郭文超, 夏 偉, 黃智文, 羅 祎, 華旭剛, 溫 青

(1. 湖南大學(xué) 風(fēng)工程與橋梁工程省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,長(zhǎng)沙 410082; 2. 安徽省交通勘察設(shè)計(jì)院有限公司,合肥 230011; 3. 中鐵大橋勘測(cè)設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,武漢 430101; 4. 湖南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南 湘潭 411201)

連續(xù)鋼箱梁橋具有自質(zhì)量輕、截面抗彎和抗扭剛度大、施工周期短、抗震性能好等特點(diǎn),是大跨度連續(xù)梁橋的有力競(jìng)爭(zhēng)橋型之一,近年來(lái)在我國(guó)發(fā)展迅速[1]。例如,我國(guó)的崇啟大橋[2]、港珠澳大橋深水區(qū)非通航孔橋[3]、黃茅?？绾Ｍǖ酪龢騕4]、深中通道泄洪區(qū)非通航孔橋[5]等采用連續(xù)鋼箱梁的結(jié)構(gòu)形式。然而,大跨度連續(xù)鋼箱梁橋自振頻率低、固有阻尼小、且多為典型的鈍體斷面, 因此極易發(fā)生中、低風(fēng)速下的豎彎渦振,并對(duì)橋面行車(chē)安全和大橋的正常運(yùn)營(yíng)造成不利影響。例如,巴西的里約羅尼泰大橋(主跨300 m)經(jīng)常在14～22 m/s的風(fēng)速下發(fā)生大幅豎向渦振,為了避免危及行車(chē)安全,不得不在渦振鎖定風(fēng)速區(qū)間關(guān)閉橋梁,并最終采用調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(tuner mass damper,TMD)進(jìn)行渦振控制[6]。日本的東京灣航道橋(主跨2 m×240 m)通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)、氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)都觀測(cè)到主梁容易在14 m/s以上的風(fēng)速下發(fā)生大幅豎向渦振,最終采用氣動(dòng)措施和TMD進(jìn)行聯(lián)合渦振控制[7]。我國(guó)崇啟大橋(主跨4 m×185 m)通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)主梁在15～27 m/s的風(fēng)速下容易發(fā)生一階豎彎模態(tài)的豎彎渦振,并最終采用TMD進(jìn)行渦振控制[8]。俄羅斯伏爾加河大橋(主跨7 m×155 m)在實(shí)測(cè)風(fēng)速11.6～16.6 m/s發(fā)生了大幅豎向渦振,最終采用了半主動(dòng)TMD進(jìn)行振動(dòng)控制[9]。

大跨度連續(xù)鋼箱梁橋通常采用單幅或雙幅布置形式,例如日本東京灣航道橋和巴西約羅尼泰大橋?yàn)閱畏贾眯问?而崇啟大橋則為雙幅布置形式。當(dāng)采用雙幅布置時(shí),由于上、下游橋梁之間的氣動(dòng)干擾效應(yīng),大橋發(fā)生渦振和馳振的風(fēng)險(xiǎn)一般都會(huì)顯著提高。秦浩等[10]以崇啟大橋?yàn)楸尘巴ㄟ^(guò)氣動(dòng)模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了雙幅連續(xù)鋼箱梁橋的渦振特性,發(fā)現(xiàn)分離式雙幅橋存在兩個(gè)豎向渦振區(qū)間,分別以上游橋和下游橋的渦振為誘導(dǎo)因素,且下游橋的渦振響應(yīng)更大。楊群等[11]采用節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了主梁間距對(duì)并列雙幅鈍體箱梁渦振振幅及風(fēng)速鎖定區(qū)間的影響,發(fā)現(xiàn)當(dāng)相鄰主梁凈間距與主梁寬度之比在0.2～4.0時(shí),下游箱梁的渦激共振有顯著的被放大效應(yīng)。董國(guó)朝等[12]以一座主跨178 m三跨連續(xù)鋼箱梁橋的跨中截面為研究對(duì)象,結(jié)合節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)和計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)數(shù)值仿真分析研究了并列雙幅鈍體鋼箱梁的氣動(dòng)干擾效應(yīng),發(fā)現(xiàn)上游橋下表面的周期性漩渦脫離是雙幅橋渦振的關(guān)鍵誘因。由于城市橋位資源緊缺,并列雙幅橋不僅應(yīng)用于大跨度連續(xù)梁橋,在斜拉橋和懸索橋等其他橋型中也常有應(yīng)用。陳政清等[13]以佛山平勝大橋?yàn)楸尘?研究了雙幅橋的氣動(dòng)干擾效應(yīng)對(duì)鋼箱梁懸索橋渦振性能的影響,結(jié)果發(fā)現(xiàn)當(dāng)雙幅橋的間距較小時(shí),氣動(dòng)干擾效應(yīng)可能對(duì)兩幅橋的渦振性能產(chǎn)生不利影響。朱樂(lè)東等[14]以天津塘沽海河斜拉橋?yàn)槔?分析了氣動(dòng)干擾效應(yīng)對(duì)箱型平行分離雙幅橋顫振和渦振性能的影響,結(jié)果表明氣動(dòng)干擾效應(yīng)對(duì)下游橋梁的渦振和顫振性能影響比上游橋更大。劉志文等[15]研究了主梁間距對(duì)串列雙幅流線型鋼箱梁顫振性能的影響,結(jié)果表明在一定的間距比范圍內(nèi),間距越小雙幅橋顫振臨界風(fēng)速的降低程度越嚴(yán)重,而且軟顫振發(fā)生的可能性也越大。劉小兵等[16]開(kāi)展了中等間距雙鈍體箱梁的氣動(dòng)干擾效應(yīng)試驗(yàn),結(jié)果發(fā)現(xiàn)負(fù)攻角下氣動(dòng)干擾效應(yīng)主要放大下游橋梁的渦振相應(yīng),正攻角下氣動(dòng)干擾效應(yīng)對(duì)上游橋梁的渦振有顯著干擾效應(yīng)。譚彪等[17]研究了間距比對(duì)疊合梁雙幅橋渦振性能的影響,結(jié)果發(fā)現(xiàn)雙幅橋的最不利間距比為2～4。陳平等[18]以甬江鐵路橋?yàn)楸尘?研究了平行三幅橋之間的氣動(dòng)干擾效應(yīng),結(jié)果表明氣動(dòng)干擾效應(yīng)會(huì)顯著降低下游橋的顫振臨界風(fēng)速。Kim等[19]在韓國(guó)珍島大橋上觀測(cè)到了雙幅并列斜拉橋的豎向渦振,并通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)一步研究了主梁間距和上游橋橋梁的頻率差異對(duì)雙幅橋渦振性能的影響。

綜上所述,大跨度連續(xù)鋼箱梁橋在常遇風(fēng)速下容易發(fā)生豎向渦振,并列雙幅或多幅橋則可能進(jìn)一步加劇橋梁發(fā)生大幅豎向渦振,甚至馳振的風(fēng)險(xiǎn)。目前并列橋梁抗風(fēng)性能研究多以雙幅流線型鋼箱梁的渦振和顫振為對(duì)象,有關(guān)兩幅以上并列鈍體鋼箱梁渦振和馳振性能的研究非常稀少。實(shí)際上,大跨度連續(xù)鋼箱梁橋一般采用變截面,其氣動(dòng)力特性具有顯著的三維效應(yīng),遠(yuǎn)比等直截面的流線型鋼箱梁復(fù)雜。本文以一座在建的平行四幅連續(xù)鋼箱梁橋梁為背景,通過(guò)單幅和多幅橋的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn),以及單幅和多幅橋的氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn),對(duì)其渦振和馳振性能進(jìn)行了深入研究。

1 工程背景

引江濟(jì)淮工程G312 合六葉公路橋位于江淮溝通段 K42+271 m 處,跨越江淮溝通段航道。大橋由四幅跨徑布置均為(100+180+100)m 的變高度直腹板連續(xù)鋼箱梁組成。全橋橋面全寬52.5 m,四幅鋼箱梁均采用單箱單室結(jié)構(gòu),其中位于兩側(cè)的第一幅和第四幅橋,以及位于中間的第二和第三幅橋分別關(guān)于道路中心線對(duì)稱(chēng)(如圖1所示)。第一、第四幅鋼箱梁頂板寬度為 11.75 m,底板寬 6.25 m;第二、第三幅鋼箱梁頂板寬度為 13.25 m,底板寬 6.25 m。第一、第二幅橋和第三、幅橋之間的凈間距均為0.75 m,第二、第三幅橋之間的凈間距為1 m。四幅橋左右兩側(cè)的防撞欄桿或人行道欄桿上均設(shè)置有采用細(xì)鋼絲編織而成的防拋網(wǎng),第一和第四幅橋的右側(cè)還設(shè)置了人行柵欄以區(qū)分自行車(chē)道和人行道,檢修車(chē)軌道設(shè)置在直腹板中部以上。在立面上,大橋中支點(diǎn)處梁高為9 m,中跨跨中直線段和邊跨端部直線段梁高為 4.5m,變高段底面線形為圓曲線,鋼箱梁頂板設(shè)置單向 2%的橫坡,底板水平。橋梁平面線形設(shè)計(jì)服從道路平面線形設(shè)計(jì),由于道路中心線與航道中心線成一定夾角,所以各幅橋之間橋墩沿河道斜向錯(cuò)位布置,但橋墩軸線與橋梁中心線保持垂直正交,圖2和圖3給出了大橋的平面和立面布置圖。

圖1 橋梁橫斷面布置圖(m)Fig.1 Cross-section of heliuye highway bridge(m)

圖2 大橋平面布置圖Fig.2 Floor plan of heliuye highway bridge

2 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究

2.1 單幅橋的風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)

根據(jù)我國(guó)JTG/T D60-01—2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》,對(duì)于大跨度連續(xù)鋼箱梁橋應(yīng)重點(diǎn)檢驗(yàn)其渦振和馳振性能。本橋采用變截面鋼箱梁,箱梁高度從中跨支點(diǎn)處的9 m逐漸過(guò)渡到中跨跨中的4.5 m。參考東京灣航道橋的抗風(fēng)設(shè)計(jì)研究,首先選取第一、第二幅橋中跨跨中截面和第一幅橋中跨L/6截面,一共制作三個(gè)幾何縮尺比為λL=1∶40的單幅橋梁節(jié)段模型,以研究大橋的渦振和馳振性能。選擇中跨跨中截面作為研究對(duì)象,是因?yàn)榈碗A模態(tài)下跨中截面處的位移最大;選擇中跨L/6截面作為研究對(duì)象是因?yàn)樵摻孛鎸?shí)橋高度為6.54 m,約為中跨L/2截面與支點(diǎn)截面高度之和的一半,其氣動(dòng)外形具有代表性。表1～表3分別給出了第一、第二幅橋中跨跨中截面和第一幅橋中跨L/6截面的節(jié)段模型關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)。第二幅橋中跨截面與第一幅橋中跨截面的關(guān)鍵區(qū)別在其橋面寬度為13.25 m,其豎彎基頻為0.729 Hz,其余設(shè)計(jì)參數(shù)與第一幅基本相同。第一幅橋L/6截面與第一幅橋中跨截面的關(guān)鍵區(qū)別在于其實(shí)橋梁高為6.54 m,其他設(shè)計(jì)參數(shù)與第一幅橋基本相同。圖4給出了節(jié)段模型在風(fēng)洞中的試驗(yàn)照片。

表1 第一幅橋跨中截面節(jié)段模型設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of segmental model of the first span mid-section

表2 第二幅橋跨中截面節(jié)段模型設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of segmental model of the second span mid-section

表3 第一幅橋中跨L/6截面節(jié)段模型設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.3 Design parameters of segmental model of the L/6 section of the first bridge

圖4 單幅橋節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.4 Wind tunnel test of sectional model of the single bridge

選取0°,-3°,3°等三個(gè)風(fēng)攻角開(kāi)展節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn),因?yàn)榈谝环鶚虬腥诵械罇艡?其左右截面不對(duì)稱(chēng),所以其跨中截面節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)探究了人行道和防撞欄桿分別迎風(fēng)時(shí)的風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng),對(duì)應(yīng)的L/6截面則僅探究了防撞欄桿迎風(fēng)時(shí)的風(fēng)振響應(yīng),第二幅橋?yàn)閷?duì)稱(chēng)截面,來(lái)流風(fēng)向不影響試驗(yàn)結(jié)果。

對(duì)比圖5和圖6可以發(fā)現(xiàn),對(duì)于非對(duì)稱(chēng)斷面,迎風(fēng)側(cè)不同,斷面的氣動(dòng)性能也完全不同。對(duì)于第一幅中跨跨中截面,當(dāng)人行道迎風(fēng)時(shí),主梁在-3°風(fēng)攻角下會(huì)發(fā)生豎向渦振響應(yīng),且存在兩個(gè)豎向渦振響應(yīng)區(qū)間,其中第一個(gè)豎向渦振區(qū)間發(fā)生在風(fēng)速20 m/s左右,此時(shí)的最大位移均方差值只有2.5 mm,遠(yuǎn)小于抗風(fēng)規(guī)范容許的渦振限值38 mm;第二個(gè)渦振區(qū)間發(fā)生在35～42 m/s的風(fēng)速區(qū)間,最大位移均方差為17.6 mm,是規(guī)范容許值的46.3%。大橋在0°和3°風(fēng)攻角下均會(huì)發(fā)生馳振響應(yīng),馳振臨界風(fēng)速是節(jié)段模型豎彎振動(dòng)下,振幅突然增大點(diǎn)對(duì)應(yīng)的風(fēng)速,由圖5可知大橋在0°和3°風(fēng)攻角下對(duì)應(yīng)的馳振臨界風(fēng)速分別為55 m/s和44 m/s,均大于馳振檢驗(yàn)風(fēng)速39.4 m/s。當(dāng)防撞欄桿側(cè)迎風(fēng)時(shí)斷面的氣動(dòng)性能明顯惡化,其中-3°風(fēng)攻角下主梁發(fā)生了大幅豎向渦振,其渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間與人行道迎風(fēng)時(shí)保持不變,但最大渦振位移均方差達(dá)到了177.6 mm,是規(guī)范容許值的4.7倍;主梁在-3°和3°風(fēng)攻角下仍然會(huì)發(fā)生馳振響應(yīng),而且馳振臨界風(fēng)速相對(duì)人行道迎風(fēng)明顯降低,兩種工況下的馳振臨界風(fēng)速均約為42 m/s。

圖5 第一幅橋中跨跨中截面主梁豎向位移響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線(人行道迎風(fēng))Fig.5 Variation of amplitude of VIV of main girder with wind speed in the mid-span section of the first bridge(Sidewalk guardrail against the wind)

圖6 第一幅橋中跨跨中截面主梁豎向位移響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線(防撞欄桿迎風(fēng))Fig.6 Variation of amplitude of VIV of main girder with wind speed in the mid-span section of the first bridge(Crash barriers against the wind)

對(duì)比圖7和圖6可以發(fā)現(xiàn),第二幅橋的抗風(fēng)性能與第一幅橋也存在顯著差異,說(shuō)明斷面的寬高比對(duì)其抗風(fēng)性能有顯著影響。第二幅橋中跨跨中截面在0°和-3°風(fēng)攻角下均會(huì)發(fā)生豎向渦振響應(yīng),其中-3°風(fēng)攻角下的渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間為35～42 m/s,與第一幅橋基本相同,但最大渦振位移均方差為74.8 mm,要遠(yuǎn)小于第一幅橋。第二幅橋在3°風(fēng)攻角下也會(huì)發(fā)生馳振響應(yīng),其臨界風(fēng)速約為49 m/s。

圖7 第二幅橋中跨跨中截面主梁豎向位移響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線Fig.7 Variation of amplitude of VIV of main girder with wind speed in the mid-span section of the second bridge

圖8為第一幅橋L/6截面的豎向位移響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線。對(duì)比圖8和圖6可以發(fā)現(xiàn),隨著斷面高度的增大,主梁在0°和3°風(fēng)攻角下的馳振性能基本保持不變,馳振臨界風(fēng)速與中跨跨中截面基本相同。但主梁高度增加后在-3°風(fēng)攻角下不再發(fā)生渦振響應(yīng),而是發(fā)生了馳振響應(yīng),相應(yīng)的馳振臨界風(fēng)速約為45 m/s。

圖8 第一幅橋中跨L/6截面主梁豎向位移響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線(防撞欄桿迎風(fēng))Fig.8 Variation of amplitude of VIV of main girder with wind speed in the L/6 section of the first bridge(Crash barriers against the wind)

綜上所述,對(duì)于單幅橋梁,主梁梁寬的變化、主梁梁高的變化以及斷面氣動(dòng)外形的不對(duì)稱(chēng)性都會(huì)對(duì)主梁的氣動(dòng)性能產(chǎn)生顯著影響?？傮w來(lái)看,在梁高不變的情況下,梁寬的增大對(duì)于改善主梁的渦振和馳振影響是有利的;在梁寬不變的情況下,增大梁高對(duì)主梁的馳振性能是不利的,但對(duì)主梁的渦振性能是有利的。此外,因?yàn)閷?shí)橋第一和第四幅橋?qū)ΨQ(chēng)布置,因此總是人行道一側(cè)迎風(fēng),這樣對(duì)降低主梁的渦振響應(yīng)相應(yīng)是有利的,對(duì)馳振性能的影響較小。

2.2 并列雙幅橋和并列三幅橋的風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)

選取第一幅橋和第二幅橋的中跨跨中截面,研究了3°風(fēng)攻角下并列布置雙幅橋的抗風(fēng)性能,其中第一幅位于迎風(fēng)側(cè),且以人行道一側(cè)迎風(fēng)。圖9(a)給出了并列雙幅橋的風(fēng)洞試驗(yàn)照片,圖9(b)給出了兩幅橋的豎向位移均方差隨風(fēng)速的變化曲線?？梢钥吹?并列雙幅橋在3°風(fēng)攻角下并沒(méi)有像單幅橋一樣發(fā)生馳振,而是在30～55 m/s的風(fēng)速區(qū)間發(fā)生大幅豎向渦振,該風(fēng)速區(qū)間的大小與單幅橋渦振情況相比范圍擴(kuò)大了一倍左右。從渦振振幅來(lái)看,位于下游的第二幅橋的渦振響應(yīng)始終大于迎風(fēng)側(cè)的第一幅橋。例如,當(dāng)風(fēng)速為39.8 m/s時(shí),上游橋和下游橋的渦振位移均方差分別為108.1 mm和455.4 mm,后者時(shí)前者的4.2倍;當(dāng)風(fēng)速為47.9 m/s時(shí),上游橋和下游橋的渦振位移均方差分別為194.1 mm和555.2 mm,后者是前者的2.86倍。從渦振振幅隨風(fēng)速的發(fā)展趨勢(shì)來(lái)看,上游橋和下游橋并不同步,其中下游橋在風(fēng)速為47.9 m/s時(shí)先達(dá)到渦振響應(yīng)峰值,而上游橋在風(fēng)速為50.0 m/s達(dá)到渦振響應(yīng)峰值。

圖9 并列雙幅橋節(jié)段模型試驗(yàn)(3°風(fēng)攻角)Fig.9 Test of sectional model of the twin parallel decks(3° wind attack angle)

選取第一幅、第二幅和第三幅橋,研究了3°風(fēng)攻角下并列布置三幅橋的抗風(fēng)性能,其中第一幅橋位于迎風(fēng)側(cè),第二和第三幅橋位于下游。圖10(a)給出了并列三幅橋的風(fēng)洞試驗(yàn)照片,圖10(b)給出了三幅橋的豎向位移均方差隨風(fēng)速的變化曲線?？梢钥吹?并列布置的三幅橋在3°風(fēng)攻角下豎向位移從風(fēng)速50 m/s開(kāi)始不斷增大,當(dāng)風(fēng)速達(dá)到60.5 m/s時(shí)三幅橋的振幅依然呈不斷上升趨勢(shì),由此判斷三幅橋均發(fā)生了軟馳振響應(yīng)。需要說(shuō)明的是,由于三幅橋的豎向振幅均很大,而且試驗(yàn)風(fēng)速較高,為了避免發(fā)生意外,并沒(méi)有嘗試更高的風(fēng)速,因此更高風(fēng)速下的振動(dòng)響應(yīng)還有待進(jìn)一步驗(yàn)證。

圖10 并列三幅橋節(jié)段模型試驗(yàn)(3°風(fēng)攻角)Fig.10 Test of sectional model of the triple parallel decks(3° wind attack angle)

2.3 并列四幅橋的風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)

實(shí)橋?yàn)椴⒘兴姆鶚?因此節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)選取第一～第四幅橋的中跨跨中截面,研究并列四幅橋在-3°,0°和3°等三個(gè)風(fēng)攻角下的風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)。圖11(a)給出了并列四幅橋在風(fēng)洞中的試驗(yàn)照片,圖11(b)～圖11(d)分別為0°風(fēng)攻角、-3°風(fēng)攻角和3°風(fēng)攻角下四幅橋的豎向位移均方差隨風(fēng)速的變化曲線?？梢钥吹?在0～60 m/s的風(fēng)速范圍內(nèi),不同風(fēng)攻角下四幅橋均沒(méi)有發(fā)生大幅豎向渦振,也沒(méi)有發(fā)生馳振現(xiàn)象。與單幅橋相比,位于下游的第三幅橋和第四幅橋由于上游橋梁引起特征紊流作用,會(huì)發(fā)生較大的抖振響應(yīng),而且抖振響應(yīng)的幅值隨著風(fēng)速的增大而增大。從氣動(dòng)穩(wěn)定性來(lái)看,并列四幅橋的渦振和馳振穩(wěn)定性都要優(yōu)于并列雙幅橋和并列三幅橋,也說(shuō)明了并列多幅橋的氣動(dòng)穩(wěn)定性不僅與單幅橋氣動(dòng)性能相關(guān),與相鄰橋之間的間距相關(guān),與橋幅數(shù)量也是緊密相關(guān)的。

圖11 并列四幅橋節(jié)段模型試驗(yàn)結(jié)果Fig.11 Results of sectional model of the four parallel decks

3 氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究

節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)軌驕?zhǔn)確反映等直截面并列多幅橋的風(fēng)致振動(dòng)特性,但對(duì)于本文涉及的變截面梁橋,為了更準(zhǔn)確地反映由變截面引起的氣動(dòng)力三維特性對(duì)實(shí)橋氣動(dòng)穩(wěn)定性的影響,需要開(kāi)展氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)。鑒于此,針對(duì)并列四幅橋的成橋運(yùn)營(yíng)狀態(tài),制作了第一～第四幅橋的全橋氣彈模型。氣彈模型的幾何縮尺比λL=1∶55,頻率比λf=7.84∶1,對(duì)于的風(fēng)速比為λf=1∶7。由大橋平面布置圖(見(jiàn)圖2)可知,第一～第四幅橋?yàn)槠叫绣e(cuò)孔布置,相應(yīng)的氣彈模型試驗(yàn)照片如圖12(a)所示。考慮到大橋的馳振檢驗(yàn)風(fēng)速為39.4 m/s,以及HD-3風(fēng)洞的最大風(fēng)速試驗(yàn)?zāi)芰?氣彈模型試驗(yàn)的最大試驗(yàn)風(fēng)速為43 m/s。

圖12 平行錯(cuò)孔布置四幅橋氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果Fig.12 Results of full-bridge aeroelastic model of the four bridges arranged in parallel staggered rows

圖12(b)～圖12(d)給出了氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果?？梢钥吹?在試驗(yàn)風(fēng)速范圍內(nèi),不同風(fēng)攻角下,四幅橋都沒(méi)有發(fā)生大幅渦振和明顯的馳振發(fā)散現(xiàn)象。隨著風(fēng)速的增大,四幅橋的豎向位移都有逐漸增大的趨勢(shì),其中0°風(fēng)攻角下四幅橋的豎向振動(dòng)最小,3°風(fēng)攻角下四幅橋的豎向振幅隨風(fēng)速增大最快。在3°風(fēng)攻角下,隨著風(fēng)速地增大,從豎向振幅來(lái)看,始終有第四幅橋>第三幅橋>第二副橋>第一幅橋。對(duì)比圖12和圖11可以發(fā)現(xiàn),由節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)得到的中跨跨中位移預(yù)測(cè)結(jié)果與氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)基本一致,說(shuō)明按并行錯(cuò)孔布置的四幅橋具有良好的氣動(dòng)性能,在檢驗(yàn)風(fēng)速范圍內(nèi)不易發(fā)生渦振和馳振現(xiàn)象。需要說(shuō)明的是,如果改變平行四幅橋之間的間距,大橋的氣動(dòng)穩(wěn)定性可能發(fā)生顯著改變,因此對(duì)于間距的影響后續(xù)還將深入研究。

4 機(jī)理探討

從圖5～圖11可知,單幅橋節(jié)段模型會(huì)出現(xiàn)渦振和馳振,并列雙幅橋節(jié)段模型會(huì)出現(xiàn)渦振,并列三幅橋節(jié)段模型會(huì)出現(xiàn)馳振,但是并列四幅橋節(jié)段模型并不會(huì)出現(xiàn)明顯的風(fēng)致振動(dòng)。該節(jié)通過(guò)CFD技術(shù)分析斷面周邊瞬時(shí)渦量演變,解釋不同橋幅數(shù)量對(duì)橋梁氣動(dòng)性能的影響。本節(jié)僅以并列雙幅橋和并列四幅橋節(jié)段模型為例,分析折算風(fēng)速Vred=10(雙幅橋最大渦振振幅對(duì)應(yīng)的風(fēng)速)下的渦量演變規(guī)律。

4.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

并列雙幅橋試驗(yàn)方案和并列四幅橋試驗(yàn)方案CFD計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖13所示,其中計(jì)算模型考慮了人行道欄桿、防撞欄桿、柵欄等,主梁斷面CFD計(jì)算幾何縮尺比取λL=1/40。

圖13 CFD計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.13 Simplified CFD model

主梁斷面計(jì)算域確定如下:對(duì)于并列雙幅橋數(shù)值模擬,計(jì)算域長(zhǎng)為30B、寬為20B的矩形區(qū)域,雙幅橋模型中心距計(jì)算域左側(cè)邊界及上下側(cè)邊界均為10B,距離右側(cè)邊界為20B;對(duì)于并列四幅橋數(shù)值模擬,計(jì)算域長(zhǎng)為40B、寬為20B的矩形區(qū)域,雙幅橋模型中心距離計(jì)算域左側(cè)邊界及上下側(cè)邊界均為10B,距離右側(cè)邊界為30B;其中B為第二幅橋的主梁寬度,雙幅橋模型阻塞率約為0.06%,四幅橋模型阻塞率約為0.08%,均小于要求的5%。

計(jì)算域邊界條件:計(jì)算域左側(cè)邊界設(shè)置為速度入口邊界,計(jì)算域右側(cè)邊界設(shè)為壓力出口邊界,計(jì)算域上、下邊界均設(shè)為對(duì)稱(chēng)邊界,主梁斷面(含附屬措施)設(shè)置為無(wú)滑移避免邊界。圖14所示為并列雙幅橋和并列四幅橋數(shù)值模擬計(jì)算域及邊界條件設(shè)置,圖15所示為并列雙幅橋和并列四幅橋CFD模型網(wǎng)格劃分圖。

圖14 計(jì)算域示意圖Fig.14 Computational domain

圖15 CFD模型整體網(wǎng)格劃分Fig.15 Global meshing of CFD model

4.2 試驗(yàn)結(jié)果機(jī)理分析

圖16、圖17所示分別為3°風(fēng)攻角下,并列雙幅橋節(jié)段模型和并列四幅橋節(jié)段模型在一個(gè)周期瞬時(shí)時(shí)刻值(0,T/4,2/T,3T/4)的瞬時(shí)渦量圖。

圖16 并列雙幅橋靜態(tài)繞流瞬時(shí)渦量圖Fig.16 Instantaneous vorticity of flow around sectional model of the twin parallel decks

圖17 并列四幅橋靜態(tài)繞流瞬時(shí)渦量圖Fig.17 Instantaneous vorticity of flow around sectional model of the four parallel decks

由圖16可以發(fā)現(xiàn),對(duì)于并列雙幅橋,在尾流區(qū)域出現(xiàn)交替脫落的“卡門(mén)渦街”,結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果,可以推斷在尾流區(qū)域發(fā)生的周期性的漩渦脫落是誘發(fā)雙幅橋渦振的主要。

由圖17可以發(fā)現(xiàn),并列四幅橋節(jié)段模型在一個(gè)周期內(nèi)不同時(shí)刻的瞬時(shí)渦量圖基本一致,與并列雙幅橋類(lèi)似,來(lái)流受到橋面板前緣的影響分別向斷面上、下側(cè)分離,但是在尾流區(qū)域沒(méi)有產(chǎn)生周期性的漩渦脫落,所以未產(chǎn)生明顯風(fēng)致振動(dòng),與前文并列四幅橋3°風(fēng)攻角下的試驗(yàn)結(jié)果一致。

5 結(jié) 論

(1)并列多幅橋的氣動(dòng)穩(wěn)定性受單幅橋氣動(dòng)性能、風(fēng)攻角和橋幅數(shù)量等眾多因素的影響。對(duì)于相同的風(fēng)攻角,隨著橋幅數(shù)量的變化多幅橋的氣動(dòng)性能可在渦振、馳振和抖振等多個(gè)狀態(tài)變化。

(2)與單幅橋、雙幅橋以及三幅橋相比,按小間距平行錯(cuò)孔布置的四幅橋具有相對(duì)較穩(wěn)定的氣動(dòng)性能,在試驗(yàn)風(fēng)速范圍內(nèi)沒(méi)有發(fā)生大幅渦振和馳振發(fā)散現(xiàn)象,但由特征紊流引起的抖振較為明顯。

(3)對(duì)于并列多幅橋的豎向風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng),一般下游橋大于上游橋。