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...     

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.      

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。     

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.      

大跨度桥梁涡激振动及其半经验模型介绍

大跨度桥梁在低风速下可能会频繁发生较大振幅的涡激共振而导致结构破坏,因而涡激振动已成为大跨度桥梁抗风设计关键问题之一。该文列举了国外大跨度桥梁典型涡激振动实例,并讨论了具有代表性的一些半经验模型,最后针对大跨度桥梁涡激振动提出了基于风洞试验和半经验模型的研究思路。     

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。     

悬吊双层闭口箱梁桥面风振性能

以悬吊双层闭口箱梁桥面为研究对象,通过风洞试验,针对结构静力耦合与气动干扰对悬吊双层闭口箱梁桥面风振性能影响进行了研究;采用变分模态分解方法对试验监测信号进行模态分解,识别颤振模态;通过振动形态矢量图与相位图对颤振弯扭耦合程度及弯扭相位差进行分析;根据最小二乘法识别颤振导数,基于激励-反馈原理,由颤振导数识别颤振气动阻尼。研究结果表明：在结构静力耦合与气动干扰共同作用下,下层断面发生软颤振,其竖向、扭转振动参与度系数分别为0.85、0.53,其颤振形态倾向于竖向振动;下层断面在自激气动力作用下发生颤振,自激气动力相位差减小导致颤振弯扭相位差减小为81.29°,而上层断面在结构耦合力作用下发生强迫振动,结构耦合力相位差决定上层断面弯扭相位差为100.81°;下层断面竖向振动气动阻尼主要来源于竖向速度自激升力负阻尼以及弯扭速度通过激励反馈所产生的耦合升力负阻尼,分别为60%和40%;下层断面转振动气动阻尼主要来源于扭转速度自激升力矩正阻尼以及弯扭速度通过激励反馈所产生的耦合升力矩正阻尼,分别为45%和50%。可见,对于悬吊双层闭口箱梁桥面,下层断面在竖向振动气动负阻尼驱动下发生偏于竖向振动形态软颤振,下层断面软颤振诱发悬吊双层桥面振动系统整体发生弯扭耦合软颤振。     

三线合一、三塔悬索桥风-车-桥耦合振动性能对比

以某三线合一、三塔悬索桥的2种设计方案(钢箱桁和钢桁方案)为工程背景, 通过车桥系统节段模型风洞试验, 测试了车辆和桥梁的三分力系数, 并基于风-车-桥系统空间耦合动力学模型, 采用自主研发的桥梁分析软件BANSYS, 对比分析了该桥的结构动力特性与风-车-桥耦合振动性能。分析结果表明: 三线合一、三塔悬索桥结构自振频率较低; 车辆气动力受轨道位置的影响较大, 钢桁方案迎风侧车辆阻力系数约为钢箱桁方案的2.2倍; 当风速为0时, 桥梁、车辆的动力响应总体上是随车速的增大而增大, 在同一车速下, 钢桁方案的桥梁位移较钢箱桁方案大, 主要是由于钢桁方案的桥梁整体刚度略弱于钢箱桁方案; 当考虑风速影响时, 桥梁的横向响应随风速的增大而显著增大; 车辆位于迎风侧, 风速为25m·s^-1时, 钢箱桁方案和钢桁方案的桥梁横向位移约分别为风速为15m·s^-1时的位移的2.4倍和3.8倍, 横风对桥梁的横向响应起主导作用; 同一风速时钢桁方案的桥梁响应总体上较钢箱桁方案大; 同一方案时车辆响应随风速的增大而增大, 当风速达到25m·s^-1时, 车辆动力响应显著增加, 相比15m·s^-1时最大增加幅度为71.6%。     

高架轨道箱梁结构振动试验模型设计与校验

基于π定理和量纲分析法,推导了某32 m高架轨道箱梁结构缩尺模型与原型物理量之间的相似关系,并通过建立动力仿真模型进行计算,验证了相似关系的准确性;以该相似关系指导设计,并通过合理选材,制作了几何相似比为10∶1的轨道箱梁结构缩尺试验模型;通过激振试验获取了缩尺试验模型的模态频率、振型和加速度响应,并与有限元仿真结果对比,验证了缩尺试验模型的有效性;在此基础上利用该缩尺试验模型研究了轨道箱梁结构的振动传递特性。研究结果表明：高架轨道箱梁缩尺模型与原型结构前10阶模态频率误差均小于1%,且由缩尺模型计算结果反演的加速度响应曲线与原型结果趋势一致,模型与原型之间相似关系推导正确;缩尺试验模型实测模态频率与有限元仿真结果的误差均在8.8%以内,各阶模态振型吻合,且实测加速度响应随时间变化趋势与有限元仿真结果一致,制作的高架轨道箱梁结构缩尺试验模型有效;当振动在轨道结构中传递时,扣件和橡胶层对1 000 Hz以上的高频振动具有明显的衰减作用;当振动由箱梁顶板向底板传递时,顶板加速度导纳最大,翼板次之,其次是腹板,底板加速度导纳最小;设计制作的高架轨道箱梁结构缩尺试验模型能够反映原型振动响应的一般传递规律,可用于轨道箱梁结构振动传递特性与控制关键技术研究。     

波形钢腹板组合箱梁自振特性与试验研究

为了精确计算波形钢腹板组合箱梁的振动频率, 根据能量变分原理, 推导了振动频率公式, 得到了考虑剪切变形及剪力滞效应的各阶自振频率的解析解。对一试验波形钢腹板组合箱梁进行了动力测试, 得到了实际自振频率, 并与简单梁理论、本文理论公式与三维有限元模型的计算频率进行对比。结果表明: 剪力滞效应及剪切变形对波形钢腹板组合箱梁的振动频率影响较大, 考虑剪力滞及剪切变形影响后的波形钢腹板组合箱梁的振动频率有所降低, 且降低程度随着计算频率阶次的增加而迅速增加, 因而在波形钢腹板组合箱梁振动频率的计算中须计其影响。     

RC梁桥承载力的振动测试评估方法

为了将结构的动力参数应用于在役RC梁桥的实际承载能力评估, 根据四片钢筋混凝土简支T梁静、动力损伤试验成果, 应用非线性回归方法, 得到不同配筋率下表征T梁刚度比和频率比关系的曲线族方程, 建立了钢筋混凝土单梁结构动力特性与承载力之间的关系。基于实测基频和裂缝特征将整桥的动力特性分解为单梁的动力特性, 应用钢筋混凝土单梁模型试验研究成果, 对RC梁桥结构性能进行评估。本文建立的动力法评估模型为: 结构基频和裂缝特征→刚度→名义配筋率→单梁抗弯能力。通过对某座实际RC梁桥的动力法评定得到了单梁的变形控制弯矩、裂缝控制弯矩、强度控制弯矩, 评定结果与静载试验结果一致。可见, 以实测基频和裂缝特征可预测出RC简支梁桥的实际承载力, 精度满足实际应用要求。     

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.     

带混凝土翼板的圆管上翼缘钢-混凝土组合梁抗弯性能

考虑不同加载方式与下翼缘宽度, 对3根带混凝土翼板的圆管翼缘钢-混凝土组合梁进行抗弯性能试验, 分析了试验梁的抗弯承载性能与破坏形态; 基于试验梁的抗弯特征, 推导了组合梁屈服弯矩和极限弯矩简化计算公式。研究结果表明: 试验梁均发生典型的塑性弯曲破坏, 稳定性良好; 达到极限承载力时, 梁端处上翼缘钢管与混凝土翼板相对滑移均小于0.43 mm, 试验梁体现了良好的协同工作性能; 随下翼缘宽度的增加, 试验梁刚度与承载力增大, 对于下翼缘宽度分别为150、260、300 mm的试验梁, 其屈服弯矩的比值为1∶1.44∶1.55, 极限承载力的比值为1∶1.31∶1.40;随着试验梁承受弯矩的增大, 当中性轴上升至混凝土翼板时, 钢管混凝土处于受拉状态, 可不考虑钢管与内填混凝土的套箍效应, 而当塑性中性轴位于上翼缘钢管混凝土内时, 可不计入该套箍作用对极限抗弯承载力的影响, 但其可促进延性的继续发展; 试验梁的位移延性系数均大于3.35, 延性较好; 屈服弯矩、极限弯矩理论计算值与试验值的比值分别为1.02~1.04、0.96~1.03, 吻合良好, 因此, 所出提出的简化理论计算公式简单、可靠。