基于升力系數(shù)的橋梁主梁風(fēng)洞試驗(yàn)研究

基于升力系數(shù)的橋梁主梁風(fēng)洞試驗(yàn)研究

1結(jié)構(gòu)模型設(shè)計(jì)虎門二橋位于南海附近，臺(tái)風(fēng)經(jīng)常襲擊該地區(qū)。根據(jù)抗風(fēng)標(biāo)準(zhǔn)和虎門二橋區(qū)位氣象觀測(cè)和風(fēng)參數(shù)的專業(yè)研究，橋高10m。100年重建期間，平均年最大風(fēng)速為34.9ms。坭洲水道橋是虎門二橋的一部分,為超大跨度懸索橋,必須掌握其風(fēng)致響應(yīng)的特點(diǎn),確保其抗風(fēng)穩(wěn)定性。初步設(shè)計(jì)中提出了3種主梁方案并進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)研究抗風(fēng)性能研究。方案設(shè)計(jì)圖如圖1所示。在滿足與實(shí)橋幾何外形相似以及彈性、慣性、阻尼等相應(yīng)無(wú)量綱參數(shù)一致性條件下對(duì)實(shí)橋進(jìn)行了1∶75縮尺比的模擬,采用輕質(zhì)合成材料加工制做節(jié)段測(cè)力模型。3種方案的具體模型設(shè)計(jì)尺寸如表1所示。成橋狀態(tài)節(jié)段模型測(cè)力、測(cè)振試驗(yàn)在大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行,數(shù)據(jù)測(cè)試采集系統(tǒng)由桿式應(yīng)變天平、攻角變化機(jī)構(gòu)、應(yīng)變放大器、A/D轉(zhuǎn)換器、α轉(zhuǎn)盤機(jī)構(gòu)、加速度傳感器、激光位移計(jì)、奧地利產(chǎn)DAWON數(shù)據(jù)采集儀及數(shù)據(jù)采集處理用計(jì)算機(jī)等組成。2變化試驗(yàn)攻角公式測(cè)力試驗(yàn)中風(fēng)攻角為-10°~10°,按1°增加,共21個(gè)攻角變化。試驗(yàn)風(fēng)速為13m/s,流場(chǎng)為均勻流場(chǎng)。測(cè)力圖形如圖2所示。在沿橫橋向的均勻風(fēng)場(chǎng)中,變化試驗(yàn)攻角α,測(cè)出體軸坐標(biāo)系下節(jié)段模型上受到的橫向和豎向氣動(dòng)力以及扭轉(zhuǎn)力矩FH、FV和MT,并由式(1)~式(3)計(jì)算出相應(yīng)的三分力系數(shù)CH、CV和CM。在風(fēng)軸坐標(biāo)系下相應(yīng)的三分力系數(shù)CD、CL和MT可由式(4)、式(5)導(dǎo)出。式中:qW=ρVW2/2為來(lái)流動(dòng)壓,ρ和VW分別為空氣密度和來(lái)流速度;AH和AV為相應(yīng)的參考面積,AH=HL,AV=BL,L、H和B分別為模型的長(zhǎng)、高和寬。本文關(guān)心的是更能直觀反映動(dòng)力風(fēng)荷載每一個(gè)瞬時(shí)的風(fēng)軸升力系數(shù)。3顫振圖形及測(cè)振過(guò)程測(cè)力試驗(yàn)中按照《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范(JTG/TD60-01—2004)》的試驗(yàn)要求,顫振試驗(yàn)3個(gè)方案來(lái)流攻角取為-5°、-3°、0°、+3°、+5°,流場(chǎng)為均勻流場(chǎng)。測(cè)振圖形如圖3所示。其中方案1及方案2在±5°攻角下僅判斷顫振臨界風(fēng)速,不識(shí)別顫振導(dǎo)數(shù)。以2m/s的實(shí)驗(yàn)風(fēng)速(相當(dāng)于實(shí)際風(fēng)速7.2m/s)進(jìn)行逐級(jí)加載,在加載到20m/s前的過(guò)程中觀察是否發(fā)生顫振現(xiàn)象,通過(guò)對(duì)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象的觀察以及對(duì)顫振導(dǎo)數(shù)的識(shí)別分析得出顫振的臨界風(fēng)速大小。4試驗(yàn)結(jié)果及分析4.1靜風(fēng)攻角的影響測(cè)力試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示。由圖4風(fēng)軸坐標(biāo)系下升力系數(shù)-風(fēng)攻角圖可知,隨風(fēng)速增長(zhǎng),三分力的升力曲線保持著近似線性的增加態(tài)勢(shì),其中,5.0°是方案1升力系數(shù)正負(fù)值的分界點(diǎn),2.5°是方案2和方案3升力系數(shù)正負(fù)值分界點(diǎn)。在小于升力系數(shù)正負(fù)值攻角分界點(diǎn)的范圍內(nèi),由于升力系數(shù)處于負(fù)值范圍,其升力方向向下,可視為風(fēng)荷載對(duì)主梁提供了一個(gè)向下壓重作用。當(dāng)風(fēng)攻角大于分界點(diǎn)時(shí),升力系數(shù)開(kāi)始以正值遞增,升力轉(zhuǎn)為向上作用,可視為外載對(duì)主梁提供了一個(gè)向下卸載作用。在靜風(fēng)探討過(guò)程中,可將靜風(fēng)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的作用視為主梁截面上升力、阻力及升力矩的共同作用,橋梁結(jié)構(gòu)姿態(tài)的變化可歸結(jié)為隨三分力系數(shù)的變化而變化,又知其中,升力、升力矩是引起靜風(fēng)失穩(wěn)的主要因素,主梁寬度的大小在3個(gè)方案中已經(jīng)具體化,不隨風(fēng)載的變化而改變,因此升力系數(shù)是本橋梁氣動(dòng)性能的控制主因。纜索的重力提供剛度,剛度越大,纜索發(fā)揮的作用越充分,橋梁的整體氣動(dòng)性能越好,升力系數(shù)越小,風(fēng)荷載對(duì)主梁的豎向提升荷載越小,主梁對(duì)纜索的負(fù)載作用越大,纜索的剛度得以充分發(fā)揮。當(dāng)風(fēng)攻角很大時(shí),升力系數(shù)依舊為負(fù)數(shù),這是最為理想的狀態(tài);反之,升力系數(shù)的增加導(dǎo)致纜索承重結(jié)構(gòu)的輕型化,假使升力系數(shù)很小則會(huì)過(guò)早出現(xiàn)纜索的“漂浮狀態(tài)”,纜索會(huì)因松弛而失效,使得結(jié)構(gòu)的整體剛度大幅下降,整橋的變形會(huì)加大,穩(wěn)定性難以保證。結(jié)合圖4可知,在同一風(fēng)攻角下,方案1的升力系數(shù)最小,方案3次之,方案2較大,可以初步確定,方案1的氣動(dòng)性能優(yōu)于方案3優(yōu)于方案2。4.2動(dòng)力場(chǎng)及臨界風(fēng)速結(jié)構(gòu)自身阻尼比、氣動(dòng)外形是影響顫振臨界風(fēng)速大小的主要因素,自身阻尼比在不同鋼主梁方案中的變化不會(huì)很可觀,氣動(dòng)外形的比較是趨流線型、趨鈍體型結(jié)構(gòu)的定性反映,3個(gè)方案的氣動(dòng)外形可根據(jù)圖4風(fēng)軸坐標(biāo)系下升力系數(shù)-風(fēng)攻角圖得以量化,隨著升力向下作用逐漸減弱并轉(zhuǎn)變?yōu)橄蛏献饔脮r(shí),纜索逐漸松弛,索的垂度效應(yīng)加大,結(jié)構(gòu)開(kāi)始軟化,整體剛度下降,纜索對(duì)結(jié)構(gòu)剛度的貢獻(xiàn)可能會(huì)很小,扭轉(zhuǎn)剛度的降低,能夠使主梁在升力矩作用下的扭轉(zhuǎn)變形加大,易引起扭轉(zhuǎn)失穩(wěn),而扭轉(zhuǎn)變形的加大又反過(guò)來(lái)增加三分力,使得風(fēng)載(升力鉅、升力)“軟化”結(jié)構(gòu)的作用加劇,在三分力作用下,臨近顫振失穩(wěn)階段時(shí),處于軟化狀態(tài)的結(jié)構(gòu)梁柱效應(yīng)減弱,結(jié)構(gòu)大位移更為明顯,失穩(wěn)時(shí)結(jié)構(gòu)切線剛度甚至趨于零,結(jié)構(gòu)體系將發(fā)生顛覆性轉(zhuǎn)變,在循環(huán)的惡化過(guò)程中,纜索松弛使得結(jié)構(gòu)整體剛度(抗力增量)隨風(fēng)速增長(zhǎng)而下降,顫振的臨界風(fēng)速下降,很有可能在過(guò)低的風(fēng)速出現(xiàn)顫振現(xiàn)象,另外,三分力的變化隨著靜風(fēng)荷載引起的結(jié)構(gòu)姿態(tài)變化導(dǎo)致的攻角變化而改變,充分反映了空氣靜荷載“靜中有動(dòng)”的事實(shí),而由表2、表3可知,顫振臨界風(fēng)速大小關(guān)系為:方案1>方案3>方案2,也即其氣動(dòng)性能好壞的反映。由此再次證明,升力系數(shù)越小的橋型方案,其氣動(dòng)性能更能滿足設(shè)計(jì)要求。5顫振臨界風(fēng)速大小對(duì)梁重穩(wěn)定性的影響本文提出了風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)力所得的升力系數(shù)能夠比較精確地反映橋梁結(jié)構(gòu)的整體氣動(dòng)性能,進(jìn)行了階段模型測(cè)振風(fēng)洞試驗(yàn),測(cè)定了顫振臨界風(fēng)速大小,并且較全面、深入地分析、比較了升力系數(shù)對(duì)