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.     

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.     

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.      

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.      

基于CFD与风洞试验的边主梁涡振气动措施

为能够快捷且经济地完成开口类钝体桥梁断面涡振制振气动措施的选型,以一座边主梁叠合梁斜拉桥为背景,采用“CFD (computation fluid dynamics)数值模拟选型+风洞试验验证”的思路对其涡振制振气动措施选型进行研究.该桥原设计主梁断面在常遇风速下存在显著涡激振动,为完成气动措施的初步选型,采用CFD数值计算对原设计断面的流场进行模拟,通过研究原设计断面的旋涡脱落状态确定主要旋涡抑制对象,进而有针对性地模拟了3种气动措施（下中央稳定板、导流板与风嘴）对主要脱落旋涡的抑制作用,通过将各断面旋涡脱落状态与三分力系数进行对比分析,得到各断面涡振性能的相对优劣关系,并最终选取风嘴与下中央稳定板结合而成的组合气动措施进行风洞验证试验.试验结果表明：该组合气动措施能够有效抑制梁体在各风攻角下的涡激振动,且在+5°风攻角下,通过风洞试验得到的导流板、下中央稳定板、风嘴组合气动3种措施对原设计断面涡振振幅的减小作用依此递增,分别为2.7%、27.7%与87.4%,制振能力高低关系与数值模拟结果相一致;本次数值模拟结果符合预期要求,未来可针对不同类型桥梁断面进一步扩展数值模拟与风洞试验结...     

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.      

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.     

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.      

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。      

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。     

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。      

桥梁截面形式对轨道交通高架噪声的影响

城市轨道交通高架一般采用预应力混凝土简支梁,其截面形式不但直接影响桥梁振动及其结构声辐射,还间接影响轮轨噪声的传播. 为给低噪声轨道交通的高架桥梁截面选型提供依据,本文采用功率流方法计算轮轨滚动激励引起的轨、桥空间平均振动均方速度,结合声有限元-无限元方法分析钢轨噪声和桥梁结构噪声的产生与传播,对比研究了某U型梁、单箱单室梁及双箱双室梁的振动及其声辐射的差异. 结果表明:桥梁截面形式对钢轨振动影响很小,但明显影响钢轨噪声辐射;截面形式对桥梁振动及结构噪声的影响均很大. 就钢轨噪声而言,U型梁相比箱形梁小1～3 dB(A);但在桥梁结构噪声方面,单箱单室梁较U型梁小2～10 dB(A),双箱双室梁较单箱单室梁可再减小2～6 dB(A).      

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.      

基于涡激振动的动车组隧道内列尾横向晃动机理

针对时速160 km动车组在单线隧道内列尾横向晃动问题,提出列尾气流涡脱效应引起车体涡激振动而导致列尾横向晃动的机理,研究了车辆悬挂参数改进等相关抑制措施;根据某动力车结构参数,建立车辆横向动力学模型,结合半经验非线性涡激振子模型,实现涡激振动时车辆流固耦合横向动力学计算。计算结果表明:单线隧道内动车组列尾较大的横向涡激力以及涡激频率与车体蛇行频率共振是引起晃车的主要原因;减小横向涡激力、提高车辆蛇行运动稳定性是减小晃车幅值的有效措施;针对该动力车,需避免较低等效锥度的轮轨接触,以防车辆一次蛇行导致涡激振动加剧;当转向架抗蛇行减振器阻尼由800 kN·s·m-1减小到400 kN·s·m-1,涡激共振时车体后端横向振动加速度幅值减小40%;车辆二系横向悬挂采用天棚阻尼半主动控制时,可以有效减小涡激共振区车体横向振动幅值,并能兼顾车体前后端横向平稳性。