基于風(fēng)洞試驗(yàn)的箱型吊桿風(fēng)振特性研究

基于風(fēng)洞試驗(yàn)的箱型吊桿風(fēng)振特性研究

箱式起重機(jī)是一種廣泛應(yīng)用于拱橋的剛性起重機(jī)。與H型吊桿在來流中可能會發(fā)生渦振、顫振及馳振等風(fēng)振病害相比[1―2],扭轉(zhuǎn)剛度的大幅提高使得箱型吊桿顫振穩(wěn)定性得到改善,但仍可能存在渦振或馳振問題。Ruscheweyh[3―4]提出了一種考慮渦振幅值與渦激力相關(guān)性的細(xì)長桿件渦振幅值計(jì)算理論,與實(shí)測幅值吻合較好,現(xiàn)已寫入歐洲規(guī)范。Matsumoto等研究了寬高比為2的矩形截面氣動特性,指出不同攻角下其Strouhal數(shù)可由不到0.1升至高于0.2。Nakamura[6―7]通過研究多組矩形截面的紊流效應(yīng),指出紊流可明顯影響結(jié)構(gòu)氣動力及風(fēng)致穩(wěn)定性,且影響程度與截面高寬比有關(guān)。Hémon等研究了不同紊流強(qiáng)度下寬高比為2的矩形的氣動穩(wěn)定性,指出紊流可抑制均勻流下的渦振響應(yīng),且對馳振臨界風(fēng)速有影響。Stegge等采用數(shù)值方法模擬矩形截面的渦脫特性,指出Re≥500后,Strouhal數(shù)模擬值要高于試驗(yàn)值。本文以某橋最長箱型吊桿為原型,對比研究了高寬比H/B=1/1.24與H/B=1/1箱型吊桿的風(fēng)振特性,并以H/B=1/1.24為對象通過試驗(yàn)與數(shù)值方法分析了紊流對吊桿渦振性能的影響。1試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c試驗(yàn)阻尼比分析吊桿原型寬B=1.032m,高H=0.832m,截面高寬比H/B=1/1.24。風(fēng)洞試驗(yàn)中,按1∶5的幾何縮尺制作了節(jié)段模型,模型長1400mm,寬207mm,高167mm,兩端安裝了直徑為400mm的圓形端板以改善端部氣流。另外,基于該吊桿原型參數(shù)設(shè)計(jì)制作了另一高、寬均為207mm,即H/B=1/1的吊桿模型。試驗(yàn)在湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心HD-2風(fēng)洞高速試驗(yàn)段進(jìn)行,相關(guān)試驗(yàn)參數(shù)采用ANSYS中的殼單元建模分析得到,如表1所示,試驗(yàn)阻尼比采用對數(shù)衰減率法識別。由于吊桿為直立安裝,且考慮到箱型吊桿截面的對稱性,對于H/B=1/1.24的模型,測試的攻角(對于實(shí)橋?yàn)轱L(fēng)向角)范圍為0°~90°,對于H/B=1/1的模型,測試的攻角范圍為0°~45°。風(fēng)攻角定義如圖1所示,來流風(fēng)U垂直于吊桿高H定義為0°攻角,垂直于吊桿寬B定義為90°攻角。2吊桿錨壓下的使用特性彈性懸掛試驗(yàn)中,節(jié)段模型固定在兩自由度彈簧支架系統(tǒng)上,通過固定在彈簧端部的力傳感器獲得位移信號,圖2為固定于支架系統(tǒng)上的節(jié)段模型。試驗(yàn)中以5°攻角步長研究了兩組箱型吊桿的氣動性能變化,試驗(yàn)風(fēng)速按表1中風(fēng)速比換算至實(shí)橋后,彎曲振動風(fēng)速均超過了74m/s,扭轉(zhuǎn)振動風(fēng)速超過了250m/s。在試驗(yàn)風(fēng)速區(qū)間及攻角范圍內(nèi),兩箱型模型均沒有出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)顫振,可見箱型吊桿具有足夠抗顫振穩(wěn)定性。不過,H/B=1/1.24的箱型吊桿在高于40m/s的實(shí)橋風(fēng)速后,在0°~10°和75°~90°兩個攻角范圍內(nèi),分別出現(xiàn)了強(qiáng)烈的彎曲渦激共振現(xiàn)象。圖3為折算到實(shí)橋后兩個攻角下渦振響應(yīng),由圖3可見,一旦發(fā)生渦激共振,振幅隨風(fēng)速增加而迅速增加。實(shí)橋最大振幅超過200mm,遠(yuǎn)高于規(guī)范容許值,而且共振的風(fēng)速區(qū)間也很大,直至風(fēng)速大于65m/s后振幅才開始衰減。表2中給出了各攻角下觀測到的渦振風(fēng)速區(qū)間(換算至實(shí)橋)、無量綱最大幅值(Amp為振動幅值;B為箱型吊桿寬)及Strouhal數(shù)(St=fD/U;U為渦振起振風(fēng)速;0°~45°攻角f=fhy,D=H;45°~90°攻角f=fhx,D=B)。個別攻角試驗(yàn)中沒有得到渦振消失時的風(fēng)速,表2中僅給出起振風(fēng)速。由表2中可見,除10°攻角渦振振幅和鎖定區(qū)間較小外,其他攻角發(fā)生渦振后的振幅與鎖定區(qū)間都非常大。0°~10°攻角下St數(shù)在0.09附近,而75°~90°攻角下多數(shù)在0.13附近。H/B=1/1的模型在試驗(yàn)中多個攻角下也出現(xiàn)了較為顯著的渦振響應(yīng),不過其渦振幅值與鎖定區(qū)間較H/B=1/1.24的模型小很多,且振幅已可滿足規(guī)范要求,如表2所示。由表2中可以看出,H/B=1/1的箱型吊桿渦振起振風(fēng)速普遍較H/B=1/1.24的吊桿要高,0°與5°攻角吊桿在47m/s后才出現(xiàn)渦振,而35°~45°攻角內(nèi)直到60m/s附近才出現(xiàn)渦振?？偟目磥?H/B=1/1箱型吊桿的渦振性能要優(yōu)于H/B=1/1.24的箱型吊桿。3馳振系數(shù)及臨界風(fēng)速兩吊桿模型試驗(yàn)中,僅H/B=1/1的箱型吊桿在試驗(yàn)風(fēng)速區(qū)段內(nèi)出現(xiàn)了彎曲馳振現(xiàn)象,如圖4所示。由圖4中可見,達(dá)到臨界點(diǎn)后,模型的橫風(fēng)向位移隨風(fēng)速增加急劇增大,在0°、5°及10°攻角,對應(yīng)實(shí)橋的馳振臨界風(fēng)速分別為58.9m/s、58.1m/s及57.6m/s?？紤]到試驗(yàn)中兩模型對應(yīng)的豎向阻尼比分別為0.12%和0.21%,相差接近一倍,而且馳振又與結(jié)構(gòu)的阻尼比成正比關(guān)系,為此,試驗(yàn)中將模型豎直固定于天平上,并隨風(fēng)洞轉(zhuǎn)盤以2°攻角步長旋轉(zhuǎn),測試了兩箱型吊桿的三分力曲線(圖5),并由阻力與升力曲線計(jì)算出馳振系數(shù),即DenHartog系數(shù)Cuf0a2L(10)CD(圖6),應(yīng)用準(zhǔn)定常理論進(jìn)一步評價兩吊桿的馳振特性。由圖5可見,兩箱型吊桿在靠近0°攻角與90°攻角(H/B=1/1的箱型吊桿可由α=45°反對稱得到)的區(qū)間有明顯的下降段,在圖6中相應(yīng)區(qū)間馳振系數(shù)為負(fù),表明在橫橋向風(fēng)(攻角0°附近)作用下,箱型吊桿可能發(fā)生繞弱軸彎曲的橫風(fēng)向馳振,即振動方向?yàn)閳D1中y軸方向;在順橋向風(fēng)(攻角90°附近)作用下,可能發(fā)生繞強(qiáng)軸彎曲的橫風(fēng)向馳振,即振動方向?yàn)閳D1中x軸方向。H/B=1/1的箱型吊桿在0°攻角附近負(fù)斜率區(qū)段較H/B=1/1.24的箱型吊桿大,而在90°附近要小。按準(zhǔn)定常理論,可進(jìn)一步用公式:估算桿件的馳振臨界風(fēng)速V。馳振系數(shù)取值按文獻(xiàn)中給出的方法——取穩(wěn)定馳振區(qū)間馳振系數(shù)的平均值。表3中給出兩箱型截面馳振系數(shù)(括號中為規(guī)范值)及采用式(1)并結(jié)合表1中相關(guān)參數(shù)計(jì)算的馳振臨界風(fēng)速。由表3中可見,兩箱型吊桿在0°攻角(弱軸向)附近與90°攻角(強(qiáng)軸向)附近的馳振系數(shù)均與規(guī)范值吻合良好。H/B=1/1.24的箱型吊桿弱軸向的計(jì)算馳振臨界風(fēng)速為73.09m/s,已接近試驗(yàn)中的最高風(fēng)速,這可能是試驗(yàn)中沒有觀測到馳振失穩(wěn)的原因;而H/B=1/1的箱型吊桿計(jì)算臨界風(fēng)速為54.52m/s,稍低于彈性懸掛試驗(yàn)中觀測值。另外,如計(jì)算時將H/B=1/1.24的箱型吊桿阻尼比取為0.12%,則相應(yīng)的臨界風(fēng)速分別為41.76m/s與58.73m/s,最低風(fēng)速低于H/B=1/1箱型吊桿的風(fēng)速值,可見H/B=1/1箱型吊桿的馳振性能同樣要優(yōu)于H/B=1/1.24的箱型吊桿,不過高寬比并不能顯著改善箱型吊桿的馳振特性。4紊流對箱型吊桿標(biāo)準(zhǔn)腹干預(yù)效果考慮到試驗(yàn)在均勻流中進(jìn)行,而自然界中的風(fēng)均為紊流風(fēng),所以試驗(yàn)中又以H/B=1/1.24箱型吊桿為對象進(jìn)行了小紊流下的試驗(yàn)。紊流由格柵生成,如圖7所示,由于條件所限,試驗(yàn)采用的紊流強(qiáng)度較低,僅為5.6%。表4為紊流下吊桿各攻角下的渦振情況,試驗(yàn)中沒有獲得渦振消失時風(fēng)速的攻角,表4中僅給出起振風(fēng)速。由該表4并結(jié)合表2中相關(guān)數(shù)據(jù)可見,紊流對渦振起振風(fēng)速有較大影響,除75°攻角紊流下渦振起振風(fēng)速出現(xiàn)一定程度的降低外,其他攻角下起振風(fēng)速均得到不同程度的提高,強(qiáng)軸向渦振起振風(fēng)速提高最為明顯,提高幅度約在10m/s以上,而均勻流下鎖定區(qū)間及振幅小的10°攻角渦振在紊流下已消失;紊流對渦振鎖定區(qū)間也存在一定程度的影響,紊流下80°攻角渦振鎖定區(qū)間較均勻流下縮小近2倍,且均勻流下沒有得到止振風(fēng)速的75°攻角,紊流下僅有不到3m/s的鎖定區(qū)間,不過均勻流下可觀測到渦振止振風(fēng)速的5°與90°攻角,在紊流下反而沒有觀測到渦振消失時風(fēng)速。在最大振幅方面,由于兩流場下均有未得到鎖定區(qū)間的攻角,相關(guān)最大振幅不具有可比性,不過從現(xiàn)有數(shù)據(jù)看來,紊流對改善箱型吊桿渦振幅值沒有明顯作用。為深入分析紊流對箱型吊桿渦振性能影響的原因,采用商用軟件ANSYSCFX,以H/B=1/1.24箱型吊桿的0°與10°攻角為研究對象,進(jìn)行了6%(接近試驗(yàn)值5.6%)與12%湍流度及均勻流的數(shù)值模擬。計(jì)算域入口、出口距模型中心分別為15B、30B,上下壁面距模型中心分別為10B。近壁面最小網(wǎng)格尺寸為4×10-4B,采用模擬鈍體擾流具有較高精度的SST模型并通過給定湍動能k與耗散率ε的方式設(shè)定紊流度。圖8為0°攻角箱型截面的氣動升力系數(shù)時程與功率譜。由時程曲線可見,均勻流下氣動升力存在一個周期性的低頻諧波(與圖8(b))頻譜圖吻合),致使氣動升力幅值波動,而在紊流下,結(jié)構(gòu)的漩渦脫落較為穩(wěn)定,可見紊流在一定程度上改變了箱型截面擾流形態(tài);由6%紊流度增大至12%時,結(jié)構(gòu)受到的升力幅值減小近10%,這可能會導(dǎo)致渦振幅值的減小。由圖8(b))功率譜曲線可以看出,均勻流下主渦脫的無量綱頻率fH/U=0.106,6%與12%紊流下無量綱頻率fH/U=0.104,較均勻流有少許降低,這與紊流試驗(yàn)中渦振起振風(fēng)速少許提高相吻合,可見紊流下St數(shù)的降低導(dǎo)致0°攻角吊桿渦振起振風(fēng)速提高。圖9為10°攻角結(jié)構(gòu)氣動升力系數(shù)時程及功率譜曲線。由均勻流時程曲線可見,較0°攻角升力脈動系數(shù)幅值(峰峰值約為2.2),該角度下脈動幅值明顯減小(峰峰值約為0.5),反映出結(jié)構(gòu)受到的渦脫力明顯降低,與試驗(yàn)中10°攻角僅出現(xiàn)了小幅渦振而0°攻角為大幅渦振相吻合。另外,紊流下升力系數(shù)幅值較均勻流變小,6%紊流下幅值降低了約35%,這可能會導(dǎo)致渦激力能量不足以產(chǎn)生穩(wěn)定的渦激共振,與紊流試驗(yàn)中渦振消失吻合,進(jìn)一步增大紊流至12%,幅值沒有進(jìn)一步降低。從圖9(b)功率譜曲線可見,均勻流與6%紊流下無量綱渦脫頻率均為0.118,而12%紊流下,結(jié)構(gòu)無量綱渦脫頻率升高為0.123,可見如發(fā)生渦振,大紊流會導(dǎo)致渦振起振風(fēng)速降低。由此可見,試驗(yàn)中10°攻角渦振消失的主要原因是紊流下渦激力的明顯降低而不足以形成穩(wěn)定的振動。5箱型吊桿的風(fēng)振穩(wěn)定性本文基于風(fēng)洞試驗(yàn),對比研究了H/B=1/1.24與H/B=1/1箱型吊桿的風(fēng)振特性,并以H/B=1/1.24為對象通過試驗(yàn)與數(shù)值模擬分析了紊流對吊桿渦振性能的影響,得到了以下結(jié)論:(1)箱型吊桿存在渦振與馳振病害。高寬比對其渦振特性存在較大影響,H/B=