原创《人行护栏位置对大跨径悬索桥抗风性能影响》：关于免费护栏论文范文在这里免费下载与阅读,为您的护栏相关论文写作提供资料。
摘 要：针对某大跨径悬索桥进行了成桥状态的风洞试验,发现其在+5°、+3°攻角下发生了竖向涡激振动,且均具有高、低风速两个锁定区.试验中发现,改变人行道栏杆的位置可有效降低竖向振幅,缩小涡振区间.为分析其影响机理,采用计算流体力学（CFD）手段对比了两种工况下的尾流涡脱形态,发现随着人行道栏杆的移动,尾流漩涡脱落由“2s”模式退化为‘S’模式,强度降低,涡激力反馈削弱,因此可起到理想的抑振效果.
关键词：人行道护栏；大跨度悬索桥；抑振措施；CFD
中图分类号：U417.1 文献标识码：A 文章编号：1006—7973（2017）08-0067-03
大跨径悬索桥刚度低、阻尼小,易在风作用下产生振动,许多桥梁均发生了涡激振动,导致了桥梁的疲劳破坏.主梁外形对涡激振动的发生至关重要,即使是外形上的微小变化都会对涡激振动造成明显影响.风速锁定区及最大振幅是桥梁涡激振动的两个重要参数,当主梁的涡振響应超过规范容许值时,可以采用安装风嘴、导流板、体外阻尼器等附加装置来达到抑振的效果.但相对于增加这些附加装置,改变桥面固有附属构件的设计构造来满足抗风性能无疑是更经济、更方便且更能保持桥梁美观性的措施.本文针对初步设计成桥态即出现较大涡振响应的某大跨径悬索桥,在风洞试验中对 析了改变人行护栏位置前后的涡振反应,并从流态模式的角度对其抑振机理进行了研究.
1 工程概况
1.1 工程背景
某大跨度悬索桥全长1200.0m,分成跨江主桥和南北引桥两部分,其中主跨跨度为880.0m,主缆边跨250.0m,主跨矢跨比为1/6.8,两根主缆的中心距离为35.2m,如图1.主梁为扁平钢箱梁,宽36m,中心处梁高4.5m,高宽比1/8,设2%双向排水坡.主塔为门式框架,基础为分离式承台.索端为重力式锚定,基础为明挖扩大型.主缆由110股127f5.1mm镀锌高强钢丝按照标准形式合成.
1.2 动力特性计算
悬索桥动力特性计算基于大型有限元分析软件Ansys,主要是为了获取桥梁各阶振型和频率.表1给出了其前20阶振型对应的频率.
2 风洞试验
风洞试验的目的是检验该悬索桥是否发生涡激振动,测量其发振风速和振幅.试验在某工业风洞中进行,主梁节段模型缩尺比1：50,长L等于2.1m,宽B等于0.72m,高D等于0.09m.模型由8根弹簧悬挂在支架上,形成可竖向运动和绕轴线转动的二自由度振动系统.图2为主梁涡振试验图,表2给出了模型设计参数的要求值和实际值的对比,可见本试验的相似性满足得很好.
3 CFD求解
3.1 求解设置
数值模拟软件为Ansys Fluent 15.0,主梁外形为二维,湍流模型为SST k-ω模型,压力速度耦合选用SIMPLEC算法,离散格式为二阶迎风插值,计算残差控制为1×10-5.为更好地捕捉尾流涡脱,取定时间步长为0.002s.
3.2 计算域和网格划分
在前处理软件GAMBIT中形成计算网格,上下边界取自由滑移壁面条件,入口为速度条件,出口为压力条件,断面及其附属物外壁均为无滑移的wall壁面.
由于涡激振动数值模拟涉及到动网格的处理,为避免网格在运动过程中可能出现的畸变现象,将计算域从内到外划分为模型壁面、刚性区域、动网格区域、外部静止网格区域.
为满足SST k-ω湍流模型的计算需要,壁面设置边界层网格.动网格区域采用非结构化网格,外部静止区域采用结构化网格,流场变化剧烈的地方划分较细,计算域共计划分174, 938个单元.
4 结果
4.1 人行栏杆位置对涡振的影响
为研究人行护栏位置对于主梁涡振性能的影响,将初始设计成桥态（工况0）的人行道护栏向断面内侧移动20mm（换算至实桥为1.00m）,并以工况1表示.图3为+5°攻角及+3°攻角下护栏位置对竖向涡振响应的影响.对比可见,工况0在+5°、+3°攻角下均发生了竖弯涡振,且均有两个涡振锁定区.
随着栏杆的内移,+5°攻角下的高、低风速两个涡振区的振幅响应值和锁定区范围均明显减小；而+3°攻角下的高风速锁定区振幅响应值大幅降低,低风速锁定区则完全消失.由此可见,将人行护栏内移可明显降低原设计成桥态竖向涡振的振幅响应值和锁定区风速范围,制振效果明显.
4.2 制振机理分析
为分析人行道栏杆内移具有良好制振效果的流态机理,图4给出了初始设计成桥态（工况0）和人行护栏内移后的成桥态（工况1）在最大振幅点风速下的尾流涡脱形态演变图.图中对于涡量的计算和判定基于速度梯度张量来描述局部漩涡,即通过判断涡核来识别流场中的漩涡,具体判据为：
首先分析工况0的涡脱形态,很明显,附属结构物附近均有漩涡产生,其中占主导地位的是上表面背风侧的一对和下表面尾流区的一对“S”涡,这两对漩涡周期性融合为一个大漩涡,在尾流中呈“2S”形向下游脱落.
而随着人行栏杆向断面内移动,工况1尾流中的“2S”的涡脱形态退化为“S”涡,且漩涡的脱落强度大大降低.主要原因在于栏杆内移后,迎风侧气流向断面下方剥离的部分减小,下表面的“S”涡强度和范围均明显减小,其脱落到尾流中则很容易被上表面“S”涡吸收融合为一体；另一方面,栏杆内移后,上表面人行护栏处的流动分离放缓,部分初生漩涡超人行护栏空隙处运动,但被其后的防撞栏杆阻挡而消散.因此,向后方脱落的初生漩涡大幅减少,涡结构开始不稳定.受上述两方面因素的影响,工况1的上、下方漩涡在近尾流区并未摆脱断面控制,而是呈“鱼尾状”随断面上下摆动,至下游一定距离后才开始交替脱落,但漩涡强度及横风向尺度大幅降低.这就解释了主梁在正攻角下的竖向涡振响应随护栏内移而降低的试验现象.
5 结论
采用风洞试验和数值模拟相结合的手段研究了主梁高宽比为1/8的大跨度悬索桥的涡激振动特性,分析了人行道栏杆位置对其的影响及其影响机理.得到的主要结论为：本桥的初始设计成桥态主梁断面在+3°和+5°大风攻角下均观察到了竖向涡激振动,且均具有高、低风速两个涡振区,主要原因在于附属构件的不合理设计；将人行道栏杆适当内移后,主梁断面尾流中的“2S”的涡脱形态退化为“S”涡,且漩涡的脱落强度大大降低,因此可有效降低大风攻角下成桥态主梁断面竖向涡振的响应值和锁定区范围,制振效果显著.该制振措施相对于增设附加抑振装置更简单可行,可作为大跨度桥梁抗风性能优化的首选抑振措施.
参考文献：
[1] 许福友,丁威,姜峰,等. 大跨度桥梁涡激振动研究进展和展望[J]. 振动和冲击,2010,29（10）：40-49.
[2] 陈政清. 工程结构的风致振动、稳定和控制[M]. 北京：科学出版社,2013.
[3] 葛耀君. 大跨径悬索桥抗风[M]. 北京： 大跨径悬索桥抗风, 2011.
[4] 张亮亮,吴波,杨阳,等. 附属构件及桥面粗糙度对近流线型宽体箱梁气动静力系数的影响[J]. 实验流体力学,2016,30（1）：74-80.
[5] 赖马树金. 大跨度悬索桥分离式双箱梁涡激振动研究[D]. 哈尔滨：哈尔滨工业大学,2013.
[6] 祝志文. 基于二维RANS模型计算扁平箱梁漩涡脱落的可行性分析[J]. 中国公路学报,2015,28（06）：24-33.
[7] 吴波. 断面细节对近流线型箱梁气动力特性的影响研究[D]. 重庆：重庆大学,2016.
[8] Jeong J H F. On the identification of a vortex [J]. Journal of Fluid Mechanics. 1995（285）： 69-94.
护栏论文参考资料：
结论：人行护栏位置对大跨径悬索桥抗风性能影响为关于护栏方面的论文题目、论文提纲、阳台不锈钢护栏最新图论文开题报告、文献综述、参考文献的相关大学硕士和本科毕业论文。
