不同寬高比雙邊箱梁氣動特性試驗研究

張德旺, 王 欣, 楊 群, 劉小兵,2

(1. 石家莊鐵道大學 土木工程學院,河北 石家莊 050043;2. 河北省風工程與風能利用工程技術創新中心,河北 石家莊 050043)

0 引言

對大跨度橋梁而言,風荷載在結構設計時往往起主要甚至決定性作用[1]。隨著工程技術的不斷發展以及交通量的持續增大,憑借著結構自重輕、施工方便、受力性能好等優點,雙邊箱梁在橋梁工程中得到較多使用[2-3],如已建成的宜賓鹽坪壩大橋等。但因其具有明顯的氣動鈍體外形,當空氣流經主梁下側時,會在下部空間內形成復雜的繞流,使得雙邊箱梁容易在低風速下發生渦激振動,造成結構的疲勞破壞[4]。為了提高結構的氣動穩定性,確定更為安全的寬高比取值成為其結構抗風設計的關鍵問題之一。因此,有必要探究寬高比對雙邊箱梁氣動特性的影響,從而為選取對結構安全最有利寬高比提供參考。

通過查閱現有文獻可知,已有國內外學者針對不同寬高比斷面主梁的氣動特性進行了研究,研究對象主要為流線型扁平箱梁[5-8]和桁架梁[9]。關于雙邊箱梁氣動特性方面的研究較少,如,王旭等[10]通過計算流體力學方法,在三維風場下研究了不同攻角時雙邊箱梁的氣動三分力系數和流場機理,研究發現,雙邊箱梁下側矩形區域的存在使其受到比其他類型梁更復雜的作用,因而穩定性較差,容易發生渦振;戴天帥[11]基于數值模擬方法,與風洞試驗結果對照,研究了2種常見的迎風端流線型對雙邊箱梁靜力三分力系數的影響,結果表明,雙邊箱梁迎風端的流線型程度對阻力系數影響較明顯,對升力和升力矩系數影響較弱?？梢钥闯?目前關于雙邊箱梁氣動特性研究的對象主要為固定寬高比梁,對于不同寬高比雙邊箱梁的氣動特性研究較為缺乏。

鑒于以上分析,以某跨海大橋的雙邊箱梁為研究背景,通過節段模型風洞測力、測壓試驗來研究不同寬高比雙邊箱梁的氣動力特性、風壓分布特性和旋渦脫落特性隨風攻角的變化規律,并通過各寬高比模型表面的風壓分布特性來解釋其氣動力系數的變化規律,從而為該類型主梁的實際工程提供參考。

1 試驗概況

1.1 工程概況

以某跨海大橋為實際工程背景,如圖1所示,該大橋為雙塔三跨式斜拉橋,跨徑組成為(137.2+324.4+137.2) m=598.8 m,索塔高度為85.1 m。圖2所示為該橋主跨的主梁斷面形式,該主梁為雙索面體系的鋼筋混凝土雙邊箱梁,寬度為17 300 mm,不考慮防撞護欄高度為2 550 mm,寬高比約為6.78。

圖1 大橋總體布置圖(單位:m)

圖2 雙邊箱梁斷面形式(單位:mm)

圖3 測力測壓試驗模型安裝

1.2 試驗模型與工況

試驗在石家莊鐵道大學風工程研究中心邊界層風洞實驗室的高速試驗段中進行,該試驗段寬2.2 m,高2.0 m,長5.0 m,最大風速可達80.0 m/s,紊流度不超過0.2%。為滿足阻塞度不超過5.0%的要求,按照縮尺比1∶30制作該雙邊箱梁的試驗模型。試驗模型安裝見圖3,試驗模型采用木質結構,并在模型中部設置通長的鋼管,以便固定在兩邊的測力天平上,在節段模型左右兩端設置矩形端板以保證試驗的二元性。通過調節兩側測力天平上螺絲的松緊來控制模型圍繞鋼管軸心的旋轉角度,調節來流風攻角。

圖4 不同寬高比模型的斷面形式及測點布置(單位:mm)

為研究寬高比(即B/D,其中,B和D分別為雙邊箱梁斷面的寬度和高度)對雙邊箱梁氣動特性的影響,對實際工程中的抗風設計提供參考,在實際工程中常見的寬高比范圍內選取了3個寬高比5.00、6.78、9.00進行試驗,其中6.78為研究中實橋的寬高比。如圖4所示,除寬高比為9.00的模型以外,其余2種寬高比的雙邊箱梁模型均以寬高比為9.00的模型為主體,通過增加補償段的方法來改變模型的寬高比。此外,對各寬高比模型均設置了從-5°到5°的不同風攻角,變化步長為1°,以研究不同風攻角時寬高比對雙邊箱梁氣動特性的影響。

研究采用剛體模型風洞測壓試驗與測力試驗同步進行的方式來開展。在剛體模型測壓試驗方面,如圖4所示,針對不同寬高比的雙邊箱梁模型,在模型中部橫截面的外緣布置了一圈風壓測點,以測量模型表面風壓。由于模型表面拐角處的風壓變化較為劇烈,因此對拐角附近的測點進行了適當加密。防撞護欄處圓形扶手與下部支座相連接的部分在縱向間隔布置,且圓形扶手尺寸太小,因此沒有對這兩處布置風壓測點。寬高比取值為5.00、6.78和9.00的雙邊箱梁模型表面風壓測點數目分別為124、118和106個。測壓試驗采用美國Pressure Systems公司生產的DTC系列微型ESP壓力掃描閥和DTC Initium數據采集系統對測點處的風壓信息進行采集,采樣頻率為330 Hz,采樣時間為30 s。在剛體模型測力試驗方面,該雙邊箱梁模型的兩端會被安裝在六分量高頻測力天平上,從而采集模型整體所受的氣動三分力時程信息,該測力設備由美國ATI公司生產,采樣頻率為1 500 Hz。

1.3 參數定義與可靠性驗證

如圖5所示,黑色箭頭指示模型所受來流風的方向,U∞為模型遠前方的來流風速,風攻角用α表示,FD、FL和M分別為風軸坐標系下由測壓或測力試驗所得到的模型單位長度上的阻力、升力和扭矩。為了表述方便,圖5中模型斷面的各個角點均用小寫英文字母來表示,例如:a點、d點、h點。

圖5 風攻角及三分力系數定義

可采用無量綱風壓系數Cp來描述模型表面的風壓分布情況,定義為

(1)

式中,Pi為模型表面測點總壓;Ps為參考點處的靜壓;ρ為空氣密度。

三分力系數定義如下

(2)

(3)

(4)

各寬高比雙邊箱梁在不同風攻角下的旋渦脫落特性可用無量綱參數斯托羅哈數表示,定義如下

(5)

式中,f為旋渦脫落頻率。

圖6給出了寬高比為6.78的雙邊箱梁模型的測壓試驗與測力試驗結果對比?？梢园l現,2種試驗方法得到的升力系數和扭矩系數十分接近,而阻力系數的測壓試驗結果稍小于測力試驗結果。造成該差異的原因可能有2方面原因:①防撞護欄處圓形扶手及其與下部支座相連接的部分沒有布置風壓測點,測壓試驗結果無法考慮這兩部分的風阻力;②測壓試驗無法獲取來流在模型表面產生的摩擦力。

圖6 寬高比為6.78的雙邊箱梁模型測力試驗和測壓試驗結果對比

2 試驗結果討論與分析

2.1 氣動力特性

圖7(a)為不同寬高比雙邊箱梁阻力系數隨風攻角的變化規律。當-5°≤α≤-2°時,隨著雙邊箱梁寬高比的增大,阻力系數先增大后減小,變化幅度較大。當-1°<α≤2°時,隨著寬高比的增大,阻力系數表現為先減小后增大的趨勢。當2°<α≤5°時,隨著寬高比的增大,阻力系數迅速增大,受寬高比變化的影響明顯。隨風攻角增大,寬高比為5.00和6.78時,雙邊箱梁的阻力系數先減小后緩慢增大,B/D=9.00時阻力系數在小范圍內發生波動。

圖7(b)為不同寬高比雙邊箱梁升力系數隨風攻角的變化規律。當-5°≤α<0°時,隨著寬高比增大,向上的升力迅速減小,并逐步變為更大的、向下的升力。當0°≤α<3°時,隨著寬高比由5.00增大到6.78,較大的升力迅速變為較小的、向下的升力,寬高比為6.78和9時升力系數則較為接近。當3°≤α≤5°時,隨著寬高比增大,向上的升力由0附近增大到較大的值。當B/D=5.00,-5°≤α≤2°時向上的升力緩慢增大,并當攻角由2°增加到3°時,驟減到0左右。當B/D=6.78時,負攻角時的升力向下且值較小,隨著正攻角的增大升力方向由下變上。當B/D=9.00時,隨風攻角的增大,向下的升力由大變小,并當α=3°時減為0,隨后由0變為向上的、較大的升力。

圖7(c)為不同寬高比雙邊箱梁扭矩系數隨風攻角的變化規律。隨著寬高比的增大,扭矩系數均逐漸減小,且其變化幅度隨著攻角由-5°變為5°逐漸減小。在較大的負攻角時雙邊箱梁的扭矩受寬高比變化影響最大,順時針的扭矩隨寬高比的增大迅速減小并變為逆時針方向。當B/D=5.00時,扭矩系數先緩慢增大后逐漸減小;當B/D=6.78時,扭矩系數隨攻角的變化較為平緩;當B/D=9.00時,隨風攻角由-5°變化到5°,扭矩由逆時針方向變為順時針方向,且順時針的扭矩逐漸增大。

圖7 不同寬高比雙邊箱梁氣動三分力系數隨風攻角變化規律

2.2 風壓分布特性

鑒于大攻角時氣動力系數變化明顯,有必要對大攻角下雙邊箱梁氣動力系數隨寬高比的變化機理做出進一步解釋,下面將通過研究雙邊箱梁的表面風壓分布特性初步探討氣動力系數的變化機理。

圖8為α=-5°時不同寬高比雙邊箱梁表面的風壓系數分布情況。從阻力系數變化來看,當寬高比由5.00增大到6.78時,c-d面風壓由較小的負壓變為正壓,h-i面負壓存在小幅減小,均對阻力系數的增大存在正貢獻;e-f面上負壓存在小范圍的減小,且u-v面上正壓逐漸減小,對于阻力系數的增大存在負貢獻。因為c-d面上的風壓變化與u-v面相比較為顯著,因此當寬高比由5.00增大到6.78時阻力系數增大。當寬高比由6.78增大到9.00時,c-d面上正壓增大的幅度與j-k面上負壓減小的幅度較為接近,它們對阻力系數變化存在相反的貢獻,因而相互抵消,但e-f面、l-m面、n-o面上負壓的明顯減小,以及u-v面上正壓迅速減小并出現一定范圍的負壓,均使得阻力系數明顯減小。

圖8 α=-5°時不同寬高比雙邊箱梁表面風壓系數分布

從升力系數的變化來看,隨著寬高比的增大,b-c面上的風壓由負壓變為正壓并迅速增大,d-e面、f-g面、g-h面上的負壓均存在一定幅度的減小,v-a面上的正壓減小并出現一定范圍的負壓,這些均對升力系數的減小存在正貢獻,k-l面、m-n面上風壓的變化相似但方向相反,可近似抵消,因此升力系數值迅速減小,升力方向發生變化。

圖9為α=5°時不同寬高比雙邊箱梁表面的風壓系數分布情況。對阻力系數而言,隨著寬高比增大,a-b面上的正壓逐漸增大,c-d面、p-q面上的負壓逐漸減小,均對阻力系數的增大起到正貢獻,且p-q面上負壓減小對阻力系數的增大所帶來的正貢獻大于s-t面上負壓減小所帶來的負貢獻,使得阻力系數隨寬高比增大而明顯增大。對于升力系數而言,隨著寬高比的增大,q-r面、r-s面和t-u面的負壓均有所減小,對升力系數的增大起到正貢獻,而b-c面上負壓減小對升力系數的增大起到負貢獻,使得升力系數有所增大。

圖9 α=5°時不同寬高比雙邊箱梁表面風壓系數分布

可以發現,隨著寬高比由5.00增大到6.78,關于對阻力系數變化起正貢獻的作用面數量與起負貢獻作用面數量的差值,α=5°時的差值大于α=-5°時,因此,較大的正攻角對阻力系數的影響大于較大的負攻角。當α=-5°時,對升力系數的變化起到正貢獻的作用面數量和有效寬度均超過α=5°時的情況,因此,較大的負攻角對升力系數的影響明顯大于較大的正攻角。

2.3 旋渦脫落特性

對3種寬高比雙邊箱梁在不同風攻角時的升力系數時程進行快速傅里葉變換(FFT)可以得到如圖10～圖12所示的傅里葉幅值譜圖,圖10～圖12中,AF表示傅里葉幅值。

圖11 B/D=6.78時雙邊箱梁不同風攻角下升力系數的傅里葉幅值譜圖

圖12 B/D=9.00時雙邊箱梁不同風攻角下升力系數的傅里葉幅值譜圖

從圖10～圖12可以看出,當B/D=5.00時,隨著風攻角由-5°變為5°,斯托羅哈數先逐漸增大后緩慢減小,并在α=1°時取得極大值0.66;當B/D=6.78時,隨著風攻角由-5°變為5°,斯托羅哈數先逐漸增大后迅速減小,并在α=3°時取得極大值0.81。當B/D=9.00時,隨著風攻角由-4°變化到4°,斯托羅哈數先小幅增大,而后基本穩定在0.8左右。當B/D=5.00時,斯托羅哈數的值一般在0.48和0.66之間,當B/D=6.78時,該值一般在0.64和0.81之間,當B/D=9.00時,一般在0.8附近,因此,斯托羅哈數隨著寬高比的增大而逐漸增大。

在小攻角時,不同寬高比雙邊箱梁升力系數的傅里葉幅值譜圖上均存在明顯的峰值,即不同寬高比雙邊箱梁在小攻角時均存在明顯的旋渦脫落現象。大攻角時,隨著雙邊箱梁寬高比的增大,幅值譜圖上的峰值愈發不明顯,這說明在大攻角時旋渦脫落現象隨著寬高比的增大而逐漸變得不明顯。

3 結論

(1)寬高比對雙邊箱梁阻力系數的影響主要體現在較大的正攻角。隨著寬高比的增大,阻力系數逐漸增大。

(2)寬高比對雙邊箱梁升力系數和扭矩系數的影響主要體現在較大的負攻角。隨著寬高比的增大,向上的升力逐漸減小,并變為向下的升力;順時針的扭矩逐漸減小,并變為逆時針的扭矩。

(3)小攻角下,不同寬高比的雙邊箱梁均存在明顯的旋渦脫落現象,且隨著寬高比的增大,斯托羅哈數逐漸增大。大攻角下,隨著寬高比的增大,雙邊箱梁的旋渦脫落現象逐漸變得不明顯。