分体式钝体双箱钢箱梁斜拉桥颤振和涡激共振研究

分体式钝体双箱钢箱梁斜拉桥颤振和涡激共振研究

分体式流通桥结构形式的选择线性平尺钢箱梁的抗风性好，在现代大跨桥的主梁设计中得到了广泛应用，如日本多罗桥、丹麦海岱桥、中国苏通桥和江阴桥。近年来,为了进一步提高桥梁的颤振稳定性,分体式流线型双箱钢箱梁得到了桥梁工程界的青睐,如香港昂船州大桥和舟山连岛工程西堠门大桥。在上述大跨桥梁的抗风设计中,流线型扁平钢箱梁及分体式流线型双箱钢箱梁的抗风性能均得到了比较系统深入的研究。在某跨海大桥设计中,通航孔桥的设计方案之一为主跨458m的竖琴式中央双索面双塔五跨半飘浮体系斜拉桥,主梁选用分体式钝体双箱钢箱梁。本文针对该桥方案,进行了缩尺比为1∶50的主梁节段模型风洞试验,并进一步研究了提高桥梁颤振稳定性和抑制涡激共振的固定水平气动翼板控制措施。1原桥梁方案主梁部分模型的风洞试验1.1主梁梁分体式弯体结构在某跨海大桥初步设计中,通航孔桥的设计方案之一为主跨458m的竖琴式中央双索面双塔五跨半飘浮体系斜拉桥方案,桥跨布置为(110+126+458+126+110)m=930m,如图1所示。该桥的主梁采用分体式钝体双箱钢箱梁,两个钢箱梁之间通过横向连接箱连接,主梁宽度为41.6m,高度为4m,主梁标准横断面如图2所示。该桥地处中国沿海的台风频发地区,桥梁的颤振检验风速达到84.8m/s。由于该桥结构刚度较柔、阻尼比较小,颤振和涡激共振性能是该桥抗风设计的关键控制因素。1.2斜拉桥结构模型采用三维有限元模型进行结构动力特性分析。为了比较准确地模拟桥梁结构的刚度特性和质量分布,分体式钝体双箱钢箱梁采用双主梁模型模拟,索塔、过渡墩和辅助墩采用空间梁单元模拟,斜拉索采用空间杆单元模拟,索塔、过渡墩和辅助墩的桩与土之间采用弹簧约束模拟。同时,在动力特性分析中考虑了各单元初始内力产生的几何刚度效应。斜拉桥方案成桥状态三维有限元计算模型见图3。采用BlockLanczos方法对特征方程进行求解,计算了桥梁结构各阶模态对应的主梁等效质量和等效质量惯性矩。其中,主梁一阶正对称竖弯频率fv=0.3296Hz,对应的等效质量为meq=31.92t/m;主梁一阶正对称扭转频率为ft=0.5759Hz,对应的等效质量惯矩为Im,eq=6095.5(t·m2/m)。1.3主梁节段模型风洞模拟在主梁节段模型风洞试验中,采用弹簧悬挂二元刚体节段模型,主要模拟主梁竖向和扭转两个自由度的振动特性。根据主梁断面尺寸、风洞试验段尺寸以及直接试验法的要求,主梁节段模型的缩尺比取为λL=1/50。为了减小节段模型端部三维流动的影响,模型的总长度取为2.8m,模型两端与风洞竖壁的间隙小于2cm。悬挂于风洞中的主梁节段模型如图4所示。弹簧悬挂二元刚体节段模型风洞试验除了要求模型与实桥之间满足几何外形相似外,原则上还应满足弹性参数(频率比)、惯性参数(惯性半径比)和阻尼参数(阻尼比)三组无量纲参数的一致性条件。为了考虑全桥振动的三维空间效应,二维节段模型的质量和质量惯矩需要按实桥主梁的等效质量和等效质量惯矩来模拟。通过对节段模型的实际参数测量结果可知,模型的竖弯频率和扭转频率分别为2.3077Hz和4.0075Hz;扭弯频率比为1.737,与目标值误差在0.6%以内;模型的竖弯和扭转阻尼比分别为5.4‰和4.7‰。在均匀流场中,采用直接试验法对主梁成桥状态模型进行竖弯和扭转两自由度耦合颤振试验。试验结果显示:①在+3°和0°两种风攻角下,换算成实桥的颤振临界风速分别为74.0m/s和72.5m/s,均小于颤振检验风速(84.8m/s),不满足该桥的抗风设计要求;②在-3°风攻角下,换算成实桥的颤振临界风速>131m/s,远远大于颤振检验风速,满足该桥的抗风设计要求。1.4主梁扭转群采用上述主梁节段模型,在均匀流场中进行主梁节段模型涡振性能风洞试验研究。试验结果显示:①在-3°、0°和+3°三种风攻角下,主梁均没有发生竖向涡激共振;②在+3°风攻角下,在19.8m/s~29.3m/s风速范围内,主梁发生了扭转涡激共振(如图5所示),风速为24.9m/s时单峰值为0.51°,超过了设计容许值(0.1903°);③在0°风攻角下,在18.2m/s~25.0m/s风速范围内,主梁发生扭转涡激共振(如图5所示),风速为21.2m/s时单峰值为0.24°,超过了设计容许值(0.1903°);④在-3°风攻角下,主梁没有发生扭转涡激共振(如图5所示)。2桥梁方案中主梁部分模型的风孔试点2.1气动翼板的安装研究表明,气动翼板是改善桥梁颤振稳定性的有效控制措施。为了提高上述跨海桥梁方案的颤振稳定性,同时抑制主梁涡激共振的振幅,本文研究了在主梁上游和下游两侧上方设置一对固定水平气动翼板的气动控制措施。气动翼板的横截面为两端带有三角形风嘴的平板,它们通过专门设计的固定构件安装在主梁迎风侧和背风侧防撞护栏的上方,如图6所示。气动翼板的宽度b为1.8m,b=0.043B(B=41.6m:主梁的宽度);气动翼板质心至主梁顶面的竖向距离h为1.8m,h=0.45H(H=4m:主梁的高度);上游和下游两侧气动翼板质心之间的水平距离E为42.4m,E=1.02B。2.2节段模型风洞试验在节段模型风洞试验中,固定水平气动翼板模型采用有机玻璃材料雕刻而成,安装在主梁模型迎风侧和背风侧防撞护栏的上方,安装固定水平气动翼板后的主梁节段模型如图7所示。单位长度两侧气动翼板的总质量m为0.26t/m,m=0.008meq。通过试验测量得到安装固定水平气动翼板后,主梁节段模型的竖弯频率和扭转频率分别为2.3062Hz和3.9789Hz,扭弯频率比为1.725。从试验测量结果可知,由于气动翼板质量很小,安装气动翼板对主梁节段模型的振动频率影响甚微。在均匀流场中采用直接试验法对安装固定水平气动翼板的主梁节段模型进行竖弯和扭转两自由度耦合颤振试验,得到了桥梁的颤振临界风速(已换算到实桥),如表1所示。节段模型风洞试验结果表明:安装固定水平气动翼板后,在0°和+3°两种风攻角下,改进桥梁方案与原始桥梁方案相比颤振临界风速分别提高了24%和33%,换算成实桥的颤振临界风速分别达到89.8m/s和98.6m/s,均高于颤振检验风速(84.8m/s);在-3°风攻角下,改进桥梁方案换算成实桥的颤振临界风速大于132.5m/s(由于颤振临界风速已经远远大于颤振检验风速,考虑试验模型的安全性,没有进一步增加试验风速)。2.3安装/安装固定水平气动翼板情况在均匀流场中,对上述安装固定水平气动翼板的主梁节段模型进行了涡激共振试验。风洞试验结果显示:安装固定水平气动翼板后,在-3°、0°和+3°三种风攻角下,主梁均没有发生竖向和扭转涡激共振。在0°和+3°风攻角下,不安装/安装固定水平气动翼板情况下主梁扭转涡激共振位移峰值随风速的变化过程如图8所示。试验结果表明,安装固定水平气动翼板后,该桥主梁的扭转涡激振动得到了有效抑制。3结构振动阻尼比和扭转振动阻尼比由于驱动桥梁发生颤振失稳的主要判别标准是气流作用下桥梁结构振动系统的阻尼随风速的增加由正值转变为负值。在上述桥梁主梁节段模型风洞试验中,直接对气流作用下桥梁结构振动系统的竖弯振动阻尼比和扭转振动阻尼比进行测量,得到了在0°和+3°风攻角下,不安装/安装固定水平气动翼板时桥梁主梁的竖弯振动阻尼比和扭转振动阻尼比随风速的变化过程,如图9所示。从图9可以看出,安装固定水平气动翼板后,气流作用下桥梁结构振动系统的竖弯振动阻尼比和扭转振动阻尼比在低风速区(尤其是原始桥梁方案主梁发生扭转涡激共振的风速区)和高风速区均有较大的提高。因此,固定水平气动翼板能够在低风速区有效抑制桥梁主梁涡激共振,并能够在高风速区有效提高桥梁的颤振稳定性。4安装水平气动翼板对某主跨458m分体式钝体双箱钢箱梁斜拉桥方案进行了缩尺比为1∶50的主梁节段模