h形吊桿風致失穩(wěn)特性試驗研究

h形吊桿風致失穩(wěn)特性試驗研究

1吊桿轉移性研究近年來，我國大拱徑鋼拱橋發(fā)展迅速，尤其是h形拱。由于此處制作和維護方便，該應用廣泛。然而,對于這種具有典型鈍體斷面的H形細長結構風振的可能性和嚴重性,工程界認識不足。由于長細比大,鋼構件阻尼比小等因素,導致構件的風致穩(wěn)定性極差,極易發(fā)生多種有害振動。九江長江大橋H形吊桿在主拱肋合龍后出現(xiàn)大幅渦激振動,最大扭轉角達到±8°,最終采用TMD來抑制吊桿振動。2006年7月在強臺風襲擊下,又有一即將完工的鋼拱橋吊桿發(fā)生了更為嚴重的大幅扭轉振動,導致吊桿兩端出現(xiàn)了穿透裂縫。據(jù)實際觀察,該橋吊桿扭轉振幅可能大于30°,且在風速增加的過程中振幅不斷增大,沒有渦激共振鎖定區(qū)間,因此初步判斷為扭轉顫振,并進行了一系列風洞試驗研究來認識和驗證這一推斷。以往對H形吊桿的風致病害認識中,認為吊桿是一種大長細比結構,往往僅考慮其渦激振動和馳振,沒有意識到細長H形吊桿也存在扭轉顫振的可能性。對于吊桿來說,在0(風垂直橋軸線,即橫橋向)~360°之間變化的風向角恰好相當于吊桿的風攻角,相比之下,橋梁主梁風攻角一般不超過±10°。因此,對于雙軸對稱的吊桿,其風振問題應在0~90°的大范圍來考察研究。本文以某拱橋H形吊桿為原型,針對吊桿寬高比B/H=2.4,分別就4種不同的腹板開孔率,通過風洞試驗研究了H形吊桿的氣動特性。研究發(fā)現(xiàn),在大攻角下H形吊桿可發(fā)生扭轉顫振失穩(wěn),且腹板開孔大小可明顯影響顫振失穩(wěn)的攻角區(qū)間。2吊桿模型及氣彈模型節(jié)段模型采用有機塑料制作,與原型縮尺比為1∶4。模型長1.4m,寬0.3m,寬高比為2.4,模型腹板開有2個長圓孔,模擬了實橋吊桿2個孔洞、長5.6m的區(qū)段。風洞試驗中進行了4種腹板開孔率(0%、14%、27%、38%)的模型試驗,開孔率定義為腹板孔洞面積與腹板總面積之比,按模型腹板開孔率由小至大,依次稱為A-1、A-2、A-3、A-4模型。模型兩端均設置有端板,吊桿模型尺寸如圖1所示。腹板全封閉為0%開孔率模型,腹板開孔模型中,開孔數(shù)量均為2個,且均為長圓孔,僅尺寸不一致。吊桿模型試驗在湖南大學風工程試驗研究中心HD-2風洞第一試驗段(高速試驗段)進行。試驗僅在均勻流場中進行,紊流度小于5‰。吊桿節(jié)段模型固定在兩自由度彈簧支架系統(tǒng)上,通過8個力傳感器獲得振動信號。試驗模型參數(shù)采用有限元軟件ANSYS10.0建模分析,且各模型均采用一致的約束條件及張力大小,以保證各吊桿模型試驗結果的可比性。試驗中以5°步長研究了0~90°風攻角下吊桿模型的氣動變化,試驗風攻角定義如圖2所示,來流風垂直吊桿翼板(即橫橋向)定義為0°風攻角?？紤]到吊桿節(jié)段模型中僅模擬了實際吊桿的2個孔洞,這與實際吊桿沿高度方向均勻分布有14個孔洞存在一定差距,風洞試驗中又以該拱橋的1號吊桿為原型制作了氣彈試驗模型。吊桿氣彈模型采用1∶16的縮尺率由鍍鋅鐵皮焊接制作,開孔率為27%。風洞試驗中采用特制夾具將吊桿氣彈模型的翼緣板固定于風洞頂部與底部,保證了與實橋吊桿約束條件的一致。試驗中在氣彈模型1/2跨及1/4跨處分別布置了3個加速度傳感器,測量其振動信號。試驗中的吊桿氣彈模型如圖3所示。3音波波與大風偏角試驗中4組不同腹板開孔率吊桿模型不同程度地出現(xiàn)了渦激振動與橫風向馳振現(xiàn)象,并且在大風偏角下也觀測到了扭轉顫振。試驗發(fā)現(xiàn)腹板開孔變化對以上3種風致振動存在明顯的影響。(1)等幅彎扭振動m/s左右的實橋風速下主要為扭轉渦激振動,隨風速增大,在26.2m/s風速下發(fā)生了彎曲馳振現(xiàn)象;同樣的,5°風攻角下,模型在34.7m/s風速下也發(fā)生了彎曲馳振現(xiàn)象;在10°風攻角下,在37m/s的實橋風速下出現(xiàn)了等幅彎扭振動[圖4(a)],隨風速增大,其振幅逐漸增大;在20°與25°風攻角下,模型主要表現(xiàn)為扭轉渦激共振現(xiàn)象;當風攻角達到30°與35°時,模型分別在25.6m/s與39.7m/s的實橋風速下又出現(xiàn)等幅彎扭振動,風速分別達到36.9m/s與56.7m/s時,其扭轉角已超過5°。其它風攻角下,腹板開孔率0%模型沒有出現(xiàn)明顯振動。(2)強陣風下風攻角m/s后出現(xiàn)等幅扭轉振動,隨試驗風速增加扭轉振幅急劇增大,在實橋風速為26.3m/s時,其扭轉振幅已接近10°[圖4(b)]。另外,腹板開孔率為14%的模型除在個別風攻角下發(fā)生了小幅渦激共振現(xiàn)象外,沒有出現(xiàn)其它發(fā)散性振動。(3)當腹板開孔率增加到27%時,A-3模型在15°、20°、25°風攻角下均出現(xiàn)了等幅扭轉振動現(xiàn)象[圖4(c)]。當風攻角α=15°與α=20°時,在實橋風速大于15m/s后,模型即出現(xiàn)等幅扭轉振動,并且其振動幅值隨風速增加而不斷增大,在實橋風速分別達到28.8m/s與26.9m/s時,其扭轉振幅均已大于5°;在風攻角α=25°時,實橋風速U>45m/s后模型也出現(xiàn)了類似的等幅扭轉振動形態(tài),且幅值隨風速增加也不斷增大,當實橋風速U=57.6m/s時,其扭轉振幅已大于5°。其它攻角下,除個別角度下發(fā)生渦激共振外,沒有觀測到彎曲馳振現(xiàn)象。(4)當腹板開孔率增大到38%后,A-4模型不僅在15°、20°、25°風攻角下均出現(xiàn)了等幅扭轉振動現(xiàn)象,而且在0°風攻角下也觀測到了類似的扭轉振動[圖4(d)]。0°風攻角下,模型首先在10m/s左右的實橋風速出現(xiàn)了扭轉渦激振動,隨風速增加,渦激振動消失,在風速高于48.1m/s時,模型出現(xiàn)等幅扭轉振動,且扭轉振幅隨風速增加不斷增大;在5°與10°攻角下,模型主要表現(xiàn)為扭轉渦激振動;15°風攻角下,10.2~22m/s實橋風速下模型主要為扭轉渦激共振,然后其扭轉振動隨風速增加又急劇增大,實橋風速為37.1m/s時,扭轉振幅已接近9.3°;風攻角為20°與25°時,模型分別在18.8m/s與33m/s的實橋風速下出現(xiàn)了扭轉等幅振動,風速為37m/s與50.9m/s時,其扭轉振幅已分別達到7.8°與9.6°。隨風攻角加大,模型沒有出現(xiàn)明顯的振動,不過在80°、85°及90°攻角下,模型在92.2m/s以上實橋風速下均發(fā)生了橫風向馳振。為了進一步揭示以上4個H形吊桿模型特定風攻角(A-1模型10°、30°、35°;A-2模型20°;A-3模型15°、20°、25°;A-4模型0°、15°、20°、25°)出現(xiàn)的大幅扭轉振動的振動機理,試驗在均勻流下采用約束豎向自由度,激勵扭轉的自由振動時域分析方法,得到了開孔率為14%與27%模型的顫振導數(shù)A*2隨無量綱風速U/fB(U為來流風速,f為H形吊桿扭頻,B為H形截面橫橋向寬)的變化曲線(如圖5所示)。由圖5中可以看出,A-2模型在20°風攻角下A*2曲線大于某一無量綱風速后變?yōu)檎?A-3模型的A*2曲線除0°風攻角,其余3個風攻角下A*2曲線均在大于某一無量綱風速后變?yōu)檎怠８拱彘_孔的H形吊桿模型A*2曲線隨無量綱風速增大出現(xiàn)由負變正的這一特征與一般鈍體橋梁斷面發(fā)生顫振時的狀態(tài)一致,由此可以斷定,H形吊桿在以上風攻角下出現(xiàn)的大幅扭轉振動狀態(tài)為顫振。4=20攻角、實橋風速設定開孔率為27%的吊桿氣彈模型在對風攻角15°、20°、25°下的試驗中,得到了與開孔率27%的節(jié)段模型基本一致的結果,氣彈模型在這3個風攻角下的跨中扭轉位移方差隨實橋風速的響應曲線如圖6所示。在α=15°攻角、實橋風速為25m/s時,首先觀測到了小幅扭轉渦激振動,隨風速增加,渦激振動消失;當實橋風速為29m/s時,吊桿跨中扭轉振幅突然增大,出現(xiàn)顫振狀態(tài),并保持等幅振動,此時吊桿跨中扭轉角均方差已接近7°,風速少許增加,振幅急劇增大。同樣的,α=20°攻角、實橋風速為22m/s時,首先出現(xiàn)了小幅扭轉渦激振動,當風速增大到實橋風速為40m/s時,吊桿也出現(xiàn)了劇烈的等幅扭轉振動;在風攻角25°時,風速達到60m/s后,雖然扭轉振幅沒有突然增大,但其跨中扭轉角均方差也達到1°左右。5開孔率對顫振失穩(wěn)穩(wěn)定性的影響(1)H形吊桿不僅存在發(fā)生渦激振動與彎曲馳振的可能性,在某些風攻角下也存在扭轉顫振問題。(2)由腹板開孔的3個節(jié)段模型試驗結果可知,細長H形桿件腹板開孔后在20°風攻角附近存在扭轉顫振失穩(wěn)可能性,且開孔大小可明顯影響顫振失穩(wěn)的風攻角區(qū)間:開孔率38%的模型顫振失穩(wěn)區(qū)間為0°攻角附近及10°<α<30°攻角區(qū)間,開孔率27%的模型顫振失穩(wěn)區(qū)間為10°<α<30°,而開孔率14%的模型顫振失穩(wěn)區(qū)間僅為15°<α<25°。(3)腹板不開孔