CN103590323A

CN103590323A - 倒角方形桥塔风致振动抑制构造

Info

Publication number: CN103590323A
Application number: CN201310629985.XA
Authority: CN
Inventors: 马存明; 刘仰昭; 廖海黎; 李明水
Original assignee: Southwest Jiaotong University
Current assignee: Southwest Jiaotong University
Priority date: 2013-11-29
Filing date: 2013-11-29
Publication date: 2014-02-19
Anticipated expiration: 2033-11-29
Also published as: CN103590323B

Abstract

倒角方形桥塔风致振动抑制构造，以有效改善倒角方形桥塔的驰振安全性。它包括具有四个角部倒角面（11）的倒角方形桥塔（10），所述倒角面（11）上通过安装构件（21）固定安装导流板（20），导流板（20）沿倒角面（11）长度方向延伸，其横截面呈圆弧形。

Description

倒角方形桥塔风致振动抑制构造

技术领域

本发明桥梁，特别涉及一种倒角方形桥塔风致振动抑制构造。

背景技术

桥塔是桥梁结构体系的重要组成部分，高度会随着桥跨的增加而显著增大。对于大跨桥梁中的桥塔结构，当其截面形式较钝，结构较柔，质量轻，阻尼低时，在自然风作用下将容易出现驰振问题。驰振是桥梁的4种主要形态的风振振动之一，其它3种分别为颤振、抖振和涡激振动。其中驰振和颤振都是具有发散性的自激振动，而驰振主要发生在细长的柔性结构（例如桥塔）上，是因气流自激作用而产生的一种横风向大幅振动，这种振动最先发现于结冰的电线，振动激发的波在两根电杆之间快速传递，振幅可达电线直径的10倍，犹如快马奔驰，因此称为驰振。因为驰振和颤振类似，振动都具有发射性，破坏作用大，所以一旦发生将会造成严重的灾难性后果。例如1940年发生在美国的著名旧塔科马悬索桥（Old Tacoma Narrows Bridge）风毁事故，就是一种典型的由颤振不稳定引发的全桥破坏灾害，同样地，桥塔若发生驰振，也有可能造成全塔的破坏，进而影响整个桥梁的安全。因此在大跨度桥梁设计中，有必要对其桥塔的驰振问题加以重视和研究，且对于驰振稳定性能较差的桥塔结构，找出有效、经济的制振措施具有非常重要的意义。

抑制桥梁风致振动（包括桥塔驰振）的工程措施可分为机械措施和空气动力措施。机械措施主要是通过外加阻尼器来提高桥梁结构阻尼,从而达到降低和抑制风致振动的目的，日本东京湾彩虹大桥在桥塔升模施工中就通过机械措施——HMD（Hybrid Mass Damper）阻尼器，有效抑制了桥塔的风致振动，但机械措施的缺点是需要维护和增加额外工程费用；空气动力措施则是通过适当改变桥梁的外形布置或者附加一些导流装置来改善物体绕流,从而达到抑制风致振动的目的，空气动力措施能够消除激励源,具有工作可靠、不需维护、费用低的优点，在实桥的风振控制中应用非常广泛。

风洞试验是研究大跨、高耸结构空气动力学性能的一个十分重要且不可替代的手段，风洞试验主要包括全桥气动弹性模型试验（对于桥塔就是全塔气弹模型试验）、节段模型试验和拉条模型试验。相对而言，气弹模型试验和节段模型试验发展较成熟、研究较多、应用也较广。

对于桥塔的驰振研究而言，进行全塔气弹模型风洞试验可以直接测得桥塔的风振振动响应情况，便可以容易地直接判断出该桥塔的驰振稳定性：若观察不到桥塔振动发散现象，则说明该桥塔在试验风速范围内处于驰振稳定状态，即不会发生驰振；若明显观察到桥塔的横风向大幅振动现象，且振幅会随风速增加而迅速增大，就可以认为该桥塔进入了振动发散状态，即发生了驰振，并可以直接确定出桥塔进入发散状态的临界风速，即驰振临界风速。但有一点值得注意，为保证桥塔模型结构静动力行为与原型（即实际桥塔）的相似，在全塔气弹模型的设计中，除需满足几何外形的相似外，还应满足弹性参数、惯性参数、重力参数、粘性参数和阻尼参数与实际桥塔的一致性。

通过节段模型的静力试验，并利用经典的Den Hartog（邓哈托）准定常驰振理论同样可以对桥塔的驰振性能进行深入研究，但节段模型在设计中必须满足外形与原型的相似，且模型几何缩尺比不应小于1:100，才能保证节段模型试验结果和原型的一致。根据风洞中的测力天平装置可以测得桥塔节段模型在风轴坐标系下所受到的平均阻力F_D和平均升力F_L，便可以根据以下公式计算出桥塔在风轴坐标系下的阻力系数C_D和升力系数C_L：

C_{D} = F_{D} / (\frac{1}{2} {ρv}^{2} Bl); C_{L} = F_{L} / (\frac{1}{2} {ρv}^{2} Bl)

式中：l代表模型长度；B代表模型迎风面的宽度；v代表来流风速，风洞中设有专门的风速测量仪器；ρ表示空气的密度。根据Den Hartog驰振机理，桥塔的驰振稳定性可由下式判断：

s = \frac{d C_{L}}{dα} + C_{D}

其中，s称为驰振力系数。若s≥0，则桥塔处于稳定状态，即不会出现驰振失稳现象；若s＜0，则桥塔可能会发生驰振，且此时，根据准定常驰振理论可以推导出桥塔即将进入驰振发散状态的临界风速：

v_{cr} = - \frac{4 mζω}{ρB} \cdot \frac{1}{s}

式中，m代表桥塔单位长度质量；ζ为桥塔横风向振动的阻尼比；ω为桥塔振动的圆频率；ρ、B意义同前，分别表示空气密度和桥塔迎风面宽度；s即为驰振力系数。通过桥塔驰振临界风速v_cr的表达式可以看出：负s越小（即s的绝对值越大），桥塔驰振临界风速v_cr的值也越小，发生驰振的可能性也就越大，即桥塔驰振稳定性能越差；反之，负s越大（即s的绝对值越小），桥塔驰振稳定性能越好（这也非常容易理解，考虑极限状态：如果负s逐渐增大，直至增大到不再小于0，根据Den Hartog判据，此时桥塔已不再可能发生驰振，当然驰振稳定性也就最好）。

带有倒角的正方形截面形式的独柱式桥塔具有外形美观、结构轻盈、施工方便等优点，在实际桥梁中有所应用，但是倒角方形桥塔的驰振临界风速较低，存在严重的驰振安全性问题。以跨径布置为152.4m+304.8m+152.4m(由英尺单位换算而来)的某国外在建的一座双塔双索面三跨钢箱梁斜拉桥为例，其两侧桥塔均为倒角方形截面的独柱式结构。其中位于西侧的桥塔全高157.3m(即516英尺)，上塔柱为等截面的5.5m×5.5m（即18英尺×18英尺），其中倒角边长0.3m（1英尺）；中塔柱自拉索锚固区底部线性变化至塔梁结合区，尺寸为6.4×6.4m（21英尺×21英尺），倒角边长1.2m（4英尺）；而后线性变化至塔底截面，尺寸为9.3×9.3m（30.5英尺×30.5英尺），倒角边长4.1m（13.5英尺)。通过进行西侧桥塔的全塔气动弹性模型风洞试验，发现在0.5%的结构阻尼比情况下，该桥塔的驰振临界风速只有30m/s，这个风速并不算过高，在陆上有时是可以遇见的。而且以西侧桥塔上塔柱典型截面为原型的节段模型风洞试验，同样进一步证实桥塔在某些风向角下的驰振力系数s值表现为负，说明桥塔在这些风向角处有发生驰振失稳的可能；且桥塔最小的s值达到了-6.5，与《公路桥梁抗风设计规范》中列出的一些易发生驰振结构的s值相比较，倒角方形桥塔的s（-6.5）也已算做非常小的数值，非常接近于在常遇风速下即会发生驰振的H型截面结构的s值。总之，不加任何工程措施的倒角方形桥塔驰振稳定性极差，存在严重的驰振安全问题。

发明内容

本发明所要解决的技术问题是提供一种倒角方形桥塔风致振动抑制构造，以有效改善倒角方形桥塔的驰振安全性。

本发明解决其技术问题所采用的技术方案如下：

本发明的倒角方形桥塔风致振动抑制构造，包括具有四个角部倒角面的倒角方形桥塔，特征是：所述倒角面上通过安装构件固定安装导流板，导流板沿倒角面长度方向延伸，其横截面呈圆弧形。

本发明的有益效果是，可显著提高倒角方形桥塔的驰振临界风速，增大桥塔在驰振不稳定风向角区间内的驰振力系数值，可有效改善倒角方形桥塔的驰振安全性，进而提高了桥梁结构的安全性；结构简单，易于施工。

附图说明

本说明书包括如下附图：

图1是本发明倒角方形桥塔风致振动抑制构造的断面示意图；

图2是沿图1中K向的局部视图；

图3是图1中局部A的放大图；

图4a～图4e是国外某在建大跨斜拉桥西侧桥塔的总体布置及典型断面尺寸图，其中图4a是桥塔的立面图，图4b是桥塔的侧面图，图4c是塔柱B-B断面尺寸图，图4d是塔柱C-C断面尺寸图，图4e是塔柱D-D断面尺寸图，图中尺寸单位为mm；

图5是风向角的定义示意图；

图6是不加任何工程措施的倒角方形桥塔在各风向角下的风致振动位移均方根值随风速的变化曲线；

图7是加设本发明构造后桥塔和不加任何工程措施桥塔在0°风向角下的风致振动情况对比图；

图8是不加任何工程措施的倒角方形桥塔气动力系数在0°～45°风向角区间内的变化曲线；

图9是不加任何工程措施的倒角方形桥塔驰振力系数在0°～45°风向角区间内的变化曲线；

图10是加设本发明构造后桥塔和不加任何工程措施桥塔的气动力系数在-20°～20°风向角区间内的变化对比图；

图11是加设本发明构造后桥塔和不加任何工程措施桥塔的驰振力系数在-20°～20°风向角区间内的变化对比图；

图12是加设不同半径尺寸圆弧形导流板桥塔的气动力系数在-20°～20°风向角区间内的变化对比图；

图13是加设不同半径尺寸圆弧形导流板桥塔的驰振力系数在-20°～20°风向角区间内的变化对比图；

图中示出构件、部位及所对应的标记：倒角方形桥塔10、倒角面11、导流板20、安装构件21、倒角面宽度L、圆弧半径R。

具体实施方式

下面结合附图和实施例对本发明进一步说明。

参照图1、图2和图3，倒角方形桥塔风致振动抑制构造，包括具有四个角部倒角面11的倒角方形桥塔10。所述倒角面11上通过安装构件21固定安装导流板20，导流板20沿倒角面11长度方向延伸，其横截面呈圆弧形。

参照图3，作为一种优选的实施方式，所述导流板20的圆弧半径R与倒角面11宽度L相等，其圆心角θ为60°，安装构件21垂直于倒角面11的高度为倒角面11宽度L的1/2。

下面以某国外在建大桥的主桥是一双塔双索面三跨钢箱梁斜拉桥为例通过气弹模型的风致振动试验来对比加设本发明构造后桥塔和不加任何工程措施桥塔风致振动情况。该桥跨径布置为152.4m+304.8m+152.4m，两侧桥塔均为倒角方形截面的独柱式结构。参照图3，其中位于西侧的桥塔全高157.3m，上塔柱为等截面5.5m×5.5m，其中倒角面宽度为0.3m（图4c、图4d）；中塔柱自拉索锚固区底部线性变化至塔梁结合区，截面尺寸为6.4×6.4m，倒角面宽度为1.2m（图4e）；而后线性变化至塔底截面，截面尺寸为9.3×9.3m，倒角面宽度为4.1m。

以上述的西侧桥塔为原型，按照1:80的几何缩尺比制作了全塔的气动弹性模型，并于风洞中进行了气弹模型的风致振动试验。该气弹模型在设计中满足了几何参数、弹性参数、惯性参数以及重力参数的一致性条件，所以可以保证模型结构静动力行为与原型桥塔的一致。因为桥塔断面是典型的钝体，粘性参数条件并不明显影响其绕流的流态相似，故放松了粘性参数的相似条件；而为得到更为显著的风振现象采用了较小的阻尼，将桥塔模型的结构阻尼比调节至0.5%。

因为风向角是影响桥塔驰振性能的一个重要参数，所以进行了桥塔在0°、5°、30°、45°、-5°和-15°六种风向角情况下的风致振动试验。其中风向角的定义如图5中所示：将来流风垂直于倒角方形截面的倒角边定义为0°风向角；而将来流风垂直于截面的直角边定义为45°风向角。试验前已在桥塔顶部布置了加速度传感器，该传感器可以测得塔顶风致振动的加速度均方根值，据此进而可以推算出各个风速下塔顶风致振动的位移均方根值。

图6是不同风向角下塔顶位移均方根值随风速的变化情况，图中风速、位移均已通过相似准则换算至实际桥塔。可以看出不加任何工程措施的桥塔在0°、5°、和-5°风向角下出现了振动发散的现象。尤其在0°风向角来流作用下，塔顶位移在30m/s的风速时，便出现了非常陡峭的增长趋势（位移的均方根值在很小的风速增长范围内便由50mm左右增大到了700mm左右），且随风速继续增加，塔顶的振动一直非常剧烈，在试验风速范围内，最大位移均方根值可达到900mm，这一振幅已经非常大。可以认为桥塔在0°风向角下出现了显著的驰振现象，且进入驰振发散状态的临界风速只有30m/s，这一风速值不算太高，在陆上有时是可以遇见的，显然不能满足结构一般抗风设计的要求。所以不加任何工程措施的倒角方形桥塔驰振临界风速低、驰振稳定性差，存在严重的驰振安全问题。

为有效抑制倒角方形桥塔的风致振动，提高桥塔驰振稳定性。在桥塔的上塔柱部分加设本发明的风振抑制构造，即参照图1、图2，在上塔柱四个角部倒角面上安装了横截面呈圆弧形的导流板，并将导流板的圆弧半径R取为和倒角面宽度L相等的值（即R=L）。然后进行了加设本发明构造后的桥塔在驰振稳定性最差的0°风向角下的风致振动试验。结果如图7如示，加设本发明构造以后的桥塔在0°风向角来流作用下的振动幅度明显得到抑制，在60m/s风速以下，基本已观察不到风致振动的现象，只有当风速增至65m/s以上时，桥塔振动才逐渐加剧，有进入发散状态的趋势，说明倒角方形桥塔的驰振临界风速值，由不加任何措施时的30m/s可以提升至加设本发明构造后的65m/s以上。

总之，全塔的气动弹性试验证明：本发明构造可以有效抑制倒角方形桥塔的风致振动，并能显著提升桥塔的驰振临界风速，改善桥塔驰振安全性。

为进一步利用Den Hartog准定常驰振理论评价倒角方形桥塔的驰振性能以及本发明构造对驰振稳定性的改善效果，又以上述西侧桥塔的上塔柱典型截面为原型（参照图4），按照1:40的几何缩尺比制作了节段模型。考虑到进行节段模型风洞试验段断面的实际尺寸（2.4m宽×2.0m高），将节段模型的长度取为2.0m。节段模型在设计、制作中严格保证了其外形与原型的相似，所以两者的气动力系数可以满足一致性要求。

首先以1°角为改变步长进行了桥塔节段模型在0°～45°风向角范围内的静力试验，其中风向角的定义方式与气弹模型试验中的一致（参见图5），可以测得各风向角下桥塔的阻力系数C_D和升力系数C_L（图8），发现C_L在0°～6°风向角区间内存在一个明显的下降段（即dC_L/(dα)＜0），则驰振力系数s有可能为负值。根据公式s＝dC_L/(dα)+C_D进一步做出驰振力系数随风向角的变化曲线（图9），看出s在0°～5°风向角区间内小于0，且在0°风向角处达到最小，约等于-6.5。说明倒角方形桥塔在0°～5°风向角区间存在驰振失稳的可能，且在0°风向角处的驰振临界风速最低。通过节段模型静力试验并根据Den Hartog准定常驰振理论所得分析结果，与通过气动弹性模型得出的试验现象是完全符合的。

如果继续在桥塔节段模型上安装本发明构造，即在节段模型的四个倒角面上加设圆弧形截面的导流板（参照图1、图2），并和气弹模型试验时的情况相同，将导流板的圆弧半径R首先取为与倒角面宽度L相等的值，然后进行了加设本发明构造以后的桥塔节段模型静力试验。因为倒角方形桥塔的驰振不稳定风向角区间集中在0°角附近，所以为更加直观体现出本发明构造对桥塔气动力系数以及驰振性能的影响结果，对于加设本发明构造后桥塔的静力试验，均在-20°～20°风向角区间内进行。气动力系数试验结果（图10）表明：相比于不加任何工程措施时，加设本发明构造后的桥塔阻力系数C_D值明显减小、升力系数C_L在下降段的下降趋势变得缓和（即负dC_L/(dα)的值变大）。根据C_D、C_L的变化曲线进一步做出加设本发明构造前后桥塔驰振力系数s的变化对比图，参见图11。可以看出，在倒角方形桥塔驰振不稳定（即s＜0）的-5°～5°风向角区间内，加设本发明的构造可使桥塔s值得到增大，其中在桥塔驰振最不利的0°风向角处增加趋势尤为明显：s值由不加任何措施时的-6.5增大至了加设本发明构造后的-4.5。所以根据Den Hartog驰振机理，本发明构造可以有效提高桥塔的驰振临界风速。这再一次印证本发明构造可以对倒角方形桥塔的驰振稳定性能起到显著的改善作用。

为进一步研究本发明构造中的导流板圆弧半径尺寸，对倒角方形桥塔驰振稳定性改善效果的影响规律。分别将圆弧半径R=(2/3)L和R=(4/3)L的两种导流板加设于节段模型的四个倒角面上，然后进行了附加此两种尺寸导流板后桥塔节段模型在-20°～20°风向角区间内的静力试验，并将试验结果和上面加设R=L的圆弧形导流板时的进行比较（图12），发现阻力系数C_D的值随半径R的增大而减小；升力系数C_L在下降段的下降趋势，先随半径的增大而趋于平缓，后又随半径的继续增大而变得陡峭。仅从C_D、C_L的变化曲线上还不好直接确定半径R的尺寸大小对倒角方形桥塔驰振稳定性的影响规律，所以继续做出附加三种半径尺寸导流板后的桥塔驰振力系数s对比图，如图13所示。可以看出，在可能出现驰振失稳（即驰振力系数s＜0）的风向角区间内：对于同一风向角处，R=L时桥塔的s值要大于R=(2/3)L时；但R=（4/3）L时的s值反而小于R=L时。以桥塔驰振最不利的0°风向角处为例：加设R=(2/3)L的圆弧形导流板时桥塔驰振力系数s=-4.5；当R=L时，s=-2.8，要大于R=(2/3)L时；而当R增至（4/3）L时，s=-3.5，反而不如R=L时的大；但还有一点值得注意，加设三种尺寸导流板后桥塔的s值均要大于不加任何措施时的-6.5。

综上所述，加设三种尺寸的圆弧形导流板均可以有效提高倒角方形桥塔驰振临界风速、改善桥塔的驰振稳定性；但是适度增大圆弧形导流板的半径可以使改善效果更加显著，不过若半径过大，反而会导致改善效果的降低；本发明构造中导流板圆弧半径的最优尺寸为R=L，即圆弧半径尺寸与倒角面宽度相等。

Claims

1.倒角方形桥塔风致振动抑制构造，包括具有四个角部倒角面（11）的倒角方形桥塔（10），其特征是：所述倒角面（11）上通过安装构件（21）固定安装导流板（20），导流板（20）沿倒角面（11）长度方向延伸，其横截面呈圆弧形。

2.如权利要求1所述的倒角方形桥塔风致振动抑制构造，其特征是：所述导流板（20）的圆弧半径（R）与倒角面（11）宽度（L）相等，其圆心角（θ）为60°，安装构件（21）垂直于倒角面（11）的高度为倒角面（11）宽度（L）的1/2。