人行護欄位置對大跨徑懸索橋抗風性能的影響研究

吳瀟瀟

摘 要：針對某大跨徑懸索橋進行了成橋狀態的風洞試驗，發現其在+5°、+3°攻角下發生了豎向渦激振動，且均具有高、低風速兩個鎖定區。試驗中發現，改變人行道欄桿的位置可有效降低豎向振幅，縮小渦振區間。為分析其影響機理，采用計算流體力學（CFD）手段對比了兩種工況下的尾流渦脫形態，發現隨著人行道欄桿的移動，尾流漩渦脫落由“2s”模式退化為‘S模式，強度降低，渦激力反饋削弱，因此可起到理想的抑振效果。

關鍵詞：人行道護欄；大跨度懸索橋；抑振措施；CFD

中圖分類號：U417.1 文獻標識碼：A 文章編號：1006—7973（2017）08-0067-03

大跨徑懸索橋剛度低、阻尼小，易在風作用下產生振動，許多橋梁均發生了渦激振動，導致了橋梁的疲勞破壞。主梁外形對渦激振動的發生至關重要，即使是外形上的微小變化都會對渦激振動造成明顯影響。風速鎖定區及最大振幅是橋梁渦激振動的兩個重要參數，當主梁的渦振響應超過規范容許值時，可以采用安裝風嘴、導流板、體外阻尼器等附加裝置來達到抑振的效果。但相對于增加這些附加裝置，改變橋面固有附屬構件的設計構造來滿足抗風性能無疑是更經濟、更方便且更能保持橋梁美觀性的措施。本文針對初步設計成橋態即出現較大渦振響應的某大跨徑懸索橋，在風洞試驗中對比分析了改變人行護欄位置前后的渦振反應，并從流態模式的角度對其抑振機理進行了研究。

1 工程概況

1.1 工程背景

某大跨度懸索橋全長1200.0m，分成跨江主橋和南北引橋兩部分，其中主跨跨度為880.0m，主纜邊跨250.0m，主跨矢跨比為1/6.8，兩根主纜的中心距離為35.2m，如圖1。主梁為扁平鋼箱梁，寬36m，中心處梁高4.5m，高寬比1/8，設2%雙向排水坡。主塔為門式框架，基礎為分離式承臺。索端為重力式錨定，基礎為明挖擴大型。主纜由110股127f5.1mm鍍鋅高強鋼絲按照標準形式合成。

1.2 動力特性計算

懸索橋動力特性計算基于大型有限元分析軟件Ansys，主要是為了獲取橋梁各階振型和頻率。表1給出了其前20階振型對應的頻率。

2 風洞試驗

風洞試驗的目的是檢驗該懸索橋是否發生渦激振動，測量其發振風速和振幅。試驗在某工業風洞中進行，主梁節段模型縮尺比1：50，長L=2.1m，寬B=0.72m，高D=0.09m。模型由8根彈簧懸掛在支架上，形成可豎向運動和繞軸線轉動的二自由度振動系統。圖2為主梁渦振試驗圖，表2給出了模型設計參數的要求值與實際值的對比，可見本試驗的相似性滿足得很好。

3 CFD求解

3.1 求解設置

數值模擬軟件為Ansys Fluent 15.0，主梁外形為二維，湍流模型為SST k-ω模型，壓力速度耦合選用SIMPLEC算法，離散格式為二階迎風插值，計算殘差控制為1×10-5。為更好地捕捉尾流渦脫，取定時間步長為0.002s。

3.2 計算域與網格劃分

在前處理軟件GAMBIT中形成計算網格，上下邊界取自由滑移壁面條件，入口為速度條件，出口為壓力條件，斷面及其附屬物外壁均為無滑移的wall壁面。

由于渦激振動數值模擬涉及到動網格的處理，為避免網格在運動過程中可能出現的畸變現象，將計算域從內到外劃分為模型壁面、剛性區域、動網格區域、外部靜止網格區域。

為滿足SST k-ω湍流模型的計算需要，壁面設置邊界層網格。動網格區域采用非結構化網格，外部靜止區域采用結構化網格，流場變化劇烈的地方劃分較細，計算域共計劃分174， 938個單元。

4 結果

4.1 人行欄桿位置對渦振的影響

為研究人行護欄位置對于主梁渦振性能的影響，將初始設計成橋態（工況0）的人行道護欄向斷面內側移動20mm（換算至實橋為1.00m），并以工況1表示。圖3為+5°攻角及+3°攻角下護欄位置對豎向渦振響應的影響。對比可見，工況0在+5°、+3°攻角下均發生了豎彎渦振，且均有兩個渦振鎖定區。

隨著欄桿的內移，+5°攻角下的高、低風速兩個渦振區的振幅響應值和鎖定區范圍均明顯減小；而+3°攻角下的高風速鎖定區振幅響應值大幅降低，低風速鎖定區則完全消失。由此可見，將人行護欄內移可明顯降低原設計成橋態豎向渦振的振幅響應值和鎖定區風速范圍，制振效果明顯。

4.2 制振機理分析

為分析人行道欄桿內移具有良好制振效果的流態機理，圖4給出了初始設計成橋態（工況0）與人行護欄內移后的成橋態（工況1）在最大振幅點風速下的尾流渦脫形態演變圖。圖中對于渦量的計算和判定基于速度梯度張量來描述局部漩渦，即通過判斷渦核來識別流場中的漩渦，具體判據為：

首先分析工況0的渦脫形態，很明顯，附屬結構物附近均有漩渦產生，其中占主導地位的是上表面背風側的一對和下表面尾流區的一對“S”渦，這兩對漩渦周期性融合為一個大漩渦，在尾流中呈“2S”形向下游脫落。

而隨著人行欄桿向斷面內移動，工況1尾流中的“2S”的渦脫形態退化為“S”渦，且漩渦的脫落強度大大降低。主要原因在于欄桿內移后，迎風側氣流向斷面下方剝離的部分減小，下表面的“S”渦強度和范圍均明顯減小，其脫落到尾流中則很容易被上表面“S”渦吸收融合為一體；另一方面，欄桿內移后，上表面人行護欄處的流動分離放緩，部分初生漩渦超人行護欄空隙處運動，但被其后的防撞欄桿阻擋而消散。因此，向后方脫落的初生漩渦大幅減少，渦結構開始不穩定。受上述兩方面因素的影響，工況1的上、下方漩渦在近尾流區并未擺脫斷面控制，而是呈“魚尾狀”隨斷面上下擺動，至下游一定距離后才開始交替脫落，但漩渦強度及橫風向尺度大幅降低。這就解釋了主梁在正攻角下的豎向渦振響應隨護欄內移而降低的試驗現象。

5 結論

采用風洞試驗與數值模擬相結合的手段研究了主梁高寬比為1/8的大跨度懸索橋的渦激振動特性，分析了人行道欄桿位置對其的影響及其影響機理。得到的主要結論為：本橋的初始設計成橋態主梁斷面在+3°和+5°大風攻角下均觀察到了豎向渦激振動，且均具有高、低風速兩個渦振區，主要原因在于附屬構件的不合理設計；將人行道欄桿適當內移后，主梁斷面尾流中的“2S”的渦脫形態退化為“S”渦，且漩渦的脫落強度大大降低，因此可有效降低大風攻角下成橋態主梁斷面豎向渦振的響應值和鎖定區范圍，制振效果顯著。該制振措施相對于增設附加抑振裝置更簡單可行，可作為大跨度橋梁抗風性能優化的首選抑振措施。

參考文獻：

[1] 許福友，丁威，姜峰，等. 大跨度橋梁渦激振動研究進展與展望[J]. 振動與沖擊，2010，29（10）：40-49.

[2] 陳政清. 工程結構的風致振動、穩定與控制[M]. 北京：科學出版社，2013.

[3] 葛耀君. 大跨徑懸索橋抗風[M]. 北京： 大跨徑懸索橋抗風， 2011.

[4] 張亮亮，吳波，楊陽，等. 附屬構件及橋面粗糙度對近流線型寬體箱梁氣動靜力系數的影響[J]. 實驗流體力學，2016，30（1）：74-80.

[5] 賴馬樹金. 大跨度懸索橋分離式雙箱梁渦激振動研究[D]. 哈爾濱：哈爾濱工業大學，2013.

[6] 祝志文. 基于二維RANS模型計算扁平箱梁漩渦脫落的可行性分析[J]. 中國公路學報，2015，28（06）：24-33.

[7] 吳波. 斷面細節對近流線型箱梁氣動力特性的影響研究[D]. 重慶：重慶大學，2016.

[8] Jeong J H F. On the identification of a vortex [J]. Journal of Fluid Mechanics. 1995（285）： 69-94.endprint