基于大尺度节段模型的悬索桥涡激振动控制气动措施研究

针对扁平钢箱梁悬索桥,通过节段模型的风洞试验,研究了其成桥状态主梁的涡振性能。试验中,采用风攻角α=0°、 3°、-3°研究该桥涡激振动特性,以及研究采用导流板气动措施制振效果。     

大攻角来流作用下扁平钢箱梁涡振性能风洞试验优化研究

大攻角来流情况下,流线型箱梁的气动特性会发生显著变化,为研究大攻角来流作用下扁平钢箱梁涡激振动性能,以某流线型扁平钢箱梁断面为研究背景,基于1∶40节段模型风洞试验,研究了检修车轨道位置和检修车轨道导流板设置、桥面防撞护栏类型、人行道防撞护栏类型以及阻尼比和攻角等对加劲梁涡激振动性能的影响。研究结果表明,在大攻角来流作用下,改变人行道护栏类型对竖向和扭转涡激振动响应具有明显的影响;桥面防撞护栏对加劲梁涡振响应影响较小;背风侧检修车轨道是引起加劲梁涡激振动的主要影响因素;检修车轨道内侧导流板能够有效的抑制竖向涡振,外侧导流板能减小扭转涡振的风速区间。     

单索面大跨悬索桥涡激振动风洞试验及其气动优化

本文以某单索面市政悬索桥为工程背景,利用风洞试验,研究了其涡激振动性能。试验表明,原始设计断面存在竖向和扭转涡激振动,均超出了规范的容许值。随后通过节段模型试验,对原有的方案进行优化,改进了桥梁断面的风嘴形式,在检修车处设置导流板,这些措施有效消除了该桥的涡激振动。本文的研究内容可以为类似桥梁的抗风设计提供参考。     

上海长江大桥车桥系统节段模型涡激共振试验研究

涡激共振通常都在低风速发生,且涡激共振对断面形式的微小变化很敏感,因此有必要研究车辆对车桥系统涡激共振性能的影响。以上海长江大桥为背景,在同济大学土木工程防灾国家重点实验室TJ-1边界层风洞中进行了1∶60缩尺模型试验,开展了桥面无车状态、桥面有车状态下的两种断面形式以及0°、 3°和-3°三种风攻角共6个试验工况节段模型涡激共振试验研究,并将模型试验结果经过振型修正换算到实桥。试验结果表明:桥面有车状态下的竖弯涡振和扭转涡振中分别伴有相同频率的扭转振动和竖弯振动;桥面有车状态的竖弯涡振和扭转涡振幅值明显比桥面无车状态大;桥面有车状态下的涡振锁定风速区间比桥面无车状态下提前。可见车辆明显改变了主梁的气动外形,且无论从振幅还是振动形态方面考虑,车辆对车桥系统的涡激共振影响是不可忽视的。     

榕江大桥涡激共振特性研究

通过常规比例及大比例节段模型风洞试验,对榕江大桥钢箱梁断面的涡振特性进行了研究,并在此基础上分析了栏杆改形、风嘴改形以及两者的综合改形等三种断面优化措施的有效性,结果表明原始断面在+5°和+3°攻角情况下发生了超规范容许值的扭转涡激振动;在采用综合改进的断面优化措施后,±5°攻角范围内没有观察到明显的竖向及扭转涡激振动。     

基于TMD的钝角风嘴钢箱梁涡激振动控制研究

某大跨度钢箱梁悬索桥主梁风嘴短而钝,0°、+3°及+5°攻角下出现了明显的竖向涡激振动。文章提出通过TMD方案抑制主梁竖向涡振,给出了最优参数,并对TMD抑制效果进行了评价;对比了采用TMD后主梁的舒适度。结果表明,风攻角的变化会使涡振锁定风速和振幅均产生变化;通过迪克曼指标和杰奈威指标评价了对比了采用TMD前后主梁上行人的舒适度,表明采用TMD不仅可以抑制主梁竖向涡振同时可以满足行人的舒适度要求。     

基于风洞试验及大涡模拟的宽体扁平箱梁涡振特性研究与优化

基于1∶60节段模型风洞试验,研究了桥面附属构件对宽高比为12的宽体扁平箱梁涡激振动性能的影响。研究发现,成桥态主梁在正攻角(+5°,+3°)下发生了显著的竖弯和扭转涡振,而提高人行护栏透风率或内移检修车轨道均可同时降低两种涡振的振幅,且提高人行护栏透风率还可缩短两种涡振的风速锁定区范围。采用三维大涡模拟(3D LES)进行了施工态和成桥态的静态绕流计算,发现不合理附属构件将使箱梁上下表面均形成大范围流动分离,在迎风侧人行护栏、两道检修车轨道三处分离点产生的漩涡各自以不同频率向尾流脱落,从而诱发较强的涡振响应。     

崇启大桥主桥钢箱梁TMD系统设计参数计算研究

崇启大桥主桥为六跨双幅钢箱连续梁桥,其跨径布置为:102m+4×185m+102m=944m。风洞试验识别出大桥有发生竖向涡激振动的可能,为制止运营期可能发生的涡激振动,对比主动控制和被动控制技术方案,综合比选采用TMD(Tuned Mass Damper,调谐质量阻尼器)制振措施。计算主桥动力特性并进行实桥风洞试验,对试验结果进行频谱分析后确定一阶竖向反对称是涡激振动的主振型,基于该振型特点初步确定TMD布置位置。根据理论和数值计算初步确定了TMD频率、质量、阻尼比、行程等参数,利用谐响应和时程两种方法对TMD减振效果进行设计验证,指出低频TMD设计的主要难点和解决思路;为指导TMD安装施工,进行频率、质量、阻尼比的参数敏感性分析,明确TMD主要设计参数安装容许偏差,提出安装完成后验收指标。崇启大桥是国内首座采用TMD控制涡激振动的特大型桥梁,研究对类似结构的风致涡激振动控制积累了工程经验,对TMD设计、检验评定、制造验收等相关规范的编制具有一定的参考价值。     

钢桁梁斜拉桥抗风稳定性数值模拟分析

以金塘大桥为研究对象,基于弹簧悬挂系统,采用Starccm+软件为研究工具,利用微分方程的数值解法和动网格技术,研究不同风攻角下桥梁的颤振临界风速、涡振扭转和竖弯振幅。结果显示:风攻角为3°时颤振临界风速区间为81～83m/s,风攻角为0°时颤振临界风速区间为87～89m/s,风攻角为-3°时颤振临界风速区间为95～98m/s,而规范公式计算的弯扭耦合颤振临界风速为90.44m/s,均大于检验风速76.3m/s;金塘公铁两用大桥的竖向弯曲振动和扭转振动涡振的共振振幅分别为102mm和0.253 86°,均小于规范的容许值201.3mm和0.289 8°;主梁颤振及涡激振动性能满足要求。研究结果表明金塘公铁两用大桥设计抗风稳定性满足规范要求,研究方法对大跨度桥梁的抗风设计具有参考价值和实际意义。     

一维钝体竖向涡激振动拍振响应及涡激力识别

涡激振动是在低风速下很容易出现的一种风致振动现象,一维钝体涡激振动具有自激、自限特性。拍振则是涡激振动一种典型形式,为钝体固有频率和涡脱频率共同作用结果。拍振理论研究目前为止仍未有满意结果;主要通过数值计算方法和风洞试验进行研究,数值计算难度很大难以实现;风洞试验研究较直观,但不能解释其作用机制。基于Scanlan非线性模型,采用KBM法(渐近法)推导一维钝体竖向涡激振动拍振响应一次近似解,探讨通过拍振时程响应曲线识别气动参数、涡激力方法。最后,以一大跨度桥梁主梁节段模型风洞试验为例,识别气动参数及其非线性涡激力。     

双幅并列T型刚构公路桥涡振性能的风洞试验研究

文章针对某市政桥梁,采用大比例尺全桥气弹模型,对其T型刚构的涡振性能进行了风洞试验研究。为考察布置紧凑两幅间的气动干扰,在T型刚构气弹模型之外,特别设置了其引桥及与其并幅桥梁的刚体模型,并分别在均匀流与紊流场,就T型刚构分别处于迎风及背风侧的条件下,详细考察T型刚构主梁在各设定风偏角下的涡振响应。研究结果表明:仅在正交均匀流高风速条件下,处于背风侧的右幅T构主梁发生明显的竖向涡激振动,而在其他试验工况下则再未发生。表明了对于紧凑布置的、双幅并列市政桥梁,双幅间的气动干扰效应及风向、紊流度对其竖向涡激振动性能影响显著。     

风嘴几何参数对双边箱式Π型梁涡振性能的影响

为研究风嘴几何参数对双边箱式Π型梁涡振性能的影响,设计了包括原断面在内的4类试验组合,共计14种试验工况,通过节段模型测振试验,测得不同工况下Π型梁涡振振幅随试验风速的变化,分析了0°风攻角下不同风嘴长度和尖端高度对双边箱式Π型梁涡振振幅、锁定区间长度和起振风速的影响。采用SST k-ω模型进行计算流体力学分析,模拟了原断面和不同风嘴措施下双边箱式Π型梁断面周围的流场特性,结合静态绕流涡量演化图探讨了不同风嘴措施的涡振抑制机理。结果表明:多数风嘴措施能有效抑制双边箱式Π型梁的竖弯涡振,同时降低其扭转涡振振幅; 尖端高度与梁高之比为5/6时,该Π型梁的涡激共振被完全抑制,涡振性能表现良好; 增大风嘴长度和令风嘴尖端朝下有助于减小断面的涡振振幅和锁定区间长度,提高起振风速,对该Π型梁的抑振效果更显著; 双边箱式Π型梁原断面涡激共振明显,安装风嘴能减弱上表面气体的流动分离,减小漩涡尺度,有利于抑制涡振; 双边箱式Π型梁下表面周期性脱落并移动的漩涡是其扭转涡振的驱动性因素。     

桥梁节段与实桥涡激共振幅值的换算关系

涡激共振是大跨桥梁最易出现的一种风振现象,其研究手段以节段模型风洞试验为主。节段模型涡振振幅与实桥涡振振幅如何转换,目前我国《公路桥梁抗风设计规范》缺少相关说明。本文首先介绍了桥梁涡激共振时三种涡振力理论模型的特点,包括线性模型、非线性模型以及修正的非线性模型。根据输入能量相等则振幅相等的原理推导了主梁等效质量与涡振振型函数的关系。在此基础上,提出了不同涡振力理论模型下节段模型涡振振幅与实桥最大涡振振幅的换算关系。研究表明,影响该换算关系的主要因素有两方面,一是主梁发生涡振时的振型,二是所采用的涡振力理论模型。采用日本规范值或有关文献根据线性模型所得的换算关系所计算的实桥最大振幅将明显大于基于非线性涡振力模型推算的实桥最大振幅。     

半开口分离双箱梁涡振性能及其气动控制措施研究

基于某主跨820m混合梁斜拉桥,利用刚体节段模型风洞试验结合计算流体动力学(CFD)数值模拟,系统研究了半开口分离双箱梁的涡振性能并进行一系列气动控制措施的探讨。该断面成桥状态在+3°或+5°风攻角下会产生大幅竖弯涡振,来流上游侧检修道栏杆处的气流分离起主导作用,检修车轨道对竖弯涡振有放大作用,这主要源于其后方连续产生的小尺度漩涡在断面下部开口内汇聚,形成了能量集中的大尺度漩涡。采用不同形式的检修道栏杆或改变风嘴角度对竖弯涡振控制效果不理想,将风嘴向外延伸可以有效降低振幅,但要保证检修道栏杆不移动,工程实用性较差。下中央稳定板基本没有抑制效果|水平翼板和抑流板都能有效控制竖弯涡振,其中水平翼板可以延缓漩涡能量的集中降低涡振振幅,但不能完全抑制振动,而且大攻角下会延长涡振风速区间|抑流板则直接通过抑制断面上表面漩涡的形成而有效控制涡振发生。     

输电塔钢管构件涡激风振防振锤抑制方法研究

输电钢管塔的某些圆截面构件在一定条件下会发生由卡门涡街引起的横风向振动,持续振动可能会造成结构破坏。目前抑制该振动的方法主要采用限制构件一阶起振临界风速即间接限定构件长细比。借鉴输电线路导地线微风振动的防振锤抑制方法,研究了采用防振锤抑制钢管构件的涡激风振,提出了钢管构件涡激风振抑制用防振锤的参数设计计算及优化方法,并通过试验验证了该方法的良好抑制效果,研究成果为钢管塔的涡激风振防治提供一种新的技术方案。     

大攻角及桥面粗糙度对扁平钢箱梁涡振性能的影响

为探究大攻角及桥面粗糙度对扁平钢箱梁涡振性能的影响,对寸滩长江大桥主梁进行了风洞试验。应用Matlab软件模拟桥面粗糙度变化范围,根据模拟结果选取对应的砂纸在试验中模拟桥面粗糙度,分析了攻角及桥面粗糙度对扁平钢箱梁涡振区间及幅值的影响。试验研究表明:在大攻角下扁平钢箱梁的涡振振幅和范围明显增大,对桥址位于山区等容易发生大风攻角的地区的桥梁应进行大攻角试验。扁平钢箱梁的涡振响应随着桥面粗糙度增大而减小。正攻角范围内,桥面粗糙度对涡振响应的影响随着攻角减小而增大。桥面粗糙度发生变化时,扭转涡振响应更加敏感,变化幅度大于竖向涡振响应变化幅度。     

基于非线性涡激力广义模型的涡振幅值换算

节段模型测振风洞试验是研究涡激共振风速锁定区间和振动幅值的主要手段之一,但节段模型涡振振幅并不能由几何缩尺比直接换算至实桥,需要对测试结果进行修正。已有研究表明,涡激力具有强烈的非线性特性,因此基于线性涡激力模型的换算方法不再适用。此外,由于采用的非线性涡激力模型不准确,基于非线性涡激力模型的已有换算方法也不一定适用,并且目前基于非线性涡激力模型的换算方法也没有给出阻尼比的修正方法。为此,文章借鉴量纲分析方法,推导非线性涡激力广义模型,并给出计算涡振振幅的非线性涡激力简化广义模型,然后根据能量相等的原则推导节段模型与实桥的涡振幅值换算公式。研究表明：当节段模型与实桥结构阻尼比一致时,振幅换算关系仅与桥梁阵型函数值有关;当节段模型与实桥结构阻尼比不一致时,振幅换算关系还与涡振生长或衰变过程位移振幅变化率以及涡振稳定状态无量纲幅值有关;不同换算方法的结果对比表明本文换算结果与实测值最为接近。     

输电塔钢管构件涡振疲劳临界起振风速的探讨

输电塔钢管构件易出现涡激振动引发的疲劳破坏。本文给出临界起振风速的确定方法,以避免疲劳破坏的发生。本文针对钢管构件两端铰支和两端固支这两种典型的支承条件,结合结构动力学理论,推导两种支承条件下钢管构件发生涡振时构件中部的最大振幅公式,并根据风洞试验数据进行验证,进而推导出构件最大弯矩公式。基于平均风速分布符合Weibull分布的假定,结合疲劳理论得出构件的容许应力幅公式。最后结合算例,得出构件的容许应力幅,并根据构件的最大弯矩公式结合焊缝分布形式计算法兰连接以及十字插板连接构件的焊缝应力幅,通过比较容许应力幅以及焊缝应力幅,给出疲劳寿命为50年的临界起振风速。     

变截面桩的纵向振动特性

本文以一般弹性杆的纵向振动理论为基础，建立了变截面桩振动参数的计算模式，结合试验结果的分析，研究了桩顶竖向激振力作用下变截面桩的刚度、频率和振幅特性，探讨了影响桩身动力特性的基本因素，为竖向振动荷载作用下变截面桩的设计提供了参考。     

分体式双箱梁涡振气动控制措施数值模拟

分体式钢箱梁可较大幅度提高颤振临界风速,但较容易引起桥梁涡振,以国内某大跨悬索桥涡激共振为背景,对分体式双箱梁分别增设风障、导流板和纵向格栅后的涡振响应进行纯数值模拟,对比分析了导流板和纵向格栅在一阶正对称竖弯、一阶反对称扭转和七阶竖弯模态,风攻角范围为+3°～-3°情况下的涡振控制效果,基于上述气动措施的流场特性,对其涡振减振机理进行了研究。研究结果表明,风障可以有效降低竖弯涡振振幅,但对扭转涡振振幅具有放大作用;导流板的涡振控制效果与风攻角和风速有关;纵向格栅对正、负风攻角下的竖弯和扭转涡振均有很好的控制效果。