开口桥梁断面颤振及气动措施的数值与试验研究

针对典型开口桥梁断面颤振抑振措施进行了风洞试验和数值模拟研究.风洞试验结果表明,原型断面在较低风速即发生了颤振失稳现象.通过数值模拟方法进行了颤振模拟,与风洞试验得到了一致的颤振临界风速,并研究了其颤振机理,即高折减风速下断面下表面产生的旋涡脱落及其漂移与断面扭转位移相匹配,产生了与断面运动方向相同的气动扭矩,导致了颤振发散.数值模拟显示,下稳定板可以有效阻碍断面下表面旋涡的脱落和运动,使得气动力在断面运动周期内做功为负,抑制颤振发散.节段模型风洞试验和全桥模型风洞试验结果显示,下稳定板是开口桥梁断面颤振的有效气动抑振措施.     

挑臂长度对钢桁梁颤振稳定性的影响

基于数值模拟方法研究挑臂长度对钢桁梁悬索桥的颤振稳定性影响. 通过风洞试验测试不同攻角下某悬索桥钢桁梁原设计断面（挑臂长度L为0.947 m）的颤振稳定性，并与CFD结果对比，验证了数值方法的可靠性. 然后对同一折减风速下单个周期气动力输入的能量值大小以及流场的演变规律进行研究，得到不同的挑臂长度（0.0L， 0.5L， 1.0L， 1.5L）对钢桁梁颤振稳定性的影响. 结果表明：正攻角下，挑臂长度对钢桁梁的颤振稳定性影响不明显，而0°攻角及负攻角下，挑臂长度为1.5L的钢桁梁断面颤振稳定性显著优于其他工况. 0°攻角钢桁梁上表面旋涡的运动导致的压强变化以及下表面迎风侧压力值的变化成为气动力的主导因素，气动力方向与钢桁梁运动方向相同，促进扭转振动发散，而增大挑臂的长度削弱了上表面旋涡的尺度，并在挑臂处形成了强度大小相对稳定的压强区. 负攻角钢桁梁上表面无明显旋涡，下表面旋涡的演变及压力变化成为颤振发散的主导因素，增加挑臂能削弱下表面旋涡的尺度和强度，并在迎风侧挑臂的下表面处持续形成稳定的负压区，气动力输入的能量值为负.     

大跨度流线型箱梁悬索桥颤振稳定性气动优化

以主跨为1 660 m流线型箱梁悬索桥为工程依托,采用风洞试验和CFD数值模拟相结合的方法对影响大跨度悬索桥颤振稳定性的主要因素(主缆空间形式、主梁气动外形和中央稳定板高度)进行了研究,并对气动控制措施机理进行了探讨.结果表明:主缆布置形式对桥梁结构颤振临界风速的影响主要表现为主缆布置形式导致桥梁结构扭转频率的改变,从而影响桥梁结构颤振临界风速;适当增加主梁断面宽高比可有效提高桥梁结构颤振临界风速;设置合适高度的中央稳定板可有效提高带水平分离板的流线型箱梁断面颤振临界风速.中央稳定板附近产生的涡会引起主梁断面竖向气动力增加,导致主梁断面竖向运动参与程度提高,抑制了主梁断面扭转运动,从而提高了流线型箱梁断面颤振稳定性.     

大风攻角下钢桁梁悬索桥颤振性能研究

由于地形干扰,山区桥位风环境复杂,易表现出较大的来流风攻角.为探明大跨度桥梁在大风攻角下的颤振性能,本文以西部某深切峡谷区大跨度钢桁梁悬索桥为工程背景,通过节段模型风洞试验得到了-7°～+7°大攻角范围内的颤振临界风速.采用多种气动措施对原始断面进行优化,以明确气动优化措施对大风攻角范围颤振性能的影响.结果表明:所研究桥梁颤振临界风速在-5°～+3°的大范围攻角内均较低;封闭桥面板中央开槽、检修道不透风、上下中央稳定板等不同气动措施对主梁在小攻角与较大攻角颤振性能的影响特点不同;采用封闭中央槽和检修道并设置合理高度的上下中央稳定板时,颤振临界风速得到较大提高且主梁阻力系数相对较小.     

薄平板断面气动自激力振幅效应数值模拟

为研究振幅对桥梁主梁断面气动自激力的影响,以薄平板断面为研究对象,采用计算流体动力学(Computational Fluid Dynamics,CFD)方法进行气动自激力振幅效应研究,首先采用强迫振动数值模拟方法,研究了不同振幅下薄平板断面颤振导数与气动力迟滞相位,分析了薄平板断面气动力的频谱特性;然后采用自由振动数值模拟方法,研究了薄平板断面的颤振响应演变规律.薄平板断面强迫振动数值模拟结果表明:扭转振幅对薄平板断面颤振导数影响较大,在高折算风速下,颤振导数A*2随着振幅的增大由负转正,竖向振幅对薄平板断面颤振导数影响相对较小;扭转振幅的增大引起薄平板断面气动力迟滞相位正弦值发生了较大变化;当扭转振幅大于8°时,薄平板断面气动力存在较为明显的高次谐波分量,主要为三阶与五阶分量,竖向振幅引起的薄平板断面气动力高阶分量不明显.薄平板断面自由振动数值模拟结果表明:薄平板断面在颤振发散过程中,其瞬时频率、瞬时阻尼比与竖向扭转位移相位差均随振幅变化.     

流线型桥梁断面颤振稳定性数值模拟

对于流线型桥梁断面颤振稳定性,采用动网格实现结构分状态强迫振动法,提取稳定的气动力,按照最小二乘法求得不同折减风速的颤振导数。研究了理想薄平板的8个颤振导数,并将数值计算结果与Theodorsen理论解进行对比,发现采用该方法识别颤振导数与理论解吻合得很好。采用该方法计算了3种不同流线型桥梁断面的颤振导数,并计算了颤振临界风速。结果表明:增大主梁的宽高比,可以提高主梁的颤振稳定性;宽高比相同时,主梁底板采用折线形状要比圆弧线颤振稳定性好。     

大跨度公铁双层斜拉桥主梁涡激共振机理与控制

以拟建的某主跨808 m公铁双层斜拉桥为工程依托，采用节段模型风洞试验研究不同攻角下双层桁架梁断面的涡振性能及5种气动控制措施的抑振效果，结合计算流体动力学（CFD）静态绕流模拟，对比分析双层桁架梁断面的涡振机理及控制方法. 研究表明：主梁断面原设计方案在+3°和0°风攻角下存在明显的竖向和扭转涡振现象，且振幅超过规范允许值；间隔封闭上层桥面栏杆或增设抑流板可有效抑制主梁扭转涡振，但竖向涡振振幅仍不满足规范要求；上弦杆外侧增设风嘴可有效抑制主梁竖向和扭转涡振，而下弦杆外侧增设风嘴对主梁涡振抑振效果有限. 气流经主梁原设计断面上层桥面分离后，在其上下表面形成周期性脱落的大尺度旋涡，并在上层桥面后部再附，这是主梁发生竖向涡振的主要诱因；上弦杆外侧增设风嘴可引导气流平稳通过上层桥面，消除了周期性的旋涡脱落，并在其上表面形成一段狭长“回流区”，从而有效抑制了涡振的发生.     

桥梁抗风气动措施的研究及应用

介绍作者所在风洞试验室在桥梁结构抗风研究中涉及到的气动措施及其应用方面的内容，气动措施包括在主梁上增设减小涡振振幅的抑流板，提高颤振临界风速的裙板、导流板、降低驰振响应的转向装置，改变气动力的主梁开槽方案等，同时探索了这些措施 的作用机理以及工程应用所带来的社会效益和经济效益。     

大攻角下典型主梁断面颤振临界风速数值模拟

针对大攻角下主梁断面颤振稳定性问题,基于计算流体动力学软件ANSYS FLU-ENT用户自定义函数UDFs和动网格技术,结合Newmark-β法建立了桥梁主梁断面二维流固耦合分析方法,采用该方法在不同攻角下(0°、±3°、±5°、±8°)对薄平板和流线型箱梁断面颤振稳定性进行数值模拟研究,并将数值模拟结果与风洞试验研究结果进行了比较.结果表明:薄平板和流线型箱梁断面的颤振临界风速数值模拟结果与风洞试验结果吻合较好,验证了本文所建立的桥梁主梁断面二维流固耦合分析方法的精度.薄平板断面的颤振临界风速随攻角的增大显著降低;流线型箱梁断面在正攻角范围内颤振临界风速随着攻角的增大而降低,在负攻角范围内颤振临界风速随攻角绝对值的增加先增大后降低;当攻角较大时,薄平板断面和流线型主梁断面均表现出"钝体"特征,气流绕过断面前缘时发生分离,沿断面上下缘产生较大的涡,从而导致主梁断面颤振临界风速降低.     

Π型钢-混凝土结合梁断面涡激振动及气动控制措施

Π型钢-混凝土结合梁由于其良好的受力性能和经济性，广泛应用于大跨径斜拉 桥中，但其气动性能相对略差，若设计不当则容易出现涡激振动现象，从而影响行车舒适性、 安全性或结构疲劳寿命等. 本文以广东潮汕大桥为实际工程依托，该桥为主跨205 m的独塔双 索面Π型钢-混凝土结合梁斜拉桥，开展了Π型钢-混凝土结合梁断面涡激振动及气动控制措 施研究. 首先，采用几何缩尺比为1∶50的主梁节段模型对该桥原设计方案主梁断面运营期涡 激振动进行了试验研究；然后，分别采用下稳定板、导流板、裙板、上稳定板等气动控制措施对 主梁涡激振动响应的控制效果进行了研究；最后，采用计算流体动力学方法（Computational Fluid Dynamics，CFD）对主梁断面最终采用气动控制措施机理进行了研究. 结果表明：主梁原 设计方案在设计风速范围内存在大幅涡激共振现象，涡激振动幅值超过规范限值；采用“三道 下稳定板+两侧竖向裙板+上中央稳定板”组合气动控制措施后，主梁涡激振动响应得到明显 抑制；该组合气动控制措施对Π型钢-混凝土结合梁涡激振动的控制机理主要表现为：设置三 道下稳定板可有效破坏Π型主梁下侧较大旋涡，Π型主梁两侧设置竖向裙板改善了其气动流 线型程度，设置上中央稳定板可有效阻止主梁上侧较大旋涡的运动.     

大跨度平行双幅桥面颤振性能干扰效应

以某大跨度平行双幅桥为背景,基于弹簧悬挂节段模型风洞试验和二维三自由度颤振分析理论,分析了叠合梁断面和箱梁断面两种常用桥梁断面形式的双幅桥的颤振性能及颤振驱动机理。研究表明,叠合梁断面双幅桥具有明显的攻角效应,0°攻角时双幅桥的颤振性能大幅降低,但大攻角下气动干扰效应对其颤振性能影响不大;而箱梁断面双幅桥的攻角效应并不明显,各攻角下其颤振临界风速比单幅桥均降低20%～25%。气动干扰效应不仅会降低颤振临界风速,还会使得桥面的颤振形态发生改变;两类断面的颤振驱动机理并不相同,气动干扰也致使上下游桥面的颤振驱动机理发生改变。     

中央稳定板颤振控制效果和机理研究

以针对颤振机理研究而建立的二维三自由度耦合颤振分析方法为理论工具，结合节段模型风洞试验，对薄平板断面中央稳定板气动控制措施的颤振控制效果和控制机理进行了研究．通过对基本断面和四种不同高度稳定板断面的颤振性能、颤振驱动机理和颤振形态变化规律的研究表明，当稳定板高度恰当时，中央稳定板的设置能够有效地改善结构的颤振稳定性能．其控制机理是增加竖向自由度参与程度，改变耦合气动阻尼的性质和发展规律，从而抑制系统扭转运动的发散，使得颤振形态转化为竖弯形式．但是当稳定板高度超过临界值后，由于系统竖弯运动稳定性的降低，结构的颤振稳定性能反而会下降．     

弯扭耦合颤振过程中的能量转换机理

采用激励-反馈机制建立了耦合颤振的能量分析方法并给出了颤振稳定的能量判据.结合平板的风洞试验研究了颤振临界风速下结构-气流系统内部的能量变化规律.分析结果表明,联合气动导数A1*H3*(A1*为竖向运动的速度对扭矩的贡献,H3*为扭转运动的位移对升力的贡献)建立了能量从竖向自由度向扭转自由度的传递途径,使气流能量在扭转...     

大跨度桥梁实用颤振控制方法

当大跨度桥梁面临颤振威胁时,合理有效的被动气动控制方法是避免其在服役期内发生风毁的最好保障.研究了适用于闭口箱梁等3种大跨度桥梁常用主梁的多种被动气动颤振控制方法.结果表明,中央开槽适合于提高气动稳定性能较好的闭口箱梁的颤振性能,风嘴则能显著提升气动外形钝化的开口边主梁的颤振临界风速,而中央稳定板几乎适合于各种主梁形式.此外,对检查车轨道等附属装置进行局部调位也可以起到良好的颤振控制效果,而多种控制方法的合理组合可以进一步发挥其控制作用.气动控制措施的效果与其设置参数紧密相关,针对各种控制方法的合理参数设置进行了研究和优化.     

桥梁断面中间开槽对颤振稳定性的影响

用计算流体动力学（CFD）方法研究了箱型桥梁断面中间开槽前后颤振临界风速的变化， 结果表明中间开槽的效果与断面头部形状和开槽宽度有密切关系。当头部形状或开槽宽度不合适时， 中间开槽不但不能提高颤振临界风速，反而降低了 断面的颤振稳定性，这种计算分析结果也和实验结果相符合。并进一步从不同断面周围流场的特征方面对这种现象做出解释，发现从开槽断面前箱体前缘产生的剪切层是否与后箱体碰撞以及断面振动时是否有气流同方向从槽中穿过决定了断面颤振稳定性的好坏。     

风屏障对流线型箱梁涡振性能影响机理试验研究

为研究风屏障透风率对主梁涡振性能的影响,依托某主跨808 m大跨度钢箱梁悬索桥,通过风洞测振、测压试验得到模型风致振动响应和表面各测点压力时程数据.测试原桥断面在加设风屏障后±5°攻角范围内的涡振性能,对比分析原桥断面和3种不同透风率风屏障以及安装水平分流板5种工况下主梁涡振响应和桥面各测点脉动压力系数均值、根方差;同时分析局部气动力与总体气动力的相关性和贡献作用.研究结果表明,原断面在+5°攻角下发生了多区间竖弯涡激振动,且涡振振幅远超规范允许值.安装不同透风率的风屏障后对主梁的涡激共振产生了有利的影响,消除了主梁原断面在低风速区间的涡振,最大振幅也有一定的减小.根据测得的压力数据分析,带风屏障主梁上表面中后部压力脉动减弱及局部气动力与总体气动力贡献系数减小使得主梁振幅有了小幅减小;在主梁风嘴处添加水平分流板后,局部气动力与总体气动力的相关性被完全破坏,压力脉动减弱,从而有效地抑制了主梁在该情况下的涡振.     

大跨径自锚式悬索桥气动参数的敏感性分析

基于桥梁多振型耦合的气弹性理论,建立了基于特征值问题的气动参数敏感性分析方法,并结合目前国内最大跨度的独塔和双塔自锚式悬索桥的风洞试验资料,分别探讨截面形状、气动阻尼、模态耦合、颤振导数、施工过程等对桥梁气动性能的影响.主要的分析结果表明:对于具有扁平流线型钢箱梁的自锚式悬索桥,其颤振临界风速的计算结果比较接近于薄平板,且绝大部分能量都集中到扭转振型上,表明对颤振发生时起主导作用的是扭转模态;结构阻尼的增加在一定范围内对抑制结构响应所起的作用明显;加劲梁的侧向摇摆运动对其竖向响应的影响非常显著.这些特点均表明此类自锚式悬索桥的空气动力性能与斜拉桥更为接近.图3,表4,参9.     

桥梁断面18个颤振导数自由振动识别

桥梁断面的自激振动力可以用18个颤振导数来表述。在现有的两自由度体系总体最小二乘法基础上，发展了用于识别桥梁断面三自由度体系18个 颤振导数的方法和试验装置。利用该方法对箱梁断面进行节段模型试验，得到了全部18个颤振导数。将三自由度试验结果与CFD（computatonal fluid dynamics)方法得到的颤振导数进行了分析比较，同时对准定常理论的估算公式进行了考证。