改善大跨度桥梁抗风稳定性的建议

1、改善大跨度桥梁抗风稳定性的建议: The mountain valley strong wind, frequent, turbulence intensity, the steady characteristics is outstanding, this makes wind induced vibration especially flutter stability be influence and control the large span bridge construction design and the important factors. In the design of t

2、he bridge, such as not take flutter control measures, often cannot meet the requirements of the flutter stability, it is difficult to meet the wind resistance of bridge design requirements. This paper in one big cross long-ripened douchiba steel truss stiffening girder suspension bridge design schem

3、e for example preliminary (standard cross section girder is shown in figure 1 below), through the section model wind tunnel test, the research used central slot, add skirt board and pneumatic wing, etc. Various kinds of pneumatic control measures, testing to flutter the influence of critical wind sp

4、eed, and finally determined that pneumatic control measures optimization scheme, for the similar truss stiffening girder to provide a reference for the design of the wind.Keywords: bridge engineering; Flutter; stability1 气动优化措施风洞试验 颤振节段模型试验在某风工程实验中心进行。主桁架梁节 段模型外形 （包括附属装置 ） 与实桥相似，采用 1:47.5 的几何缩 尺比，模型

5、长 L=2.1 m，宽 B=0.7534 m，高 H=0.3164 m，长宽 比 L B = 2 . 38 。模型用红松木和层板制作，人行道栏杆按实桥设 计结构进行模拟。 为避免微小杆件引起的气动粘性效应， 对栏杆 中较细的竖向管按透风率等效的原则进行合并。 图 2 为风洞中的 节段试验模型。通过对结构动力特性计算，结果显示，结构颤振 状态由对称竖弯基频和对称扭转基频控制。 因此， 颤振节段模型 试验按主梁第 1 阶正对称竖弯频率 fh=0.1573 Hz 和主梁第 1 阶 正对称扭转 fa=0.2726 Hz 2 个模态组合来确定模型系统的扭弯 频率比，即 = fa/fh=1.73 。根据设

6、计单位提供，成桥状态主 梁的设计基准风速为：Vd=25.90 m / s。该桥的颤振检验风速振 检验风速 Vcr=KufVd=1.2 X 1.29 X 25.90=40 .09 m /s。考虑该桥 地处山区峡谷， 受峡谷风气流加速和风场复杂影响， 确定该桥节 段模型颤振试验风速范围为 0. 545. 0 m/s,进行a=0o、+3o、 一 3o、 +6o、 -6 o 5 种攻角情况下的试验。为了探讨研究各种气动控制措施在各个来流攻角下对颤振 临界风速的影响，试验采用了在桥面板中央开槽 （见图 3） 、增设 裙板（布置方式如图 4）和气动翼板 （布置方式如图 5） 等优化措施 进行测试。 通过对

7、比试验显示， 一种气动控制措施不能促使各个 来流攻角下颤振临界风速增大， 有时， 某种措施能促使部分来流 攻角下颤振临界风速增大， 而对其余部分来流攻角效果不大， 甚 至可能引起相反的效果。 为了达到最好的效果， 使之在各个来流 攻角下颤振临界风速都大于颤振检验风速， 需要采用多种气动措 施组合作用。因此，试验又采用了几种气动措施优化组合方式， 进行对比试验， 最终确定一种气动措施优化组合方案， 推荐给该 桥梁设计单位。1 1 桥面板中央开槽在桥面板中央开槽，开槽宽度为 1.0 m见图3。进行桥面 板中央开槽、 不开槽对比试验， 探讨桥面板中央开槽与不开槽两 种情况对颤振临界风速的影响，试验结

8、果见表 1 。从表1表可以看出：(1)在o o攻角下，桥面板中央是否开 槽对颤振临界风速并无多大影响； (2) 在来流风为正攻角的情况 下，在桥面板中央开槽相对于不开槽的状况， 颤振临界风速有显 著提高，在 a=+3 o、+6 o 下分别提高 40.4 和 48.6 ；(3) 在-6 o 攻角下，中央开槽相对于不开槽的状况，颤振临界风速 也有小幅提高，提高 6.9，而在 -3 o 攻角下，颤振临界风速却 降低 24.4，且小于颤振检验风速 41.3ms。1 2 裙板在桥面板边端与加劲梁上弦杆间设置裙板，裙板宽 1.6 m， 厚0.2m,其布置示意图见图4。进行增设裙板下桥面板中央开槽、 不开槽

9、对比试验， 探讨裙板与桥面板开槽和不开槽两种气动优化 措施组合对桥梁颤振临界风速的影响。从表 2 可以看出：( 1)对桁架断面增设裙板后，在 00攻角下，颤振临界风速在桥面板中央开槽和不开槽的状况下分别提 高 17.5 和 21.5 。 (2) 在桥面板中央不开槽的情况下， 增设裙 板后，颤振临界风速在来流风为负攻角时基本上没有变化； 在+60 攻角时，增大明显，提高 44.0 ；然而在来流风为 +3o 攻角时， 颤振临界风速降低 17.5 。从整体来看，方案 3 在各种来流攻 角下，颤振临界风速都达到了 41.9ms 以上，满足颤振检验风 速的要求。 (3) 方案 4 桥面板中央开槽，增设裙

10、板后，颤振临界 风速在 +60 攻角下提高幅度很大，然而在 +30、-60 攻角下降低 9.3 和 12.2 ；在来流风为 -30 攻角时，颤振临界风速基本无 变化，小于颤振检验风速 41.3 m s。1 3 气动翼板增设气动翼板，翼板尺寸为：宽1.4 m厚0.2in。支撑翼板的支架高3 m,间隔为5 rn，固定于上弦杆，见图5。进行增 设气动翼板下桥面板中央开槽不开槽对比试验， 探讨气动翼板与 桥面板开槽不开槽两种气动优化措施组合对桥梁颤振临界风速 的影响。由表 3 可以看出： (1) 在桁架上增设气动翼板后， 在 00攻 角下，颤振临界风速有所提高， 在桥面板中央开槽和不开槽的状 况下分别

11、提高 24.8 和 23.6；方案 5 桥面板中央不开槽， 增 设气动翼板后， 在来流风为负攻角时， 颤振临界风速有小幅提高， 在攻角为 -30 攻角时，基本没有变化。在来流风攻角为 +60 时， 颤振临界风速有所提高，提高 26.9 ；(3) 方案 6 桥面中央开 槽，增设气动翼板后，颤振临界风速除在攻角为 +3。时略有减小 外，其余各试验来流风攻角下都增幅明显， +6o、0o、-3o 、-60 攻角时分别提高 76.1 、 24.8 、 65.1 、 25.1 。1 4 最终设计气动措施组合方案经过 3 组不同气动优化措施组合对比试验探讨，确定桥面 板中央开槽同时增设气动翼板的组合方案 6

12、 为推荐气动优化断 面。出于施工方面的考虑， 设计单位将气动翼板由方案 6 中的上 弦杆的位置移到了下检修道外侧，见图 6。进行最终设计气动措 施组合方案试验， 验证最终设计气动措施组合方案在各个来流攻 角下的颤振临界风速是否高于颤振检验风速，结果见表4。由表 4 可以看出，最终设计气动措施组合方案在各个来流 攻角下的颤振临界风速都高于颤振检验风速， 可以满足抗风设计 要求。但是由于将气动翼板由方案 6 中的上弦杆的位置移到了下 检修道外侧， 致使+30、+60 来流攻角下的颤振临界风速比方案 6 有较大幅度减小，分别降低 26.5 和 50.5 。2 气动优化措施试验结果分析(1) 桥面板中

13、央开槽可以提高桁架加劲梁悬索桥正攻角下 的颤振临界风速，但是对 00 攻角的影响并不明显，甚至在 -30 攻角下出现颤振临界风速降低的情况。 这说明桁架加劲梁桥面板 中央开槽与钢箱加劲梁开槽颤振稳定控制机理不同， 钢箱加劲梁 开槽，上下空气流通，可以减小桥面板上下面的压力差，从而有 效提高桥梁的颤振稳定性。而桁架加劲梁和桥面板边端是钝体， 桁架透风性能好，桥面板中央开槽，抑制颤振作用有限，所以只 能提高部分攻角下的颤振临界风速，对部分攻角的影响不明显， 甚至个别攻角下出现颤振临界风速降低的情况。(2) 在桥面板外缘和上弦杆外缘设置裙板， 使气动外型钝化 截面趋向于流线形，改善了气流绕流的流态，

14、减少了漩涡脱落， 所以能够提高 00 及正攻角的颤振临界风速。然而，在桁架上沿 增设裙板， 并不能完全改变桁架加劲梁的钝体断面， 气流经过桁 架钝化断面，还有漩涡脱落。因此，增设裙板对负攻角会产生负 作用，并且负角度越大，颤振临界风速降低越多，特别是当桥面 板中央开槽和裙板组合时，这种现象愈加显著。(3) 增设气动翼板以后， 各个攻角下的颤振临界风速都有所 提高，对正攻角下的颤振临界风速有明显的增加， 对负攻角增加 较少。其原因是在桥面板两侧增设气动翼板， 有效地降低了气动 桥梁断面的升力矩， 对以扭转颤振形态为主的桁架加劲梁桥的颤 振临界风速有显著的提高。 气动翼板是一种耗能装置， 翼板上的

15、 气动力， 能够有效耗散气流由主架输入系统的能量， 从而使系统 的颤振稳定性得到改善。当气动翼板和桥面板中央开槽组合时， 多数攻角下的颤振临界风速的提高都达到了一半以上， 高于颤振 检验风速 36.2 以上。气动翼板和桥面板中央开槽组合气动措 施，是最优化气动措施，是设计推荐方案，对其他桁架加劲梁的 抗风设计有很高的参考价值。(4) 气动翼板的安装位置对桁架加劲梁桥的颤振临界风速 也有较大的影响， 当气动翼板的位置由桁架加劲梁弦杆移到下检 修道外侧后， 正攻角的颤振临界风速有所降低， 原因是气动翼板 的耗能作用打了折扣，且影响了桁架加劲梁的透风性能。3 颤振机理分析 目前，许多学者对颤振发生机

16、理作了许多富有成效的探索 和研究(周志勇， 2001年；杨泳昕， 2002 年) 。常用的定量分析 方法是将系统阻尼和系统刚度解析为包含有断面气动外形参数 的气动导数的函数形式， 并通过气动导数变化规律研究断面气动 外形同颤振发生规律的关系。 对于类似坝陵河大桥这种断面较钝 的桁架梁而言， 颤振现象表现为扭转形态的分离流颤振。 其机理 认为是由气动阻尼驱动， 且激励扭转颤振的气动负阻尼来自与气 动导数 A 2 有关的扭转气动阻尼力，即因此，可以通过考察节段模型系统的扭转振动总阻尼比随 风速变化情况来研究其颤振稳定性， 总阻尼比为模型阻尼比与气 动阻尼比之和。由图 7 可知，对于未设置气动措施的原型断面，在各个攻 角下，扭转振动总阻尼比随风速上升逐渐由正转负， 而推荐方案 设