黃 林，董佳慧，王 騎，廖海黎

(1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.風工程四川省重點實驗室，四川 成都 610031)

隨著我國鐵路橋設計和建設技術的進步,鋼箱梁由于其剛度大、維護便利及便于施工安裝等特點,被逐漸應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)護方便的優(yōu)點[1],但同時也存在豎向及扭轉剛度較小,無法滿足大跨度鐵路橋設計要求的缺點。從結構設計方面考慮,現(xiàn)通常通過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計需求,這也使得最終的箱梁斷面呈現(xiàn)出明顯的鈍體特征。

橋梁渦激振動是一種具有限幅特性的的風致振動,通常發(fā)生在低風速下的大跨度橋梁中。2020年,我國已建成的廣東虎門大橋與武漢鸚鵡洲長江大橋均發(fā)生了明顯的渦激振動現(xiàn)象,渦振的發(fā)生使得橋梁的正常運營受到嚴重影響,而相比公路橋梁,鐵路橋梁的渦激振動會嚴重影響鐵路橋上列車的正常行駛,導致更為嚴重的安全問題,因此在設計中應做到堅決避免。

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,會發(fā)生明顯的漩渦生成、合并與脫落現(xiàn)象,從而產(chǎn)生周期性的氣動力[2-5]。因此較一般公路橋,氣動外形呈現(xiàn)更為明顯鈍體特征的鐵路橋箱梁斷面存在渦激振動的隱患更大[6]。同時,相比簡單的幾何鈍體斷面,在鐵路橋橋面設置的一系列附屬構件(如軌道板、軌道以及中央防拋網(wǎng))也會在一定程度上降低主梁的渦振性能[7]。

針對橋梁斷面的渦振特性與氣動措施研究,Nagao等[8]總結了橋面欄桿位置與尺寸對扁平箱梁渦振響應的影響規(guī)律。Larsen等[9-10]的研究也表明欄桿對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,設置欄桿后的成橋斷面渦振性能顯著降低,而通過在欄桿處設置導流板可以有效減弱欄桿對來流的影響。李浩弘等[11]采用CFD數(shù)值計算與風洞試驗對某寬體扁平箱梁的渦振特性研究發(fā)現(xiàn),增大欄桿透風率也能顯著減弱欄桿對來流的影響,但該方法受到欄桿設計規(guī)范的限制,在實際應用中無法真正做到大幅度提高欄桿透風率,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,從而達到優(yōu)化梁體渦振性能的作用。孟曉亮等[12]針對某公路橋鋼箱主梁的研究發(fā)現(xiàn),減小風嘴角度可以有效改善其梁體的渦振性能。李浩[13]通過對某鋼箱梁主梁寬高比為3.8的鐵路斜拉橋進行風洞試驗,發(fā)現(xiàn)針對鐵路橋箱梁斷面,減小風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)點進行,關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],對于封閉式箱梁斷面,減小風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為工程背景,通過一系列1∶50節(jié)段模型風洞試驗對比不同形狀風嘴的制振效果,研究風嘴外形對鈍體鋼箱梁鐵路斜拉橋渦振性能的影響,同時利用CFD研究不同外形風嘴對于主梁渦振性能的影響機理,進而提出一種帶平臺的三角形下行風嘴制振措施,并采用1∶25大比例尺試驗驗證該風嘴的有效性。

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為背景,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,透風率為65%)等附屬設施,具體見圖1。

1.2 試驗及渦振限值設置

目前國內(nèi)外還沒有針對鐵路橋梁渦振振幅限值取值的相關規(guī)范條文,TB 10621—2014《高速鐵路設計規(guī)范》[15]也無關于大跨度高速鐵路斜拉橋的振動幅值允許值規(guī)定,因此本文對渦振振幅的評判參考如表1所示的4種規(guī)范。但考慮鐵路橋梁發(fā)生渦振時,振幅對鐵路行車影響是動態(tài)的,且現(xiàn)今我國列車的運營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°扭轉振幅限值。

表1 各國規(guī)范渦振振幅限值

1∶50節(jié)段模型試驗在西南交通大學XNJD-1風洞大氣邊界層風洞中進行,試驗段截面尺寸為2.4 m×2.0 m。節(jié)段模型長度采用2.095 m,試驗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,其余附屬構件均采用ABS塑料板制作。

大量研究表明,橋梁的渦振響應與其阻尼比大小呈明顯的負相關關系[19-20]。然而目前還沒有一種被廣泛接受的準確評價橋梁結構阻尼的方法,也沒有針對大跨度鋼箱梁鐵路橋風洞試驗阻尼比取值的相關規(guī)定,故試驗阻尼比參考以往鐵路橋風洞試驗研究取值(0.5%)[21],試驗具體參數(shù)見表2。表2中,m為系統(tǒng)的質量;Im為系統(tǒng)的質量慣性矩;fh與ft分別為系統(tǒng)的豎向和扭轉振動頻率。

表2 1∶50節(jié)段模型試驗參數(shù)

1.3 原設計鋼箱梁斷面渦振性能

風洞試驗均在均勻流中進行,試驗風速范圍為0.5～6 m/s,對應實橋風速范圍為3.5～42 m/s,風速間隔為0.15 m/s,對應實橋風速間隔約為1 m/s。試驗結果見圖2,圖2中風速和振幅數(shù)據(jù)均已換算至實橋,下文同理。

圖2 原設計斷面主梁渦振響應

由圖2可見:

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

(2)在各測試風攻角下,原設計斷面均存在一個扭轉渦振區(qū)間,且該區(qū)間所處風速較高,在16～30 m/s范圍內(nèi),最大振幅也均超過規(guī)范允許值,較豎向渦振響應,該斷面的扭轉渦振響應更為顯著。

2 風嘴上行、下行及對稱外形對鈍體鋼箱梁渦振性能影響

梁體的渦振性能對其氣動外形的變化十分敏感,氣動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,風嘴處的外形變化影響作用尤為明顯。因此本文設計了具有不同氣動外形的風嘴,通過風洞試驗測試安裝了不同風嘴的主梁斷面渦振響應,并通過計算流體動力學(CFD)數(shù)值模擬得到主梁周圍的流場結構,從而研究風嘴外形變化對斷面渦振性能的影響機理。

2.1 節(jié)段模型渦振試驗

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

圖3 風嘴分類示意

圖4 1#～3#風嘴示意(單位:cm)

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

表3 1#～3#風嘴工況最大渦振幅值

由表3可知,在0°風攻角下,三種風嘴均能顯著抑制主梁的豎彎渦激振動且制振能力幾乎相同,但對于主梁扭轉渦激振動,分別加裝1#、2#與3#風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°風攻角下,1#、2#與3#風嘴三種風嘴對主梁豎彎與扭轉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),對該鈍體箱梁斷面,在風嘴長度相同的情況下,三種風嘴對主梁豎彎與扭轉渦振制振能力排序均為3#>2#>1#風嘴,即下行風嘴效果最佳。

2.2 斷面繞流數(shù)值模擬

為了研究不同外形風嘴對于鈍體鋼箱梁渦振性能的影響機理,借助計算流體動力學(CFD)數(shù)值模擬技術[23],通過Fluent軟件分別對加裝了1#風嘴(上行風嘴)與3#風嘴(下行風嘴)斷面在靜止狀態(tài)下的非定常繞流進行2D瞬態(tài)仿真模擬,計算斷面見圖5。

圖5 計算斷面簡圖

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

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

圖6 計算域與網(wǎng)格劃分

采用基于壓力的求解器進行瞬態(tài)模擬,壓力-速度耦合算法采用SIMPLE,梯度項離散算法選用Least Squares Cell Based Method,壓力項、動量方程、湍動能k和湍流耗散率ω選用二階迎風格式進行離散,選用二階隱式方法求解瞬態(tài)項,時間步長設置為0.000 025 s,每個時間步內(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)值模擬結果的可靠性,對迭代計算過程中流域入口處的風速、靜壓、總壓、k和ω的值進行監(jiān)控,結果見圖7。由圖7可知,速度、k和ω不隨時間發(fā)生改變,入口處靜壓和總壓在計算穩(wěn)定后趨于平穩(wěn)。同時為了確保數(shù)值模擬在低殘差(10×10-5)下的收斂性,計算過程中監(jiān)測了橋梁斷面的靜力三分力系數(shù),加裝1#風嘴斷面的升力系數(shù)時程見圖8。待三分力系數(shù)計算穩(wěn)定一段時間后,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行波動,其振幅和頻率不會隨著迭代而改變,此時認為計算可以達到收斂。

圖7 流域入口檢測

圖8 加裝1#風嘴斷面升力系數(shù)隨迭代變化時程

加裝1#風嘴斷面在3 m/s計算風速下靜態(tài)繞流的氣動升力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個卓越頻率fsimulation=4.603 3 Hz,通過計算得到對應斯托洛哈數(shù)St(simulation)=0.147 3。代入加裝1#風嘴斷面主梁在風洞試驗中的扭轉渦振起振風速20.3 m/s,計算得到對應的St(test)=0.140 7。將St(simulation)與St(test)相比,誤差僅為4.7%,計算結果與試驗值吻合較好,表明本文所采用的CFD數(shù)值計算方法可以較好地模擬計算斷面表面的繞流情況。

圖9 加裝1#風嘴斷面CL(t)頻譜

為確定較優(yōu)的計算網(wǎng)格數(shù)量,在已經(jīng)確定尺寸范圍的計算域基礎上,對加裝1#風嘴斷面設置三種數(shù)量的網(wǎng)格進行計算,通過將計算斷面升力系數(shù)時程的St與試驗結果對比,用以確定數(shù)值模擬的準確性。網(wǎng)格數(shù)量及計算結果見表4,可以發(fā)現(xiàn)在65萬網(wǎng)格數(shù)內(nèi),隨著網(wǎng)格的加密,計算誤差呈遞減趨勢,網(wǎng)格越密,計算得到的St越接近試驗結果。其中粗糙網(wǎng)格數(shù)量與中等網(wǎng)格數(shù)量相差22 萬,兩者計算誤差相差3.4%,中等網(wǎng)格與精細網(wǎng)格的數(shù)量相差為24萬,兩者計算誤差僅相差0.5%,可以發(fā)現(xiàn)當網(wǎng)格數(shù)量較低時,加密網(wǎng)格對St的改善程度較為明顯,但超過41萬網(wǎng)格數(shù)量后,加密網(wǎng)格對St的改善程度十分有限,而使用精細網(wǎng)格將成倍的增加計算資源消耗,因此,本文采用中等網(wǎng)格數(shù)量進行后續(xù)計算。

表4 不同網(wǎng)格數(shù)量計算結果

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

圖10 加裝1#風嘴斷面非定常繞流瞬時渦量演化

來流在上游梁端部發(fā)生流動分離后,下側氣流在斷面斜腹板轉角處形成大型旋渦B1,但旋渦B1并沒有向下游移動,而是出現(xiàn)了再附現(xiàn)象。上側氣流在外側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,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#風嘴斷面非定常繞流瞬時渦量演化見圖11,由圖11可知,加裝3#風嘴斷面的繞流特性與1#風嘴斷面主要存在兩點差異:

(1)由于下行風嘴上表面處斜率大于上行風嘴,導致與加裝1#風嘴斷面相比,加裝3#風嘴斷面上表面迎風側處形成的漩渦A1遠離斷面表面,進而使得上表面尾流區(qū)漩渦A2的能量顯著降低。

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

以上兩點變化均會導致在尾流區(qū)所形成的卡門渦街能量降低,從而降低尾流脫落對梁體產(chǎn)生的周期性壓力差。三分力系數(shù)時程圖見圖12,由圖12可知,兩種斷面的三分力系數(shù)中對渦振有較大影響的升力系數(shù)與力矩系數(shù)隨時間的變化均是呈正弦曲線。說明梁體受到的卓越周期性渦激力只有一個,其中加裝1#風嘴斷面的升力系數(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。對比加裝1#風嘴斷面,加裝3#風嘴斷面的升力系數(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%,兩者的降幅均達到65%以上。這也印證了下行風嘴制振效果優(yōu)于上行風嘴的風洞試驗結果。結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的主要原因,下行風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且制振效果優(yōu)于上行風嘴的主要原因。

圖12 三分力系數(shù)時程

3 風嘴細部尺寸對矩形鋼箱梁渦振性能影響

通過前文研究可知,風嘴的氣動外形會顯著影響該鈍體箱梁的渦振特性。設置不同角度與不同平臺長度的風嘴,采用1∶50節(jié)段模型風洞試驗在0.16%阻尼比下測試不同工況下主梁渦振的振幅,并結合數(shù)值模擬研究風嘴細部尺寸變化對主梁渦振性能的影響機理。

3.1 風嘴角度的影響

以原設計風嘴(5#風嘴)為基礎,在僅改變風嘴角度的情況下(具體風嘴詳情見圖13),研究風嘴角度變化對制振效果的影響,加裝不同角度風嘴斷面所對應的渦振振幅見表5。

圖13 2#、4#、5#風嘴示意(單位:cm)

由表5可知,在0°風攻角下,分別加裝2#、4#與5#風嘴斷面的豎彎與扭轉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,扭轉最大振幅降低13%以上,在5°風攻角下,分別加裝3種風嘴斷面的最大渦振振幅排列規(guī)律與0°風攻角下規(guī)律相同?？梢园l(fā)現(xiàn),對于該鈍體箱梁斷面,三種風嘴對主梁渦振制振能力排序由大到小均為2#、4#、5#風嘴,即隨著風嘴角度的減小,風嘴的制振能力提高。

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

圖14 計算斷面簡圖

將斷面上表面尾部的旋渦脫落周期作為一個觀察分析周期,計算風速下加裝5#風嘴(原設計風嘴)斷面的某個完整周期內(nèi)斷面的氣體繞流及旋渦演化過程見圖15。由圖15可知,在來流作用下,斷面表面主要生成了3處大尺寸漩渦,分別是斷面迎風側下側轉角附近生成的漩渦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#風嘴斷面非定常繞流瞬時渦量演化

加裝2#風嘴斷面的瞬時渦量演化見圖16,減小風嘴角度后,斷面表面處的漩渦尺寸與能量顯著降低,原斷面迎風側下側轉角處的大尺寸漩渦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梁體產(chǎn)生的周期性壓力差,以上變化均會導致斷面的渦振性能提升,這也印證了風洞試驗結果。能夠顯著改變迎風側下表面以及尾流處漩渦的尺寸與能量是風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#風嘴斷面非定常繞流瞬時渦量演化

3.2 風嘴平臺長度的影響

由于下行風嘴制振效果較好,在傳統(tǒng)三角形下行風嘴上部設置平臺(改變氣流在梁體上部的分離點),提出一種帶平臺的三角形下行風嘴。重點考察風嘴長度相同的情況下(實際長度均為4 m)平臺長度對該類型風嘴制振性能的影響(具體風嘴詳情見圖17),各工況對應的渦振振幅見表6。

表6 6#～8#風嘴工況最大渦振幅值

由表6可知,在0°風攻角下,平臺長度較長的7#、8#風嘴均能顯著抑制主梁的扭轉渦激振動至0.06°以下,6#風嘴的扭轉制振效果相對較差,分別加裝6#、7#與8#風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°風攻角下,分別加裝6#、7#與8#風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。可以發(fā)現(xiàn),平臺長度的變化對于風嘴制振性能影響顯著,三種風嘴對梁體渦振制振能力由高到低排序為8#、7#、6#風嘴。當風嘴總長度相同時,隨著風嘴平臺長度的增加,風嘴的制振能力顯著提高。

分別對加裝6#風嘴與8#風嘴斷面(計算斷面見圖18)的非定常繞流進行仿真模擬并研究風嘴平臺長度變化對制振效果的影響機理。

圖18 計算斷面簡圖

加裝6#與8#風嘴斷面的瞬時渦量演化分別見圖19與圖20,可以發(fā)現(xiàn)加裝8#風嘴斷面氣體繞流特性與加裝6#風嘴斷面的區(qū)別主要在于,8#風嘴較長的平臺導致來流在迎風側風嘴上表面的分離點遠離主梁外側防撞欄桿,另一方面8#風嘴上表面處斜率大于6#風嘴,導致風嘴斷面上表面迎風側處形成的漩渦A1遠離斷面表面以及外側防撞欄桿,以上兩點區(qū)別均會導致加裝8#風嘴斷面在A1處產(chǎn)生的漩渦能量降低且遠離斷面表面,從而降低該處漩渦對梁體產(chǎn)生的周期性渦激力,提高梁體的渦振性能。

同時可以發(fā)現(xiàn),本文將1#與3#風嘴、2#與5#風嘴、6#與8#風嘴之間的制振效果通過風洞試驗與CFD數(shù)值模擬進行比對研究,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)設置可為后續(xù)的CFD計算提供參考。

3.3 風嘴角度與平臺長度的組合影響

通過第3.1節(jié)與3.2節(jié)的研究發(fā)現(xiàn),對于三角形風嘴,隨著風嘴角度的減小,風嘴制振能力提高,對于帶平臺的三角形風嘴,隨著平臺長度的增加,風嘴制振能力提高。本節(jié)主要研究風嘴平臺長度與風嘴角度對風嘴制振性能的組合影響。

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

表7 8#、9#風嘴工況最大渦振幅值

圖21 8#、9#風嘴示意(單位:cm)

通過分別測試加裝6#、10#與11#風嘴斷面(圖22)的渦激振動,研究平臺長度與風嘴角度這兩種影響因素中,哪一種是影響風嘴制振性能的主導因素。其中平臺長度的由大到小排序為11#、10#、6#風嘴,風嘴角度的由大到小排序為11#、10#、6#風嘴,即具有較長平臺的風嘴,其風嘴角度也較大,而具有較短平臺的風嘴,其風嘴角度較小。

圖22 6#、10#、11#風嘴示意(單位:cm)

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

表8 6#、10#、11#風嘴工況最大渦振幅值

4 大比例尺節(jié)段模型渦振試驗

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地模擬制作橋梁斷面中對渦振特性較大的各類附屬結構,且試驗雷諾數(shù)與實橋值更為接近,從而能更為有效地反映梁體的實際渦振響應[26-30]。

綜合之前得到的風嘴角度較小且平臺長度較大的風嘴制振能力較好的結論,對加裝了8#風嘴(總長度為4 m平臺長度0.75 m)的主梁進行1∶25大比例尺節(jié)段模型風洞試驗。試驗在XNJD-3風洞中進行,試驗段截面尺寸為22.5 m×4.5 m,主要試驗參數(shù)見表9。

表9 1∶25節(jié)段模型試驗參數(shù)

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

圖23 加裝8#風嘴斷面主梁渦振響應

5 結論

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

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

(2)在三角形風嘴上部設置平臺可有效提高風嘴制振能力,且隨著平臺長度的增大,風嘴的制振能力提高。對于該類帶平臺的三角形風嘴,同時減小風嘴角度與提高平臺長度可顯著提高風嘴的制振能力,其中平臺長度是主導影響因素。

(3)滿足一定外形參數(shù)要求的帶平臺三角形下行風嘴(8#風嘴)可顯著降低甚至消除鈍體鋼箱梁的渦激振動。

(4)CFD模擬結果表明,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)生的周期性氣動力是導致渦激振動的主要原因,具有適當氣動外形的風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。