门式变断面桥塔气动力系数及涡振性能研究-.pdf

2 0 1 3 年第3 期 西南公u-XI N ANG ON GL U 门式变断面桥塔气动力系数及涡振性能研究 邵春生 刘 多特 唐浩俊 王云飞 卢 伟 曹平辉 李永乐 1 ． 四川公路桥梁建设集团有限公司 成都6 1 0 0 4 1 ， 2 ． 西南交通大学土木 学院桥 梁系 成都6 1 0 0 3 1 【 摘要 】 为研究门式变断面桥塔风致静动力I陛能，采用C F D 数值模拟方法对塔柱典型断面进行定常及 非定常分析，考查了断面静力气动力系数及涡振参数，对桥塔涡振性能进行了初步评判；通过气弹模型风洞 试验，测试 了塔柱 自振特性，考查了不同风速下均匀流及紊流场中桥塔涡振起振风速及塔顶水平向位移响 应 ，并与数值分析结果进行 了对比。研究表明，风洞试验与C F D结果吻合，采用数值分析方法对桥塔顺桥向 涡振性能进行预测具有足够精度；横桥向来流作用下，塔柱可能发生顺桥向涡振。 【 关键词 】 桥塔 ；气动力系数；涡激振动；风洞试验；C F D 【 中图分类号 】 U 4 4 3 ． 3 8 【 文献标识码 】 A 0 引 言 门式桥塔是缆索承重体系桥梁最为常用的形式 之一 ，随着跨江跨海桥对主跨跨径的要求 ，桥塔设 计更为高耸 ，相应刚度降低 ，风荷载作用下的桥塔 静动力响应 问题也更为 突出” 。 。 对桥塔风致响应的研究主要集中在塔柱静风 内 力 、驰振 、抖振及 涡振 方面 。其 中 ，驰振作 为发 散 性振动 ，对结构具有毁灭性破坏 ，但通过合理的塔 柱断面设计 ，即可有效的避免发生 ；涡振是柔性体 系在低风速下极易发生的一种风振现象 ，与抖振 同 属限幅振动，兼具 自激和强迫振动性质 ，虽不及驰 振具有毁灭性发散特点，但其发振风速较低，相对 抖振往往具有周期性更大的振幅 ，对施工状态下的 结 构稳定 及疲 劳性能 、成桥 状态行 车舒适 度及 交通 运营都具有较大影响 。而静力气动力系数作为静 风内力 、抖振驰振计算的必要参数 ，在桥塔风振响 应研究中也具有同等重要地位。 本文以南溪长江大桥为依托工程，采用C F D 数 值计算方法 ，对门式桥塔三种塔高下的典型断面静 力气动力系数及涡振参数进行了考察 ，利用桥塔涡 振 “ 特征参数” ，近似计算并预测了横风下塔柱的 涡振起振风速，并通过缩尺气弹风洞试验 ，对桥塔 涡振起振风速、塔顶位移均方根响应进行了测试。 1 断面选取及几何参数 南溪长江大桥是国家高速公路网成渝地区环线 纳溪至宜宾段设置的一座特大型双塔单跨简支悬索 桥 ，全桥总长 1 2 9 5 ． 8 9 m，主跨8 2 0 m。主梁采用钢箱 梁断面，桥塔为混凝土双柱门式桥塔 ，北岸桥塔高 1 3 7 ． 6 1 m，南岸 桥塔 高 1 4 9 ． 6 1 m，塔 柱至下 而上 向内 微倾 斜3 。 5 2 ，断面尺 寸随塔 高线性 递减 。由于两岸 桥塔高度不等 ，本研究偏安全的选取较高的南桥塔 进行分析 ，另外 ，为考察不同塔高位置断面的气动 力性能 ，选取1 ／ 4 、1 ／ 2 、3 ／ 4 三种塔高典型断面进行 计算 ，各断面特征尺寸如图l 所示。 3 6 ． 6 1 ／ 4 塔 高截面 n篱 I 3 4 ． 1 1 ／ 2 塔高截面 口 I 3 1 ． 6 3 ／ 4 塔高截面 口 图 1 南桥塔断 面特征尺 寸 单位 m 刚 r r 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 邵春生，刘多特，唐浩俊，王云飞，卢伟 ，曹平辉 ，李永乐门式变断面桥塔气动力系数及涡振性能研究 2 ． 1 ． 2 静力气动力系数计算 横桥向各计算断面在不同风向角下的阻力和升 力系数 非定常 计算结果见图5 。由非定常计算结 果知 横桥向计算中 见图5 a 左柱和右柱三分力 系数相差较大，随着风 向角 由0 。 增大 减小 至 l 0 。 ，左柱的阻力系数逐渐降低 ，升力系数的绝对值 有明显增加 ；右柱的阻力系数从负值变为正值 ，而 升力系数的绝对值小幅度增加。 顺桥 向各计算断面的三分力系数 非定常 计 算结果见表2 。由气动力系数定义方向可知 顺桥向 计算 中 见图5 6，计算所得上柱和下柱三分力系 数非常接近，其中两柱的阻力系数基本相同，而升 力系数、力矩系数绝对值也十分接近。随着计算断 面对应高程的增加，断面宽高比逐渐减小 ，阻力系 数呈现逐渐增大的规律。 1 ． 5 1 2 O． 9 0． 6 鬟 索0 ．0 - 0 3 -0 ．6 -0 ．9 风向角 。 a阻力 系数 b升 力 系数 图5 各计 算断面不同风向角的三分力 系数 表2 桥塔三分 力系数计 算结果 顺桥 向 下 柱阻 上 柱阻 下柱升 上柱升 下柱力 上 柱力 断面位置 力 系数 力 系数 力系数 力系数 矩系数 矩 系数 CHL CHR CVL CVR CM L CM R 1 1 4 塔高处 1 ． 2 4 8 6 1 ．2 4 8 3 - 0 ． 0 4 8 3 0 ． 0 5 6 9 1 ． 9 7 1 8 1 ． 9 7 1 1 ／ 2 塔高处 1 ． 2 5 5 5 1 ．2 5 5 7 - 0 ． 0 0 6 1 0 ． 0 1 3 9 2 ． 0 5 1 6 - 2 ．0 5 1 7 3 ／ 4 塔高处 1 ． 2 8 4 1 ． 2 8 5 5 - 0 ． 0 1 6 8 0 ． 0 9 2 3 2 ． 】 5 3 8 _ 2 ． 1 5 8 2 2 ． 2 塔柱 断面涡振性能分析 旋 涡的脱落频率与风速及结构 的断面形状有 关 ，可用斯托罗哈数 来描述 。 S , f D／ U 4 式中 厂 Hz 为旋涡脱落频率 ，D m 为物体垂 直于来流方向平面上的特征尺寸 ，U m ／ s 为来流速 度。通过计算断面的斯托罗哈数 ，可以对等断面柱 体的涡振性能进行分析 ，通过非定常分析 ，计算得 到主梁断面三分力系数随时间波动的时程曲线，对 该曲线进行频谱分析，即可提取旋涡脱落频骂 ，根 据式4 可计算出断面的斯托罗哈数 。 涡激振动的计算中，同样取南桥塔l ／ 4 、1 ／ 2 、3 ／ 4 t 高断面计算涡激振动眭能，各断面分别采用与实际高度 设计风速进行分析。图6 、图7 为南岸桥塔部分特征断 面在对应风速下的升力时程曲线与升力系数幅值谱图。 索 世 粤 籁 1 迭代 时间 s a升 力系数 时程 曲线 频率 H z b升 力系数幅值谱 图6 横桥 向1 ／ 4 塔 高断面 南桥塔 迭代时间 S a升力 系数时程曲线 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 西南公路 频 率 Hz b升力 系数幅值谱 图7 顺桥 向1 ／ 2 塔 高断面 南桥塔 通过对桥塔断面进行涡振性能计算，反映了不 同塔高位置横桥 向和顺桥 向各断面的涡激振动规 律。表3 为各断面下的旋涡脱落频率，根据式4 计算 出了对应斯托罗哈数。 表3 南岸桥塔 断面涡振性 能 旋 涡 脱 落 频 率 斯 托 罗 哈 数 断 面 位 置 f H z 0 ． 5 4 9 0． 1 6 7 横桥向 1 ／ 4 塔高处 0 ． 7 4 9 0．2 2 7 0． 7 0l O． 1 7 4 横桥向1 ／ 2 塔高处 0 ． 8 9 8 0．2 2 3 0 ． 7 9 8 0． 1 7 2 横桥向3 ／ 4 塔高处 1 ． 0 4 9 0．2 2 6 顺 桥向1 ／ 4 塔高处 0 ． 9 3 0 0 ．3 7 0 顺桥向1 ／ 2 塔高处 I ． 3 9 9 0 ．4 7 8 顺 桥向3 ／ 4 塔高处 1 ． 5 3 1 0 ．4 7 9 分析结果可知，随着风速的增加，计算断面面积 的减小，桥塔在横桥向和顺桥向的旋涡脱落频率均逐 渐增大，横桥向1 ／ 4 塔高处的旋涡脱落频率最小。 以南桥塔为例计 算 了裸塔状态结构 的 自振特 性 ，顺桥向一阶频率为0 ． 2 5 5 H z ，横桥向一阶频率为 0 ． 4 9 0 H z 。 由表 3 知 ，横桥 向风作 用下 ，对 应 于第 一 个卓越频率的斯托罗哈数的平均值为0 ． 1 7 1 ，对应于 第二个卓越频率的斯托罗哈数的平均值为0 ． 2 2 5 ，近 似将1 ／ 2 塔高处塔柱的顺桥向宽度7 ． 2 5 m作为涡振起 振风速的计算 “ 特征尺寸” ，则对应于两个斯托罗 哈 数 的 实 桥 顺 桥 向 涡 振 风 速 分 别 为 1 0 ． 8 m／ s 和 8 ． 2 r r d s 。顺桥向风作用下 ，斯托罗哈数的平均值为 0 ． 4 4 2 ，相应地实桥横桥向涡振风速为1 1 ． 1 m ／ s 。 3 桥塔气弹模型风洞试验 3 ． 1 模型设计及 自振性能测试 ， 对桥塔进行G 1 ／ 8 0 的缩尺模型设计 ，相应风速比 为 ， 1 ／ 8 ． 9 4 ，由相似条件可知频率比为C 8 ． 9 4 ／ 1 。 气弹模型设计时 ，桥塔弯曲刚度由A 3 钢制成的芯梁 提供 ，芯梁设计为矩形断面，用以满足塔柱顺桥向 及横桥 向两个弯曲刚度相似关系 ，桥塔气动外形由 木质外模提供 。 气弹模型风洞试验中同样偏安全地选择高塔f 即 南桥塔1 进行试验，试验以塔顶作为动态响应测量控 制断面，测定顺桥向及横桥向位移与加速度响应。 为减小测试仪器对塔柱附近流场的干扰 ，分别在塔 顶断面背风向及外侧设置了两个加速度传感器 ，用 于测试桥 塔顺桥 向和横 桥 向的加速度 响应 ，分析测 试结果可得到桥塔顺桥向和横桥向的位移响应。 模型底部与地面固结 ，即六个方向的自由度均约 束。由于塔柱整体刚度较大，风荷载作用下更易发生 低阶模态共振，待模型安装完成后，分别对塔柱两方 向进行激振，仅测试其一阶自振频率，考虑到实桥塔 柱为混凝土 ，故采用在外模缝隙增加泡沫及表面黏贴 胶带方法增大模型阻尼 比，以尽可能还原结构真实动 力特I 生，测试 自 振频率结果及相应阻尼比条件见表4 。 表4 模 态频 率及 阻尼测试 频 率单位 Hz 实桥 实测 提 高阻尼 阻尼 振型阶次 频率 频 率 后频率 比 一 阶顺桥向弯曲 0 ． 2 5 5 2 ．4 1 5 3 7 7 8 1 ． 6 O ％ 一 阶横桥向弯曲 0 ．4 9 0 4 ．4 9 0 5 ． 1 8 9 1 ． 2 0 ％ 3 ． 2 均匀流及 紊流下的试 验结果 在均匀流场中进行 了十种来流风向角试验 ，即 0 。 来流与桥轴垂直 ，横桥向吹风 ～ 9 0 。 来流 与桥 轴一致 ，顺 桥 向吹风 ，△ 1 0 。 。均匀流试 验风 速约为0 ～ 1 0 ． 2 m ／ s ，换算至实桥风速已远远高于施工 状态桥塔设计基准风速 2 8 ． 4 r n ／ s 。网8 、冈9 分别 为不 同来 流风 向下 塔顶 两方 向风致响 应随风速 的变 化情况 已换算至实桥 。 实桥风速 t r d s 图8 裸塔 状态塔 顶顺桥 向位移响应 根方差值 ∞加 ∞∞ 鲫∞加 ∞0加 一 i Q s 丕 静掣筐率 ～ 蜷 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 邵春生，刘多特，唐浩俊，王云飞，卢伟 ，曹平辉 ，李永乐门式变断面桥塔气动力系数及涡振性能研究 买桥风速 m ／ s 图9 裸塔 状态塔顶横 桥向位移响应 根方差值 试验观测表明，来流为均匀流时，模型在十种 方 向角下均未 出现振幅发散的驰振等气动失稳 现 象。当风向角 0 。 和1 0 。 ，实桥风速约为 1 0 - 3 r r d s 时 开始 出现显著的顺桥向周期振动 涡振中心风速约 为1 2 ． 4 m ／ s ，此时 ，实桥塔顶最大根方差振幅约为 5 3 ． 2 mm；风 向角 2 0 o 和3 0 。 ，实桥风速约为2 8 ． 0 3 0 ． 0 m／ s 时出现一定程度横桥向周期振动 ，最大根方 差 振幅约为 3 1 ． 7 mm。由于两 方 向振动 响应监测 时程 曲线均呈现明显的谐波特点 ，且振 幅未 随风速增 大 ，可以判断该周期振动为涡振。 来流为紊流时 ，同样进行了与均匀流场中相 同 的十种来流风向角试验 ，对于每一种来流偏角 ，模 型试验风速约为0 ～ 6 ． 9 6 m／ s ，换算至实桥风速已远远 高 于施工 状态桥塔 设计基 准风速 2 8 ． 4 r r d s ，根据 试验风速响应数据，未观测到明显涡振现象 ， 说明湍流对涡振具有一定的抑制作用。 3 ． 3 试验结果与CF D 分析结果对 比 裸塔状态气弹模型风洞试验表明，横桥 向来流 作用下 风向角 0 。 ，风速1 0 ～ 1 5 m ／ s 中心风速 1 2 ．4 m ／ s 范围内出现了顺桥向涡振，其中起振风速 约为1 0 ． 3 m／ s ，而C F D 分析结果显示 ，横桥向来流下 的塔柱顺桥向平均涡振起振风速约为1 0 ． 8 m ／ s ，数值 计算结果与风洞试验结果十分吻合。 顺桥 向来 流下 风 向角 9 0 o 时 ，通过C F D 计 算分析得到的横桥 向涡振风速约为1 1 ． 1 m／ s ，而风洞 试验并未发现明显的涡振现象，这可能与桥塔横桥 向阻尼 比及塔柱与横系梁形成的框架体系有关。通 过桥塔横桥向 自振频率及C F D涡振 “ 特征参数”直 接计算得到的涡振起振风速无法考虑塔柱本身的结 构协调变形 ，而桥塔顺桥向涡振行为不受这一 因素 的影响 ，因此不能采用同样的方法对横桥 向涡振风 速进行预测。 2 0 。 及 3 0 。 来流下同样观测到一定程度横桥 向涡振 ，但振幅相对较小 ，且起振风速超过2 0 r r d s ， 从发振概率及破坏程度上讲，对实际工程影响不大。 4 结论 通过对南溪长江大桥 门式桥塔的二维断面C F D 数值计算及裸塔气弹模型风洞试验测试分析 ，可得 出以下 主要结论 1 不同高度塔柱断面J 项 桥向阻力系数随塔高递 增，主要与断面顺桥向尺寸随塔高递减有关；断面升 力系数及力矩系数随塔高的变化未表现出明显规律。 2由结构对称性，上下游塔柱断面顺桥向气 动力系数基本相同，其余来流风 向下两塔柱气动力 系数差异显著，升力系数分别呈现正负斜率变化规 律 ，阻力系数均以0 。 攻角最大 ，这些主要与塔柱外 形及遮挡效应有关 。 3涡振性能c F D分析显示 ，顺桥向来流下 ， 单一风速仅有一个卓越频率 ，横桥向来流存在两个 卓越频率 ，可能与前后两塔柱问的气动干扰有关 。 4 通过换算不同高度典型断面尺寸及及涡振 参数得到的桥塔 “ 特征参数”，计算得到塔柱顺桥 向涡振 临界 风速为 1 0 ． 8 m ／ s 。 5 桥塔气弹模型风洞试验表明，横桥向来流 下 0 。 出现明显的顺桥向涡振 ，换算实桥塔顶 根方差振幅约为5 3 ． 2 m m，起振风速约为l 0 - 3 m ／ s ，与 C F D预测结果吻合；顺桥向来流下风洞试验未发现明 显的横桥向涡振，C F D 计算横桥向涡振风速不能用于 实桥预测，主要与结构横向的框架效应等有关。 参 考 文 献 [ 1 】许福友， 丁威， 姜峰， 等大跨度桥梁涡激振动研究进展与展望[ J ] ． 振动与冲 击．2 0 1 0 1 0 4 0 - - 4 9 【 2 】李永乐， 廖海黎，李佳圣， 等大跨度斜拉桥钢桥塔基于涡振的气动选型及 驰振性能风洞试验研究f J ] ． 试验流体力学． 2 0 1 2 1 5 0 5 4 [ 3 】郑亮，王达磊，艾辉林． 复杂造型桥塔风荷载的数值风洞模拟[ J ] ． 结构工程 师．2 0 1 1 2 9 0 9 3 [4 】吴梦雪，李永乐，周昱． 悬索桥超高桥塔的刚度和风致响应[ J ] l桥梁建设． 2 0 1 2 4 1 4 2 0 【 6 ]葛耀君， 丁志斌， 赵林． 缆索承重桥梁桥塔 自 立状态涡激共振及其控制[ J ] ． 同济大学学报 自 然科学舨 ．2 0 0 7 8 1 0 0 8 1 0 1 2 [ 7 ]J T G ／ T D 6 0 一 O l 一 2 0 0 4．公路桥 梁抗风设计 规范【 s ] [ 8 ]陈策， 吉林，陈艾荣．润扬大桥悬索桥桥塔自立状态气动弹性模型风洞试 验研究[ J ] l第十六届全国桥梁学术会议论文集 下册 ． 2 0 0 2 7 6 3 7 6 8 一 目一口 ∽ 羞 簿 叵 蜷林 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m