气动措施对加劲梁颤振临界风速的影响

气动措施对加劲梁颤振临界风速的影响

0板板下中央稳定板及板板板防风固载技术自20世纪以来，悬索桥已成为大型桥梁中的一座常见桥之一。例如，日本明石海岸桥的主要跨距为1890米。其常用的主梁形式有扁平钢箱和桁梁两种。扁平箱梁外形为流线型,具有较好的空气动力学性能,已修建的公路悬索桥中应用较多。对于交通不便的山区以及多线合一(如公铁两用桥梁)时,考虑施工、车辆荷载等因素的影响,需采用钢桁加劲梁。但钢桁加劲梁断面形式较钝,抗风性能尤其是颤振性能往往是控制结构设计的主要因素之一。从结构动力学方程看,质量、阻尼、刚度及外荷载这四个方面均可改变结构的抗风性能。但对已设计的大跨度桥梁结构,气动措施是常采用的一种方法,该方法通过改变结构外形实现改变外荷载。常用的气动措施有风嘴、气动翼板、上下中央稳定板,裙板,导流板、抑流板或扰流板以及中央开槽等。日本明石海峡大桥的颤振检验风速为78m/s,设计中在上桥中央位置、人行道位置的桥面采用开槽栅格,并在上桥面设置下中央稳定板,显著地提高颤振临界风速。新建的塔科马海峡大桥采用桁架加劲梁,其桥面板采用开槽格栅的措施,提高了桥梁气动特性。国内刘家峡大桥通过设置桁架梁下中央稳定板,封闭桥梁两侧部分防撞栏(起到上中央稳定板的作用),同时加上水平导流板等措施使颤振临界风速合格。湖南矮寨大桥通过结合桥面板中央封槽和上下安装高1m的中央稳定板方案,有效地提高该钢桁加劲梁悬索桥的颤振稳定性。徐洪涛等通过风洞试验研究了桥面板中央开槽、增设裙板和气动翼板等对桁架大跨度加劲梁桥颤振性能的影响。刘庆宽等研究上、下中央稳定板、下横梁稳定板、导流板、双中央稳定板等对小宽高比钢桁悬索桥颤振稳定性的影响。谭潇等专门研究上下中央稳定板对中央开槽的大跨度桁架加劲梁悬索桥的颤振性能影响。由已有研究可以看出,桥面透风和中央稳定板等是提高桁梁桥颤振动稳定性的主要措施。已建成的大跨度悬索桥多为两塔一跨的公路桥梁。由于受桥位资源等因素的限制,越来越多的采用多线合一的结构型式。某大跨度桥梁的设计方案为三塔两跨的大跨度公铁两用悬索桥,该方案采用了双层板桁结构,上下各6线公路,铁路线路位于下层公路外伸挑臂之上,是一种新的应用于公铁两用悬索桥中的加劲梁形式,由于断面新颖,常规的气动优化措施不一定适用,类似可借鉴的经验较少。又由于该桥地处我国东部沿海,桥址区设计风速较高,根据《公路桥梁抗风设计规范》,该桥位处的颤振检验风速为89.0m/s,而根据《建筑结构荷载规范》为89.1m/s。该桥位处颤振检验风速已非常高,同为三塔两跨悬索桥的泰州长江大桥的颤振检验风速为57.4m/s。因此,加劲梁的颤振稳定性是本桥抗风设计的关键问题之一。本文通过风洞试验,研究了上下桥面中央栏杆、上桥面下中央稳定板、铁路挑臂等措施及其组合情况对加劲梁颤振临界风速的影响,提出了一种可改善带挑臂的公铁两用悬索桥加劲梁颤振稳定性的气动措施。1双向六车道公路该三塔两跨悬索桥设计方案的跨径布置为94m+2×800m+94m=1788m(见图1)。主梁采用三跨连续加劲桁梁,桥面分上、下两层。其中,上层桥面布置双向六车道公路,下层桥面同样布置一条双向六车道的公路,并在下层桥面外伸挑臂布置了双线市郊铁路(见图2),下层桥面离最高通航水位高度为60.9m。全桥设两根主缆,横向间距为37.7m,主缆主跨跨径800m,矢高75m,矢跨比为1/10.7。通过有限元模型分析,表1列出了该桥的部分自振特性,由表可见,由于跨径较大且中塔缺少有效的纵向约束,该三塔两跨悬索桥主梁非常轻柔,自振频率低且分布密集,在风的作用下更容易发生颤振,因而抗风设计成为设计中的主要问题。2节段模型试验颤振节段模型试验在西南交通大学风工程实验研究中心XNJD-1工业风洞进行。主桁架梁节段模型采用1/46.3的几何缩尺比,节段模型全长2.1m,按几何缩尺比严格模拟加劲梁的几何外形。主桁架梁节段模型上下弦杆骨架采用优质木材制作,表面贴有塑料层板,工字型腹杆采用塑料层板制作拼装,附属装置如桥面板、栏杆等采用塑料由电脑雕刻而成,外形与实桥相似,并在模型两端设置端板,以保证加劲梁断面气动绕流的二维特性。节段模型试验采用弹性悬挂节段模型的方法,由8根拉伸弹簧将模型悬挂在支架上,形成可竖向运动和绕模型轴线转动的二自由度振动系统。试验支架置于洞壁外,以免干扰流场。成桥状态结构可能的颤振形态由竖弯基频和扭转基频控制,针对表1中四种频率组合,采用VanderPut平板公式计算,结果表明第1种组合的颤振临界风速最低,故选取该模态组合的竖弯频率、扭转频率的组合进行试验。风洞试验所采用节段模型的主要参数如表2所示,其中试验模型的风速比为4.56。由表2可见,实际桥梁的扭弯频率比非常大,在节段模型中需要制作很牢固的支架才能满足扭弯比的要求。但偏安全的采用常用节段模型的试验支架,这对颤振临界风速的影响应较小。由于各种规范的设计风速的计算有一定差别,导致最终的颤振临界风速有一定的区别。对比几种相关规范所得的颤振临界风速,由《建筑结构荷载规范》计算的颤振检验风速最不利,故取其计算结果89.1m/s作为本次试验的颤振检验风速。根据《公路桥梁抗风设计规范》,分别对主梁原始断面模型在α=0°、±3°三种来流风攻角进行试验。三种攻角下的颤振临界风速分别为67.3、66.7、71.5m/s。在三种来流攻角下,主梁的颤振临界风速均远小于颤振检验风速,其颤振稳定性不满足要求。因此,对本桥钢桁加劲主梁的颤振性能进行优化,提高颤振临界风速是十分必要的。3振动性能优化3.1调整检修道断面,增加其临界风速为了提高在三种风攻角下的颤振临界风速,试验采用了多种气动措施对加劲梁进行优化:(1)铁路道板和检修道开槽;(2)上桥面迎风侧内侧栏杆封闭;(3)下桥面迎风侧内侧栏杆封闭;(4)增加上桥面下侧中央稳定板;(5)增加检修道与铁路纵梁裙板;(6)封闭铁路挑臂检修道、铁路道板及下桥面间的间隙;增加上桥面板下中央稳定板、封闭上下桥面板迎风侧内侧栏杆(作用相当于上中央稳定板)、铁路和检修道开槽等单独措施及其组合措施,(具体措施示意图如图3所示。)得到各种措施下的颤振临界风速如表3和表4所示。由于在未施加任何措施的情况下,主梁的颤振临界风速远小于检验风速,为便于考查上桥面中央稳定板的作用,首先将上下桥面中央迎风侧栏杆封闭,由表4可见,封闭桥面中央迎风侧栏杆后颤振临界风速有所降低。当轨道板、检修道开槽后,三种气流攻角下的颤振临界风速均有所降低,说明增加挑臂的透风性能会降低颤振性能。进一步封闭上下桥面迎风侧栏杆后对提高颤振临界风速仍有限。3.2+3攻角的颤振临界风速位于挑臂之上的铁路道板和检修道开槽后颤振临界风速有所降低(见表4)。因此,后续工况将铁路挑臂全封闭,并与其他措施进行组合,得到主梁的颤振临界风速如表4所示。由表4可见,将铁路挑臂空隙全封闭后,来流攻角为+3°时,加劲梁的颤振临界风速相比工况1得到大幅提高,其作用可能与水平导流板类似。在此工况6的基础上,将上桥面板迎风侧内侧栏杆封闭后,+3°攻角下的颤振临界风速又有一定的提高,但仍小于颤振检验风速,而在此工况基础上,在铁路检修道下方增加斜裙板或封闭下桥面板迎风侧内侧栏杆的作用都有限。当铁路挑臂全封闭,上桥面迎风侧栏杆封闭且增加上桥面下中央稳定板时,三个风攻角的颤振临界风速均大颤振检验风速。但在+3°攻角时的颤振临界风速与颤振检验风速非常接近,若实际采用本方案还需进一步的优化工作,如调整中央稳定板的高度等。4提高