三塔懸索橋結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性風(fēng)洞試驗(yàn)研究

三塔懸索橋結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性風(fēng)洞試驗(yàn)研究

1間橋塔動力特性及顫振穩(wěn)定性在近年來的海上和大型越南項(xiàng)目中，三塔懸索橋在同一條件下比兩座塔懸索橋具有更大的橫跨能力，因此已被多次用作預(yù)備方案。與傳統(tǒng)的兩塔懸索橋相比,三塔懸索橋有著獨(dú)特的結(jié)構(gòu)體系特點(diǎn)。如:其中間橋塔由于缺乏有效的縱向約束,使結(jié)構(gòu)的整體剛度下降,并使得結(jié)構(gòu)自振頻率降低,尤其是扭轉(zhuǎn)頻率的降低將對結(jié)構(gòu)的顫振穩(wěn)定性產(chǎn)生較不利影響;同時中間橋塔的引入也致使橋梁整體結(jié)構(gòu)動力性能更為復(fù)雜,結(jié)構(gòu)顫振可能存在多種振型的耦合。可見,對三塔懸索橋進(jìn)行動力特性及顫振穩(wěn)定性研究是十分必要的。泰州長江公路大橋(以下簡稱泰州大橋)跨徑布置為(390+1080+1080+390)m(圖1),主梁采用封閉式流線型扁平鋼箱梁,梁寬37.1m,梁高3.5m(圖2),中塔高192m,邊塔高172m。2接觸性單元模擬動力特性分析是顫振穩(wěn)定性分析和節(jié)段模型測振試驗(yàn)的基礎(chǔ),采用ANSYS有限元軟件分析泰州大橋的動力特性,其中主梁、橋塔采用空間三維Beam4單元模擬,主纜和吊桿采用Link10單元模擬,為準(zhǔn)確模擬塔柱和橫梁交接處的剛度效應(yīng),對塔柱和橫梁交接處進(jìn)行剛性處理。為了分析中塔剛度對三塔懸索橋結(jié)構(gòu)動力特性影響,比較中塔剛度對結(jié)構(gòu)振型的參與作用,約束中塔順橋向變位。約束前、后結(jié)構(gòu)主要振型和頻率見圖3。比較可以發(fā)現(xiàn),中塔的參與使得影響結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性的關(guān)鍵模態(tài)的頻率降低很多,如主梁1階正對稱豎彎振型的頻率由0.151Hz降低至0.080Hz;主梁1階正對稱扭轉(zhuǎn)振型的頻率則由0.344Hz降低到0.273Hz,這勢必會引起橋梁整體結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性的降低。3顫振穩(wěn)定性風(fēng)洞試驗(yàn)研究為深入研究泰州大橋的顫振性能以及有效提高其顫振穩(wěn)定性的氣動措施,進(jìn)行了一系列的節(jié)段模型顫振試驗(yàn)。采用直接試驗(yàn)法,將縮尺比1∶70的剛體節(jié)段模型通過8根彈簧懸掛在外置式支架上,通過實(shí)測模型的發(fā)散風(fēng)速,直接換算成實(shí)橋的顫振臨界風(fēng)速。節(jié)段模型的骨架和外表都由碳纖維材料構(gòu)成,這使得其整體剛度較傳統(tǒng)的芯梁加外衣模式有較大提高,同時模型重量也得到了較好的控制。成橋狀態(tài)考慮了欄桿、防撞欄以及檢修車軌道的設(shè)置。針對圖4(a)原主梁截面方案A的顫振試驗(yàn)表明,在-3°、0°和+3°三種風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速以+3°風(fēng)攻角的情況為最低,其顫振臨界風(fēng)速為45m/s,遠(yuǎn)低于顫振檢驗(yàn)風(fēng)速57.4m/s的要求;針對該方案在去掉檢修車軌道后,其+3°風(fēng)攻角的顫振臨界風(fēng)速達(dá)到了52.5m/s。因此,為尋求有效提高該橋顫振穩(wěn)定性的氣動措施,在原主梁截面方案A的基礎(chǔ)上,針對加設(shè)不同形狀的風(fēng)嘴和優(yōu)化檢修車軌道位置后的主梁截面方案(圖4)進(jìn)行了一系列的顫振穩(wěn)定性風(fēng)洞試驗(yàn)。針對加尖角形風(fēng)嘴主梁截面方案B,+3°風(fēng)攻角情況下的顫振臨界風(fēng)速達(dá)到了53.2m/s,顫振穩(wěn)定性有了較大的提高;同樣,針對該方案在去掉檢修車軌道后,其+3°風(fēng)攻角的顫振臨界風(fēng)速達(dá)到了63.2m/s,滿足了顫振檢驗(yàn)風(fēng)速的要求。因此,把氣動措施研究的重點(diǎn)放在風(fēng)嘴形狀選擇和檢修車軌道位置優(yōu)化這2個方面是正確的。基于上述考慮,針對圓弧形風(fēng)嘴截面方案C和尖角形風(fēng)嘴截面方案D進(jìn)行了不同風(fēng)攻角下的顫振穩(wěn)定性試驗(yàn)研究。結(jié)果表明,圓弧形風(fēng)嘴和尖角形風(fēng)嘴均提高了主梁截面的顫振性能。但圓弧形風(fēng)嘴在+3°風(fēng)攻角下的主梁截面顫振臨界風(fēng)速為54.8m/s,仍未滿足顫振檢驗(yàn)風(fēng)速57.4m/s的要求。將檢修車軌道移到尖角形風(fēng)嘴截面方案D的上斜板位置后,+3°風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速達(dá)到了62.9m/s,滿足了顫振穩(wěn)定性要求。各個方案不同風(fēng)攻角下的顫振臨界風(fēng)速匯總見圖5,值得一提的是,在直接顫振法試驗(yàn)時,顫振發(fā)散的振動形態(tài)都表現(xiàn)為單自由度扭轉(zhuǎn)顫振,而非彎扭耦合顫振。4階振型階振特性根據(jù)節(jié)段模型所測得的主梁斷面顫振導(dǎo)數(shù)結(jié)果,利用三維耦合顫振分析方法對泰州大橋成橋狀態(tài)+3°風(fēng)攻角下橋梁結(jié)構(gòu)的顫振穩(wěn)定性進(jìn)行分析,分析過程中橋梁結(jié)構(gòu)各固有模態(tài)的結(jié)構(gòu)阻尼比均取為0.005,并采用自振特性分析的前30階模態(tài)作為顫振的參與模態(tài)從圖各階振型阻尼比隨風(fēng)速變化曲線可以看出,隨著風(fēng)速增加,各階模態(tài)阻尼和頻率均發(fā)生了變化,其中主梁1階正對稱扭轉(zhuǎn)振型(第15階振型)的阻尼比變化最為顯著,由正變負(fù),顫振以該階振型形態(tài)為主。與此同時,通過圖7振型頻率隨風(fēng)速變化曲線也可以發(fā)現(xiàn),顫振發(fā)生時第15階振型的頻率由0.273Hz衰減到0.231Hz,對應(yīng)的顫振臨界風(fēng)速為64.6m/s,與直接顫振法風(fēng)洞試驗(yàn)獲得的顫振臨界風(fēng)速62.9m/s很接近,表明了三維耦合顫振分析方法在求解該橋顫振臨界風(fēng)速方面具有很高的精度。從圖8的振型參與圖可明顯看出,顫振時第15階振型所占的能量占絕大部分,這與節(jié)段模型試驗(yàn)得出的扭轉(zhuǎn)顫振的現(xiàn)象吻合,說明顫振主要由扭轉(zhuǎn)參與。5主梁氣動型鋼優(yōu)化(1)為了保證中塔鞍座與主纜間的抗滑設(shè)計(jì)需求,三塔懸索橋的鋼中塔的彈性使得結(jié)構(gòu)部分振型頻率降低,尤其是扭轉(zhuǎn)和豎彎振型頻率的降低,使得結(jié)構(gòu)整體的顫振穩(wěn)定性成為此類橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。(2)主梁氣動外型優(yōu)化是提高三塔懸索橋整體顫振穩(wěn)定性的重要途徑,合適的風(fēng)嘴外形與優(yōu)化的檢修車軌道布置可以顯著地提高閉口鋼箱梁三塔懸索橋的顫振臨界風(fēng)速。(3)顫振形態(tài)的研究對于把握該