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風(fēng)攻角對(duì)強(qiáng)風(fēng)下大跨度斜拉橋車(chē)?橋耦合振動(dòng)的影響

2018-08-08 08:04唐俊峰何瑋郭向榮何旭輝鄒云峰
關(guān)鍵詞:風(fēng)洞試驗(yàn)斜拉橋攻角

唐俊峰,何瑋,郭向榮,何旭輝,鄒云峰

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風(fēng)攻角對(duì)強(qiáng)風(fēng)下大跨度斜拉橋車(chē)?橋耦合振動(dòng)的影響

唐俊峰1,何瑋2,郭向榮1,何旭輝1,鄒云峰1

(1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙,410075;2. 安徽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院,安徽 合肥,230601)

為研究風(fēng)攻角對(duì)強(qiáng)風(fēng)作用下大跨度斜拉橋車(chē)?橋系統(tǒng)耦合振動(dòng)的影響,通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)得到不同風(fēng)攻角條件下橋梁主梁和橋上不同位置處列車(chē)的三分力系數(shù);在此基礎(chǔ)上,依據(jù)彈性系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)總勢(shì)能不變值原理,進(jìn)一步建立風(fēng)?車(chē)?橋耦合系統(tǒng)振動(dòng)方程,求解方程并就風(fēng)攻角對(duì)橋梁和列車(chē)的動(dòng)力響應(yīng)的影響進(jìn)行分析研究。研究結(jié)果表明:風(fēng)攻角對(duì)橋梁和列車(chē)的氣動(dòng)三分力系數(shù)影響較大;橋梁跨中處的橫向振動(dòng)位移在攻角為?12°時(shí)有最大值,豎向振動(dòng)位移在攻角為?6°時(shí)有最大值,極大值均未在攻角為0°時(shí)出現(xiàn);風(fēng)攻角對(duì)車(chē)輛動(dòng)力響應(yīng)的影響較大,但各項(xiàng)動(dòng)力響應(yīng)受風(fēng)攻角影響而出現(xiàn)變化的趨勢(shì)并不相同;列車(chē)的脫軌系數(shù)、輪重減載率和橫向力在負(fù)向攻角時(shí)比正向攻角時(shí)的大,且隨負(fù)向攻角絕對(duì)值的增大有增大趨勢(shì)。

斜拉橋;列車(chē);風(fēng)攻角;耦合振動(dòng);風(fēng)洞試驗(yàn)

列車(chē)在通過(guò)大跨度斜拉橋時(shí),若遇強(qiáng)風(fēng),將使本已復(fù)雜的車(chē)?橋耦合振動(dòng)變得愈加復(fù)雜。目前,人們對(duì)橫風(fēng)條件下車(chē)?橋耦合振動(dòng)分析研究較多[1?3]。風(fēng)作為一種自然現(xiàn)象,在吹過(guò)橋梁橋面時(shí)往往具有一定的風(fēng)攻角。近年來(lái),一些橋址處風(fēng)場(chǎng)實(shí)測(cè)的結(jié)果表明,風(fēng)攻角最大可達(dá)10°左右[4]。人們就風(fēng)攻角對(duì)橋梁氣動(dòng)性能的影響進(jìn)行了研究,如:楊靖等[5]對(duì)某大跨度連續(xù)梁橋不同截面的三分力系數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,發(fā)現(xiàn)風(fēng)攻角對(duì)橋梁的靜氣動(dòng)性能影響顯著;楊群等[6]通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn),對(duì)寬高比為5的矩形截面梁的氣動(dòng)力特性隨風(fēng)攻角變化的規(guī)律進(jìn)行了研究;張丹 等[7]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究在不同風(fēng)攻角下某主梁節(jié)段模型三分力系數(shù)的雷諾數(shù)效應(yīng),發(fā)現(xiàn)風(fēng)攻角對(duì)流線型橋梁截面三分力系數(shù)的雷諾數(shù)效應(yīng)有較大影響;周奇 等[8]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)檢驗(yàn)了不同風(fēng)攻角下某斜拉橋顫振臨界風(fēng)速,建議顫振檢驗(yàn)風(fēng)速可按風(fēng)攻角區(qū)間分別確定;GUO等[9]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了當(dāng)風(fēng)攻角從?6°到6°范圍內(nèi)變化時(shí),車(chē)輛和橋梁三分力系數(shù)的變化規(guī)律。風(fēng)荷載對(duì)車(chē)?橋耦合振動(dòng)的影響已經(jīng)得到廣泛重視和研究[10],但目前研究多集中在風(fēng)攻角為0°條件下進(jìn)行,對(duì)風(fēng)攻角變化對(duì)車(chē)?橋耦合振動(dòng)的影響研究較少。為此,本文作者基于以往研究,首先通過(guò)斜拉橋主梁和車(chē)輛節(jié)段模型的風(fēng)洞試驗(yàn),獲得不同風(fēng)攻角工況下主梁和車(chē)輛的氣動(dòng)三分力系數(shù)并分析風(fēng)攻角對(duì)這兩者三分力系數(shù)的影響;建立風(fēng)?車(chē)?橋系統(tǒng)耦合振動(dòng)方程,將軌道不平順作為系統(tǒng)的自激激勵(lì)源,并將基于風(fēng)洞試驗(yàn)得到的三分力系數(shù)形成的作用在橋梁和列車(chē)的風(fēng)荷載作為外部激勵(lì),用逐步積分法求解方程,對(duì)風(fēng)攻角變化對(duì)風(fēng)?車(chē)?橋系統(tǒng)耦合振動(dòng)的影響進(jìn)行研究。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)?zāi)P?/h3>

在進(jìn)行風(fēng)?車(chē)?橋耦合振動(dòng)計(jì)算分析前,需對(duì)車(chē)橋系統(tǒng)的氣動(dòng)特性進(jìn)行研究,獲得形成風(fēng)荷載必需的氣動(dòng)三分力系數(shù)[2?3]。目前,進(jìn)行相關(guān)研究的方法主要有風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD技術(shù)[11?13],本文的三分力系數(shù)由風(fēng)洞試驗(yàn)獲得。風(fēng)洞試驗(yàn)在中南大學(xué)高速鐵路風(fēng)洞試驗(yàn)系統(tǒng)高速試驗(yàn)段完成,試驗(yàn)的節(jié)段模型來(lái)自某大跨度雙塔斜拉橋的主梁。該主梁為采用正交異性橋面板的扁平鋼箱梁,其示意圖如圖1所示。主梁全寬19.60 m,橋梁中心線處梁高3.00 m,寬高比為6.53。

試驗(yàn)中,主梁和車(chē)輛節(jié)段模型均設(shè)計(jì)為剛性模型,模型幾何縮尺比為 1:40,最大堵塞率為 4.1%,模型外形根據(jù)實(shí)物尺寸嚴(yán)格按縮尺比縮小,保證其幾何相似性。主梁模型橫截面寬為49.00 cm,高為7.50 cm,長(zhǎng)為200.00 cm,長(zhǎng)寬比為4.08;列車(chē)為地鐵A型車(chē),具體參數(shù)見(jiàn)GB 50157—2013“地鐵設(shè)計(jì)規(guī)范”[14]。車(chē)輛節(jié)段模型寬為8.75 cm,高為11.00cm,長(zhǎng)為200.00 cm。為保證節(jié)段模型具有足夠的剛度,模型由高強(qiáng)木板加工而成并在模型內(nèi)部設(shè)置加勁梁;為避免端部效應(yīng),在模型兩端設(shè)置大端板且端板高度大于3倍梁高。

數(shù)據(jù)單位:cm

1.2 風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果

圖2 主梁三分力坐標(biāo)系及風(fēng)攻角示意圖

試驗(yàn)流場(chǎng)為均勻流場(chǎng),試驗(yàn)時(shí)風(fēng)向角為90°,考慮10 m/s和15 m/s這2種不同試驗(yàn)風(fēng)速進(jìn)行相互校核。橋梁和列車(chē)氣動(dòng)三分力系數(shù)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果分別見(jiàn)表1和表2。由表1和表2可知:風(fēng)攻角方向和角度對(duì)橋梁和列車(chē)的三分力系數(shù)的影響非常明顯,當(dāng)風(fēng)攻角在?12°~12°范圍內(nèi)變化時(shí),阻力、升力和扭矩系數(shù)等呈現(xiàn)的變化規(guī)律并不相同,各三分力系數(shù)的最大值較少出現(xiàn)在風(fēng)攻角為0°的情況,而三分力系數(shù)的改變勢(shì)必給強(qiáng)風(fēng)條件下的風(fēng)?車(chē)?橋耦合振動(dòng)帶來(lái)較大影響。從表1和表2還可見(jiàn):列車(chē)在橋面上行駛時(shí),處于迎風(fēng)側(cè)或背風(fēng)側(cè)對(duì)橋梁和車(chē)輛的三分力系數(shù)也有較大影響。

表1 橋梁三分力系數(shù)

2 風(fēng)?車(chē)?橋耦合系統(tǒng)計(jì)算模型的建立

2.1 列車(chē)和橋梁的計(jì)算模型

運(yùn)行中的列車(chē)是一個(gè)多自由度空間振動(dòng)的復(fù)雜系統(tǒng),目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者在進(jìn)行車(chē)?橋耦合振動(dòng)分析時(shí)建立車(chē)輛動(dòng)力學(xué)模型的思路大致相似[15],為提高計(jì)算速度,一般假定車(chē)輛箱體、構(gòu)架和輪對(duì)均為剛體,忽略其彈性變形。一般四軸客車(chē)的車(chē)輛和機(jī)車(chē)可離散為7個(gè)剛體的系統(tǒng),其中,包括1個(gè)車(chē)輛的箱體、2個(gè)構(gòu)架和4個(gè)輪對(duì),各剛體間由線性彈簧和黏阻尼器相互連接。理論上每個(gè)剛體在空間中有6個(gè)自由度,故每節(jié)四軸車(chē)輛共有42個(gè)自由度,根據(jù)文獻(xiàn)[16?18],在忽略車(chē)輛各部件沿橋梁縱向自由度且每個(gè)輪對(duì)只考慮側(cè)擺、搖頭2個(gè)自由度后,本文采用的四軸車(chē)輛(機(jī)車(chē))模型包含23個(gè)振動(dòng)自由度。

斜拉橋的計(jì)算模型為空間有限元模型,橋梁的橋塔和樁基礎(chǔ)均用空間梁?jiǎn)卧x散建模,拉索用桿單元模擬,斜拉橋的主梁未采用空間板單元而是采用梁段有限元建模[16?17],在車(chē)?橋耦合振動(dòng)分析中,采用梁段有限元方法的特點(diǎn)是能較好地模擬主梁的動(dòng)力性能的同時(shí),大幅度提高計(jì)算效率。橋梁結(jié)構(gòu)的彈性模量和泊松比等參數(shù)均按相關(guān)的鐵路橋梁規(guī)范取 值[14]。本文研究的背景橋梁為某大跨度雙線鐵路斜拉橋,跨徑布置為(51+69+340+69+47) m,邊跨設(shè)置輔助墩。每個(gè)橋塔設(shè)置13對(duì)斜拉索,采用雙索面平形布置,跨中設(shè)置12 m無(wú)索區(qū)。該橋采用半漂浮體系,主梁僅在左側(cè)主塔墩處設(shè)置固定支座。按上述方法建立的斜拉橋全橋有限元分析模型如圖3所示。

2.2 橋梁隨機(jī)風(fēng)場(chǎng)的模擬

在建立考慮風(fēng)荷載的車(chē)?橋耦合振動(dòng)模型時(shí),可將脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)近似看作沿斜拉橋主梁長(zhǎng)度方向上的若干點(diǎn)隨機(jī)風(fēng)波的合成[19]。脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)可視為一維多變量的平穩(wěn)高斯隨機(jī)過(guò)程,計(jì)算其互譜密度矩陣并按Shinozuka理論模擬隨機(jī)過(guò)程的樣本,見(jiàn)文獻(xiàn)[10,20]。模擬風(fēng)荷載時(shí),考慮斜拉橋橋址處各模擬點(diǎn)之間的空間相關(guān)性,沿斜拉橋主梁長(zhǎng)度方向上每20 m設(shè)1個(gè)風(fēng)速模擬點(diǎn),共計(jì)35點(diǎn),風(fēng)速模擬點(diǎn)之間任意點(diǎn)的脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程可由與之相鄰的2個(gè)風(fēng)速點(diǎn)的時(shí)程進(jìn)行線性內(nèi)插而求得。風(fēng)速時(shí)程樣本總長(zhǎng)50 s,計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為0.1 s。圖4所示為平均風(fēng)速為25 m/s時(shí)橋梁跨中處的脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程曲線。

圖4 橋梁跨中處的脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程曲線

2.3 風(fēng)?車(chē)?橋耦合系統(tǒng)的振動(dòng)方程

在構(gòu)建考慮風(fēng)荷載的列車(chē)和橋梁耦合系統(tǒng)的空間振動(dòng)方程時(shí),將列車(chē)和橋梁視為1個(gè)整體系統(tǒng),根據(jù)線性輪軌蠕滑理論來(lái)考慮列車(chē)與橋梁之間的橫向連接。假定輪軌密貼以考慮列車(chē)與橋梁之間的豎向連接,運(yùn)用彈性系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)總勢(shì)能不變值原理[16, 20]及文獻(xiàn)[21]中矩陣的“對(duì)號(hào)入座”法則,建立的空間振動(dòng)方程如下:

式中:b和t分別為橋梁和列車(chē)的質(zhì)量矩陣;和分別為車(chē)?橋系統(tǒng)的阻尼和剛度矩陣,其子項(xiàng)下標(biāo)代表的意義一致,如b和t分別為橋梁和車(chē)輛的阻尼矩陣,btb和tb為由橋梁振動(dòng)速度所引起的阻尼矩陣,bt和tt為由列車(chē)振動(dòng)速度所引起的阻尼矩陣,bw為由橋梁自身的自激風(fēng)力所產(chǎn)生的阻尼矩陣;be為列車(chē)自重;bw和tw分別為橋梁和列車(chē)所受風(fēng)力。靜風(fēng)荷載所產(chǎn)生的變形在列車(chē)上橋前已經(jīng)完成,故作為車(chē)橋系統(tǒng)的初始條件,列車(chē)通過(guò)橋梁時(shí)只在車(chē)和橋梁上施加脈動(dòng)風(fēng)荷載。列車(chē)及橋梁的動(dòng)力平衡位置是列車(chē)上橋前車(chē)?橋系統(tǒng)各自的靜力平衡位置。

3 風(fēng)攻角對(duì)風(fēng)?車(chē)?橋系統(tǒng)耦合振動(dòng)的影響分析

在對(duì)風(fēng)?車(chē)?橋耦合振動(dòng)進(jìn)行計(jì)算時(shí),橋面風(fēng)速取為25 m/s,風(fēng)向角為90°,考慮的風(fēng)攻角有0°,±6°和±12°共5種情況,不同風(fēng)攻角下的橋梁和列車(chē)的三分力系數(shù)按表1和表2取值。橋上通行列車(chē)為地鐵A型車(chē),其軸重力為170 kN,列車(chē)過(guò)橋時(shí)分別處于橋面上迎風(fēng)側(cè)軌道和背風(fēng)側(cè)軌道單線行車(chē),行駛速度均為 80 km/h。列車(chē)采用“動(dòng)+拖+動(dòng)+動(dòng)+拖+動(dòng)”6輛編組,采用美國(guó)六級(jí)譜模擬軌道不平順。

3.1 橋梁動(dòng)力響應(yīng)分析

由于斜拉橋中間主跨的跨度為340 m,遠(yuǎn)大于兩側(cè)邊跨跨度,所以,對(duì)橋梁主跨跨中處節(jié)點(diǎn)的振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行分析,計(jì)算得到的振動(dòng)響應(yīng)包括橫向和豎向振動(dòng)位移與加速度等。計(jì)算結(jié)果表明:風(fēng)攻角對(duì)橋梁振動(dòng)加速度影響較小,而對(duì)橋梁振動(dòng)位移影響較大。橋梁跨中的振動(dòng)位移最大值隨風(fēng)攻角變化如圖5所示,振動(dòng)位移隨時(shí)間變化如圖6和圖7所示(其中,“迎風(fēng)”和“背風(fēng)”分別指在橋面上處于迎風(fēng)側(cè)行車(chē)和背風(fēng)側(cè)行車(chē))。

(a) 列車(chē)迎風(fēng);(b) 列車(chē)背風(fēng)

由圖5(a)可知:當(dāng)列車(chē)在迎風(fēng)側(cè)通過(guò)橋梁時(shí),橋梁跨中的橫向位移在?6°時(shí)有最小值;當(dāng)風(fēng)攻角從?6°變化到12°時(shí),橫向位移呈逐步增加趨勢(shì);當(dāng)列車(chē)在背風(fēng)側(cè)通行,攻角從?12°變化到6°時(shí),該處的橫向位移隨風(fēng)攻角改變而變化的規(guī)律與迎風(fēng)工況的類(lèi)似,但在6°后呈減小趨勢(shì)。當(dāng)列車(chē)位于迎風(fēng)側(cè)或背風(fēng)側(cè)行車(chē)時(shí),橋梁的橫向振幅相差較大,這主要由2個(gè)原因造成:1) 列車(chē)單線行駛在橋上時(shí)產(chǎn)生偏載效應(yīng),而且該偏載效應(yīng)將與風(fēng)荷載產(chǎn)生疊加或者抵消;2) 結(jié)合表1和表2中的三分力系數(shù),車(chē)輛在橋面橫向上的位置對(duì)列車(chē)和主梁的三分力系數(shù)有直接影響,進(jìn)而影響橋梁的動(dòng)力響應(yīng)。從圖5(b)可知:橋梁跨中的豎向振動(dòng)位移隨風(fēng)攻角變化的趨勢(shì)基本類(lèi)似,在攻角為?6°時(shí)有最大值,然后逐漸減小。豎向位移同樣受到車(chē)輛在橋面上位置的影響,但不如橫向位移受到的影響明顯,這是由于豎向位移主要由列車(chē)荷載產(chǎn)生。總之,橋梁振動(dòng)位移受風(fēng)攻角的影響非常明顯。

橋梁跨中橫向位移時(shí)程曲線見(jiàn)圖6。從圖6可見(jiàn):橋梁跨中橫向初始位移在不同風(fēng)攻角條件下有不同的值,其中攻角為6°時(shí)的橫向初始位移要比攻角為0°和?6°這2種情況下的要大,這是由于攻角為6°時(shí)橋梁的阻力系數(shù)較大從而使橋梁受到更大的橫向風(fēng)力。另外,橋梁跨中橫向初始位移主要由風(fēng)荷載所致,因?yàn)榇藭r(shí)列車(chē)剛駛?cè)霕蛄???梢?jiàn)風(fēng)荷載對(duì)橋梁橫向振動(dòng)位移的影響十分明顯。隨著列車(chē)向橋梁跨中行進(jìn),跨中處的橫向位移逐步增大,在大約15 s時(shí),頭車(chē)到達(dá)跨中,此時(shí),位移到達(dá)最大值。當(dāng)風(fēng)攻角為0°和±6°時(shí),橋梁跨中橫向位移的時(shí)程曲線變化有類(lèi)似之處,但在各時(shí)間點(diǎn)上,攻角為6°時(shí)的跨中橫向位移均要比其他2個(gè)攻角時(shí)的大,這也是攻角為6°時(shí)橋梁的阻力系數(shù)較大所致。橋梁跨中豎向位移時(shí)程曲線見(jiàn)圖7。從圖7可見(jiàn):橋梁跨中豎向振動(dòng)位移的時(shí)程曲線比較光滑,最大值也產(chǎn)生在列車(chē)行駛至跨中時(shí)。對(duì)比列車(chē)剛駛?cè)霕蛄汉土熊?chē)行駛至跨中時(shí)的豎向位移,跨中處的豎向位移主要由列車(chē)荷載產(chǎn)生。與其他2種風(fēng)攻角工況相比,攻角為?6°時(shí)豎向位移較大,這是由于此時(shí)橋梁的升力系數(shù)絕對(duì)值較大。

3.2 車(chē)輛動(dòng)力響應(yīng)分析

當(dāng)橋面風(fēng)速為25 m/s,列車(chē)以速度80 km/h通過(guò)橋梁時(shí),列車(chē)從頭車(chē)上橋到尾車(chē)駛離橋梁,在整個(gè)過(guò)程中,車(chē)輛動(dòng)力響應(yīng)最大值隨風(fēng)攻角的變化如圖8所示。圖8中車(chē)輛動(dòng)力響應(yīng)包括脫軌系數(shù)、輪重減載率、橫向力、車(chē)體橫向和豎向振動(dòng)加速度等的響應(yīng)。

(a) 列車(chē)迎風(fēng);(b) 列車(chē)背風(fēng)

(a) 列車(chē)迎風(fēng);(b) 列車(chē)背風(fēng)

(a) 脫軌系數(shù)與風(fēng)攻角的關(guān)系;(b) 輪重減載率與風(fēng)攻角的關(guān)系;(c) 橫向力與風(fēng)攻角的關(guān)系;(d) 豎向加速度與風(fēng)攻角的關(guān)系;(e) 橫向加速度與風(fēng)攻角的關(guān)系

從圖8(a)可見(jiàn):當(dāng)列車(chē)位于迎風(fēng)側(cè)時(shí),隨著風(fēng)攻角從?12°變化到12°,脫軌系數(shù)大體上呈減小趨勢(shì),但在風(fēng)攻角為0°時(shí)小幅度增大;當(dāng)列車(chē)位于背風(fēng)側(cè)時(shí),脫軌系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化逐漸減小,當(dāng)風(fēng)攻角從6°增大到12°時(shí),脫軌系數(shù)迅速減小。當(dāng)列車(chē)位于迎風(fēng)側(cè)或背風(fēng)側(cè),風(fēng)攻角為?12°時(shí),脫軌系數(shù)均有最大值;當(dāng)風(fēng)攻角為12°時(shí),脫軌系數(shù)均有最小值。從圖8(b)可見(jiàn):隨著風(fēng)攻角從?12°變化到12°,迎風(fēng)側(cè)行車(chē)列車(chē)的輪重減載率逐漸減小。背風(fēng)側(cè)行車(chē)情況則相對(duì)復(fù)雜。從圖8(c)可見(jiàn):當(dāng)風(fēng)攻角從?12°變化到12°時(shí),輪軸橫向力大致上呈逐步減小趨勢(shì),列車(chē)處于迎風(fēng)側(cè)行車(chē)時(shí)的橫向力要比背風(fēng)側(cè)行車(chē)時(shí)的大??傮w上講,脫軌系數(shù)、輪重減載率和橫向力在負(fù)向攻角比正向攻角時(shí)要大,且隨負(fù)向攻角絕對(duì)值的增大有增大趨勢(shì),故列車(chē)在橋上通行若遭遇強(qiáng)風(fēng)且風(fēng)攻角為負(fù)向大攻角時(shí),列車(chē)動(dòng)力響應(yīng)將偏大,則相應(yīng)的列車(chē)行車(chē)安全性需引起重視。

從圖8(d)可見(jiàn):車(chē)體豎向振動(dòng)加速度隨風(fēng)攻角的改變而變化的規(guī)律比較復(fù)雜。當(dāng)列車(chē)位于迎風(fēng)側(cè)行車(chē)時(shí),豎向加速度的最大值出現(xiàn)在風(fēng)攻角為6°時(shí),而列車(chē)位于背風(fēng)側(cè)時(shí)其最大值出現(xiàn)在攻角為0°時(shí)。從圖8(e)可見(jiàn):當(dāng)列車(chē)處于迎風(fēng)側(cè)時(shí),車(chē)體橫向加速度最大值出現(xiàn)在風(fēng)攻角為?12°時(shí),然后,隨角度的變化大致呈減小趨勢(shì);當(dāng)列車(chē)在背風(fēng)側(cè)行車(chē)時(shí),車(chē)體橫向加速度隨風(fēng)攻角變化的規(guī)律相對(duì)復(fù)雜,最大值出現(xiàn)攻角0°時(shí)。當(dāng)列車(chē)在風(fēng)攻角較小或者橫風(fēng)條件下通過(guò)橋梁時(shí),列車(chē)車(chē)體加速度更有可能出現(xiàn)較大值。

4 結(jié)論

1) 風(fēng)攻角的方向和大小對(duì)橋梁和列車(chē)的氣動(dòng)三分力系數(shù)有明顯影響,因此,有必要對(duì)風(fēng)攻角變化對(duì)風(fēng)?車(chē)?橋耦合振動(dòng)的影響進(jìn)行研究。

2) 當(dāng)列車(chē)通過(guò)橋梁時(shí),橋梁跨中處橫向振動(dòng)位移最大值出現(xiàn)于攻角為?12°時(shí),最小值為出現(xiàn)于攻角為?6°時(shí),豎向振動(dòng)位移最大值出現(xiàn)在攻角為?6°時(shí),最小值出現(xiàn)在攻角為12°時(shí),極大值均未在攻時(shí)為0°時(shí)出現(xiàn)。當(dāng)風(fēng)攻角為6°時(shí),橋梁橫向振動(dòng)的初始位移明顯比攻角為0°和 ?6°時(shí)的大,這是由于6°時(shí)橋梁的阻力系數(shù)較大從而所受風(fēng)力較大;在攻角為?6°時(shí),豎向位移較大,這是由于?6°攻角時(shí)橋梁的升力系數(shù)絕對(duì)值較大。

3) 風(fēng)攻角對(duì)列車(chē)的動(dòng)力響應(yīng)有顯著影響,但各項(xiàng)動(dòng)力響應(yīng)受風(fēng)攻角影響而出現(xiàn)變化的趨勢(shì)并不相同。脫軌系數(shù)、輪重減載率和橫向力在負(fù)向攻角時(shí)比正向攻角時(shí)要大,且隨負(fù)向攻角絕對(duì)值的增大呈增大趨勢(shì),因此,列車(chē)在負(fù)向風(fēng)攻角強(qiáng)風(fēng)條件通過(guò)橋梁時(shí),行車(chē)安全性需引起重視。車(chē)體加速度的最大值出現(xiàn)在風(fēng)攻角較小時(shí)。

4) 列車(chē)在通過(guò)橋梁時(shí)處于橋面上的迎風(fēng)側(cè)或者背風(fēng)側(cè)對(duì)橋梁和車(chē)輛的三分力系數(shù)有明顯影響,對(duì)橋梁和車(chē)輛的動(dòng)力響應(yīng)也有較大影響,可見(jiàn)列車(chē)在橋面上的行車(chē)位置增加了風(fēng)?車(chē)?橋耦合振動(dòng)的復(fù)雜性。

5) 風(fēng)攻角對(duì)強(qiáng)風(fēng)條件下車(chē)?橋耦合振動(dòng)的影響比較明顯,車(chē)輛和橋梁的動(dòng)力響應(yīng)最大值往往并未在攻角為0°時(shí)出現(xiàn)。為了安全,當(dāng)大跨度橋梁存在較大風(fēng)攻角且不能忽視的情況下,建議通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究不同風(fēng)攻角對(duì)車(chē)輛、橋梁氣動(dòng)性能的影響,并基于此對(duì)風(fēng)?車(chē)?橋耦合振動(dòng)進(jìn)行研究。

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Influence of wind attack angle on vehicle-bridge coupling vibration for long-span cable-stayed bridge during strong wind

TANG Junfeng1, HE Wei2, GUO Xiangrong1, HE Xuhui1, ZOU Yunfeng1

(1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China;2. School of Civil Engineering, Anhui Jianzhu University, Hefei 230601, China)

In order to study the effect of wind attack angle on the coupling vibration of train-bridge system for long-span cable-stayed bridge during strong wind, by using wind tunnel tests, three-component force coefficients of the bridge girder and the train at different positions of the bridge deck and different wind attack angles were obtained. According to the principle of the total potential energy with stationary value in elastic system dynamics, the coupling vibration equation of the wind-train-bridge system was established. The vibration equation was solved and the effect of wind attack angle on the dynamic response of the bridge and train was analyzed. The results show that three-component coefficient of the bridge and train is greatly influenced by the wind attack angle. The transverse vibration displacement at the middle span of the bridge has a maximum value when the attack angle is ?12°, and the vertical vibration displacement has a maximum value when the attack angle is ?6°, and the maximum values do not appear when the attack angle is 0°. The wind attack angle has a great influence on dynamic responses of the train, but the changing trend of various dynamic responses under the influence of wind attack angle is not the same. Derailment factors, offload factors and lateral forces of the train are larger in the negative attack angle than those of the positive attack angle, and they increase with the increase of the absolute value of negative attack angle.

cable-stayed bridge; train; wind attack angle; coupling vibration; wind tunnel test

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.07.024

U441

A

1672?7207(2018)07?1760?08

2017?07?12;

2017?09?22

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51322808,51508580) (Projects(51322808, 51508580) supported by the National Natural Science Foundation of China)

何瑋,博士,講師,從事車(chē)?橋耦合振動(dòng)分析研究;E-mail: hw0920@126.com

(編輯 陳燦華)

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