带焊缝圆灯柱气动特性及焊缝影响机理研究

周旭辉

(1. 中铁十一局集团有限公司,湖北 武汉 430061; 2. 长沙理工大学 土木学院, 湖南 长沙 430007)

0 引言

对于桥梁斜拉索、吊杆、输电线、灯柱等细长圆柱结构,当气流经过时会产生流动分离和尾流区域交替的旋涡脱落,随着流速的增加,涡脱频率逐渐接近结构自振频率,从而发生涡激共振现象[1]。某座跨海悬索桥,沿桥梁长度方向两侧设置了照明路灯,灯柱采用变截面空心圆的形式,由钢板卷制而成,灯柱高12 m,灯柱下部直径为0.2 m,上部直径为0.1 m,通过法兰盘固定在桥面,灯柱沿高度方向有一道明显的焊缝,各灯柱的焊缝位置存在差异。根据现场调查,在常遇风速范围内,灯柱发生了明显的二阶涡激振动现象,且焊缝及其周向位置对灯柱的涡激振动有显著的影响,不同的焊缝周向位置会抑制或者增强灯柱的涡激振动。灯柱长期的涡激振动会影响其耐久性,导致疲劳破坏,因此有必要对灯柱气动特性以及焊缝对涡激振动的影响机理开展研究。

针对灯柱等自立细长杆结构的涡激振动问题,已有大量学者进行了风洞试验[2-6]以及理论研究[7-8],但其研究对象大多为常规的圆截面或者多边形截面,对于带焊缝的圆截面灯柱目前还未有相关的报道。众所周知,圆柱表面的轻微干扰会显著改变其气动性能,使其表现出不同的振动特性[9-11]。带焊缝的圆灯柱与拉索风雨振的人工雨线模型和带绊线的圆柱类似,人工雨线和绊线的存在极大地改变了圆柱的气动性能。NEBRES等[12]研究了单绊线对圆柱表面压力、St数和阻力系数的影响,发现绊线在20°～70°之间,尾流、阻力和St数受绊线影响显著,当绊线靠近圆柱驻点位置时,阻力和St数受影响不明显。DU等[13]对0°风向角下带人工水线的拉索圆柱模型进行了同步测力测压试验,结果表明:不同的水线位置会增强或者抑制卡门涡脱。PENG[14]基于CFD数值模拟,通过模拟降雨和固定人工雨线的方法,分析了雨线对圆柱流动模式的影响。EKMEKCI等[15]采用PIV技术研究了不同位置的绊线对圆柱近表面剪切层分离和尾流的影响,试验发现绊线的存在改变了结构的尾流特征。ALAM等[16]对不同绊线位置的圆柱开展了测压试验,并测试了其尾流特征,试验发现:不同的绊线位置会显著影响边界层稳定性、分离点位置以及尾流宽度。COSENTINO等[17]、ZDRAVKOVICH[18]和SCHEWE[19]提出,圆柱气动特性受表面小的扰动非常敏感,表面的轻微凸起、粗糙度等因素可能使圆柱流动模式从亚临界转变为临界状态,近表面边界层会发生层流到湍流的转捩,导致圆柱表面发生分离再附现象。

上述文献对带人工雨线的拉索模型以及带绊线圆柱的气动特性进行了较好的研究,但其关注重点大多在拉索风雨振的起振机理以及绊线引起的分离再附等现象,对于焊缝、雨线和绊线对圆柱涡激振动影响的研究较少。另外,焊缝的形状和尺寸与人工水线、绊线存在差异,可能造成圆柱气动特性以及流动机制的差异。基于上述研究背景,本文设计制作了直径为160 mm的灯柱刚性节段测压模型,采用ABS弧形板条模拟焊缝,通过风洞试验测试了灯柱的气动特性,分析了不同焊缝位置灯柱的气动力、表面压力分布以及流体涡脱强度等特征,并探究了焊缝对灯柱涡激振动的影响机理,可为后续带焊缝灯柱的涡激振动控制提供了基础。

1 风洞试验

1.1 试验风洞介绍

试验在长沙理工大学风洞试验室高速段进行。长沙理工风洞为回/直流双试验段边界层风洞,包括水平回流高风速试验段和直流低风速试验段,风机扇叶采用可变焦距系统,可确保低风速风场的稳定可靠,低速段尺寸为:10.0 m×3.0 m×21.0 m,风速范围为1.0～18.0 m/s,高速段尺寸为4.0 m×3.0 m×21.0 m,风速范围为1.0～45.0 m/s。

1.2 节段模型测压试验

实际灯柱发生涡激振动的常遇风速为6～10 m/s,对应的雷诺数为亚临界区域。本文设计的灯柱节段测压模型长0.91 m,采用等截面形式,模型直径D为0.16 m,端板直径为2.5D,风洞节段测压模型试验布置如图1所示。选取8 m/s风速进行试验,雷诺数与实际灯柱基本一致, 约为0.91×105, 实测流场的紊流度小于0.5%,风洞阻塞率约为1.61%,能够较好的模拟实际灯柱的气动特性。在模型中间位置设置了两圈测点,间距为15 cm,定义为测压圈A和测压圈B,每圈各设置66个测压孔,节段模型总共设置了132个测压孔。

图1 风洞节段测压模型实验布置图Fig. 1 Light pole sectional pressure model and experimental setup

采用DSM300电子压力扫描阀系统测量灯柱周向及焊缝位置的风压分布,采样频率为330 Hz,采样时间为60 s。采用TFI Cobra眼镜蛇探针测量来流风速,探针采样频率为1000 Hz,采样时间为32.14 s。通过调节风洞转盘测量不同焊缝位置的灯柱压力分布,转盘每次转动角度为3°,测试了0°～180°范围内共61个工况。

1.3 焊缝位置及气动力定义

根据现场调查,原灯柱沿高度方向存在厚度为2～3 mm,宽度为5～12 mm的焊缝,如图2所示。为风洞试验结果更为接近实际灯柱,节段测压模型选取了与实际焊缝接近的平均尺寸,厚度为2 mm,宽度为8 mm的弧形ABS板条粘贴在圆柱表面模拟实际灯柱的焊缝,图3为焊缝尺寸以及焊缝位置θ的定义。

图2 实际灯柱焊缝图Fig. 2 Weld of actual light pole

图3 焊缝位置及尺寸示意图Fig. 3 Position and size of weld

灯柱节段模型表面无量纲风压系数定义为:

(1)

灯柱节段模型的气动力和气动力系数定义为:

(2a)

(2b)

(3a)

(3b)

式中:ρ为空气密度;U0为来流风速;p为压力扫描阀测量的测压孔风压;p0为参考点静压;D为灯柱节段模型直径;s为每个测压孔对应的弧长;FD和FL分别为灯柱模型单位长度的气动阻力和气动升力,通过上式积分所得;α为各测压孔角度位置,如图1所示;CD和CL分别为灯柱模型的阻力系数和升力系数。

2 试验结果及分析

2.1 试验结果验证

为验证试验的可靠性,首先对光滑圆柱开展测压试验。DU等[13]和FARELL等[20]分别通过风洞试验测量了光滑圆柱在亚临界雷诺数区域的风压分布,本文参考文献[13]和[20],对比验证试验结果的可靠性。图4为本文和参考文献所测圆柱平均压力分布系数对比图。由图可知,本文所测RingA和RingB两圈测点的平均压力分布曲线基本重合, RingB由于试验误差,在约338°存在较小的偏差,两圈测点的结果与参考文献的结果基本吻合,为保证试验结果准确性和可靠性,本文选取RingA结果进行后续分析。

图4 光滑圆柱周向压力分布对比Fig. 4 Comparison of circumferential pressure distribution for smooth cylinder

2.2 焊缝对灯柱气动力的影响

为了研究焊缝对灯柱涡激振动的影响机理,文中首先分析了不同焊缝位置对灯柱气动力的影响。图5和图6是不同焊缝位置的灯柱平均气动力系数和气动力系数均方根,依据气动力系数变化特征,本文将0°～180°焊缝位置分为A～E这5个影响区域。

图5 不同焊缝位置的灯柱平均升力系数和平均阻力系数Fig. 5 Mean lift and drag coefficients for different weld positions of light pole图6 不同焊缝位置的灯柱升力系数和阻力系数均方根Fig. 6 RMS of lift and drag coefficients for different weld positions of light pole

当焊缝位置在A区域(0°～18°)时,灯柱平均气动力和气动力均方根基本保持不变,平均升力系数约为0,平均阻力系数约为1.4,升力系数均方根约为0.2,阻力系数均方根约为0,在该区域内,焊缝对灯柱气动力影响较小,圆柱气动力系数与光滑圆柱类似。

当焊缝位置在B区域(18°～33°)时,平均气动力和气动力均方根随焊缝角度的增加基本呈线性变化,平均升力大幅增加至0.7附近,平均阻力轻微降低至1.0附近,升力均方根相较A区域(0°～18°)降低0.1左右。升力均方根的幅值一定程度可以反应流体涡脱的强度,在B区域内(0°～18°),升力均方根的降低,表明灯柱的流体涡脱强度降低,焊缝对灯柱涡激振动产生了抑制作用,同时,随着焊缝角度的增加,焊缝产生的抑制效果逐渐增强。

当焊缝位置在C区域(33°～63°)时,灯柱平均气动力和气动力均方根基本不发生变化,升力均方根始终保持在最小值附近,在该区域内,焊缝对灯柱涡激振动保持较强的抑制效果。当焊缝位置在D区域(63°～78°)时,尽管对应的焊缝角度区间较小,灯柱气动力在该区域内发生了显著的变化,平均升力迅速降低到0附近,平均阻力回升至1.4附近,与此同时,升力均方根迅速增加,在78°焊缝位置,升力均方根达到最大值,此时的流体涡脱强度也显著提高,焊缝对灯柱涡激振动产生了明显的增强效果。

当焊缝位置超过D区域(63°～78°)后,灯柱升力均方根迅速回落,焊缝的增强作用基本消失,此时焊缝对圆柱影响较小,灯柱气动力与A区域和光滑圆柱基本保持一致。对于亚临界雷诺数区域的光滑圆柱。其涡脱分离点通常位于70°～80°之间,在本文试验中,当焊缝位置超过78°时,焊缝对圆柱产生的影响迅速减弱,其原因可能是由于焊缝位于圆柱原分离点后侧,因此流体漩涡脱落基本不受焊缝影响。

上述试验结果与相关文献结果吻合,DU等[13]基于二维同步测力测压试验,测试了0°风向角下带人工水线的拉索圆柱模型气动力,将人工水线位置分为4个影响区域:亚临界区域(0°～20°)、单侧分离再附流区域(20°～60°)、增强的亚临界区域(60°～90°)、亚临界区域(90°及之后),试验结果表明:在单侧分离流再附区域(20°～60°)和增强的亚临界区域(60°～90°),平均升力以及升力均方根会发生显著的增大或者减弱的现象。ALAM等[16]研究了带双绊线圆柱的尾流特征和气动力,试验发现当绊线位置小于20°时,带绊线圆柱的气动力、尾流结构与光滑圆柱基本一致。

2.3 焊缝对升力频谱的影响

为了进一步分析不同焊缝位置灯柱的流体涡脱特性,本文对带焊缝和不带焊缝的灯柱升力时程进行了频谱分析,频谱分析采用快速傅里叶变换(FFT),升力时程通过周向压力积分获得。光滑圆柱以及A～E这5个焊缝区域内的典型升力频谱图,如图7所示。

图7 不同焊缝位置的圆柱升力频谱Fig. 7 Power spectra of lift forces for the cylinder with different positions of weld

由图7(a)和(b)可知,当焊缝位置在12°,即A区域(0°～18°)时,灯柱气动特性受焊缝影响较小,升力频谱幅值、St数与光滑圆柱工况基本一致,频谱幅值约为0.4,St数为0.167。

由图7(c)、(d)和(e)可知,当焊缝位置在B区域(21°～33°)和C区域(36°～63°)时,随着焊缝角度的增加,升力频谱的幅值逐渐降低,当焊缝位置在54°时,频谱峰值约为光滑圆柱的0.5倍。升力频谱的幅值可以用来评估流体卡门涡脱的强度,较低的频谱幅值说明焊缝抑制了流体涡脱。试验结果表明,当焊缝位置在B区域(21°～33°)和C区域(36°～63°)时,升力频谱的幅值显著降低,焊缝对灯柱涡激振动产生了明显的抑制效果。

如图7(f)和(g)所示,焊缝位置在D区域(63°～78°)时的升力频谱,此时焊缝位置接近圆柱原分离点,升力频谱的峰值明显高于光滑圆柱,说明流体卡门涡脱被增强,因此灯柱的涡激响应也将随之增大如图7(f)和(g)所示。在D区域(63°～78°)内,圆柱的St数始终在0.166附近,与无焊缝工况基本一致,本文St数的变化与文献[13]存在差异,试验没有观察到St数降低的现象,可能由于焊缝尺寸、雷诺数等差异造成。

如图7(f)和(g)所示,当焊缝位于E区域(81°～180°)时,焊缝位于圆柱原分离点后侧,因此圆柱的卡门涡脱受焊缝影响较小,灯柱升力频谱峰值和St数与光滑圆柱基本一致,如图7(h)所示。

2.4 焊缝对灯柱压力分布的影响及机理分析

本文计算了光滑圆柱以及10个典型焊缝位置圆柱的平均风压系数和风压均方根系数,如图8所示,分析焊缝对灯柱周向风压分布的影响。为方便比较风压均方根和平均风压随焊缝位置的变化,图8中将压力均方根系数放大了-5.0倍,图中红色圆圈代表灯柱断面,圆圈内部的压力系数为正值,圆圈外部的压力系数为负值。由图8可知,当焊缝在不同位置时,灯柱平均压力系数和压力系数均方根差异明显。当焊缝位置在18°(A区域)时,灯柱平均压力系数和压力系数均方根基本呈对称分布,灯柱表面压力分布受焊缝影响较小,与光滑圆柱在亚临界雷诺数区域的压力分布(图8(a))基本一致。

注: 图中红色圆圈代表灯柱断面;灰色矩形代表焊缝图8 不同焊缝位置灯柱的周向风压分布Fig. 8 Wind pressures on the circular cylinder with weld for different weld positions

当焊缝位置在27°和30°(B区域)时,灯柱压力系数呈现不对称分布,圆柱在焊缝一侧出现较大的平均负压,压力均方根轻微增大,平均压力系数在焊缝位置后侧先显著降低,随后又迅速回升。当焊缝位置在45°、51°和60°(C区域)时,平均压力系数在焊缝附近出现,先显著增大,然后迅速降低再缓慢回升的现象,平均负压在60°焊缝位置达到最大。另外,压力均方根在焊缝侧出现2个明显的峰值,第一个峰值在焊缝附近,其峰值的位置随着焊缝角度的变化而变化,第二个峰值出现在约100°的位置,基本不随焊缝位置发生改变。

通常认为平均压力系数不连续点附近或者脉动压力系数极值点附近为圆柱的漩涡脱落分离点[18],上述圆柱压力分布结果表明:当焊缝在C区域时,可能存在分离再附现象,流体先在焊缝位置发生分离,形成分离再附泡附着在圆柱焊缝后侧的表面,随后在圆柱背风面约100°位置再次发生分离,因此在圆柱焊缝侧存在2个压力系数均方根极值点,平均压力系数在焊缝后侧也表现为先降低后上升的趋势。分离流的再附改变了圆柱原有的涡脱模式,圆柱卡门涡脱受到干扰,因此灯柱涡激振动被抑制。上述现象与相关文献结果一致,如DU等[13]提出当人工水线位于圆柱的30°～58°时,带人工水线圆柱的压力分布与临界雷诺数圆柱的压力分布类似,在圆柱上水线位置发生分离的自由剪切层中存在层流-紊流的转捩,可能导致分离泡的形成。

当焊缝位置在72°,75°,78°(D区域)时,随着焊缝角度的增加,焊缝后侧的平均负压逐渐减小,平均风压逐渐呈对称分布。与此同时,风压均方根在圆柱焊缝附近仅出现单个较大的极值点,且分离点保持在焊缝附近,表明圆柱的分离再附现象消失,流体在焊缝位置直接发生涡脱,同时较大的风压均方根说明灯柱涡激振动被增强。在D区域范围内,焊缝位置接近圆柱原分离点,由于流体无法提供足够的动能,流体在焊缝处直接发生分离,不再形成分离再附泡,与此同时,圆柱焊缝侧的风压均方根显著提高,灯柱表现为涡激振动增强的形式。另一方面,由于焊缝的存在,使灯柱的分离点沿高度保持一致,其展向相关性增强,因此涡激振动也可能被增强。

当焊缝位置在81°及之后(E区域),此时焊缝位于圆柱分离点后侧,焊缝对圆柱压力分布影响较小,圆柱压力分布模式与亚临界雷诺数的光滑圆柱基本一致。

2.5 焊缝尺寸对灯柱气动性能的影响

由于实际灯柱焊接的加工误差,各灯柱的焊缝尺寸不同,由此可能导致灯柱的气动性能的差异。为进一步研究焊缝尺寸的影响,本文选取了3种不同尺寸的焊缝(A、B、C)进行测压试验,焊缝尺寸分别为8 mm×3 mm、4 mm×1 mm和4 mm×5 mm,如图9所示。由图可知,当焊缝位于光滑圆柱的分离点前面时,灯柱的气动性能受到较大的影响,因此本文测试了3种焊缝在0°～90°范围内的圆柱压力周向分布,通过积分获得平均气动力系数,并与平均焊缝尺寸的结果进行对比,结果如图10和图11所示。

图9 焊缝尺寸示意图Fig. 9 Size of weld model

图10 不同焊缝尺寸对平均升力系数的影响Fig. 10 Influence of different sizes of weld on mean life force coefficients图11 不同焊缝尺寸对平均阻力系数的影响Fig. 11 Influence of different sizes of weld on mean drag force coefficients

由图10和图11可知,当焊缝在0°～20°范围内,平均升力系数和阻力系数变化均趋于平缓,与光滑圆柱基本一致。当焊缝在20°～40°区域内,平均升力系数显著提高,平均阻力系数降低,对于焊缝B工况,其焊缝尺寸最小,平均阻力系数下降最明显,在约40°位置达到最小值0.8。当焊缝在40°～65°位置,平均阻力系数缓慢回升,几种工况测得的平均阻力系数较为接近,但是平均升力系数在该区域内存在较大差异,其中焊缝B工况与平均焊缝工况的升力系数基本一致,在0.6～0.8范围内发生波动,而焊缝A和焊缝C工况,由于焊缝厚度较大,升力系数先发生平稳的波动,随后显著增大,在约65°位置达到最大值。当焊缝在65°～90°范围内,焊缝对灯柱气动性能的作用效果开始减弱,气动力系数的数值开始趋近于光滑圆柱状况,但是各焊缝工况的变化速度以及变化范围存在一定差异。另外,几种焊缝工况测得的平均升力系数均存在明显的升力负斜率现象,其斜率基本保持一致。

试验结果表明:对于本文研究的灯柱,不同尺寸的焊缝,灯柱的平均气动力系数的随焊缝位置的变化规律基本一致,但是平均气动力系数的变化范围以及最大值和最小值会发生改变,焊缝B(4 mm×1 mm)在40°位置具有最小平均阻力系数,焊缝C(4 mm×5 mm)在65°位置具有最大平均升力系数,灯柱气动力系数的差异可能会改变其涡激振动风速区间以及幅值的大小,但不会改变其影响规律。

3 结论

本文以某实桥灯柱涡激振动现象为研究背景,通过刚性测压节段模型研究了灯柱的气动特性以及焊缝对灯柱涡激振动的影响机理,主要结论如下:

1) 带焊缝灯柱的气动特性受焊缝影响显著,不同的焊缝位置可以增强或者抑制灯柱的涡激振动。当焊缝位置在B区域(21°～33°)和C区域(36°～63°)时,焊缝对灯柱的涡激振动产生抑制效果。当焊缝在D区域(63°～78°)时,焊缝对灯柱的涡激振动产生增强效果。当焊缝位于灯柱前驻点附近或者原分离点后侧时,灯柱气动特性受焊缝影响较小,此时灯柱的气动特性与亚临界雷诺数的光滑圆柱基本一致。

2) 不同的焊缝位置可以激发不同的流动模式,当焊缝位置在B区域(21°～33°)和C区域(36°～63°)时,平均风压在焊缝附近先增大然后迅速降低再缓慢回升,灯柱的升力显著增大,阻力轻微降低,流体在焊缝附近发生分离再附现象,流体先在焊缝位置发生分离然后附着在焊缝后侧表面上,随后在圆柱100°位置再次发生分离,原有的卡门涡脱受到干扰,涡脱强度降低,因此灯柱的涡激振动被抑制。

3) 当焊缝在D区域(63°～78°)时,流体分离再附现象消失,流体在焊缝位置直接涡脱,平均压力系数基本呈对称分布,灯柱的升力迅速降低、阻力逐渐回升,圆柱焊缝侧的脉动风压和卡门涡脱强度的显著提高,使灯柱涡振响应增强。另一方面,焊缝对灯柱展向分离点的修正,也可能进一步增大灯柱的涡激振动。

4) 对于本文研究的灯柱,焊缝尺寸的变化不会改变灯柱的气动力系数的变化规律,但是会影响气动力系数的最大/小值以及变化角度区间,由此可能改变灯柱涡激振动的风速区间和振动幅值,建议对实桥灯柱的焊缝进行打磨处理,降低风致振动的风险。

本文对带焊缝的圆灯柱气动特性开展了风洞试验研究,研究了灯柱气动特性以及焊缝影响机理。仅对灯柱开展了静力节段模型试验,没有开展同步测振测压试验,同时试验无法直观的观察灯柱周围流场的变化,在后续工作中将开展进一步的研究。