易引發(fā)扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)。但寬幅橋面和更多的箱體滿足了不同類型車輛的通行要求，此結(jié)構(gòu)優(yōu)勢無疑是公鐵兩用橋梁理想的主梁形式。顫振作為自激的發(fā)散性振動(dòng)，可造成災(zāi)難性后果，故必須在橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)中予以避免。分體箱梁以其出色的顫振性能，越來越多的應(yīng)用于大跨度橋梁建設(shè)中。西堠門大橋[1](主跨1 650 m)，韓國Gwangyang大橋(主跨1 545 m)，香港昂船洲大橋[2](主跨1 018 m)，嘉紹大橋[3](主跨428 m)采用的均是分體雙箱梁；Messina海峽大橋[4](主跨3 300 m)采用的是分體三箱主梁。作為一種新穎的斷面形式，分體箱梁的氣動(dòng)性能仍處在探索階段。現(xiàn)有研究足以證明與整體式箱梁相比，分體箱梁的顫振穩(wěn)定性能更為突出[5-6]。但箱體分離會(huì)使主梁斷面氣流繞流形態(tài)的復(fù)雜化，特別是旋渦的生成與運(yùn)動(dòng)方式，這也是分體箱梁均發(fā)現(xiàn)不同形式渦振的原因[7-8]。

當(dāng)氣流流經(jīng)鈍體表面時(shí)會(huì)在其周圍產(chǎn)生周期性的旋渦脫落(渦脫)，當(dāng)渦脫頻率接近結(jié)構(gòu)的自振頻率時(shí)誘發(fā)渦振。渦振與顫振相比雖不會(huì)造成結(jié)構(gòu)毀滅性的破壞，但其起振風(fēng)速低，橋址常遇風(fēng)速下發(fā)生概率高，易造成行車安全與結(jié)構(gòu)疲勞等問題，故需采取氣動(dòng)措施對主梁斷面進(jìn)行優(yōu)化。Larose等[9]在昂船洲大橋的風(fēng)洞試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，梁底導(dǎo)流板可對氣流形成壓縮效果，干擾箱體間大尺度旋渦的形成從而達(dá)到抑振的目的。De Miranda等[10]運(yùn)用雷諾平均方程和大渦模擬方法研究了某分體雙箱梁不同箱間距下，上下游梁體間的氣動(dòng)干擾。Hu等[11]通過某流線型箱梁的風(fēng)洞試驗(yàn)與計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)仿真，詳細(xì)探究了4種氣動(dòng)措施的氣動(dòng)優(yōu)化機(jī)理。Larsen等[12]對某梯形箱梁進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)，通過粒子圖像測速法結(jié)果優(yōu)化了箱梁的渦脫響應(yīng)，并指出水平底板與斜面板之間的夾角是實(shí)現(xiàn)良好氣動(dòng)性能的重要參數(shù)，這為橋梁斷面的選型與優(yōu)化提供了一定的借鑒意義。楊詠昕等[13]以國內(nèi)建成的3座大跨度分體箱梁橋梁為背景，基于風(fēng)洞試驗(yàn)與粒子圖像測速法技術(shù)表明箱體間的大尺度旋渦很可能是引起大幅渦振的原因，對比了3種氣動(dòng)措施的抑振效果并指出可調(diào)風(fēng)障對分體箱梁渦振控制效果最好。李永樂等[14]基于CDF研究了6種不同氣動(dòng)措施對超大跨分體三箱梁懸索橋渦振的抑制效果，為分體箱梁的氣動(dòng)優(yōu)化提供了理論基礎(chǔ)。夏錦林等[15]基于風(fēng)洞試驗(yàn)與CFD研究了某分體三箱斷面主梁懸索橋的抗風(fēng)性能，分析了不同氣動(dòng)措施下主梁渦振與顫振機(jī)理的改變。

以上研究多以分體雙箱梁為主，對分體三箱斷面主梁橋梁氣動(dòng)性能的研究仍較少。目前，對于橋梁結(jié)構(gòu)在風(fēng)作用下的性能研究已形成基于理論研究、風(fēng)洞試驗(yàn)、數(shù)值模擬和現(xiàn)場實(shí)測的風(fēng)工程體系，其中風(fēng)洞試驗(yàn)以其理論完善、直觀、可靠等特點(diǎn)應(yīng)用最廣。以某公鐵兩用分體三箱主梁大跨度斜拉懸索協(xié)作體系橋梁為依托，開展了1∶70縮尺比的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了不同風(fēng)攻角(0°、±3°)、不同紊流強(qiáng)度(均勻流、小紊流-0.25倍設(shè)計(jì)紊流度及大紊流-設(shè)計(jì)紊流度)流場下橋面抑流板、不同檢修軌道位置、梁底導(dǎo)流板、格柵及下中央穩(wěn)定板等措施對該橋主梁氣動(dòng)性能的優(yōu)化效果，并通過CFD從流場結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)力兩方面分析了優(yōu)化工況的抑振機(jī)理，旨在為大跨度分體箱梁橋梁的氣動(dòng)優(yōu)化提供借鑒。

1 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 工程概況

某公鐵兩用分體三箱斷面主梁大跨斜拉懸索協(xié)作體系橋梁，主橋跨徑布置為(70+112+406+1 488+406+112+70)m，總長2 664 m，主塔高294 m；中跨主纜矢跨比為1/6.5，吊跨比0.45，交叉索9對，跨中純懸索區(qū)段長452 m。主梁由3個(gè)流線型扁平箱組成的分離鋼箱結(jié)構(gòu)組成，梁寬68.00 m，高5.00 m。中間鐵路箱寬13.00 m，兩側(cè)公路箱寬16.70 m，箱間距8.05 m，風(fēng)嘴寬2.75 m。為確保三箱協(xié)同受力，箱間采用寬2.80 m的箱形橫梁連接，間距14.00 m。橋址橋面高度處顫振檢驗(yàn)風(fēng)速為82.12 m/s。主梁橫斷面如圖1所示。

圖1 主梁橫斷面圖(m)

1.2 節(jié)段模型參數(shù)

試驗(yàn)在西南交通大學(xué)單回流串聯(lián)雙試驗(yàn)段工業(yè)風(fēng)洞(XNJD-1)第二試驗(yàn)段中進(jìn)行。模型長L=2.100 0 m，總寬B=0.971 4 m(含風(fēng)嘴)，高H=0.071 4 m(按梁高度計(jì)算)，長寬比L/B=2.16。主梁采用優(yōu)質(zhì)木材制作，防撞欄桿、風(fēng)屏障、檢修軌道等用環(huán)氧樹脂板雕刻而成。主梁成橋態(tài)節(jié)段模型試驗(yàn)參數(shù),如表1所示。模型由8根拉伸彈簧懸掛于支架上，形成可豎向運(yùn)動(dòng)和繞模型軸線轉(zhuǎn)動(dòng)的二自由度振動(dòng)系統(tǒng)，如圖2所示。

表1 試驗(yàn)參數(shù)

(a) 均勻流

2 分體三箱斷面主梁橋梁的渦振與顫振性能

顫振性能在均勻流場中檢驗(yàn)；渦振性能在均勻流、小紊流流場中評價(jià)，并最終以小紊流流場中渦振幅值作為最終評判標(biāo)準(zhǔn)。成橋態(tài)0°，±3°風(fēng)攻角下原始斷面(C0)豎向及扭轉(zhuǎn)振幅隨風(fēng)速變化曲線，如圖3和圖4?？梢钥闯觯?個(gè)攻角下顫振臨界風(fēng)速均高于97.2 m/s。兩種流場中，3個(gè)攻角下C0均發(fā)生了扭轉(zhuǎn)渦振(見表2)，無明顯豎向渦振；-3°攻角扭轉(zhuǎn)渦振幅值最大(1.238°)，為最不利工況。故針對最不利攻角-3°綜合考慮渦振與顫振性能，對C0進(jìn)行氣動(dòng)優(yōu)化。

表2 C0扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)

(a) 豎向振幅與實(shí)橋風(fēng)速曲線

圖4 小紊流流場下C0振動(dòng)幅值與風(fēng)速曲線

3 氣動(dòng)優(yōu)化措施對主梁顫振和渦振性能的影響

針對C0發(fā)生的大幅值扭轉(zhuǎn)渦振，設(shè)置了5種氣動(dòng)措施共12個(gè)工況對其進(jìn)行優(yōu)化。表3為試驗(yàn)工況說明，表4為各工況優(yōu)化效果，以優(yōu)化度D進(jìn)行評價(jià)。

表3 氣動(dòng)優(yōu)化工況

表4 氣動(dòng)措施優(yōu)化效果

優(yōu)化度D=

100%

3.1 橋面抑流板

流經(jīng)抑流板的氣流在板后分離形成連續(xù)的漩渦脫落，改變了下方氣流移動(dòng)路徑，進(jìn)而改變了主梁上表面的流場分布達(dá)到抑制渦振的效果。設(shè)置抑流板后主梁依然存在兩個(gè)渦振區(qū)間，扭轉(zhuǎn)振幅最大值為0.762°、0.734°，鎖定風(fēng)速為12.57 m/s、22.97 m/s。與C0相比，第二個(gè)渦振區(qū)間幅值有所減小，第一個(gè)渦振區(qū)間幅值反而有所增大，D=38.4%，可以判斷抑流板對主梁扭轉(zhuǎn)渦振的抑制效果不明顯。

3.2 不同檢修軌道位置

研究表明[16]渦振對檢修軌道的位置較為敏感，為了探究其位于不同位置時(shí)斷面的渦振性能，試驗(yàn)中設(shè)置了C2～C4 3個(gè)工況。C2沒有起到優(yōu)化效果反而使渦振幅值增大，最大幅值為0.322°/1.412°，鎖定風(fēng)速為12.25 m/s、21.17 m/s；C3仍有兩個(gè)渦振區(qū)間，振幅最大值為0.496°/1.156°，鎖定風(fēng)速為11.97 m/s、21.66 m/s；C4只有一個(gè)渦振區(qū)間，幅值為0.846°，鎖定風(fēng)速為24.93 m/s。C2～C4的優(yōu)化度分別為-14.1%、6.6%和31.7%，可見檢修軌道處的渦并不是引起渦振的主要原因，因此改變檢修軌道位置并不能有效改善主梁的渦振性能。

3.3 梁底導(dǎo)流板

由于迎風(fēng)側(cè)檢修軌道后方形成小尺度旋渦在斷面開槽內(nèi)匯集，形成較大尺度的旋渦，誘發(fā)斷面的渦振。故考慮在檢修軌道內(nèi)側(cè)(C5)或外側(cè)(C6)設(shè)置導(dǎo)流板，嘗試改變氣流在梁底的繞流形態(tài)從而改善斷面的渦振性能。

檢修軌道內(nèi)側(cè)或外側(cè)設(shè)置導(dǎo)流板后主梁仍存在兩個(gè)渦振區(qū)間。C5渦振最大幅值為0.498°/1.033°，鎖定風(fēng)速為11.65 m/s、22.48 m/s；C6渦振最大幅值為0.657°/1.247°，鎖定風(fēng)速為11.97 m/s、22.48 m/s；C5、C6優(yōu)化度分別為16.6%和-0.7%，梁底導(dǎo)流板并沒有起到抑制渦振的效果，這也與劉君等[17-18]的結(jié)論一致。

3.4 格柵

李志國等[19]的研究表明，流經(jīng)分體式箱梁上下表面的氣流在開槽處形成較大尺度的漩渦脫落，是主梁渦振的主要誘因。在開槽處設(shè)置一定透風(fēng)率格柵可干擾氣流，抑制開槽處大尺度漩渦的形成，從而有效改善斷面的渦振性能。試驗(yàn)中設(shè)置了C7～C11，對應(yīng)5種不同透風(fēng)率格柵，其布置形式如表3和圖5所示。可以看出，格柵的透風(fēng)率越小對渦振的抑制效果越明顯。C7、C8渦振已被完全抑制，但透風(fēng)率過小會(huì)造成顫振臨界風(fēng)速急劇下降。透風(fēng)率介于23%～43%(C9與C10)的格柵在有效抑制渦振的同時(shí)顫振臨界風(fēng)速均大于顫振檢驗(yàn)風(fēng)速，是理想的氣動(dòng)優(yōu)化措施。

圖5 置于風(fēng)洞中的動(dòng)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ?成橋狀態(tài)加縱向格柵)

3.5 格柵與下中央穩(wěn)定板組合措施

較小透風(fēng)率的格柵可有效抑制渦振，但會(huì)造成顫振臨界風(fēng)速急劇下降。中央穩(wěn)定板作為提高橋梁顫振性能的常用措施[20]，在分體三箱主梁斷面上是否依然有效需要進(jìn)一步研究。C12渦振幅值為0.123°，鎖定區(qū)間為17.58 m/s，顫振臨界風(fēng)速高于92.7 m/s，優(yōu)化度D=90.1%，大幅降低渦振幅值的同時(shí)顫振臨界風(fēng)速并沒有明顯下降，優(yōu)化效果理想?？梢?，中央穩(wěn)定板在提高分體三箱主梁斷面橋梁顫振臨界風(fēng)速上同樣有效。

4 氣動(dòng)優(yōu)化措施綜合評價(jià)

4.1 優(yōu)化工況在不同紊流度流場中的檢驗(yàn)

對各工況優(yōu)化效果綜合評價(jià)，C2、C6惡化了主梁的渦振性能；C1、C3～C5、C11優(yōu)化效果不理想；C7完全抑制了渦振但此時(shí)主梁的顫振臨界風(fēng)速低于檢驗(yàn)風(fēng)速；C8對渦振的抑制效果明顯但其顫振臨界風(fēng)速只高出顫振檢驗(yàn)風(fēng)速4 m/s，安全儲(chǔ)備不足；C9、C10、C12有效減小扭轉(zhuǎn)渦振幅值的同時(shí)并沒有造成顫振臨界風(fēng)速的下降，是較為理想的氣動(dòng)優(yōu)化措施。

將以上比選出的較優(yōu)氣動(dòng)優(yōu)化方案置于小紊流和大紊流流場中進(jìn)一步評價(jià)，結(jié)果如圖6所示。大紊流流場下，紊流風(fēng)引起的抖振響應(yīng)占主導(dǎo)地位；小紊流流場下，C10只有一個(gè)渦振區(qū)間，幅值為0.298°，鎖定風(fēng)速為22.42 m/s，與其在均勻流場中相比渦振幅值減小了56.8%?？梢?，渦振振幅隨紊流度提高而降低，鎖定風(fēng)速大致不變。

圖6 不同紊流度下主梁渦振響應(yīng)

綜合權(quán)衡主梁斷面的渦振與顫振性能，確定透風(fēng)率為23%～43%格柵單一措施以及10%透風(fēng)率格柵和下中央穩(wěn)定板組合措施為最優(yōu)氣動(dòng)措施。

4.2 氣動(dòng)措施抑振機(jī)理分析

為了探究較優(yōu)氣動(dòng)措施的抑振機(jī)理，采用CFD對C0、C9和C12進(jìn)行了計(jì)算分析。計(jì)算選用DDES (delayed detached eddy simulation)湍流模型，為避免計(jì)算中出現(xiàn)數(shù)值振蕩問題，采用了MIM (momentum interpolation method)數(shù)值算法。采用SIMPLEC算法用于方程組的求解并將迭代收斂準(zhǔn)則設(shè)置為1×10-6，時(shí)間步長為5×10-4。空間離散采用NVD (normalized variable diagram)，避免了中心差分引起的非物理振蕩。為了獲得穩(wěn)定、準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果，采用二階完全隱式法對時(shí)間進(jìn)行離散。

計(jì)算域?yàn)?40D×50D(D為梁高)，如圖7所示。梁體距上下邊界各25D，來流和尾流區(qū)域分別為30D、110D。梁體及附屬設(shè)施表面均為無滑移壁面邊界，來流風(fēng)速U=10 m/s，出口壓力為0，上下均為對稱邊界條件。梁體周圍矩形區(qū)域內(nèi)采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格并進(jìn)行了加密處理，其余均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

圖7 計(jì)算域、邊界條件及細(xì)部構(gòu)造

為了檢驗(yàn)數(shù)值計(jì)算的可靠性，以C0為例將CFD計(jì)算與風(fēng)洞試驗(yàn)得到的靜力三分力系數(shù)進(jìn)行了對比,如圖8所示?？梢钥闯觯珻FD計(jì)算得到的三分力系數(shù)變化規(guī)律和試驗(yàn)結(jié)果基本一致。由于CFD計(jì)算基于二維流場理論和條帶假定，與三維流場下的三維模型還是有所區(qū)別。阻力系數(shù)在大攻角下與試驗(yàn)值有一定誤差(最大誤差為-5°、-3°攻角下13%左右，其余攻角下的誤差均在5%左右)，但也在可接受范圍內(nèi)；升力和扭矩相差很小，基本吻合。從而數(shù)值計(jì)算的可靠性得到了驗(yàn)證。

(a) 風(fēng)軸

圖9為C0、C9和C12的瞬時(shí)渦量云圖。從C0可以看出，區(qū)域1和區(qū)域2內(nèi)有大尺度旋渦的生成和運(yùn)動(dòng)，尤其是區(qū)域2處旋渦，尺度已經(jīng)超出箱體級別。氣流流經(jīng)上游箱體并在其后方形成較大尺度的旋渦脫落，撞擊下游箱體，產(chǎn)生規(guī)律變化的氣動(dòng)力從而引發(fā)渦振。由于欄桿、風(fēng)屏障的存在，在下游箱體上方形成大尺度旋渦，并沿氣流方向遷移發(fā)展，形成規(guī)律的壓力差，是渦振的主要誘因。當(dāng)在箱體間距處設(shè)置一定透風(fēng)率格柵后(C9、C12)，區(qū)域1處的旋渦被打散，減弱了氣流在箱體間距處的上下交替，同時(shí)也對區(qū)域2處的大尺度旋渦起到了良好的抑制效果。由圖10可知，優(yōu)化工況的升力和扭矩時(shí)程峰值均有不同程度減小。雖然升力的平均值稍有增大，但均方根呈減小趨勢；扭矩的平均值和均方根均有大幅減小。而氣動(dòng)力時(shí)程均方根的顯著減小對風(fēng)致振動(dòng)問題是有益的。綜上，通過對原始斷面和優(yōu)化工況CFD分析，從流場結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)力方面闡述了氣動(dòng)措施改善原始斷面渦振性能的機(jī)理。

圖9 瞬時(shí)渦量云圖(上：C0；中：C9；下：C12)

(a) 升力

4.3 優(yōu)化工況的靜力抗風(fēng)性能

自然風(fēng)的攻角大多小于±5°，故在此只給出優(yōu)化工況在±5°區(qū)間內(nèi)的三分力系數(shù)。圖11為優(yōu)化工況的靜力三分力系數(shù)曲線?？梢钥闯?，優(yōu)化工況的阻力系數(shù)在-5°～-1°攻角內(nèi)稍大于C0，在0°～5°攻角內(nèi)有所減小。升力和扭矩系數(shù)在-5°～5°內(nèi)與C0變化趨勢和數(shù)值幾乎一致，且斜率均為正值，說明優(yōu)化工況在±5°攻角內(nèi)具備了氣動(dòng)穩(wěn)定的必要條件。

(a) 風(fēng)軸

5 結(jié) 論

某分體三箱斷面主梁橋梁節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表明：均勻流、小紊流流場下原始斷面0°、±3°攻角均發(fā)生了不同程度的扭轉(zhuǎn)渦振，無明顯豎向渦振，最不利攻角-3°扭轉(zhuǎn)幅值為1.238°；顫振臨界風(fēng)速均高于97.3 m/s。紊流可降低渦振幅值，但對鎖定風(fēng)速影響不大。通過對比5種氣動(dòng)措施的優(yōu)化效果，可得出以下結(jié)論：

(1) 箱體分離可大幅提升主梁顫振性能。對比透風(fēng)率0%格柵與原始斷面，箱體分離使主梁的顫振臨界風(fēng)速提高了20%以上。

(2) 格柵透風(fēng)率越小對主梁渦振抑制效果越明顯。透風(fēng)率過小(小于23%)會(huì)造成顫振臨界風(fēng)速的下降。23%與43%透風(fēng)率格柵可分別將渦振幅值降低78.1%和44.3%且顫振臨界風(fēng)速?zèng)]有顯著下降。以0.25倍紊流強(qiáng)度流場下主梁渦振響應(yīng)為判據(jù)，23%～43%透風(fēng)率格柵為理想的氣動(dòng)優(yōu)化措施。

(3) 中央穩(wěn)定板在提高分體三箱主梁顫振性能上同樣有效。10%透風(fēng)率格柵與下中央穩(wěn)定板組合方案降低渦振幅值90.1%的同時(shí)，顫振臨界風(fēng)速依然高于92.7 m/s，優(yōu)化效果理想。

(4) 就文中主梁斷面形式而言，不同檢修軌道位置和橋面抑流板不能有效抑制主梁渦振，甚至?xí)袗夯目赡?。檢修軌道位置2、檢修軌道外側(cè)設(shè)置導(dǎo)流板惡化了主梁渦振性能；檢修軌道不同位置3和位置4與檢修軌道內(nèi)側(cè)設(shè)置導(dǎo)流板均不能對該橋渦振起到良好的抑制效果。

(5) 通過CFD對原始斷面和優(yōu)化工況周圍流場和氣動(dòng)力變化規(guī)律的分析，原始斷面箱體間距處和下游箱體上方大尺度旋渦是誘發(fā)渦振的主要原因。優(yōu)化工況中大尺度旋渦得到了抑制，升力和扭矩時(shí)程均方根明顯減小，同時(shí)主梁仍具備足夠的靜力抗風(fēng)穩(wěn)定性能。