獨(dú)塔單索面斜拉橋主梁節(jié)段渦振分析

獨(dú)塔單索面斜拉橋主梁節(jié)段渦振分析

單塔斜拉橋具有經(jīng)濟(jì)合理性、場(chǎng)地廣闊、造型優(yōu)美等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于橋梁工程實(shí)踐中。由于單塔斜拉橋的支撐面是一個(gè)單一的索面，傾斜提升線幾乎沒(méi)有對(duì)橋結(jié)構(gòu)的總扭轉(zhuǎn)剛性貢獻(xiàn)，橋結(jié)構(gòu)的總扭轉(zhuǎn)剛性應(yīng)由主梁結(jié)構(gòu)提供。因此，隨著橋梁長(zhǎng)度的增加，單塔斜拉橋的整體抗扭轉(zhuǎn)剛性隨著增加而減少。當(dāng)位于臺(tái)風(fēng)多發(fā)區(qū)時(shí)，橋的振動(dòng)響應(yīng)和抗風(fēng)穩(wěn)定性將成為大跨單軌橋的設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮的問(wèn)題之一。胡鳳強(qiáng)、陳愛(ài)榮等采用單梁法計(jì)算模型，對(duì)杭州南曲斜拉橋的動(dòng)態(tài)特征進(jìn)行了分析，并通過(guò)節(jié)段模型的風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行了測(cè)量振動(dòng)和靜態(tài)摩擦的變化。劉堂等人通過(guò)對(duì)單塔斜拉橋各觸發(fā)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行分析，并對(duì)該橋的主框架進(jìn)行了振動(dòng)和軸向運(yùn)動(dòng)的影響進(jìn)行了分析。肖永剛等人通過(guò)對(duì)獨(dú)塔斜拉橋單索的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了分析，并對(duì)主梁進(jìn)行了節(jié)段模型的風(fēng)洞試驗(yàn)。結(jié)果表明，獨(dú)塔斜拉橋的具體結(jié)構(gòu)方法能夠有效提高主梁的抗風(fēng)性。陳志軍等研究對(duì)象。在不同條件下，羅地亞斜拉橋減速帶的變形效應(yīng)。郭卓明等人認(rèn)為，羅地亞斜拉橋的最小動(dòng)力特征是不同場(chǎng)景下的位移誤差。結(jié)果表明，如果采用一定的結(jié)構(gòu)方法，有效提高主梁的抗風(fēng)穩(wěn)定性。此外，陳志軍等研究對(duì)象將恩施石州大橋作為研究對(duì)象，并計(jì)算了不同場(chǎng)景下單塔斜拉橋三元模型不同場(chǎng)景下的扭轉(zhuǎn)畸變效應(yīng)。結(jié)果表明，郭卓明等人在不同條件下對(duì)單塔斜拉橋的空間荷載和穩(wěn)定性相對(duì)較弱，主塔的荷載應(yīng)進(jìn)行相應(yīng)的簡(jiǎn)化，彈性和彈塑性穩(wěn)定，以及計(jì)算計(jì)算的準(zhǔn)確性。本文以單塔斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘?，詳?xì)介紹了大體積單塔斜拉橋的抗風(fēng)設(shè)計(jì)過(guò)程和方法，研究成果可作為大體積單塔斜拉橋的抗風(fēng)設(shè)計(jì)參考。1主梁和橋塔布置某大跨度獨(dú)塔單索面斜拉橋橋跨布置為136m+136m,主橋全長(zhǎng)272m,結(jié)構(gòu)體系為墩、塔、梁固結(jié).主梁采用鋼箱梁與混凝土箱梁結(jié)合的混合梁,主塔順橋向左右各14m范圍內(nèi)采用預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁,其余部分采用閉口鋼箱梁,鋼箱梁寬為42.9m,橋軸線中心處梁高為3.515m.橋塔為縱橋向“人”字型混凝土橋塔,塔高為92.115m(承臺(tái)以上).斜拉索在縱橋向主梁上的索間距為12m,全橋共設(shè)8對(duì)斜拉索.2結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性分析采用大型有限元軟件ANSYS對(duì)該橋結(jié)構(gòu)的最大雙懸臂狀態(tài)和成橋狀態(tài)分別進(jìn)行結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性分析,采用單主梁魚(yú)骨梁模型,主梁、橋墩、橋塔均采用BEAM4空間梁?jiǎn)卧獊?lái)模擬,斜拉索采用LINK10空間桿單元來(lái)模擬,采用Ernst公式來(lái)修正拉索彈性模量,以反映拉索垂度效應(yīng).在結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性分析時(shí),對(duì)振型按質(zhì)量或質(zhì)量慣性矩進(jìn)行歸一化處理,可以得到實(shí)橋?qū)?yīng)第i階振型在方向上的等效質(zhì)量,其表達(dá)式為:miseq=L∫Lbeamφ2is(x)dx.(1)miseq=L∫Lbeamφ2is(x)dx.(1)式中,φis(x)為第i階振型在s(s=x,y,z,rotx)方向上對(duì)應(yīng)的振型位移值.橋梁成橋狀態(tài)和最大雙懸臂狀態(tài)動(dòng)力分析結(jié)果見(jiàn)表1.從表1可以看出成橋狀態(tài)主梁一階對(duì)稱豎彎頻率為1.1592Hz,一階對(duì)稱扭轉(zhuǎn)頻率為2.2977Hz;最大雙懸臂狀態(tài)主梁一階對(duì)稱豎彎頻率為0.7696Hz,主梁一階對(duì)稱扭轉(zhuǎn)頻率為1.4206Hz.3梁段模型的風(fēng)洞試驗(yàn)3.1模型設(shè)置和模型設(shè)置主梁節(jié)段模型設(shè)計(jì)要考慮模型與實(shí)際主梁之間幾何外形、彈性參數(shù)、慣性參數(shù)及阻尼參數(shù)的相似.考慮橋梁雷諾數(shù)效應(yīng)及風(fēng)洞試驗(yàn)條件,選取測(cè)振節(jié)段模型縮尺比為λL=1/50.模型的總長(zhǎng)度取為2.00m,橋面總寬度為0.858m,模型高度為0.07m,長(zhǎng)寬比約2.331,在試驗(yàn)中設(shè)置了保證氣流二元特性的端板.節(jié)段模型骨架由鋁合金桿件和內(nèi)置木材構(gòu)成,模型外衣采用膠合板來(lái)模擬以保證外形幾何相似性.成橋狀態(tài)考慮了位于橋面上的防撞護(hù)欄,防撞護(hù)欄采用ABS塑料板,施工狀態(tài)考慮了位于主梁梁底的檢修車軌道.主梁測(cè)力節(jié)段模型要求模型與實(shí)橋之間滿足幾何外型相似即可,采用和測(cè)振模型相同的縮尺比,模型總長(zhǎng)度為1.50m,橋面總寬度為0.858m,模型高度為0.07m,長(zhǎng)寬比約1.748.3.2測(cè)力風(fēng)洞模型分別針對(duì)主梁成橋狀態(tài)(安裝護(hù)欄和檢修車軌道)、施工狀態(tài)(安裝檢修車軌道)進(jìn)行了節(jié)段模型的測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn).風(fēng)洞試驗(yàn)共完成了2種主梁狀態(tài)的46種吹風(fēng)工況,試驗(yàn)風(fēng)速為V∞=10m/s,主梁成橋狀態(tài)及施工狀態(tài)三分力系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2,其中阻力系數(shù)的參考寬度為梁高,升力、升力矩系數(shù)的參考寬度為梁寬.圖1為主梁斷面成橋狀態(tài)及施工狀態(tài)三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角變化曲線.3.3設(shè)計(jì)風(fēng)速區(qū)域內(nèi)最大豎向振幅值的確定節(jié)段模型測(cè)振試驗(yàn)是檢驗(yàn)橋梁結(jié)構(gòu)渦激振動(dòng)與顫振穩(wěn)定性最為有效的方法.采用主梁彈性支撐剛性節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)來(lái)分別檢驗(yàn)大橋的渦激振動(dòng)響應(yīng)與顫振穩(wěn)定性.風(fēng)洞試驗(yàn)共完成了16個(gè)試驗(yàn)工況(見(jiàn)表3),主梁節(jié)段顫振試驗(yàn)表明,橋梁結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)及最大雙懸臂狀態(tài)的顫振臨界風(fēng)速均大于120m/s,遠(yuǎn)大于該橋的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速,表明該橋具有良好的顫振穩(wěn)定性.圖2為主梁不同工況下渦激振動(dòng)響應(yīng)根方差隨風(fēng)速變化曲線.從圖2中可以看出,成橋狀態(tài)主梁風(fēng)攻角為α=+3°時(shí),在風(fēng)速為Vdeck=21.7m/s左右發(fā)生了小幅的豎向渦激共振現(xiàn)象,但振幅在允許范圍內(nèi),滿足規(guī)范要求;風(fēng)攻角為α=0°,+3°,+5°時(shí),在風(fēng)速區(qū)間為Vdeck=25～35m/s的范圍內(nèi)發(fā)生了小幅豎向渦激共振現(xiàn)象,但振幅在允許范圍內(nèi),滿足規(guī)范要求;風(fēng)攻角為α=0°,+3°,+5°時(shí),在風(fēng)速范圍內(nèi)速區(qū)間為Vdeck=45～60m/s的范圍內(nèi)發(fā)生了大幅豎向渦激共振現(xiàn)象,最大豎向振幅超過(guò)允許值,但該風(fēng)速鎖定區(qū)間已經(jīng)超過(guò)主梁的設(shè)計(jì)風(fēng)速Vd=42.3m/s,故可以認(rèn)為主梁成橋狀態(tài)在設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)的渦激振動(dòng)響應(yīng)滿足規(guī)范要求.成橋狀態(tài)主梁在各個(gè)工況下,在設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)都沒(méi)有發(fā)現(xiàn)明顯的扭轉(zhuǎn)渦激共振現(xiàn)象.從圖2中亦可以看出,最大雙懸臂狀態(tài)風(fēng)攻角為α=+5°時(shí),在風(fēng)速為Vdeck=28～35m/s區(qū)間發(fā)生了小幅豎向渦激共振現(xiàn)象,對(duì)應(yīng)最大振幅在允許值范圍內(nèi).其余工況沒(méi)有明顯的渦激共振現(xiàn)象發(fā)生;最大雙懸臂狀態(tài)在風(fēng)攻角分別為α=+5°,+3°,0°,-3°,-5°時(shí),在設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)均未發(fā)現(xiàn)明顯的扭轉(zhuǎn)渦激共振現(xiàn)象.根據(jù)R.H.Scanlan等建議,作用于主梁斷面上的氣動(dòng)自激力可按下式表示,即Lse=ρU2B[ΚΗ1(Κ)˙hU+ΚΗ2(Κ)B˙αU+Κ2Η3(Κ)α+Κ2Η4(Κ)hB]?(2)Lse=ρU2B[KH1(K)h˙U+KH2(K)Bα˙U+K2H3(K)α+K2H4(K)hB]?(2)Μse=ρU2B2[ΚA1(Κ)˙hU+ΚA2(Κ)B˙αU+Κ2A3(Κ)α+Κ2A4(Κ)hB].(3)Mse=ρU2B2[KA1(K)h˙U+KA2(K)Bα˙U+K2A3(K)α+K2A4(K)hB].(3)式中,Lse為自激升力,Mse為自激俯仰扭矩,ρ=1.225kg/m3為空氣密度,B為橋面寬度,U為風(fēng)速,K=Bω/U為約化頻率,h和α分別為豎向運(yùn)動(dòng)和扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)位移,(·)表示對(duì)時(shí)間的導(dǎo)數(shù).為了對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性與抖振響應(yīng)提供必要的氣動(dòng)參數(shù),采用強(qiáng)迫振動(dòng)試驗(yàn)裝置分別進(jìn)行了主梁斷面成橋狀態(tài)及施工狀態(tài)氣動(dòng)導(dǎo)數(shù)的測(cè)定.圖3為主梁斷面施工狀態(tài)及成橋狀態(tài)氣動(dòng)導(dǎo)數(shù)隨折減風(fēng)速變化曲線.4等靜矩陣負(fù)荷和振動(dòng)響應(yīng)的計(jì)算4.1橋三橋2條線路針對(duì)獨(dú)塔單索面斜拉橋分別進(jìn)行了成橋狀態(tài)、最大雙懸臂狀態(tài)的橫橋向風(fēng)荷載和順橋向風(fēng)荷載計(jì)算,限于篇幅,本文僅給出成橋狀態(tài)橫橋向風(fēng)荷載作用下的主梁跨中和橋塔塔頂橫橋向位移隨風(fēng)速的變化曲線,如圖4～圖5所示.在設(shè)計(jì)風(fēng)速Vd=42.3m/s時(shí),成橋狀態(tài)橫橋向風(fēng)荷載作用下,橋塔塔頂橫橋向位移為-0.321m,主梁跨中橫橋向位移為-0.0016m;橋塔塔根橫橋向彎矩為1.37×108N·m,主梁在塔梁交接處的橫橋向彎矩為1.49×107N·m;最大雙懸臂狀態(tài)在設(shè)計(jì)風(fēng)速為Vsd=ηVd=0.88×42.3=37.2m/s,在橫橋向風(fēng)荷載作用下,橋塔塔頂橫橋向位移為-0.251m,主梁懸臂端的橫橋向位移為-0.0036m;橋塔塔根橫橋向彎矩為1.12×108N·m,主梁在塔梁交接處的橫橋向彎矩為3.21×107N·m.4.2動(dòng)力響應(yīng)分析采用ANSYS有限元分析軟件對(duì)獨(dú)塔斜拉橋成橋狀態(tài)和最大雙懸臂狀態(tài)進(jìn)行抖振時(shí)域有限元分析.采用諧波合成法進(jìn)行橋位處各主要點(diǎn)的脈動(dòng)風(fēng)速合成,由于自然風(fēng)在x,y,z3個(gè)方向的脈動(dòng)分量的相關(guān)性較弱,因此可將實(shí)際的三維風(fēng)場(chǎng)簡(jiǎn)化為3個(gè)分別沿x,y,z方向獨(dú)立的一維多變風(fēng)場(chǎng).圖6為橋梁對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)水平順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)速模擬時(shí)程.根據(jù)Davenport準(zhǔn)定常假設(shè),將脈動(dòng)風(fēng)速轉(zhuǎn)化為作用在結(jié)構(gòu)上的氣動(dòng)力,氣動(dòng)力自激力通過(guò)Matrix27單元輸入單元?dú)鈩?dòng)阻尼矩陣和氣動(dòng)剛度矩陣來(lái)考慮.采用ANSYS的APDL參數(shù)化設(shè)計(jì)語(yǔ)言編寫(xiě)了相應(yīng)的分析程序,對(duì)該橋進(jìn)行了抖振響應(yīng)的時(shí)域分析.限于篇幅,僅給出成橋狀態(tài)主梁跨中豎向位移響應(yīng)時(shí)程曲線(見(jiàn)圖7)、成橋狀態(tài)主梁跨中豎向彎矩響應(yīng)時(shí)程曲線(見(jiàn)圖8)和成橋狀態(tài)抖振響應(yīng)分析主要結(jié)果.成橋狀態(tài)主梁跨中豎向位移響應(yīng)根方差為0.022m,豎位移響應(yīng)極大值為0.099m;主梁跨中橫向位移響應(yīng)平均值為-0.0006m,橫向位移響應(yīng)根方差為0.0002m,橫向位移響應(yīng)極大值為-0.0013m.主梁跨中豎向彎矩響應(yīng)平均值為-1.96×106N·m,豎向彎矩響應(yīng)根方差為9.42×106N·m,豎向彎矩響應(yīng)極大值為-5.21×107N·m.5結(jié)構(gòu)顫振特性通過(guò)對(duì)該獨(dú)塔單索面斜拉橋的抗風(fēng)性能風(fēng)洞試驗(yàn)研究與計(jì)算分析,可以得到如下主要結(jié)論:1)該橋最大雙懸臂狀