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1.
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.  相似文献   
2.
为了研究不同坡度单体山丘风速地形修正系数与越山风效应对输电塔线结构的影响,对比了国内外5种规范取值与风洞试验测试结果,分析了不同坡度山丘山顶位置和迎、背、侧风坡面风速地形修正系数,并探讨了山丘风场竖向风速分量与紊流度变化特性.研究结果表明:5种规范中我国建筑结构荷载规范与高耸结构设计规范对不同坡度山丘山顶处的风速地形修正系数的取值最大;山顶位置风速地形修正系数并非完全随坡度增大而增加,坡度大于0.577之后达到1时,风速地形修正系数反而减小;现有的拟合公式计算山丘表面区域的侧风坡风速修正系数取值偏小,而计算上部区域的风速修正系数取值却明显偏大;山体坡度越大则竖向风速分量极大值反而越小,三类坡度山丘在迎风坡和背风坡测试的最大竖向风速分量与参考来流风速的比值分别为0.523和-0.542;山体坡度越大则表面紊流度越大,特别是陡峭山坡背风侧紊流度比较大,坡度为1时山丘背风侧0.6倍山体高度处的紊流度可高达35%.  相似文献   
3.
针对闭口流线型主梁结构涡激力展向相关性问题,在均匀流场条件下分别对振动状态和静止状态流线型主梁节段模型进行了不同风攻角的涡激力展向相关性试验研究,分别分析了流线型主梁断面涡激振动响应、涡激力展向相关性及主梁表面压力等.结果表明:振动状态主梁断面涡激力展向相关系数与振幅、锁定区风速等相关,锁定区上升段主梁断面涡激力展向相关系数大于锁定区最大振幅处主梁断面涡激力展向相关系数,扭转涡振锁定区升力矩展向相关系数大于竖向涡振锁定区竖向涡激力展向相关系数;振动状态主梁断面测点压力系数展向相关系数与振幅相关,振幅越大则相关系数越大.  相似文献   
4.
基于开发的内置浮框式三节段测力模型装置,通过弹性悬挂测振风洞试验测试了某大跨度斜拉桥初步设计主梁断面的涡振响应及对应的涡激力.分析了发生竖向涡激共振的0°与+3°两种风攻角下的数据,验证了内置浮框式三节段测力模型在桥梁断面气动力测试中的可靠性,对比研究了不同风攻角下涡激力与涡激振动响应的测试结果,探讨了锁定区间范围内涡振频率、力与位移之间相位差及涡激力做功的变化情况.结果表明,内置浮框式三节段测力模型可以在风致振动过程中同步测试气动力;所测试得到的涡激力频率在风速锁定区间内与位移响应频率完全一致,同时,模型的竖弯涡激力与涡激振动位移响应之间存在的相位差随风速增大而增大,而涡激力做功有一个先增大后减小的变化过程.  相似文献   
5.
预应力孔道注浆脱黏缺陷的冲击回波响应特征   总被引:2,自引:0,他引:2  
为区分预应力孔道因注浆体收缩导致的界面脱黏和因注浆欠密实导致的脱空两种缺陷的冲击回波响应特征,分别通过波纹管内壁界面剂的使用、浆体中膨胀剂的存在、注浆后试件的养护方式3个控制条件制取不同界面脱黏状态试件,采用波纹管内壁预埋泡沫板的方式形成注浆脱空缺陷.对4组注浆密实试件与1组注浆脱空试件的冲击回波响应进行了连续5天测试.测试结果表明:对于注浆密实试件,注浆后前2天的频谱特征与无空洞实心试件类似,第2天后因注浆体收缩导致的界面脱黏现象开始萌生,并导致试件的厚度主频显著降低及频谱结果趋于复杂,据此可较易分辨脱黏发生与否;对于注浆体中有预置空洞但界面无脱黏试件,虽然其厚度主频一直较密实无脱黏试件的低,但随注浆龄期的发展规律与后者相似,且每一测试时刻二者的频率比基本维持在0.85不变.注浆饱满试件发生脱黏后,其厚度主频发展曲线逐渐降低并与预置空洞试件的相交,此时,相互间的厚度主频相近.因此,仅凭某一时刻厚度主频的单次冲击回波测试结果难以分辨注浆空洞和界面脱黏两种缺陷,而通过注浆后4天左右的连续测试,基于厚度主频和频谱的变化规律则可较易分辨.  相似文献   
6.
采用数值方法,研究了阻尼器支架刚度对悬索桥吊索减振效果的影响.首先,将阻尼器支架简化为弹簧振子模型,建立了吊索-阻尼器-支架系统的自由振动偏微分方程组.其次,对不连续的狄拉克函数进行近似处理,采用有限差分方法对该方程进行数值离散求解,研究了阻尼器支架刚度对无量纲阻尼比曲线、可实现的最优阻尼比及其对应的最优阻尼系数等的影响,研究了阻尼器支架模态质量的影响,并与相关文献结果进行比较.研究结果表明,随着阻尼器支架刚度的减小,能实现的最优阻尼比减小,对应的最优阻尼系数也减小,会影响阻尼器效率;另外,各阶模态的无量纲阻尼比曲线不一致,不能采用统一的无量纲阻尼比曲线来设计阻尼器参数;阻尼器支架的模态质量对阻尼器效率影响很小.  相似文献   
7.
在有限元建模的基础上,通过正交试验设计,分别得到UHPC层最大拉应力、表面局部挠跨比和栓钉最大剪应力等结构设计指标的关键影响因素.采用拉丁超立方抽样方法,探究结构设计指标与各自的关键因素之间的内在联系,建立UHPC最大拉应力、表面局部挠跨比和栓钉最大剪应力的近似计算公式.对近似计算公式进行统计检验、经验判断及足尺模型、推出模型试验检验.研究表明:本文提出的设计指标近似计算公式,其线性相关与回归效果显著,且定性分析与一般工程经验相符,3个指标计算值与试验实测值的相对误差小于10%.  相似文献   
8.
为研究高韧性混凝土组合桥面铺装层间应力简化计算方法,采用ANSYS有限元分析,探讨钢-STC-SMA结构厚度、环境温度、桥面纵坡等对层间应力的影响规律,建立轻型组合桥面铺装层间应力估算模型,提出层间最大剪应力、最大法向拉应力简化计算公式. 研究结果表明: SMA厚度、STC厚度、环境温度、桥面纵坡等对层间应力有不同程度的影响;在最不利荷载组合下,不计桥面纵坡时,层间最大剪应力变化范围为0.38~0.55 MPa(常温)、0.35~0.55 MPa(高温);层间最大法向拉应力变化范围为0.18~0.23 MPa;层间应力随着桥面纵坡的增加而线性增加,纵坡从0%增加到8%,层间最大剪应力升幅为9.4%(常温)、12.0%(高温),层间最大拉应力升幅为12.0%(常温)、12.5%(高温);通过纵坡坡度修正,建立高韧性混凝土组合桥面铺装层间应力通用计算公式,并与实桥有限元计算结果对比,误差在9%以内,说明本文提出的计算方法可用于估算不同纵坡下高韧性混凝土组合桥面铺装层间应力.  相似文献   
9.
为探明栓钉间距对钢-UHPC轻型组合桥面结构受力性能的影响规律,完成了3个钢-UHPC组合梁试件变幅疲劳试验,主要试验变量为栓钉间距(100 mm、150 mm、300 mm).在疲劳试验中,重点考察了栓钉间距对轻型组合桥面结构疲劳性能的影响,并关注了栓钉焊趾处钢面板受拉-短栓钉受剪耦合作用下的疲劳性能;而在疲劳后的剩余承载力试验中,探明了栓钉间距对疲劳后UHPC裂缝发展规律及抗弯承载力的影响.疲劳试验结果表明,当栓钉间距为300 mm时,单位荷载下的钢-UHPC界面滑移明显高于其他两个试件,但在疲劳加载过程中,界面滑移增长并不明显;对于U肋受压区底板应变,当栓钉间距为100 mm和150 mm时,整个疲劳试验过程无明显变化,而当栓钉间距为300 mm时,应变呈现微小的增大趋势;为分析试件中栓钉根部的钢面板拉-剪耦合疲劳受力状态,基于《公路钢混组合桥梁设计与施工规范》(JTG/T D64-01—2015)中的计算方法进行了分析,结果表明,该方法能够获得偏保守的计算结果.此外,疲劳后的剩余承载力试验表明,栓钉间距越小,试件的塑性变形能力越强,截面的抗弯承载力相应提高.分别按弹塑性理论和塑性理论计算了试件的剩余承载力,发现试件虽然经历了疲劳加载,但测承载力仍大于计算承载力,且基于塑性理论的计算结果更接近实测结果.  相似文献   
10.
为研究附加攻角效应对分离式三箱梁颤振性能的影响,结合节段模型风洞试验和理论计算方法获得初始风攻角下的附加攻角,并通过计算流体动力学(Computational Fluid Dynamics, CFD)数值模拟方法求解初始风攻角下的颤振临界风速. 结果表明,分离式三箱梁的初始风攻角及箱梁之间的横梁对附加攻角有较大影响,节段模型在0°~+7°风攻角下存在十分显著的附加攻角效应,且表现为扭转振幅快速增大的硬颤振. 节段模型自由振动风洞试验难以直接获得分离式三箱梁在小风攻角下的准确颤振临界风速. 对于主跨3?300?m的悬索桥,0°初始风攻角下在颤振失稳前的静风附加攻角达到+7°以上,颤振临界风速大大降低,气弹稳定性得不到充分发挥. 因此,对于采用分离式三箱梁断面的超大跨径桥梁,在抗风设计中应对其附加攻角效应予以重视.  相似文献   
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