h形吊杆风致失稳特性试验研究

h形吊杆风致失稳特性试验研究

1吊杆转移性研究近年来，我国大拱径钢拱桥发展迅速，尤其是h形拱。由于此处制作和维护方便，该应用广泛。然而,对于这种具有典型钝体断面的H形细长结构风振的可能性和严重性,工程界认识不足。由于长细比大,钢构件阻尼比小等因素,导致构件的风致稳定性极差,极易发生多种有害振动。九江长江大桥H形吊杆在主拱肋合龙后出现大幅涡激振动,最大扭转角达到±8°,最终采用TMD来抑制吊杆振动。2006年7月在强台风袭击下,又有一即将完工的钢拱桥吊杆发生了更为严重的大幅扭转振动,导致吊杆两端出现了穿透裂缝。据实际观察,该桥吊杆扭转振幅可能大于30°,且在风速增加的过程中振幅不断增大,没有涡激共振锁定区间,因此初步判断为扭转颤振,并进行了一系列风洞试验研究来认识和验证这一推断。以往对H形吊杆的风致病害认识中,认为吊杆是一种大长细比结构,往往仅考虑其涡激振动和驰振,没有意识到细长H形吊杆也存在扭转颤振的可能性。对于吊杆来说,在0(风垂直桥轴线,即横桥向)~360°之间变化的风向角恰好相当于吊杆的风攻角,相比之下,桥梁主梁风攻角一般不超过±10°。因此,对于双轴对称的吊杆,其风振问题应在0~90°的大范围来考察研究。本文以某拱桥H形吊杆为原型,针对吊杆宽高比B/H=2.4,分别就4种不同的腹板开孔率,通过风洞试验研究了H形吊杆的气动特性。研究发现,在大攻角下H形吊杆可发生扭转颤振失稳,且腹板开孔大小可明显影响颤振失稳的攻角区间。2吊杆模型及气弹模型节段模型采用有机塑料制作,与原型缩尺比为1∶4。模型长1.4m,宽0.3m,宽高比为2.4,模型腹板开有2个长圆孔,模拟了实桥吊杆2个孔洞、长5.6m的区段。风洞试验中进行了4种腹板开孔率(0%、14%、27%、38%)的模型试验,开孔率定义为腹板孔洞面积与腹板总面积之比,按模型腹板开孔率由小至大,依次称为A-1、A-2、A-3、A-4模型。模型两端均设置有端板,吊杆模型尺寸如图1所示。腹板全封闭为0%开孔率模型,腹板开孔模型中,开孔数量均为2个,且均为长圆孔,仅尺寸不一致。吊杆模型试验在湖南大学风工程试验研究中心HD-2风洞第一试验段(高速试验段)进行。试验仅在均匀流场中进行,紊流度小于5‰。吊杆节段模型固定在两自由度弹簧支架系统上,通过8个力传感器获得振动信号。试验模型参数采用有限元软件ANSYS10.0建模分析,且各模型均采用一致的约束条件及张力大小,以保证各吊杆模型试验结果的可比性。试验中以5°步长研究了0~90°风攻角下吊杆模型的气动变化,试验风攻角定义如图2所示,来流风垂直吊杆翼板(即横桥向)定义为0°风攻角。考虑到吊杆节段模型中仅模拟了实际吊杆的2个孔洞,这与实际吊杆沿高度方向均匀分布有14个孔洞存在一定差距,风洞试验中又以该拱桥的1号吊杆为原型制作了气弹试验模型。吊杆气弹模型采用1∶16的缩尺率由镀锌铁皮焊接制作,开孔率为27%。风洞试验中采用特制夹具将吊杆气弹模型的翼缘板固定于风洞顶部与底部,保证了与实桥吊杆约束条件的一致。试验中在气弹模型1/2跨及1/4跨处分别布置了3个加速度传感器,测量其振动信号。试验中的吊杆气弹模型如图3所示。3音波波与大风偏角试验中4组不同腹板开孔率吊杆模型不同程度地出现了涡激振动与横风向驰振现象,并且在大风偏角下也观测到了扭转颤振。试验发现腹板开孔变化对以上3种风致振动存在明显的影响。(1)等幅弯扭振动m/s左右的实桥风速下主要为扭转涡激振动,随风速增大,在26.2m/s风速下发生了弯曲驰振现象;同样的,5°风攻角下,模型在34.7m/s风速下也发生了弯曲驰振现象;在10°风攻角下,在37m/s的实桥风速下出现了等幅弯扭振动[图4(a)],随风速增大,其振幅逐渐增大;在20°与25°风攻角下,模型主要表现为扭转涡激共振现象;当风攻角达到30°与35°时,模型分别在25.6m/s与39.7m/s的实桥风速下又出现等幅弯扭振动,风速分别达到36.9m/s与56.7m/s时,其扭转角已超过5°。其它风攻角下,腹板开孔率0%模型没有出现明显振动。(2)强阵风下风攻角m/s后出现等幅扭转振动,随试验风速增加扭转振幅急剧增大,在实桥风速为26.3m/s时,其扭转振幅已接近10°[图4(b)]。另外,腹板开孔率为14%的模型除在个别风攻角下发生了小幅涡激共振现象外,没有出现其它发散性振动。(3)当腹板开孔率增加到27%时,A-3模型在15°、20°、25°风攻角下均出现了等幅扭转振动现象[图4(c)]。当风攻角α=15°与α=20°时,在实桥风速大于15m/s后,模型即出现等幅扭转振动,并且其振动幅值随风速增加而不断增大,在实桥风速分别达到28.8m/s与26.9m/s时,其扭转振幅均已大于5°;在风攻角α=25°时,实桥风速U>45m/s后模型也出现了类似的等幅扭转振动形态,且幅值随风速增加也不断增大,当实桥风速U=57.6m/s时,其扭转振幅已大于5°。其它攻角下,除个别角度下发生涡激共振外,没有观测到弯曲驰振现象。(4)当腹板开孔率增大到38%后,A-4模型不仅在15°、20°、25°风攻角下均出现了等幅扭转振动现象,而且在0°风攻角下也观测到了类似的扭转振动[图4(d)]。0°风攻角下,模型首先在10m/s左右的实桥风速出现了扭转涡激振动,随风速增加,涡激振动消失,在风速高于48.1m/s时,模型出现等幅扭转振动,且扭转振幅随风速增加不断增大;在5°与10°攻角下,模型主要表现为扭转涡激振动;15°风攻角下,10.2~22m/s实桥风速下模型主要为扭转涡激共振,然后其扭转振动随风速增加又急剧增大,实桥风速为37.1m/s时,扭转振幅已接近9.3°;风攻角为20°与25°时,模型分别在18.8m/s与33m/s的实桥风速下出现了扭转等幅振动,风速为37m/s与50.9m/s时,其扭转振幅已分别达到7.8°与9.6°。随风攻角加大,模型没有出现明显的振动,不过在80°、85°及90°攻角下,模型在92.2m/s以上实桥风速下均发生了横风向驰振。为了进一步揭示以上4个H形吊杆模型特定风攻角(A-1模型10°、30°、35°;A-2模型20°;A-3模型15°、20°、25°;A-4模型0°、15°、20°、25°)出现的大幅扭转振动的振动机理,试验在均匀流下采用约束竖向自由度,激励扭转的自由振动时域分析方法,得到了开孔率为14%与27%模型的颤振导数A*2随无量纲风速U/fB(U为来流风速,f为H形吊杆扭频,B为H形截面横桥向宽)的变化曲线(如图5所示)。由图5中可以看出,A-2模型在20°风攻角下A*2曲线大于某一无量纲风速后变为正值;A-3模型的A*2曲线除0°风攻角,其余3个风攻角下A*2曲线均在大于某一无量纲风速后变为正值。腹板开孔的H形吊杆模型A*2曲线随无量纲风速增大出现由负变正的这一特征与一般钝体桥梁断面发生颤振时的状态一致,由此可以断定,H形吊杆在以上风攻角下出现的大幅扭转振动状态为颤振。4=20攻角、实桥风速设定开孔率为27%的吊杆气弹模型在对风攻角15°、20°、25°下的试验中,得到了与开孔率27%的节段模型基本一致的结果,气弹模型在这3个风攻角下的跨中扭转位移方差随实桥风速的响应曲线如图6所示。在α=15°攻角、实桥风速为25m/s时,首先观测到了小幅扭转涡激振动,随风速增加,涡激振动消失;当实桥风速为29m/s时,吊杆跨中扭转振幅突然增大,出现颤振状态,并保持等幅振动,此时吊杆跨中扭转角均方差已接近7°,风速少许增加,振幅急剧增大。同样的,α=20°攻角、实桥风速为22m/s时,首先出现了小幅扭转涡激振动,当风速增大到实桥风速为40m/s时,吊杆也出现了剧烈的等幅扭转振动;在风攻角25°时,风速达到60m/s后,虽然扭转振幅没有突然增大,但其跨中扭转角均方差也达到1°左右。5开孔率对颤振失稳稳定性的影响(1)H形吊杆不仅存在发生涡激振动与弯曲驰振的可能性,在某些风攻角下也存在扭转颤振问题。(2)由腹板开孔的3个节段模型试验结果可知,细长H形杆件腹板开孔后在20°风攻角附近存在扭转颤振失稳可能性,且开孔大小可明显影响颤振失稳的风攻角区间:开孔率38%的模型颤振失稳区间为0°攻角附近及10°<α<30°攻角区间,开孔率27%的模型颤振失稳区间为10°<α<30°,而开孔率14%的模型颤振失稳区间仅为15°<α<25°。(3)腹板不开孔