检修车轨道导流板对流线型箱梁涡振的影响

为研究流线型箱梁的涡激振动特性及涡振抑振措施,以某大跨度钢箱梁斜拉桥为工程背景,通过1:50节段模型风洞试验研究了主梁断面涡激振动响应;采用计算流体力学(computational fluid dynamic, CFD)分析主梁断面的二维流场. 研究结果表明,检修车轨道处漩涡脱落明显,对主梁断面涡激振动性能影响较大;导流板位置从检修车轨道外侧移动到检修车轨道内侧,主梁断面升力系数均方根值减小了24%;在检修车轨道内侧设置导流板,可以有效抑制主梁涡激振动.      

带输送机边主梁涡振性能及抑振措施试验研究

桥面输送机改变了边主梁的气动外形，为研究其涡振性能及抑振措施，开展了1.00∶20.00刚性节段模型自由悬挂风洞试验. 首先，研究了带输送机边主梁断面涡振性能，并测试了结构阻尼比对其的影响；其次，对比了有、无输送带边主梁的涡振性能；最后，采用风嘴、梁底稳定板、水平隔流板等气动措施对主梁断面涡振性能进行了优化研究. 结果表明:带输送机边主梁在规范要求的0°、±3° 风攻角下的涡振性能均较差，最大超出规范限值286%；桥面输送机降低了主梁的涡振稳定性，涡振响应峰值提高了44%；梁底安装稳定板有利于改善主梁的涡振性能，并且与梁底同高的稳定板制振效果随其数量的增加而更优，安装3道1.5 m下稳定板对主梁涡振抑制效果达93%；伸出梁底0.5 m的2.0 m高中央稳定板能完全抑制主梁涡振；风嘴对主梁的涡振性能影响较弱，但在一定范围内具有最优角度取值；梁底单独布置水平隔流板，涡振响应峰值降低17%；优化主梁截面采用风嘴 + 风嘴水平分流板 + 1 m宽水平隔流板，主梁涡振响应峰值降低92%，且远低于规范限值.      

宽幅流线型箱梁涡振性能及制振措施研究

为了抑制宽幅流线型箱梁涡激振动,以青山长江大桥（大跨度宽幅流线型钢箱梁斜拉桥）为背景,通过1:50节段模型风洞试验,在低阻尼条件下研究了主梁的涡振性能以及不同气动措施包括风嘴、检修车轨道、导流板、抑振板和检修道栏杆对涡振性能的影响.结果表明:采用外形较锐的风嘴可改善主梁的气动性能;通过改变检修车轨道位置、轨道支架高度及在其两侧设置导流板对抑制涡振效果不明显;在防撞栏杆后按隔五封一方式布置抑振板,可以使竖向涡振振幅降低45%;高透风率的圆形截面检修道栏杆可显著改善主梁的涡振性能,使涡振振幅降低63%,并且该措施不会影响桥梁美观性、便于工程应用.通过1:27大比例尺节段模型风洞试验,对高透风率圆形截面检修道栏杆的抑振措施进行了验证,结果表明该措施可有效抑制宽幅流线型箱梁涡振.      

基于节段模型试验的悬索桥涡振抑振措施

为研究大跨度悬索桥涡激振动性能,并提出有效的涡振抑振措施,以某大跨度钢箱梁悬索桥为工程背景,通过1∶20大尺度节段模型风洞试验,在低阻尼下研究了人行道栏杆、检修轨道、导流板对主梁涡激振动性能的影响;通过在检修轨道内侧设置导流板抑制主梁的涡激振动,并基于试验现象探讨了涡激振动发生的机理.研究表明,在检修轨道内侧设置导流板抑制主梁涡激振动的措施使桥梁断面的气动外形更合理,抑振效果好,且结构形式简单,便于工程应用.     

检修车轨道位置与导流板对扁平箱梁涡振的影响

为研究检修车轨道位置与导流板对宽体扁平箱梁断面涡振性能的影响，以深中通道伶仃洋大桥(大跨度宽体扁平钢箱梁悬索桥)为背景，通过1∶25节段模型风洞试验测试了主梁的涡振响应，并采用计算流体动力学方法(CFD)对断面的二维流场进行了模拟.结果表明：增大检修车轨道与主梁底板边缘之间距离l能够显著提高宽体扁平钢箱梁的涡振性能，当l≥W_b/6(W_b为主梁底部宽度)时，可完全消除宽体扁平箱梁在各风攻角下的涡激振动；在检修车轨道处设置17°倾角的内侧或双侧导流板均能够显著抑制梁体的涡激振动，且抑制效果相同，当l≥W_b/10时，布置导流板可完全消除梁体的涡激振动；增大检修车轨道与主梁底板边缘之间距离以及设置导流板均是通过消除断面下游斜腹板处的尾流漩涡，从而降低梁体受到的周期性涡激力，达到抑制主梁涡振的效果.     

宽幅分体箱梁涡振性能及其抑振措施

为研究宽幅分体箱梁桥梁涡激振动特性及其相应振动抑制方法,以某主梁总宽度为64.1 m的分体箱梁大跨悬索桥为工程背景,在均匀流场下对1∶70缩尺比节段模型进行了风洞试验. 首先研究了主梁成桥态在0°、± 3°和± 5°五种不同来流攻角下的涡激振动特性;其次,考察了单一气动措施（包括设置水平气动翼板、封闭中央开槽、隔涡网以及检修车轨道导流板）,以及各种组合措施对主梁涡激振动的影响,检验了这些措施对主梁颤振性能的影响. 研究结果表明:宽幅分体式双箱梁在5个风攻角下均发生了竖向自由度涡激共振,其中最不利攻角为–3°,竖向振幅最大值为0.69 m,超过《公路桥梁抗风设计规范》限值的70%;设置隔涡网和采用组合气动措施后,较原始主梁,涡振振幅下降50.7%～98.6%;尽管抑振措施使主梁颤振临界风速降低6%～15%,但仍满足抗风设计要求.      

П型断面主梁软颤振特性及抑制措施研究

П型断面主梁为气动钝体结构,在非线性自激力作用下,极易发生软颤振现象.以某П型断面叠合梁斜拉桥为研究对象,通过节段模型风洞试验,研究了各种气动措施对П型断面主梁软颤振性能的影响.研究结果表明:П型断面主梁软颤振表现为弯扭自由度耦合的单频振动特征,且随着风速的增加,竖向振动参与度系数先减小后增大;安装风嘴可以增大系数,其振幅服从正态分布,振幅波动范围随风速及攻角变化而变化;风攻角为负时,П型断面主梁最易发生软颤振;设置桥面附属设施会提高软颤振的临界风速、减小软颤振的扭转振幅及振幅增长速率;设置风嘴会显著降低软颤振的振动响应,采用尖风嘴可以改善主梁的软颤振性能,且随着风嘴变尖,软颤振的临界风速有提高的趋势,软颤振扭转振幅有下降的趋势;П型断面主梁底部设置中央稳定板对其软颤振性能的影响不明显.     

大跨度双层桁架梁悬索桥颤振性能试验研究

为提高大跨度双层桁架梁悬索桥的颤振性能，以主跨为1 700 m的杨泗港长江大桥为工程背景，通过节段模型风洞试验，分别研究了上中央稳定板、下稳定板、水平翼板以及组合措施对主梁颤振性能的影响，并通过将有效气动措施与主梁原有构件相结合的方法来减小传统气动措施带来的不利影响，针对最优气动方案，研究了阻尼比对主梁颤振性能的影响. 研究结果表明:原主梁断面在0° 和 +3° 攻角下发生了没有明显发散点的单自由度扭转软颤振，颤振临界风速分别为50.5 m/s和31.2 m/s；安装于上层桥面的上中央稳定板、下层桥面的下稳定板以及与人行道底部齐平的水平翼板均能不同程度地提高主梁的颤振稳定性；当把水平翼板与下层桥面的下稳定板组合后，主梁的颤振临界风速增长率可高达34%，在此基础上提出了将上层托架和人行道板加宽、并将下稳定板和检修车轨道相结合的最优气动方案；当扭转阻尼比由0.37%增加至0.52%时，主梁的颤振临界风速可提高11.9%，说明阻尼器可能对发生单自由度扭转软颤振的桥梁起到良好的抑振效果.      

流线型箱梁涡振主动吹气流动控制及作用机理

为研究基于主动吹气的流动抑振措施对流线型箱梁涡振性能的影响,进行了1∶50刚性节段模型自由悬挂风洞试验,节段模型与吹气装置连接以达到流动控制效果,分析了主梁处于最不利5°攻角时不同气孔参数下的涡振响应,并通过数值模拟重现了主梁竖弯涡振,分析了主动吹气对抑制主梁涡振的作用机理。研究结果表明:5°攻角原设计断面出现明显竖弯及扭转涡振现象,其中竖弯及扭转涡振分别有2个锁定区间,在竖弯第2锁定区间及扭转第1锁定区间出现涡振响应峰值;主动吹气的流动控制对主梁涡振响应幅值及涡振区间均有较大影响;主梁竖弯涡振在下腹板上下游或者下游吹气速率10 m·s-1时消失,最佳抑制效果达91.9%;吹气速率5 m·s-1对于扭转涡振有明显抑制作用,扭转涡振最佳抑制效果达65.4%;吹气速率对于涡振性能影响明显,吹气速率10 m·s-1的竖弯抑制效果优于吹气速率5 m·s-1,而吹气速率5 m·s-1的扭转抑制效果优于吹气速率10 m·s-1;气孔间距2.5 m工况总体涡振控制效果优于气孔间距5.0 m工况;气孔布置在下腹板的工况抑制效果优于气孔布置在上腹板的工况;当气孔布置于下游下腹板处,吹气速率达10 m·s-1,气孔间距为2.5 m时,主动吹气降低了主梁下游上下表面周期性脉动压差,破坏了下游下腹板处的负压中心,故其能有效抑制主梁竖弯涡振。      

半开口和分离边箱开口断面主梁竖向涡振性能对比

为深入研究不同截面形式开口断面主梁的涡振性能及其发生机理，针对半开口和分离边箱开口断面2种主梁，进行了1∶50节段模型风洞试验，考虑等效质量、风攻角和阻尼比等因素的影响，计算了2种主梁断面的斯托罗哈数；基于线性和非线性理论，估算了实桥竖向涡振振幅；建立了二维数值模拟分析模型，验证了数值模拟方法的准确性，并对比了2种主梁断面周围的瞬时涡量和平均流线结构。分析结果表明:2种主梁在风攻角为3°和5°时均发生竖向涡振，且出现2个涡振区，第2个涡振区主梁竖向涡振最大振幅明显大，5°风攻角时2种主梁竖向涡振振幅比3°风攻角时大75%；风攻角为5°，阻尼比为0.8%时，分离边箱开口断面主梁竖向涡振最大振幅比开口断面大28%；随着Scruton数的增大，主梁竖向涡振的最大振幅接近线性减小，相同Scruton数工况下，5°风攻角时分离边箱开口断面主梁竖向涡振振幅最大，3°风攻角时半开口断面主梁振幅最小，说明正风攻角越大，主梁断面越钝，其涡振性能越差；5°风攻角时分离开口断面更钝，引起气流更大的分离，来流风在2种主梁断面的桥面上方和主梁开口处均形成漩涡，由于斜腹板和风嘴作用，主梁开口处尺寸较大的漩涡被打碎为几个尺寸接近的较小漩涡，优化了主梁的涡振性能。      

山区桁架梁悬索桥颤振稳定性气动优化研究

为研究山区峡谷大跨度钢桁梁悬索桥的颤振稳定性及其气动性能优化措施,以某大跨度钢桁架梁悬索桥为工程背景,通过有限元计算分析及主梁节段模型风洞试验,研究其主梁颤振稳定性能.针对大桥颤振临界风速低于颤振检验风速,设计并试验对比了封闭桥面板中央开槽、中央上稳定板和中央下稳定板三种气动优化方案.试验结果表明,采用格栅板封闭桥面板中央开槽并设置中央下稳定板能有效提高大桥的颤振稳定性.     

类矩形双肢钝体涡致振动和气动抑振机理

针对具有类矩形双肢钝体断面拱肋的大跨度拱桥在风洞试验过程易出现大幅涡激振动问题,沿拱肋模型表面进行动态风压同步测量及基于POD算法的本征气动力荷载分布模式分解,获得了涡振发生时对于周期性涡激力具有最大贡献的气动力荷载作用位置,初步揭示出此类断面涡激动发生时的局部气动力荷载作用机制。以上海卢浦大桥和肇庆西江特大桥此类具有双肢钝体断面拱桥为工程实例,结合涡激气动力沿拱肋周向时空气分布特征,提出并以二维悬吊节段模型风洞试验验证了拱肋断面多种有针对性的气动控制措施;结合实际桥梁拱肋的三维空间效应,利用全桥气弹模型风洞试验再现了涡振发生效果的气动力特征、阻尼比效应、三维尺寸渐变效应和质量分布效应的综合影响,结果表明：对于类矩形钝体拱肋断面的上下悬板方案和全盖板方案能大幅度降低涡振振幅并使锁定风速区间向高风速段迁移,但实际涡振抑制效果仍需结合三维模型气弹试验最终判断。     

变截面连续钢箱梁桥典型施工阶段涡激振动

为探讨大跨度连续钢箱梁桥在吊装施工阶段可能遇到的风致涡激振动问题,提出有效的抑振措施,以崇启6跨变截面连续钢箱梁主桥施工过程为背景,通过 1:45全桥气弹模型风洞试验,研究了大跨度变截面连续梁桥典型施工阶段主梁的涡激振动性能,试验模拟了外加阻尼的抑振措施,并基于试验现象探讨了连续钢箱梁桥的涡激振动机理.研究结果表明:当第2跨主梁架设完成后,主梁易产生涡激振动,且不满足桥梁抗风设计规范的要求.当结构阻尼比达到1.2%时,涡激振动振幅满足规范要求;当结构阻尼比达到2.1%时,施工阶段不会产生明显的涡激振动.      

设置分段式声屏障桥梁的涡振幅值反演方法

大跨桥梁的涡激共振常采用节段模型风洞试验进行测量,但节段模型试验建立在二维理论上,当桥梁由于分段式声屏障导致沿跨向存在多种气动外形时,涡振响应难以通过节段试验直接测量.本文基于线性涡激力模型提出考虑多气动外形影响的节段-实桥涡振幅值反演方法.首先,分别对带屏障与无屏障段截面进行节段模型风洞试验;然后,通过ANSYS谐响应分析,反演全跨布置与不布置屏障两种工况的实桥涡振幅值,获得对应的涡激荷载幅值;最后,根据声屏障实际布置位置分段施加涡激荷载,得到设置分段式声屏障桥梁的实桥涡振响应,并基于本文方法对不同声屏障布置方案进行了参数分析与讨论.试验结果表明：全封闭声屏障会显著降低主梁抗风性能,屏障的分段布置对整体涡振影响较大;本文方法可通过节段模型试验结果直接估算多气动外形桥梁的全桥涡振响应,声屏障布置应在满足降噪条件下尽量布置于边跨,若布置长度超过桥塔位置,须尽量缩短布置长度以减小涡振响应.     

大跨度桥梁主梁沿跨向涡激振动响应计算

为向抑振提供准确的参考数据,基于单自由度涡激振动经验线性模型,结合主梁振型、阻尼和涡激力相关性,导出了主梁沿跨向竖向、扭转涡激振动响应,建立了大跨度桥梁主梁沿跨向涡激振动描述体系,并探讨了节段模型涡激振动识别气动参数的方法.以一大跨度斜拉桥为例,计算了主梁在不同风攻角下涡激力相关性及沿跨向竖向、扭转涡激振动响应.结果表明,受涡激力相关性作用,涡激振动振幅沿跨向衰减较快.     

斜腹板倾角对流线型箱型结构涡振性能影响的数值研究

桥梁结构气动外形是影响桥梁结构涡激振动的重要因素。以某大桥流线型箱型断面为研究对象，通过数值模拟计算，研究了斜腹板倾角对流线型箱型断面涡激振动性能的影响，得出结论：流线型箱型结构发生涡振的风攻角以及风速锁定区间不受斜腹板倾角变化影响；最大竖向涡振振幅随斜腹板倾角的增大呈指数型增大。     

中央开槽宽度对箱梁涡振特性的影响机理

设置中央开槽的箱梁通常具有良好的颤振稳定性,但该类箱梁在大攻角来流作用下的涡振性能尚不明确. 采用数值模拟方法,针对某大跨度桥梁的流线型箱梁断面,分析了5种不同中央开槽宽度箱梁的流场特性和涡振稳定性能,探究了大攻角下中央开槽宽度变化对箱梁涡振性能的影响规律,并根据静态和动态流场的变化,系统讨论了相应的气动机理. 研究结果表明:在?10°～10° 风攻角范围内,封闭箱梁的阻力系数始终最小,而其升力系数绝对值则普遍大于开槽箱梁;中央开槽宽度（L）对箱梁涡振性能影响显著,箱梁涡振振幅随着开槽宽度的增大而减小,L/B（B为箱梁宽度）由0变化至0.20,涡振振幅变化幅度达到40.9%;开槽宽度的变化会影响箱梁上表面大旋涡的运动以及箱梁中央区域来流分离程度,进而改变箱梁的涡振振幅.      

刚构体系独塔斜拉桥施工期抖振响应

为了更准确地计算桥梁抖振响应, 以采用刚构体系的某带大挑臂钢箱结合梁独塔斜拉桥最大双悬臂施工阶段为研究对象,首先在有限元建模中重点讨论因塔梁固结处节点刚性区建模方法不同而导致的桥梁结构动力特性差异;随后运用二维不可压非定常雷诺平均URANS数值模拟方法,识别大挑臂钢箱主梁断面静力三分力系数和气动导纳;最后基于Davenport准定常理论在ANSYS中开展桥梁抖振时域分析,所得结果与气弹模型风洞试验进行比较. 研究表明:施工阶段的独塔斜拉桥结构动力特性及抖振响应受塔梁结合处有限元建模方式影响十分显著,结构基频差异最大可达21.3%,进行此类桥梁动力分析时应予以足够重视;主梁断面的气动导纳识别结果表现出对来流风场参数的依赖性,抖振计算时应合理使用;主梁悬臂端抖振位移响应计算值大于风洞气弹模型试验测试值,该计算结果用于设计参考时是偏于保守的.      

双圆柱尾流激振研究进展

双圆柱尾流激振是流体力学中经典而复杂的课题,很多国内外学者都对它做出了较为深入的研究,但是对尾流激振的机理还不是很透彻,因此还需要更为细致的研究。文章通过总结关于尾流激振的理论分析、风洞试验、数值模拟的相关研究,提出了对今后研究重点,发展趋势的看法,认为PIV风洞试验有着风洞试验和数值模拟的优点,对解释尾流激振机理意义重大。     

基于CFD的大跨度悬索桥主塔抗风性能分析

大跨度悬索桥在跨越大江、大河、深沟、峡谷时越来越受到青睐,而随着桥梁跨度增大、索塔的增高,大跨度悬索桥越发轻柔,对风致振动也越加敏感。在施工过程中,较高、较柔索塔在独塔状态下的抗风性能相对较差,应予以高度重视。对某主跨828m的铁路悬索桥主塔,运用流体动力学(CFD)方法模拟分析了主塔断面在风作用下的涡振性能。结果表明,索塔断面背风侧有明显的漩涡脱落,较钝的索塔断面易受风致涡振影响;独塔状态下索塔的涡振风速为15~18m/s,风速相对较低,发生概率较高;建议采用较为圆滑的断面并在独塔施工中做好横向连接,同时尽量避免在多风季节施工。