黃 林，董佳慧，王 騎，廖海黎

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2.風(fēng)工程四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

隨著我國(guó)鐵路橋設(shè)計(jì)和建設(shè)技術(shù)的進(jìn)步,鋼箱梁由于其剛度大、維護(hù)便利及便于施工安裝等特點(diǎn),被逐漸應(yīng)用到了大跨度鐵路橋中。傳統(tǒng)的扁平鋼箱梁具有自重輕、橫向整體受力性能好以及后期養(yǎng)護(hù)方便的優(yōu)點(diǎn)[1],但同時(shí)也存在豎向及扭轉(zhuǎn)剛度較小,無(wú)法滿足大跨度鐵路橋設(shè)計(jì)要求的缺點(diǎn)。從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方面考慮,現(xiàn)通常通過(guò)增大梁高以提高梁體的豎向剛度,從而滿足鐵路橋行車的設(shè)計(jì)需求,這也使得最終的箱梁斷面呈現(xiàn)出明顯的鈍體特征。

橋梁渦激振動(dòng)是一種具有限幅特性的的風(fēng)致振動(dòng),通常發(fā)生在低風(fēng)速下的大跨度橋梁中。2020年,我國(guó)已建成的廣東虎門大橋與武漢鸚鵡洲長(zhǎng)江大橋均發(fā)生了明顯的渦激振動(dòng)現(xiàn)象,渦振的發(fā)生使得橋梁的正常運(yùn)營(yíng)受到嚴(yán)重影響,而相比公路橋梁,鐵路橋梁的渦激振動(dòng)會(huì)嚴(yán)重影響鐵路橋上列車的正常行駛,導(dǎo)致更為嚴(yán)重的安全問題,因此在設(shè)計(jì)中應(yīng)做到堅(jiān)決避免。

大量研究表明,氣流流經(jīng)外形具有典型鈍體特征的橋梁斷面時(shí),會(huì)發(fā)生明顯的漩渦生成、合并與脫落現(xiàn)象,從而產(chǎn)生周期性的氣動(dòng)力[2-5]。因此較一般公路橋,氣動(dòng)外形呈現(xiàn)更為明顯鈍體特征的鐵路橋箱梁斷面存在渦激振動(dòng)的隱患更大[6]。同時(shí),相比簡(jiǎn)單的幾何鈍體斷面,在鐵路橋橋面設(shè)置的一系列附屬構(gòu)件(如軌道板、軌道以及中央防拋網(wǎng))也會(huì)在一定程度上降低主梁的渦振性能[7]。

針對(duì)橋梁斷面的渦振特性與氣動(dòng)措施研究,Nagao等[8]總結(jié)了橋面欄桿位置與尺寸對(duì)扁平箱梁渦振響應(yīng)的影響規(guī)律。Larsen等[9-10]的研究也表明欄桿對(duì)于箱梁表面的氣流分離及漩渦脫落形態(tài)影響顯著,較施工態(tài)斷面,設(shè)置欄桿后的成橋斷面渦振性能顯著降低,而通過(guò)在欄桿處設(shè)置導(dǎo)流板可以有效減弱欄桿對(duì)來(lái)流的影響。李浩弘等[11]采用CFD數(shù)值計(jì)算與風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)某寬體扁平箱梁的渦振特性研究發(fā)現(xiàn),增大欄桿透風(fēng)率也能顯著減弱欄桿對(duì)來(lái)流的影響,但該方法受到欄桿設(shè)計(jì)規(guī)范的限制,在實(shí)際應(yīng)用中無(wú)法真正做到大幅度提高欄桿透風(fēng)率,而研究還發(fā)現(xiàn)內(nèi)移檢修車軌道可以用于改變箱梁下部的流場(chǎng),從而達(dá)到優(yōu)化梁體渦振性能的作用。孟曉亮等[12]針對(duì)某公路橋鋼箱主梁的研究發(fā)現(xiàn),減小風(fēng)嘴角度可以有效改善其梁體的渦振性能。李浩[13]通過(guò)對(duì)某鋼箱梁主梁寬高比為3.8的鐵路斜拉橋進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)針對(duì)鐵路橋箱梁斷面,減小風(fēng)嘴角度同樣可以起到改善渦振性能的作用。

目前,大部分針對(duì)鋼箱梁渦振性能及優(yōu)化措施的研究都以扁平箱梁或帶挑臂的梯形箱梁為出發(fā)點(diǎn)進(jìn)行,關(guān)于鈍體鋼箱梁鐵路橋渦振制振方面的研究較少,但綜合以上研究可以發(fā)現(xiàn)[12-14],對(duì)于封閉式箱梁斷面,減小風(fēng)嘴角度均能改善梁體的渦振性能。

本文以某主跨為672 m的鈍體鋼箱梁鐵路斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘?通過(guò)一系列1∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)比不同形狀風(fēng)嘴的制振效果,研究風(fēng)嘴外形對(duì)鈍體鋼箱梁鐵路斜拉橋渦振性能的影響,同時(shí)利用CFD研究不同外形風(fēng)嘴對(duì)于主梁渦振性能的影響機(jī)理,進(jìn)而提出一種帶平臺(tái)的三角形下行風(fēng)嘴制振措施,并采用1∶25大比例尺試驗(yàn)驗(yàn)證該風(fēng)嘴的有效性。

1 主梁渦振性能

1.1 工程背景

本文以一座(2×50+224+672+174+3×50) m=1 320 m跨徑布置的鐵路斜拉橋?yàn)楸尘?該橋采用鋼箱主梁,梁高為4.8 m,全寬為36.7 m,寬高比為7.65,橋面上布置有檢修道、軌道板、管線槽與中央防拋網(wǎng)(高度為3 m,透風(fēng)率為65%)等附屬設(shè)施,具體見圖1。

1.2 試驗(yàn)及渦振限值設(shè)置

目前國(guó)內(nèi)外還沒有針對(duì)鐵路橋梁渦振振幅限值取值的相關(guān)規(guī)范條文,TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]也無(wú)關(guān)于大跨度高速鐵路斜拉橋的振動(dòng)幅值允許值規(guī)定,因此本文對(duì)渦振振幅的評(píng)判參考如表1所示的4種規(guī)范。但考慮鐵路橋梁發(fā)生渦振時(shí),振幅對(duì)鐵路行車影響是動(dòng)態(tài)的,且現(xiàn)今我國(guó)列車的運(yùn)營(yíng)速度也明顯高于汽車行駛速度,因此出于安全系數(shù)考慮,取表1所列限值中的最小值為最終渦振振幅允許值,選取日本指南[16]中的142 mm豎向振幅限值與英規(guī)[17]中的0.179°扭轉(zhuǎn)振幅限值。

表1 各國(guó)規(guī)范渦振振幅限值

1∶50節(jié)段模型試驗(yàn)在西南交通大學(xué)XNJD-1風(fēng)洞大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行,試驗(yàn)段截面尺寸為2.4 m×2.0 m。節(jié)段模型長(zhǎng)度采用2.095 m,試驗(yàn)中各工況阻塞度均小于5%,滿足規(guī)范要求[18]。模型表面采用蒙皮工藝,其余附屬構(gòu)件均采用ABS塑料板制作。

大量研究表明,橋梁的渦振響應(yīng)與其阻尼比大小呈明顯的負(fù)相關(guān)關(guān)系[19-20]。然而目前還沒有一種被廣泛接受的準(zhǔn)確評(píng)價(jià)橋梁結(jié)構(gòu)阻尼的方法,也沒有針對(duì)大跨度鋼箱梁鐵路橋風(fēng)洞試驗(yàn)阻尼比取值的相關(guān)規(guī)定,故試驗(yàn)阻尼比參考以往鐵路橋風(fēng)洞試驗(yàn)研究取值(0.5%)[21],試驗(yàn)具體參數(shù)見表2。表2中,m為系統(tǒng)的質(zhì)量;Im為系統(tǒng)的質(zhì)量慣性矩;fh與ft分別為系統(tǒng)的豎向和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)頻率。

表2 1∶50節(jié)段模型試驗(yàn)參數(shù)

1.3 原設(shè)計(jì)鋼箱梁斷面渦振性能

風(fēng)洞試驗(yàn)均在均勻流中進(jìn)行,試驗(yàn)風(fēng)速范圍為0.5～6 m/s,對(duì)應(yīng)實(shí)橋風(fēng)速范圍為3.5～42 m/s,風(fēng)速間隔為0.15 m/s,對(duì)應(yīng)實(shí)橋風(fēng)速間隔約為1 m/s。試驗(yàn)結(jié)果見圖2,圖2中風(fēng)速和振幅數(shù)據(jù)均已換算至實(shí)橋,下文同理。

圖2 原設(shè)計(jì)斷面主梁渦振響應(yīng)

由圖2可見:

(1)斷面在0°、3°與5°攻角下均存在兩個(gè)豎彎渦振區(qū)間,分別為6～12 m/s的低風(fēng)速區(qū)間與16～20 m/s的高風(fēng)速區(qū)間,其中低風(fēng)速渦振區(qū)間內(nèi)的響應(yīng)較大,最大振幅均超過(guò)100 mm,且在5°風(fēng)攻角下振幅超過(guò)規(guī)范允許值。高風(fēng)速渦振區(qū)間內(nèi)梁體渦振振幅較小,最大振幅均小于40 mm。在-3°、-5°風(fēng)攻角下,原設(shè)計(jì)斷面僅存在一個(gè)豎彎渦振區(qū)間(9～16 m/s),最大振幅均超過(guò)90 mm。

(2)在各測(cè)試風(fēng)攻角下,原設(shè)計(jì)斷面均存在一個(gè)扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間,且該區(qū)間所處風(fēng)速較高,在16～30 m/s范圍內(nèi),最大振幅也均超過(guò)規(guī)范允許值,較豎向渦振響應(yīng),該斷面的扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)更為顯著。

2 風(fēng)嘴上行、下行及對(duì)稱外形對(duì)鈍體鋼箱梁渦振性能影響

梁體的渦振性能對(duì)其氣動(dòng)外形的變化十分敏感,氣動(dòng)措施是提高斷面渦振性能的常用方法,大量研究成果[13,22]表明,風(fēng)嘴處的外形變化影響作用尤為明顯。因此本文設(shè)計(jì)了具有不同氣動(dòng)外形的風(fēng)嘴,通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試安裝了不同風(fēng)嘴的主梁斷面渦振響應(yīng),并通過(guò)計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)數(shù)值模擬得到主梁周圍的流場(chǎng)結(jié)構(gòu),從而研究風(fēng)嘴外形變化對(duì)斷面渦振性能的影響機(jī)理。

2.1 節(jié)段模型渦振試驗(yàn)

本次試驗(yàn)重點(diǎn)考察風(fēng)嘴長(zhǎng)度相同的情況下(實(shí)際長(zhǎng)度均為4 m),風(fēng)嘴尖角朝向變化對(duì)風(fēng)嘴制振性能的影響,故本文將風(fēng)嘴尖角位于對(duì)稱線上方、下方和對(duì)稱線處的風(fēng)嘴分別命名為上行風(fēng)嘴、下行風(fēng)嘴與對(duì)稱風(fēng)嘴,具體分類見圖3。試驗(yàn)所選取的1#風(fēng)嘴(上行風(fēng)嘴),2#風(fēng)嘴(對(duì)稱風(fēng)嘴)與3#風(fēng)嘴(下行風(fēng)嘴)具體見圖4。

圖3 風(fēng)嘴分類示意

圖4 1#～3#風(fēng)嘴示意(單位:cm)

前文研究表明,該鈍體箱梁在5°風(fēng)攻角下的渦振響應(yīng)最為顯著?？紤]代表性和特殊性,選擇在0°與5°攻角下進(jìn)行后續(xù)斷面渦振響應(yīng)試驗(yàn),為使試驗(yàn)現(xiàn)象明顯,試驗(yàn)中均采用低阻尼比,豎彎與扭轉(zhuǎn)阻尼比取值均為0.16%。安裝不同風(fēng)嘴后主梁最大渦振振幅見表3,表中振幅數(shù)據(jù)均已換算至實(shí)橋,下文同理。

表3 1#～3#風(fēng)嘴工況最大渦振幅值

由表3可知,在0°風(fēng)攻角下,三種風(fēng)嘴均能顯著抑制主梁的豎彎渦激振動(dòng)且制振能力幾乎相同,但對(duì)于主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng),分別加裝1#、2#與3#風(fēng)嘴斷面的最大渦振振幅依次從大到小排列,且后者最大振幅均較前者降低10%以上。在5°風(fēng)攻角下,1#、2#與3#風(fēng)嘴三種風(fēng)嘴對(duì)主梁豎彎與扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低作用均依此提升,且后者最大振幅較前者均降低8%以上?？梢园l(fā)現(xiàn),對(duì)該鈍體箱梁斷面,在風(fēng)嘴長(zhǎng)度相同的情況下,三種風(fēng)嘴對(duì)主梁豎彎與扭轉(zhuǎn)渦振制振能力排序均為3#>2#>1#風(fēng)嘴,即下行風(fēng)嘴效果最佳。

2.2 斷面繞流數(shù)值模擬

為了研究不同外形風(fēng)嘴對(duì)于鈍體鋼箱梁渦振性能的影響機(jī)理,借助計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)數(shù)值模擬技術(shù)[23],通過(guò)Fluent軟件分別對(duì)加裝了1#風(fēng)嘴(上行風(fēng)嘴)與3#風(fēng)嘴(下行風(fēng)嘴)斷面在靜止?fàn)顟B(tài)下的非定常繞流進(jìn)行2D瞬態(tài)仿真模擬,計(jì)算斷面見圖5。

圖5 計(jì)算斷面簡(jiǎn)圖

本次數(shù)值模擬計(jì)算采用SSTk-ω湍流模型[24],該模型是一種將k-ω模型和k-ε模型相結(jié)合所形成的一種改進(jìn)型湍流模型,模型既充分模擬在遠(yuǎn)離壁面區(qū)域處的湍流流動(dòng),又考慮了湍流剪應(yīng)力的傳播,且合并處理來(lái)源于ω方程的交叉擴(kuò)散,使得該模型的計(jì)算結(jié)果具有較高的可靠度和精確度。

本文采用FLUENT18.2軟件進(jìn)行橋梁斷面周圍流場(chǎng)的數(shù)值模擬,計(jì)算模型縮尺比選為1∶50,計(jì)算風(fēng)速為3 m/s。計(jì)算域設(shè)置見圖6,計(jì)算域總尺寸為15B×28B(B為加裝1#風(fēng)嘴斷面寬度),根據(jù)以上參數(shù)設(shè)置,計(jì)算模型沿順風(fēng)向的阻塞率不大于5%,流域上下對(duì)稱邊界對(duì)計(jì)算斷面周圍的流動(dòng)干擾可以忽略[25]。計(jì)算域的左邊界設(shè)置為速度入口,即Velocity-inlet,入口速度設(shè)置為3 m/s,壓力采用默認(rèn)設(shè)置,湍流強(qiáng)度設(shè)置為0.5%,湍流長(zhǎng)度尺度設(shè)置為0.073 m,流體從此入口流入;計(jì)算域的右邊界設(shè)置為壓力出口,即Pressure-outlet,湍流強(qiáng)度、湍流長(zhǎng)度尺度和壓力設(shè)置同左邊界,流體從此出口流出;橋梁斷面設(shè)置為無(wú)滑移壁面,即No-slip wall;四種邊界條件的其他設(shè)置采用Fluent中的默認(rèn)值。其中內(nèi)層底層網(wǎng)格厚度設(shè)為7.6×10-5m,數(shù)值計(jì)算中各斷面的y+值均小于7(y+為近壁面流體流動(dòng)無(wú)量綱距離)。

圖6 計(jì)算域與網(wǎng)格劃分

采用基于壓力的求解器進(jìn)行瞬態(tài)模擬,壓力-速度耦合算法采用SIMPLE,梯度項(xiàng)離散算法選用Least Squares Cell Based Method,壓力項(xiàng)、動(dòng)量方程、湍動(dòng)能k和湍流耗散率ω選用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散,選用二階隱式方法求解瞬態(tài)項(xiàng),時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為0.000 025 s,每個(gè)時(shí)間步內(nèi)的收斂殘差控制在10×10-5以內(nèi),初始化方法采用混合初始化方法。

為確保數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性,對(duì)迭代計(jì)算過(guò)程中流域入口處的風(fēng)速、靜壓、總壓、k和ω的值進(jìn)行監(jiān)控,結(jié)果見圖7。由圖7可知,速度、k和ω不隨時(shí)間發(fā)生改變,入口處?kù)o壓和總壓在計(jì)算穩(wěn)定后趨于平穩(wěn)。同時(shí)為了確保數(shù)值模擬在低殘差(10×10-5)下的收斂性,計(jì)算過(guò)程中監(jiān)測(cè)了橋梁斷面的靜力三分力系數(shù),加裝1#風(fēng)嘴斷面的升力系數(shù)時(shí)程見圖8。待三分力系數(shù)計(jì)算穩(wěn)定一段時(shí)間后,如圖8中紅色方框內(nèi)所示,升力系數(shù)以相同的振幅和頻率進(jìn)行波動(dòng),其振幅和頻率不會(huì)隨著迭代而改變,此時(shí)認(rèn)為計(jì)算可以達(dá)到收斂。

圖7 流域入口檢測(cè)

圖8 加裝1#風(fēng)嘴斷面升力系數(shù)隨迭代變化時(shí)程

加裝1#風(fēng)嘴斷面在3 m/s計(jì)算風(fēng)速下靜態(tài)繞流的氣動(dòng)升力CL(t)的頻譜圖見圖9。由圖9可知,在40 Hz 頻率以內(nèi)僅存在1個(gè)卓越頻率fsimulation=4.603 3 Hz,通過(guò)計(jì)算得到對(duì)應(yīng)斯托洛哈數(shù)St(simulation)=0.147 3。代入加裝1#風(fēng)嘴斷面主梁在風(fēng)洞試驗(yàn)中的扭轉(zhuǎn)渦振起振風(fēng)速20.3 m/s,計(jì)算得到對(duì)應(yīng)的St(test)=0.140 7。將St(simulation)與St(test)相比,誤差僅為4.7%,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好,表明本文所采用的CFD數(shù)值計(jì)算方法可以較好地模擬計(jì)算斷面表面的繞流情況。

圖9 加裝1#風(fēng)嘴斷面CL(t)頻譜

為確定較優(yōu)的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量,在已經(jīng)確定尺寸范圍的計(jì)算域基礎(chǔ)上,對(duì)加裝1#風(fēng)嘴斷面設(shè)置三種數(shù)量的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算,通過(guò)將計(jì)算斷面升力系數(shù)時(shí)程的St與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,用以確定數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。網(wǎng)格數(shù)量及計(jì)算結(jié)果見表4,可以發(fā)現(xiàn)在65萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)內(nèi),隨著網(wǎng)格的加密,計(jì)算誤差呈遞減趨勢(shì),網(wǎng)格越密,計(jì)算得到的St越接近試驗(yàn)結(jié)果。其中粗糙網(wǎng)格數(shù)量與中等網(wǎng)格數(shù)量相差22 萬(wàn),兩者計(jì)算誤差相差3.4%,中等網(wǎng)格與精細(xì)網(wǎng)格的數(shù)量相差為24萬(wàn),兩者計(jì)算誤差僅相差0.5%,可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量較低時(shí),加密網(wǎng)格對(duì)St的改善程度較為明顯,但超過(guò)41萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)量后,加密網(wǎng)格對(duì)St的改善程度十分有限,而使用精細(xì)網(wǎng)格將成倍的增加計(jì)算資源消耗,因此,本文采用中等網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。

表4 不同網(wǎng)格數(shù)量計(jì)算結(jié)果

為了能夠完整觀察到斷面周圍各個(gè)位置處旋渦的演化情況,選擇St(simulation)=0.147 3對(duì)應(yīng)的脫落周期作為觀察周期,一個(gè)完整周期T內(nèi)加裝1#風(fēng)嘴斷面表明的旋渦演化過(guò)程見圖10。

圖10 加裝1#風(fēng)嘴斷面非定常繞流瞬時(shí)渦量演化

來(lái)流在上游梁端部發(fā)生流動(dòng)分離后,下側(cè)氣流在斷面斜腹板轉(zhuǎn)角處形成大型旋渦B1,但旋渦B1并沒有向下游移動(dòng),而是出現(xiàn)了再附現(xiàn)象。上側(cè)氣流在外側(cè)欄桿與軌道板之間形成漩渦A1,之后演化為一系列小型漩渦向下游移動(dòng),并最終在斷面上表面后緣處發(fā)展成為漩渦A2,與梁體下方的旋渦B2一起在尾流區(qū)發(fā)生交替脫落。

加裝3#風(fēng)嘴斷面非定常繞流瞬時(shí)渦量演化見圖11,由圖11可知,加裝3#風(fēng)嘴斷面的繞流特性與1#風(fēng)嘴斷面主要存在兩點(diǎn)差異:

(1)由于下行風(fēng)嘴上表面處斜率大于上行風(fēng)嘴,導(dǎo)致與加裝1#風(fēng)嘴斷面相比,加裝3#風(fēng)嘴斷面上表面迎風(fēng)側(cè)處形成的漩渦A1遠(yuǎn)離斷面表面,進(jìn)而使得上表面尾流區(qū)漩渦A2的能量顯著降低。

(2)由于下行風(fēng)嘴下表面處斜率小于上行風(fēng)嘴,導(dǎo)致與加裝1#風(fēng)嘴斷面相比,迎風(fēng)側(cè)風(fēng)嘴下表面處來(lái)流受壓縮程度降低,使得加裝3#風(fēng)嘴斷面下表面迎風(fēng)側(cè)處形成的漩渦B1尺寸顯著降低。同樣,由于背風(fēng)側(cè)風(fēng)嘴下表面處氣體流動(dòng)面變寬速率降低,導(dǎo)致下表面尾流區(qū)漩渦B2的能量顯著降低。

以上兩點(diǎn)變化均會(huì)導(dǎo)致在尾流區(qū)所形成的卡門渦街能量降低,從而降低尾流脫落對(duì)梁體產(chǎn)生的周期性壓力差。三分力系數(shù)時(shí)程圖見圖12,由圖12可知,兩種斷面的三分力系數(shù)中對(duì)渦振有較大影響的升力系數(shù)與力矩系數(shù)隨時(shí)間的變化均是呈正弦曲線。說(shuō)明梁體受到的卓越周期性渦激力只有一個(gè),其中加裝1#風(fēng)嘴斷面的升力系數(shù)在-0.003 74～0.036 75之間變化,幅值為0.020 25,力矩系數(shù)在0.004 45～0.012 15之間變化,幅值為0.003 85。對(duì)比加裝1#風(fēng)嘴斷面,加裝3#風(fēng)嘴斷面的升力系數(shù)變化幅值降至0.006 38,降幅68.5%,力矩系數(shù)幅值降至0.001 29,降幅66.5%,兩者的降幅均達(dá)到65%以上。這也印證了下行風(fēng)嘴制振效果優(yōu)于上行風(fēng)嘴的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果。結(jié)合渦量演化圖的分析可以發(fā)現(xiàn),漩渦尺寸與能量較大且大幅降低的主要是尾流處的卡門渦脫,因此尾流處的卡門渦脫是引起該鈍體斷面渦激振動(dòng)的主要原因,下行風(fēng)嘴能夠顯著降低尾流渦脫的能量是其能夠抑制梁體的渦激振動(dòng)且制振效果優(yōu)于上行風(fēng)嘴的主要原因。

圖12 三分力系數(shù)時(shí)程

3 風(fēng)嘴細(xì)部尺寸對(duì)矩形鋼箱梁渦振性能影響

通過(guò)前文研究可知,風(fēng)嘴的氣動(dòng)外形會(huì)顯著影響該鈍體箱梁的渦振特性。設(shè)置不同角度與不同平臺(tái)長(zhǎng)度的風(fēng)嘴,采用1∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)在0.16%阻尼比下測(cè)試不同工況下主梁渦振的振幅,并結(jié)合數(shù)值模擬研究風(fēng)嘴細(xì)部尺寸變化對(duì)主梁渦振性能的影響機(jī)理。

3.1 風(fēng)嘴角度的影響

以原設(shè)計(jì)風(fēng)嘴(5#風(fēng)嘴)為基礎(chǔ),在僅改變風(fēng)嘴角度的情況下(具體風(fēng)嘴詳情見圖13),研究風(fēng)嘴角度變化對(duì)制振效果的影響,加裝不同角度風(fēng)嘴斷面所對(duì)應(yīng)的渦振振幅見表5。

圖13 2#、4#、5#風(fēng)嘴示意(單位:cm)

由表5可知,在0°風(fēng)攻角下,分別加裝2#、4#與5#風(fēng)嘴斷面的豎彎與扭轉(zhuǎn)最大渦振振幅均依次從小到大排列,且前者豎彎最大振幅較后者降低35%以上,扭轉(zhuǎn)最大振幅降低13%以上,在5°風(fēng)攻角下,分別加裝3種風(fēng)嘴斷面的最大渦振振幅排列規(guī)律與0°風(fēng)攻角下規(guī)律相同。可以發(fā)現(xiàn),對(duì)于該鈍體箱梁斷面,三種風(fēng)嘴對(duì)主梁渦振制振能力排序由大到小均為2#、4#、5#風(fēng)嘴,即隨著風(fēng)嘴角度的減小,風(fēng)嘴的制振能力提高。

采用與第2.2節(jié)同樣的數(shù)值分析方法,分別對(duì)加裝2#風(fēng)嘴與5#風(fēng)嘴斷面(計(jì)算斷面見圖14)的非定常繞流進(jìn)行仿真模擬并研究風(fēng)嘴角度變化對(duì)制振效果的影響機(jī)理。

圖14 計(jì)算斷面簡(jiǎn)圖

將斷面上表面尾部的旋渦脫落周期作為一個(gè)觀察分析周期,計(jì)算風(fēng)速下加裝5#風(fēng)嘴(原設(shè)計(jì)風(fēng)嘴)斷面的某個(gè)完整周期內(nèi)斷面的氣體繞流及旋渦演化過(guò)程見圖15。由圖15可知,在來(lái)流作用下,斷面表面主要生成了3處大尺寸漩渦,分別是斷面迎風(fēng)側(cè)下側(cè)轉(zhuǎn)角附近生成的漩渦B1(高度為0.77倍梁高,寬度為0.48倍梁寬)、斷面下表面后緣處發(fā)生漩渦脫落的漩渦B2(高度0.90倍梁高,寬度為0.31倍梁寬)及斷面上表面后緣處發(fā)生漩渦脫落的漩渦A1(高度為0.84倍梁高,寬度為0.26倍梁寬)。

圖15 加裝5#風(fēng)嘴斷面非定常繞流瞬時(shí)渦量演化

加裝2#風(fēng)嘴斷面的瞬時(shí)渦量演化見圖16,減小風(fēng)嘴角度后,斷面表面處的漩渦尺寸與能量顯著降低,原斷面迎風(fēng)側(cè)下側(cè)轉(zhuǎn)角處的大尺寸漩渦B1變?yōu)橐幌盗行〕叽玟鰷u,原斷面尾流處交替脫落的漩渦A1與B1能量均顯著降低60%以上,從而顯著降低尾流渦脫對(duì)梁體產(chǎn)生的周期性壓力差,以上變化均會(huì)導(dǎo)致斷面的渦振性能提升,這也印證了風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果。能夠顯著改變迎風(fēng)側(cè)下表面以及尾流處漩渦的尺寸與能量是風(fēng)嘴角度變化能影響斷面渦振性能的主要原因之一。

圖16 加裝2#風(fēng)嘴斷面非定常繞流瞬時(shí)渦量演化

3.2 風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度的影響

由于下行風(fēng)嘴制振效果較好,在傳統(tǒng)三角形下行風(fēng)嘴上部設(shè)置平臺(tái)(改變氣流在梁體上部的分離點(diǎn)),提出一種帶平臺(tái)的三角形下行風(fēng)嘴。重點(diǎn)考察風(fēng)嘴長(zhǎng)度相同的情況下(實(shí)際長(zhǎng)度均為4 m)平臺(tái)長(zhǎng)度對(duì)該類型風(fēng)嘴制振性能的影響(具體風(fēng)嘴詳情見圖17),各工況對(duì)應(yīng)的渦振振幅見表6。

表6 6#～8#風(fēng)嘴工況最大渦振幅值

由表6可知,在0°風(fēng)攻角下,平臺(tái)長(zhǎng)度較長(zhǎng)的7#、8#風(fēng)嘴均能顯著抑制主梁的扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)至0.06°以下,6#風(fēng)嘴的扭轉(zhuǎn)制振效果相對(duì)較差,分別加裝6#、7#與8#風(fēng)嘴斷面的豎彎最大渦振振幅依次從大到小排列,且后者最大振幅均較前者降低60%以上。在5°風(fēng)攻角下,分別加裝6#、7#與8#風(fēng)嘴斷面的最大渦振振幅依次從大到小排列,且后者最大振幅較前者均降低25%以上?？梢园l(fā)現(xiàn),平臺(tái)長(zhǎng)度的變化對(duì)于風(fēng)嘴制振性能影響顯著,三種風(fēng)嘴對(duì)梁體渦振制振能力由高到低排序?yàn)?#、7#、6#風(fēng)嘴。當(dāng)風(fēng)嘴總長(zhǎng)度相同時(shí),隨著風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度的增加,風(fēng)嘴的制振能力顯著提高。

分別對(duì)加裝6#風(fēng)嘴與8#風(fēng)嘴斷面(計(jì)算斷面見圖18)的非定常繞流進(jìn)行仿真模擬并研究風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度變化對(duì)制振效果的影響機(jī)理。

圖18 計(jì)算斷面簡(jiǎn)圖

加裝6#與8#風(fēng)嘴斷面的瞬時(shí)渦量演化分別見圖19與圖20,可以發(fā)現(xiàn)加裝8#風(fēng)嘴斷面氣體繞流特性與加裝6#風(fēng)嘴斷面的區(qū)別主要在于,8#風(fēng)嘴較長(zhǎng)的平臺(tái)導(dǎo)致來(lái)流在迎風(fēng)側(cè)風(fēng)嘴上表面的分離點(diǎn)遠(yuǎn)離主梁外側(cè)防撞欄桿,另一方面8#風(fēng)嘴上表面處斜率大于6#風(fēng)嘴,導(dǎo)致風(fēng)嘴斷面上表面迎風(fēng)側(cè)處形成的漩渦A1遠(yuǎn)離斷面表面以及外側(cè)防撞欄桿,以上兩點(diǎn)區(qū)別均會(huì)導(dǎo)致加裝8#風(fēng)嘴斷面在A1處產(chǎn)生的漩渦能量降低且遠(yuǎn)離斷面表面,從而降低該處漩渦對(duì)梁體產(chǎn)生的周期性渦激力,提高梁體的渦振性能。

同時(shí)可以發(fā)現(xiàn),本文將1#與3#風(fēng)嘴、2#與5#風(fēng)嘴、6#與8#風(fēng)嘴之間的制振效果通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)與CFD數(shù)值模擬進(jìn)行比對(duì)研究,兩者所呈現(xiàn)出的規(guī)律性均相互匹配,故本次數(shù)值模擬的參數(shù)設(shè)置可為后續(xù)的CFD計(jì)算提供參考。

3.3 風(fēng)嘴角度與平臺(tái)長(zhǎng)度的組合影響

通過(guò)第3.1節(jié)與3.2節(jié)的研究發(fā)現(xiàn),對(duì)于三角形風(fēng)嘴,隨著風(fēng)嘴角度的減小,風(fēng)嘴制振能力提高,對(duì)于帶平臺(tái)的三角形風(fēng)嘴,隨著平臺(tái)長(zhǎng)度的增加,風(fēng)嘴制振能力提高。本節(jié)主要研究風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度與風(fēng)嘴角度對(duì)風(fēng)嘴制振性能的組合影響。

在原制振效果顯著的8#風(fēng)嘴基礎(chǔ)上,通過(guò)增大風(fēng)嘴角度并減小平臺(tái)長(zhǎng)度形成9#風(fēng)嘴,見圖21。分別加裝兩種風(fēng)嘴后主梁的最大渦振振幅見表7,在0°風(fēng)攻角下,加裝8#風(fēng)嘴斷面的豎彎與扭轉(zhuǎn)最大渦振振幅均小于加裝9#風(fēng)嘴斷面最大振幅的85%以上,在5°風(fēng)攻角下,加裝8#風(fēng)嘴斷面的豎彎與扭轉(zhuǎn)最大渦振振幅也均小于加裝9#風(fēng)嘴斷面最大振幅的50%以上?？梢园l(fā)現(xiàn),對(duì)于該鈍體箱梁斷面,8#風(fēng)嘴的渦振制振能力顯著優(yōu)于9#風(fēng)嘴,即風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度與風(fēng)嘴角度對(duì)于風(fēng)嘴制振能力的影響可以正相加,隨著風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度的增加與風(fēng)嘴角度的減小,風(fēng)嘴的制振能力顯著提高。

表7 8#、9#風(fēng)嘴工況最大渦振幅值

圖21 8#、9#風(fēng)嘴示意(單位:cm)

通過(guò)分別測(cè)試加裝6#、10#與11#風(fēng)嘴斷面(圖22)的渦激振動(dòng),研究平臺(tái)長(zhǎng)度與風(fēng)嘴角度這兩種影響因素中,哪一種是影響風(fēng)嘴制振性能的主導(dǎo)因素。其中平臺(tái)長(zhǎng)度的由大到小排序?yàn)?1#、10#、6#風(fēng)嘴,風(fēng)嘴角度的由大到小排序?yàn)?1#、10#、6#風(fēng)嘴,即具有較長(zhǎng)平臺(tái)的風(fēng)嘴,其風(fēng)嘴角度也較大,而具有較短平臺(tái)的風(fēng)嘴,其風(fēng)嘴角度較小。

圖22 6#、10#、11#風(fēng)嘴示意(單位:cm)

各工況對(duì)應(yīng)的渦振振幅見表8,在0°風(fēng)攻角下,分別加裝6#、10#與11#風(fēng)嘴斷面的豎彎與扭轉(zhuǎn)最大渦振振幅均依次從大到小排列,在5°風(fēng)攻角下,分別加裝3種風(fēng)嘴斷面的最大渦振振幅排列規(guī)律與0°風(fēng)攻角下規(guī)律相同。可以發(fā)現(xiàn),對(duì)于該鈍體箱梁斷面,三種風(fēng)嘴對(duì)主梁渦振制振能力由高到低排序均為11#、10#、6#風(fēng)嘴,其中11#風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度與風(fēng)嘴角度均最大,即風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度對(duì)于風(fēng)嘴渦振制振能力的影響要大于風(fēng)嘴角度的影響,增大風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度能更為有效的提高風(fēng)嘴的渦振制振能力。

表8 6#、10#、11#風(fēng)嘴工況最大渦振幅值

4 大比例尺節(jié)段模型渦振試驗(yàn)

大尺度節(jié)段模型通常采用比例尺為1∶15～1∶30,較1∶50～1∶70的小尺度模型,大尺度模型能夠更為精細(xì)地模擬制作橋梁斷面中對(duì)渦振特性較大的各類附屬結(jié)構(gòu),且試驗(yàn)雷諾數(shù)與實(shí)橋值更為接近,從而能更為有效地反映梁體的實(shí)際渦振響應(yīng)[26-30]。

綜合之前得到的風(fēng)嘴角度較小且平臺(tái)長(zhǎng)度較大的風(fēng)嘴制振能力較好的結(jié)論,對(duì)加裝了8#風(fēng)嘴(總長(zhǎng)度為4 m平臺(tái)長(zhǎng)度0.75 m)的主梁進(jìn)行1∶25大比例尺節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)。試驗(yàn)在XNJD-3風(fēng)洞中進(jìn)行,試驗(yàn)段截面尺寸為22.5 m×4.5 m,主要試驗(yàn)參數(shù)見表9。

表9 1∶25節(jié)段模型試驗(yàn)參數(shù)

試驗(yàn)結(jié)果見圖23,加裝8#風(fēng)嘴后,主梁僅在5°風(fēng)攻角下發(fā)生渦激振動(dòng),其中最大豎彎渦振振幅僅為21 mm,最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅僅為0.028°,均遠(yuǎn)小于規(guī)范允許值。試驗(yàn)結(jié)果表明8#風(fēng)嘴可以有效地抑制鈍體鋼箱梁在0°、±3°與±5°風(fēng)攻角下的渦激振動(dòng)。

圖23 加裝8#風(fēng)嘴斷面主梁渦振響應(yīng)

5 結(jié)論

基于本文涉及的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果,得出主要結(jié)論如下:

(1)風(fēng)嘴氣動(dòng)外形的改變對(duì)鈍體鐵路橋鋼箱主梁的渦振響應(yīng)影響顯著,其中下行風(fēng)嘴制振能力優(yōu)于對(duì)稱與上行風(fēng)嘴,且隨著風(fēng)嘴角度的減小,風(fēng)嘴的制振能力提高。

(2)在三角形風(fēng)嘴上部設(shè)置平臺(tái)可有效提高風(fēng)嘴制振能力,且隨著平臺(tái)長(zhǎng)度的增大,風(fēng)嘴的制振能力提高。對(duì)于該類帶平臺(tái)的三角形風(fēng)嘴,同時(shí)減小風(fēng)嘴角度與提高平臺(tái)長(zhǎng)度可顯著提高風(fēng)嘴的制振能力,其中平臺(tái)長(zhǎng)度是主導(dǎo)影響因素。

(3)滿足一定外形參數(shù)要求的帶平臺(tái)三角形下行風(fēng)嘴(8#風(fēng)嘴)可顯著降低甚至消除鈍體鋼箱梁的渦激振動(dòng)。

(4)CFD模擬結(jié)果表明,在鈍體鋼箱梁斷面尾流區(qū)發(fā)生的大尺度卡門渦脫及由此產(chǎn)生的周期性氣動(dòng)力是導(dǎo)致渦激振動(dòng)的主要原因,具有適當(dāng)氣動(dòng)外形的風(fēng)嘴能夠有效改善該處的繞流狀態(tài)及漩渦脫落尺寸,從而起到改善斷面渦振性能的作用。