二维三自由度桥梁断面颤振控制方法研究

二维三自由度桥梁断面颤振控制方法研究

在最广泛的意义上，本文对桥梁的振动机制进行了研究，重点是桥梁的振动机制、桥梁的振动性能、振动理论和振动分析。由于桥梁的结构种类较多,本文针对二维三自由度桥梁主梁断面的颤振问题进行研究,主要对振动参数受风速的影响及颤振导数对系统气动阻尼比及气动刚度的作用。对于非耦合颤振,主要是由颤振导数由负变正引起的,而对于大跨度桥梁出现的启动耦合颤振,目前尚处于研究阶段。随着桥梁设计与施工技术水平的不断提高,桥梁的发展方向更加的趋向轻柔花和长大化。伴随而来的颤振问题也成为影响桥梁稳定性的主要问题。在跨度1400m的超大跨度箱梁斜拉桥抗风性能的研究中可以发现,主梁断面在正3度风攻角下,颤振临界风速为58m/s,远远的抵御80m/s的目标值,为了寻找一种有效的气动控制方法,采用风洞试验对中央稳定板、中央开槽、加装悬臂水平分离板等多种方法进行对比选择,结果显示,与中央稳定板与中央开槽两种气动控制措施相比,加装悬臂水平分离板的方法有效的改善原断面在正3度风攻角下产生的颤振现象。比较振动控制措施主跨1400m斜拉桥双塔斜索面七跨钢箱梁斜拉桥。其主梁断面如图1所示。二扭转运动气动阻尼基于二维三自由度耦合颤振分析,如果桥梁的断面流线性较好或者钝化程度高的时候,基本都属于系统扭转牵连运动气动负阻尼驱动的颤振,所以对悬臂水平分离板颤振控制机理研究的关键点就是对系统扭转运动气动阻尼的发展规律研究,采用气动导数可以将扭转运动气动阻尼表示为以下五个方面。A项气动阻尼。由于扭转运动导致的气动升力矩产生的气动阻尼,表示为:-1/2·rB4/I·A2*。B项气动阻尼。由于扭转运动导致的气动升力使得竖向运动的速度产生耦合出现的气动阻尼,表示为:-r2B6/2mhI·Ωha·A1*H2*cosq1。C项气动阻尼。由于扭转运动导致的气动升力使得竖向运动的位移产生耦合出现的气动阻尼,表示为:-r2B6/2mhI·Ωha·A4*H2*cosq1。D项气动阻尼。由于扭转运动位移导致的气动升力使得竖向运动产生耦合出现的气动阻尼,表示为:-r2B6/2mhI·Ωha·A1*H3*cosq2。耦合颤振机理为对耦合颤振分析方法的适用性及可靠性进行验证,在一典型扁平箱型桥梁主梁断面的耦合颤振问题上进行研究,如图2所示。将结果和系统特征值进行对比。基于此,对该桥梁耦合颤振机理进行研究。扭转振动固有频率是22.431rad/s,竖向振动固有频率是11.561rad/s。桥梁模型断面宽度为B=0.527m,长度质量m为5.44kg/m,质量惯矩Im为0.1536kg·m2/m,扭转振动和竖向振动阻尼比均为0.005,空气密度r为1.225kg/m3。采用上述方法对该桥主梁断面颤振进行分析,并对其精确解进行系统特征值的分析,结果如表1所示。种风攻角下,2个月内,各边界层为5.在原有的主梁加装悬臂水平分离板以后,正3度风攻角下的临界速度提高,0度风攻角下的临界风速降低,为了寻找原因,采用二维三颤振分析方法,对不同宽度悬臂水平分离板下的扭转牵引运动A、D项气动阻尼及颤振形态进行定量分析。在0度风攻角下,扭转牵连运动A、D项气动阻尼与颤振形态和风速的关系是:加装悬臂水平分离板后,A项气动阻尼降低,D项气动负阻尼增大,竖向运动的参与度低,使得0度风攻角下临界风速下降;随着悬臂水平分离板的加大,风速较高时,A项气动阻尼与颤振形态的参与度增加,宽度达到1.5m时为最大值,随后回落。D项气动负阻尼的变化不大。在正3度风攻角下,扭转牵连运动A、D项气动阻尼与颤振形态和风速的关系是:加装悬臂水平分离板后,A项气动阻尼的拐点后移,D项气动负阻尼变化不大,竖向运动与颤振形态参与度提高,使得正3度风攻角下的临界风速增大;随着悬臂水平分离板的加大,风速较高时,A项气动阻尼加大,D项气动负阻尼降低,研究表明在悬臂水平分离板限制范围内,颤振临界风速随着分离板宽度的增加而增大。风洞试验中颤振系数的确定和风洞研究对1400m斜拉桥原主梁断面颤振的机理进行分析与研究,对不同悬臂水平分离板气动控制措施进行分析。得出悬臂水平分离板气动控制措施对桥梁主梁断面的颤振性能能够很好的进行改善,但对于0度风攻角下的颤振性能不利。悬臂水平分离板气动控制措施主要是通过对扭转牵连运动出现的A、D两项气动阻尼随着风速的变化规律进行改变,来实现对二自由度耦合效应的改变,实现对颤振性能的研究。E项气动阻尼。由于扭转运动位移导致的的启动升力使得竖向运动的位移产生耦合出现的气动阻尼,表示为:-r2B6/2mhI·Ωha·A4*H3*cosq2。其中,B表示主梁宽度;r表示空气密度;mh表示竖向广义质量,I表示广义质量惯距;Ai*和Hi*表示气动导数。根据以上五项气动阻尼分析,除过A项由扭转自由度自身产生意外,其余均为扭转与竖向耦合产生。与颤振驱动机理研究进行补充,对颤振的形态进行确定,也就是说对扭转与竖向自由度在颤振过程中的关联程度进行了解也是对颤振机理进行探索的一个重要的方法。对表1的数据进行观察发现,本文所采用的分析方法和精确解在数值上完全一致,这也就说明了二自由度耦合颤振分析方法具有理论精确性。采用本文所研究的分析方法,扭转振动和竖向振动模态参数结果和精确解是一致的,因此该方法在耦合颤振机理研究方面是适合的。颤振导数项与耦合颤振导数构成系统扭转振动模态的气动阻尼比,其余耦合颤振导数对气动阻尼比影响不大。随着折减风速的增加,气动阻尼随着颤振导数的增加而增加,而耦合颤振导数则正好相反,因此造成主梁断面气动耦合颤振现象的出现。颤振导数项与耦合颤振导数项共同构成了系统竖向振动模态的气动阻尼比,并且二者都使系统竖向振动的气动阻尼增加,其余耦合振动导数的影响不大。根据1:70的比例尺,设计该悬挂阶段的模型,对该桥梁箱型断面的颤振机理、气动控制措施及效果进行风洞试验研究。该研究中,主要采用管道气动措施包括上中央稳定板、中央开槽、悬臂水平分离板、上下中央稳定板组合、上稳定板与悬臂水平分离板组合、下稳定板与悬臂水平分离板组合等。在该试验中,开槽的宽度分为0.1B、0.15B、0.2B三种形式,B为主梁断面原来宽度,水平分离板的宽度分别为1.0、1.2、1.5、1.7、2.0m五种,为了有效的降低试验的实际工作量,对稳定板的高度只考虑1.5m时的情况;组合时,也只考虑分离板宽度为1.5m时的情况。根据以上几种气动控制措施下颤振临界风速阶段模型的试验结果。对负3度风攻角下桥梁的颤振临界风速大于100m/s,根据不同宽度下悬臂水平分离板对应的模型系统扭转阻尼与风速的关系,可以发现,以上气动控制措施的控制效果可以总结第一,在上稳定板或者上下稳定板组合时,高度为1.5m时,没有任何效果;第二,采用中央开槽措施时,由于本试验对开槽的宽度限制在一定范围,根据试验效果显示,颤振临界风速和开槽的宽度呈正比关系,而在宽度仅为4.1m或者6.15m时,原断面临界风速大于颤振临界风速,这就说明,采用此方法时会起到反作用;在宽度为8.2m时,虽然颤振临界风速比原断面临界风速稍大,但是与预期的80m/s的目标还有一定的差异,需要将槽宽继续扩大,才能够起到对颤振进行控制的目的。第三,采用悬臂水平分离板控制措施对于箱梁在正3度风攻角下的颤振性能可以有效的改善,但是对0度风攻角的颤振会产生不利的影响,如果悬臂水平分离板增加1m,0度风攻角下的颤振临界风速就会从104m/s下降到83m/s,但是在正3度风攻角下临界风速会从58m/s增加到74m/s。随着悬臂水平分离板的宽度的增加,正3度与0度风攻角下主梁断面的颤振临界风速都逐步增大,并且在正3度时的增长速度比较快。在悬臂水平分离板的宽度为1.2m时,正3度风攻角下,临界风