文档介绍：流线型闭口箱梁抑流板抑制涡振机理研究
胡传新 赵林 周志勇 葛耀君 摘要:涡激振动是大跨度桥梁在低风速时易发的自限幅风致振动现象,设置栏杆扶手抑流板为典型涡振抑制措施。以某典型闭口箱梁断面为研究对象,进行了大尺度节段模型测振、测流板倾角为30°。
试验模型由钢框架提供整体刚度,防撞栏和检修轨道采用ABS板雕刻,人行道栏杆采用精加工钢管焊接,外衣采用薄钢板铺装。节段模型安装于风洞内支架系统上,保证模型两端与支架系统内壁问隙足够小且在试验中不会发生接触,以避免三维绕流效应。模型与两根吊臂相连;吊臂两端再分别通过上下4根弹簧与支座系统相连,形成弹性悬挂系统,同时在吊臂处各布置一个激光位移传感器,如图3所示。
试验采用日本Matsushita公司MLS LM10-130ANR1215型激光位移传感器,测量范围为130±50mm,分辨率为20um,线性度误差在±0.2%以内。表面压力测试使用美国SCANI-VALVE扫描阀公司生产的量程为±254和±508mm水柱的DSM3000电子式压力扫描阀系统、PC机和自编的信号采集软件。采样频率为200Hz,采样时问为60s。试验在同济大学TJ-3边界层风洞中进行,该风洞是一个竖向布置的闭口回流式边界层风洞,试验段长14m,矩形断面(宽15m,高2m)。空风洞可控风速范围为1-17.6m/s,连续可调。节段模型设计严格满足相似比要求。零风速下,采用自由振动衰减法测得竖弯和扭转振动阻尼比均为0.35%,竖向和扭转频率分别为3.32和8.86Hz,主梁节段模型的主要参数如表2所示。为了减小测压信号畸变的影响,采用测压管路频响函数对测压信号进行修正,测压管路频响函数见文献。频率为3.32Hz时,幅值比为1.02,相位滞后为-6.24°。 3试验结果及分析
试验完成了在-3°,0°和+3°初始风攻角下主梁断面栏杆扶手无抑流板和有抑流板下的涡振试验,分别称为原始断面和抑流板断面,试验风速为1.0-13.0m/s,对应基于主梁特征宽度的雷诺数范围为1.28×105-1.67×106。在-3°和0°初始风攻角下,均未发现明显的涡振现象;在+3°攻角下,原始断面出现了明显的竖向涡振。设置抑流板后,竖弯涡振完全消失,涡振响应如圖4所示。横坐标表示折减风速u*=U/(fbB),其中u为来流风速,fb为竖弯频率;纵坐标表示归一化振幅A/D,其中A为竖向振幅。在折减风速小于2.07风速范围内,存在3阶竖向涡振区,其中第3阶涡振锁定区间振幅最大,达到O.078,远大于规范允许值口,对应折减风速为1.99。
为了探究栏杆扶手抑流板抑振机理,针对原始断面及抑流板断面选取典型风速,分别为折减风速1.99和1.91,并对其表面压力时频特性进行分析。
4气动力时频特性
箱梁表面压力包含了丰富的信息,可反映断面气体绕流情况。根据节段模型表面压力信号,对比分析原始断面和抑流板断面箱梁表面气动力时频特性,探究抑流板抑振机理。
式中pi(t)为i测点风压时程,Uo为相应工况下来流平均风速,Cpi(t)为i测点风压系数时程。
4.1压力系数均值及脉动值
图5和6分别对比了两断面表面压力系数均值和根方差空问分布。除迎风侧风嘴为正压外,其余部分均处于负压区。对于原始断面,在上表面区域,越接近迎风侧,测点区域压力系数均值越大;在下表面区域,两个检修轨道附近区域的测点压力系数均值明显高于其余部分。增设抑流板主要改变了上表面的压力系数均值分布,上表面压力明显小于原始断面,特别是在-0.25
综上所述,增设抑流板显著改变了箱梁表面压力空问分布特性,特别是箱梁上表面区域。结合上节涡振响应,可推断原始断面涡振产生与抑流板抑振机理可能与上述区域压力特性有关。
4.2分布气动力频谱特性
结构表面压力频谱可反映压力脉动的频率特征,卓越频率则反映了压力变化的主导频率。图7对比了两断面表面压力卓越频率空问分布特征。原始断面各测点压力卓越频率均与涡振振动频率一致;增设抑流板后,结构表面不存在一个统一的卓越频率。
图8给出了两断面各测点振动卓越频率处压力系数Cpid空问分布特征。与原始断面相比,设置抑流板后,Cpid急剧减小,数值较小且分布均匀。为了进一步展现测点振动卓越频率处压力系数空问分布与压力系数根方差空问分布之问的内在联系,图9给出了振动卓越频率处压力系数与压力根方差比值空问分布。比值越大,表明振动卓越频率处压力脉动对该测点压力脉动的贡献越大。对于原始断面,绝大部分区域比值约为0.8,表明涡振时断面结构表面压力主要以卓越频率周期性变化;增设抑流板后,绝大部分区域比值急剧下降至0.2左右,表明增设抑流板破坏了结构表面压力变化的一致性,不再存在
