Aerodynamic instability of long, slender suspension bridges

(1)

Department)of)Structural)Engineering) ) Faculty(of(Engineering(Science(and(Technology(

NTNU)6)Norwegian)University)of)Science)and)Technology) )

) ) ) )

MASTER)THESIS)2016)

)

SUBJECT(AREA:(

Structural(mechanics(

DATE:

June(10th(2016

NO.(OF(PAGES:(

68(

TITLE:

)))))))))))))))Aerodynamic)Instability)of)long,)slender)Suspension)Bridges)

((((((((((((((((Aerodynamisk(instabilitet(av(lange,(slanke(hengebruer

( BY:

( Eirik(Bergheim(and(

Mak(Dizdar

( (

SUMMARY:

The(theme(of(this(thesis(is(windSinduced(dynamic(response(with(a(special(attention(

to(what(is(occurring(around(the(instability(limit.(It(has(been(done(a(case(study(on(

Hardangerbrua(where(the(calculations(are(based(on(the(theory(of(buffeting.(The(

mode(shapes(included(in(the(calculations(have(mainly(been(limited(to(the(1^st(in(

torsion(and(the(2^nd(in(vertical(direction,(because(the(aerodynamic(derivatives(have(

only(been(made(for(these(two.(The(critical(mean(wind(velocity,(which(will(give(

instability,(was(calculated(to(be(122(m/s.(The(results(suggest(that(there(is(a(

combination(of(flutter(and(loss(of(stiffness(in(torsion(which(causes(instability.(It(was(

also(made(calculations(with(12(mode(shapes(included,(the(first(6(in(the(vertical(

direction(and(the(first(6(in(torsion.(This(calculation(led(to(a(critical(mean(wind(

velocity(equal(to(133(m/s.(It(was(the(3^rd(mode(shape(in(the(vertical(direction(that(

was(the(biggest(reason(for(the(different(results(provided.(The(latter(results(

indicated(that(both(instability(by(flutter(and(instability(by(loss(of(stiffness(could(

separately(be(the(reason(for(instability.(

RESPONSIBLE(TEACHER:(Einar(Strømmen(

(

SUPERVISOR(S):(Einar(Strømmen,(Bjørn(Isaksen,(Kristian(Berntsen(

(

CARRIED(OUT(AT:(Department(of(Structural(Engineering((NTNU)(

ACCESSIBILITY:

Open(

(2)

(3)

MASTEROPPGAVE+2016+

!

Konstruksjonsteknikk+

!

for!

!

Eirik+Bergheim+&+Mak+Dizdar+

!

DYNAMISK+RESPONS+AV+LANGE+SLANKE+HENGEBRUER+

!

Aerodynamic,response,of,slender,suspension,bridges,

!

I!Norge!er!det!for!tiden!under!planlegging!en!rekke!meget!slanke!brukonstruksjoner,!

for!eksempel!Halsafjorden,!Julsundet!og!Nordfjorden,!alle!som!klassiske!hengebroer,!

enten! med! enkelt! eller! splittet! kassetverrsnitt! i! hovedbæreren.! Disse! broene! har!

hovedspenn! mellom! ca.! 1550! og! 2050! m.! De! er! svært! utsatt! for! den! dynamiske!

lastvirkningen!fra!vind.!Halsafjorden!som!er!den!lengste!med!et!spenn!på!ca.!2050!m!

er! på! grensen! av! det! som! tidligere! er! bygget! av! denne! typen! konstruksjoner.!

Prosjektene! er! spesielt! krevende! med! hensyn! til! virvelFavløsning! og!

bevegelsesinduserte! krefter,! dvs.! med! hensyn! til! å! oppnå! en! konstruktiv! utførelse!

som!ikke!medfører!uakseptable!virvelavløsningssvingninger!ved!lave!vindhastigheter!

og!tilstrekkelig!sikkerhet!mot!en!uakseptabelt!lav!stabilitetsgrense!i!koblede!vertikal!

og!torsjonssvingninger!(”flutter”).!Hensikten!med!denne!oppgaven!er!å!se!på!mulige!

utførelser! av! fjordkryssinger! i! denne! spennvidden! med! tanke! på! å! oppnå! gunstige!

aerodynamiske!egenskaper,!og!hvor!det!legges!spesiell!vekt!på!kryssinger!i!form!av!

en!eller!annen!variant!av!den!klassiske!hengebroen.!Arbeidet!foreslås!lagt!opp!etter!

følgende!plan:!

!

1.! Studentene!setter!seg!inn!i!teorien!for!hengebroen!som!konstruksjonssystem.!

2.! Studentene! setter! seg! inn! i! teorien! for! dynamisk! respons! og! aerodynamisk!

stabilitet! av! slanke! broer! (se! for! eksempel! Strømmen:) Theory) of) bridge) aerodynamics,)Springer)2006).!

3.! For! en! eller! flere! aktuelle! utførelser! og! spennvidder! (avtales! med! veileder)! skal!

det! foretas! en! utredning! med! sikte! på! å! kvantifisere! de! viktigste! mekaniske!

egenskapene! (dvs.! aktuelle! masseF! og! stivhetsegenskaper).! Det! skal! foretas!

beregninger! av! de! aktuelle! egenfrekvensene! og! tilhørende! egensvingeformene!

som!er!avgjørende!for!broens!dynamiske!egenskaper.!I!den!grad!det!er!mulig!kan!

beregningene! baseres! på! regnemaskinprogrammet! Alvsat! (eller! innhentes! fra!

Vegdirektoratet/Bruavdelingen).!

4.! For! de! samme! tilfellene! som! er! behandlet! under! punkt! 3! skal! det! foretas!

beregninger!av!vindindusert!dynamisk!respons.!Studentene!kan!selv!velge!om!de!

vil! legge! vekt! på! virvelavløsning,! «buffeting»! eller! stabilitet.! For! å! kunne! ta!

tilstrekkelig! hensyn! til! bevegelsesinduserte! krefter! skal! responsberegningene!

utføres!i!modalkoordinater!i!Matlab,!enten!i!tidsplanet!eller!i!frekvensplanet.!I!den!

grad! tiden! tillater! det! kan! studentene! velge! å! undersøke! om! en! eller! flere!

massedempere!kan!bedre!systemets!dynamiske!egenskaper.!

!

(4)

Studentene! kan! selv! velge! hvilke! problemstillinger! de! ønsker! å! legge! vekt! på.!

Oppgaven! skal! gjennomføres! i! samarbeid! med! Dr.ing.! Bjørn! Isaksen! og! Siv.ing.!

Kristian!Berntsen!i!Vegdirektoratet.!

!

NTNU,!2016F01F15!

!

Einar!Strømmen!

(5)

Sammendrag

Hardangerbrua ble ˚apnet i 2013 og er Norges lengste hengebru, med et spenn p˚a 1310 meter og bredde p˚a kun 18.3 meter [1]. I slanke konstruksjoner som dette vil den dynamiske responsen som følge av krefter fra vinden være en viktig faktor. Denne masteroppgaven studerer derfor dette nærmere ved bruk av teorien fra buffeting, med et spesielt fokus p˚a hva som skjer i omr˚adet rundt instabilitetsgrensen.

Det er kjent fra tidligere at det er den 1. svingeformen i torsjon som vil kobles med den mest fleksible svingeformen i vertikal retning som i tillegg ligner mest i form. For Hardangerbrua har dette vært den 2. svingeformen i vertikal retning. Det er derfor disse to svingeformene som hovedsakelig har blitt inkludert i beregningene i denne oppgaven. Den kritiske middelvindhastigheten, V_cr, som vil gi instabilitet, ble beregnet til 122 m/s. Resultatene antyder at det er en kombinasjon av klassisk flutter og tap av stivhet i torsjon, som fører til instabilitet. Nærme instabilitetsgrensen viser beregningene at korrelansen mellom vertikal retning og torsjon er høy, samt at egenfrekvensene til de to inkluderte svingeformene nesten er like. Dette er gode indi- kasjoner p˚a at flutter er ˚arsaken til instabilitet. Determinanten til Eˆ⌘ er likevel ikke null for frekvens lik egenfrekvensene n˚arV =Vcr, noe den skal være ved flutter. Stivhetsreduksjonen i torsjon er stor ved kritisk middelvindhastighet, og er et argument for at det er et tap av stivhet som er ˚arsaken til instabilitet. Stivhetstapet er likevel ikke s˚a stort at det alene skaper instabilitet.

Det ble ogs˚a gjort beregninger hvor 12 svingeformer var inkludert i beregningene, de 6 første i vertikal retning og de 6 første i torsjon. Dette førte til at instabilitet inntraff ved en middelvindhastighet lik 133 m/s. Inkluderingen av den 3. svingeformen i vertikal retning var den største

˚arsaken til de ulike resultatene som 2 og 12 svingeformer ga. Derfor ble en beregning med den 2. og 3. svingeformen i vertikal retning samt den 1. i torsjon studert nærmere. Ved kritisk middelvindhastighet ble denne gangen korrelansen mellom de to retningene enda høyere, og egenfrekvensen til den 3. svingeformen i vertikal retning ble lik egenfrekvensen til svingeformen i torsjon nesten samtidig som determinanten tilEˆ⌘ble lik null. Dette antyder at flutter har oppst˚att. I tillegg ble stivhetstapet i torsjon s˚a stort at tap av stivhet alene kan være ˚arsaken til instabilitet. Dette er en indikasjon p˚a at andre svingeformer kan ha en avgjørende effekt p˚a responsen. Siden de aerodynamisk deriverte er kun laget for den 2. svingeformen i vertikal retning og den 1. i torsjon, er resultatene presentert i dette avsnittet usikre. I framtiden burde derfor de aerodynamisk deriverte bestemmes for flere svingeformer enn de to nevnte, slik at beregninger for flere svingeformer kan utføres korrekt.

Den aerodynamiske dempningen fører til at total dempning blir stor ved instabilitetsgrensen, og systemet er potensielt ikke lenger lett dempet. Dette fører til at egenfrekvensene og svingeformene i realiteten forandres. Den store endringen i total stivhet fører ogs˚a til at egenfrekvensene og svingeformene endres. Dette blir det ikke tatt hensyn til i beregningene i denne oppgaven.

(6)

(7)

Forord

Denne masteroppgaven er skrevet v˚aren 2016. Oppgaven er skrevet ved Institutt for konstruksjonsteknikk og er en del av det 5-˚arige masterprogrammet Bygg- og miljøteknikk ved Norges teknisk-naturvitenskapelige universitet, NTNU, i Trondheim. Oppgaven omhandler aerodynamisk instabilitet av lange, slanke hengebruer.

Det rettes en stor takk til v˚ar veileder Professor Dr. Ing. Einar N. Strømmen for inspirasjon, gode r˚ad og forklaringer. Hans bok, ”Theory of Bridge Aerodynamics” [2], har lagt grunnlag for denne oppgaven og er hyppig brukt spesielt i utledningene i teorikapittelet. Vi takker ogs˚a v˚are medveiledere fra Statens vegvesen, Siv.ing. Kristian Berntsen og Dr. Ing. Bjørn Isaksen.

(8)

(9)

Innholdsfortegnelse

Sammendrag i

Forord iii

Innholdsfortegnelse vi

Figurliste ix

Tabelliste xi

1 Introduksjon 1

2 Teori 3

2.1 Introduksjon . . . 3

2.2 Stokastisk beskrivelse av en turbulent vindfelt . . . 4

2.2.1 Vindens hastighet og intensitet . . . 4

2.2.2 Kaimalspektrum . . . 5

2.2.3 Vindturbulensens krysspekter . . . 6

2.3 Kreftene fra et turbulent vindfelt . . . 7

2.3.1 Generelt om kreftene fra et turbulent vindfelt . . . 7

2.3.2 Aerodynamisk deriverte . . . 9

2.4 Vindindusert dynamisk respons . . . 11

2.5 Aerodynamisk instabilitet - flutter . . . 17

3 Beregningsprogram i MATLAB 19

(10)

3.1 Funksjon . . . 19

3.2 Beregningsbeskrivelse . . . 20

3.2.1 Steg 1: Definere bruas og vindens egenskaper . . . 20

3.2.2 Steg 2: Kjøre ”multimode beregning”-scriptet . . . 22

3.3 Forenklinger . . . 30

3.4 Variabeloversikt . . . 30

4 Case-studium: Hardangerbrua 33 4.1 Bruas egenskaper . . . 33

4.1.1 Svingeformdata . . . 34

4.1.2 Aerodynamisk deriverte . . . 37

4.1.3 Responsen i horisontal retning er ukoblet med responsen i vertikal retning og torsjon . . . 38

4.2 Vindens egenskaper . . . 40

4.3 Parameterstudium . . . 43

4.3.1 Effekt av aerodynamisk deriverte . . . 44

4.3.2 Effekt av størrelsen tild! . . . 46

4.4 Iterasjon . . . 48

4.5 Betydningen av aerodynamisk dempning og stivhet . . . 50

4.6 Studie av responsens oppførsel ved instabilitetsgrensen . . . 53

4.7 Flere svingeformer . . . 55

5 Oppsummering 63 5.1 Generell konklusjon . . . 63

5.2 Mulige feilkilder . . . 64

5.3 Videre arbeid . . . 65

Referanser 67

(11)

Figurliste

2.1 Definisjon av vind- og tversnittsakser samt forskyvning og last [2]. . . 4

2.2 Den fluktuerende komponenten,u(t), for gitt middelvindhastighet,V. [2]. . . 5

2.3 Vindkrefter og forskyvning av tverrsnitt [2]. . . 7

3.1 Fargekoder for grafiske illustrasjoner. . . 19

3.2 Filstruktur av ”output”-mappe. . . 20

3.3 Form p˚a tekstfiler som gir generell input. . . 21

3.4 Form p˚a tekstfilen som gir inputverdier til A-matrisen. . . 21

3.5 Illustrasjon av hvordan scriptet ”’multimode beregning” utfører responsbereg- ningen. . . 23

3.6 Oversikt over hvilke txt.-filer som lastes inn i MATLAB av scriptet ”Input”. . . . 24

3.7 Illustrasjon av hvordan scriptet ”save mapper” lager mappestrukturen. . . 25

3.8 Illustrasjon av hvordan scriptet ”save omega i endelig” lagrer de itererte egenfrekvensene, samt hvilke støttefunksjoner det bruker. . . 26

3.9 Illustrasjon av hvordan scriptet ”save SQ J” lagrer samspill- og lastmatrisen, samt hvilke støttefunksjoner det bruker. . . 27

3.10 Illustrasjon av hvordan scriptet ”save aeStivhet aeDempning” lagrer endelig aerodynamisk dempnings- og stivhetsmatrise, samt hvilke støttefunksjoner det bruker. . . 28

3.11 Illustrasjon av hvordan scriptet ”save H” lagrer den endelige dynamiske forsterkningsmatrisen, samt hvilke støttefunksjoner det bruker. . . 29

3.12 Illustrasjon av hvordan scriptet ”save respons” lagrer den endelige responsen, samt hvilke støttefunksjoner det bruker. . . 29

4.1 Bilde av Hardangerbrua [4]. . . 33

4.2 Svingeformer i horisontal retning. . . 35

(12)

4.3 Svingeformer i vertikal retning. . . 36

4.4 Svingeformer i torsjon. . . 37

4.5 Aerodynamisk deriverte. . . 38

4.6 Kart over omr˚adet [7]. . . 40

4.7 Vindens spektraltetthet normalisert p˚a vindturbulensens varians iu-retning for ulike middelvindhastigheter. . . 41

4.8 Vindens spektraltetthet normalisert p˚a vindturbulensens varians iw-retning for ulike middelvindhastigheter. . . 42

4.9 Vindturbulensens kospektrum iu- ogw-retning for ulike xog en gitt middelvindhastighet,V. Lignende grafer vil oppn˚as for andreV. . . 42

4.10 Aerodynamisk stivhet i torsjon ved variasjon avA^∗₃. Rød graf tilsvarer aerodynamisk stivhet med opprinnelige verdier. . . 44

4.11 Standardavviket i vertikal retning og torsjon ved variasjon avA^∗₃. Rød graf tilsvarer standardavviket med opprinnelige verdier. . . 45

4.12 Absoluttverdien av den dynamiske forsterkningsfunksjonen i vertikal retning og torsjon ford!=0.1rad/s. . . 46

4.13 Absoluttverdien av den dynamiske forsterkningsfunksjonen i vertikal retning og torsjon for d!=0.01rad/s. . . 47

4.14 Utviklingen av den første egenfrekvensen i torsjon, for to ulike verdier avd!. . . 47

4.15 Responsens standardavvik i vertikal retning og torsjon samt korrelasjonen mellom de to retningene for x_r= 0.5Luten egenfrekvensforholdet i aerodynamisk stivhet og dempning. . . 49

4.16 Responsens standardavvik i vertikal retning og torsjon for xr = 0.5L med og uten den aerodynamiske dempningen og stivheten. . . 51

4.17 Egenfrekvensen i torsjon,!✓, med og uten den aerodynamiske dempningen og stivheten. . . 51

4.18 Utviklingen av aerodynamisk stivhet og dempning. . . 52

4.19 Responsens standardavvik i vertikal retning og torsjon samt korrelasjonen mellom disse to retningene for xr = 0.5L plottet mot V. Det er to svingeformer inkludert i beregningen, den 2. i vertikal retning og den 1. i torsjon. De to egenfrekvensene er plottet motV. . . 53

4.20 Utviklingen av absoluttverdien til reell og imaginær del av�Eˆ⌘�mot!forV lik Vcr. . . 54

(13)

4.21 Vcr for 2 og 12 svingeformer. Tilfellet med 2 svingeformer inkluderer den 2.

svingeformen i vertikal retning (2z) og den 1. i torsjon (1t). . . 55 4.22 Responsens standardavvik i vertikal retning og torsjon samt korrelasjonen mel-

lom de to retningene for xr = 0.5L, hvor 12 svingeformer er inkludert i beregningen. . . 56 4.23 Utviklingen av egenfrekvensen til de 6 svingeformene i vertikal retning og den

1. i torsjon. . . 56 4.24 Vcr for 2, 3 og 12 svingeformer. 2z1t er den 2. svingeformen i vertikal retning

og den 1. i torsjon. 2z3z1t er den 3. svingeformen i vertikal retning i tillegg. . . . 57 4.25 Responsens standardavvik i vertikal retning og torsjon samt korrelasjonen mel-

lom de to retningene for xr = 0.5L. 3 svingeformer er inkludert i beregningen, den 2. og 3. i vertikal retning og den 1. i torsjon. . . 58 4.26 Absoluttverdien av de off-diagonale leddene,aei1 og⇣aei1, i den aerodynamisk

stivhets- og dempningsmatrisen plottet mot middelvindhastigheten,V. . . 59 4.27 Den aerodynamiske stivheten i torsjon,ae_✓₁_✓₁, plottet motV. . . 60 4.28 Utviklingen av absoluttverdien til reell og imaginær del av �Eˆ_⌘� mot! for tre

svingeformer n˚arV er likVcr. . . 60

(14)

(15)

Tabelliste

3.1 Sammenheng mellom variabler brukt i MATLAB og variabler brukt i teksten. . . 32 4.1 Svingeformdataene til Hardangerbrua [6]. . . 34 4.2 Vinddata for omr˚adet rundt Hardangerbrua [6]. . . 41 4.3 Vcrfor forskjellig relativ forandring av aerodynamisk deriverte. . . 44 4.4 Sammenheng mellom aerodynamisk deriverte og aerodynamisk stivhets- og

dempningsgrad. . . 50

(16)

(17)

Kapittel 1

Introduksjon

Nasjonal transportplan for 2014-2023 har som ambisjon at en fergefri E39 skal være realisert i løpet av 20 ˚ar [3]. Vestlandets brede og dype fjorder samt relativt lave befolkningstall fører til at lange bruer med smale spenn bygges. P˚a slike slanke hengebruer vil aerodynamiske effekter spille en stor rolle og kan føre til instabilitet i systemet. I denne oppgaven er det derfor valgt

˚a studere den aerodynamiske vindinduserte responsen nærmere. Det vil bli fokusert p˚a effekter knyttet til kobling av svingeformer mellom vertikal retning og torsjon. Ved ˚a ta utgangspunkt i buffeting, teorien om krefter som oppst˚ar som følge av en interaksjon mellom vinden og kon- struksjonssvingninger, blir responsen studert ved høye middelvindhastigheter og det diskuteres hva som fører til instabilitet.

Denne masteroppgaven er delt inn som følger:

• Kapittel 2: Dette kapittelet inneholder teorien som behøves for ˚a gjennomføre beregninger av aerodynamisk vindindusert respons.

• Kapittel 3: Et beregningsprogram i MATLAB ble utviklet for ˚a regne ut den vindinduserte aerodynamiske responsen. Dette kapittelet forklarer hvordan programmet er bygd opp og utfører beregningen.

• Kapittel 4: I dette kapittelet blir det gjort et case-studium av Hardangerbrua, hvor responsen blir studert nærmere for høye middelvindhastigheter. Det blir diskutert hva som initierer instabilitet i systemet samt hva som p˚avirker instabilitetsfarten.

• Kapittel 5: Avslutningsvis oppsummerer dette kapittelet case-studiet med en generell konklusjon, mulige feilkilder samt forslag til videre arbeid.

Teorien som finnes p˚a omr˚adet begrenser denne oppgaven til ˚a kun gjelde for lineære forskyv- ninger og krefter.

(18)

(19)

Kapittel 2 Teori

Teorien som blir beskrevet i dette kapittelet er i all hovedsak basert p˚a boken ”Theory of Bridge Aerodynamics” [2], skrevet av Professor Dr. Ing. Einar N. Strømmen.

2.1 Introduksjon

Kreftene som virker p˚a en konstruksjon fra et vindfelt, er beskrevet med Bernoullis ligning

qU(t) = 1

2⇢[U(t)]² (2.1)

N˚ar vind treffer en konstruksjon som ikke er uendelig stiv, vil konstruksjonen interagere med vinden. Den varierende vindhastigheten vil f˚a konstruksjonen til ˚a svinge. Denne svingnin- gen vil igjen p˚avirke lastp˚avirkningen fra vinden. Det finnes i hovedsak to m˚ater vinden og konstruksjonen vil interagere p˚a. Virvelavløsning fra vinden vil vanligvis opptre ved lave middelvindhastigheter, mens buffeting vil være den avgjørende effekten ved middels til høye vindhastigheter . Det er i det følgende kun fokusert p˚a responsen til konstruksjonen som bygger p˚a teorien fra buffeting.

Vinden, som antas ˚a bl˚ase normalt p˚a konstruksjonens lengderetning, kan deles i en konstant og en fluktuerende komponent. Den konstante komponenten er den gjennomsnittlige vindhastigheten, og vil ikke bli fokusert p˚a i denne oppgaven siden den gir statisk respons. Bidraget fra den varierende vindhastigheten blir vanligvis beregnet ved ˚a anta at den vil ha en gaussisk forde- ling med middelverdi lik null. Det vil da være mulig ˚a finne maksimal respons for en vilk˚arlig forskyvning p˚a følgende m˚ate

r_maks=r+k_p⋅ r (2.2)

Her errden gjennomsnittlige verdien, r er standardavviket ogk_p er toppfaktoren. M˚alet med teorikapittelet blir ˚a utlede uttrykkene for responsens standardavvik og korrelasjonen i ulike retninger.

(20)

2.2 Stokastisk beskrivelse av en turbulent vindfelt

2.2.1 Vindens hastighet og intensitet

Den momentane vindhastighetsvektoren er beskrevet i et kartesisk koordinatsystem med retnin- gerx_f,y_f ogz_f, hvorx_f er vindens hovedstrømsretning.

Figur 2.1:Definisjon av vind- og tversnittsakser samt forskyvning og last [2].

Vindhastighetsvektoren i de tre nevnte retningene er gitt ved

��

U(xf, yf, zf, t) =V(xf, yf, zf) +u(xf, yf, zf, t) v(x_f, y_f, z_f, t)

w(xf, yf, zf, t)

��

(2.3)

hvorV er en konstant middelverdi i hovedvindretningen, mensu, v ogw er fluktuerende turbulenskomponenter med middelverdi null og er antatt stasjonære funksjoner av tiden. Se figur 2.1 for retninger av vindkomponenter i forhold til brua. Siden det antas at vindens ho- vedstrømsretning virker vinkelrett p˚a bruas lengderetning og at høyden, zf, vil være konstant over spennet, kan vindhastighetsvektoren i ligning 2.3 forenkles til følgende

�U(y_f, t) =V +u(y_f, t)

w(yf, t) � (2.4)

x-aksen defineres langs bruas lengderetning ogv(t)kan dermed fjernes.U(yf,t) antas ˚a oppfyl- le kriteriene for en gaussisk sannsynlighetsfordeling med middelverdi V og og standardavvik

u definert ved ligning 2.5 og figur 2.2.

(21)

� 2²^u w�= 1

T �₀^T�u²(t)

w²(t)�dt (2.5)

Figur 2.2:Den fluktuerende komponenten,u(t), for gitt middelvindhastighet,V. [2].

Intensiteten til turbulensen er definert ved

In(zf) = Vⁿ(^(zz_f^f)⁾ hvor n=u, w (2.6) Under homogene forhold for høyder under 200 m og ikke nær bakkeniv˚a, kan intensiteten i w-retning,Iw, tilnærmes til

Iw =1

2Iu (2.7)

2.2.2 Kaimalspektrum

Siden den varierende responsen beregnes ved omskriving til frekvensdomenet, m˚a vindens egenskaper ogs˚a defineres p˚a samme m˚ate. Det er spektraltettheten,Sn, som beskriver egenskapene til turbulenskomponentene i frekvensdomenet. Det finnes flere utrykk i litteraturen som beskriver spektraltettheten. Kaimal sitt forslag brukes i denne oppgaven

f⋅Sn(f)

n2 = An⋅fˆn

(1+1,5⋅An⋅fˆn)^5�3 (2.8) Den normaliserte frekvensen er definert ved fˆn = f⋅ ^x^fLn�V, hvor^x^fLn er lengdeskalaen for integralet av turbulenskomponentene.

(22)

xfLu(zf)≈ ^x^fLu(zf0)⋅(^zz^f0)^0.3 zf >zf0=10 m hvor

xfL_w(z_f)≈₁₂¹ ⋅^x^fL_u(z_f) ^x^fL_u(z_f₀) =100 m

(2.9)

Frekvensen, f, i ligning 2.8, er gitt i Hz. I resten av oppgaven utrykkes frekvensen i rad/s og derfor m˚a ligning 2.8 skrives om til følgende utrykk for vindens spektraltetthet

Sn(!) = An! ⋅^x^f Ln�V

(1+1.5⋅A_n_!⋅!⋅^x^f L_n�V)^5�3 ⋅ ²n (2.10) hvorAn! = ^A2⇡ⁿ ogn=uellerw.

2.2.3 Vindturbulensens krysspekter

I forrige delkapittel ble egenskapene til vindens turbulenskomponenter beskrevet i frekvensdomenet ved hjelp av spektraltettheten,Sn. Utledningene senere i teorikapittelet vil føre til at det behøves et uttrykk for hvordan vindens turbulenskomponenter varierer over bruspennet. Dette uttrykket defineres ved krysspekteret,S_nn( s,!).

Koherens beskriver korrelasjonen mellom to vilk˚arlige funksjonerx(t)ogy(t), og er gitt ved

Cohxy( s,!) = �Sxy( s,!)�²

Sx(!)⋅Sy(!) (2.11)

N˚ar x(t) og y(t) er realisering av den samme prosessen, er Sx(!) = Sy(!) og Sxy(!) = Sxx(!) =Sx(!)⋅�

Cohxx( s,!)⋅eⁱ ^xx^(!). I vinddynamikk er vindfeltet oftest antatt homogent og vinkelrett p˚a systemet, noe som fører til ateⁱ ^xx^(!)kan neglisjeres. Beregningene av responsen fører ogs˚a til at imaginære ledd faller bort i krysspekteret. Ved ˚a innføre dette i uttrykket for krysspekteret samt ta roten av ligning 2.11, kan et uttrykk for krysspekteret defineres ved

Re[Snn( s,!)] =�

Cohnn( s,!)⋅Sn(!) =Coˆ nn( s,!)⋅Sn(!) (2.12) hvor roten av koherensen er det normaliserte kospekteret, Coˆ _nn. Gjennom forsøk har det blitt vist at det normaliserte kospekteret i vindteorien under homogene forhold kan tilnærmes ved

Coˆ nn( s,!)≈e^−C^nx^⋅!⋅^V^s hvor n=u, w (2.13) For slanke hengebruer er det, det normaliserte kospekteret langsx-aksen som er interessant og dermed kan ssettes lik x.

(23)

2.3 Kreftene fra et turbulent vindfelt

2.3.1 Generelt om kreftene fra et turbulent vindfelt

N˚ar vinden treffer en konstruksjon, vil kreftene som oppst˚ar som følge av den gjennomsnittlige vindhastigheten føre til en konstant utbøyning og vridning av konstruksjonen. De varierende komponentene av vinden vil deretter gi svingninger av konstruksjonen rundt dette nye like- vektspunktet. Disse svingningene vil interagere med vinden og skape nye krefter, kalt bevegelsesinduserte krefter. Det er dette som er opphavet til buffetingteorien og er illustrert ved figur 2.3. De ulike kreftene som p˚avirker konstruksjonen vil bli utledet i dette delkapittelet.

Figur 2.3:Vindkrefter og forskyvning av tverrsnitt [2].

De momentane kreftene som oppst˚ar som følge av vinden er vist i figur 2.3, og kan deles inn i de tre bidrageneqD(x, t),qL(x, t)ogqM(x, t).

��

qD(x, t) q_L(x, t) qM(x, t)

��

= 1 2⇢V_rel² ��

D⋅CD(↵) D⋅C_L(↵) B²⋅CM(↵)

��

(2.14)

Her erB ogDhenholdsvis bredden og høyden av tverrsnittet til brua, mensCD, CLogCM er lastkoeffisienter avhengige av innfallsvinkelen til den relative vindhastigheten, ↵. Vinkelen kan uttrykkes ved

=tan⁻¹� w−r˙z

V +u−r˙_y� (2.15)

Siden frihetsgradene er definert i y-, z- og✓-retning, m˚a ogs˚a kreftene defineres i samme retning.

(24)

Ved ˚a benytte seg av ligning 2.15, er det mulig ˚a transformereqD,qL ogqM tilqy, qz ogq✓ p˚a følgende m˚ate:

qtot(x, t) =�� qy

qz

q✓

��

��^tot

=��

cos( ) −sin( ) 0 sin( ) cos( ) 0

0 0 1

��

⋅�� qD

qL

qM

��

(2.16)

Ved ˚a videre antau(x, t)ogw(x, t)�V, kanVrelforenkles til

V_rel² = (V +u−r˙y)²+ (w−r˙z)²≈V²+2V u−2Vr˙y (2.17) I tillegg vilcos( )≈1. Dette gir igjensin( )≈tan( )≈ , og sidentan( ) = (w−r˙z)�(V + u−r˙y) ≈ (w−r˙z)�V, gir dette tilslutt ≈ (w−r˙z)�V. Dermed kan følgende sammenheng skrives

↵=r¯_✓+r_✓+ ≈r¯_✓+r_✓+w V −r˙z

V (2.18)

Lastkoeffisientene CD, CL og CM vil i realiteten variere ikke-lineært som funksjoner av ↵.

Antagelsen om sm˚a rotasjoner fører likevel til at en lineær variasjon av lastkoeffisientene vil være en god tilnærmelse

��

CD(↵) CL(↵) C_M(↵)

��

=��

�� C¯D

C¯L

C¯_M

��

�� +↵f

��

�� C_D^′ C_L^′ C_M^′

��

(2.19)

hvor

��

�� C¯D

C¯L

C¯M

��

=��

CD(↵¯) CL(↵¯) CM(↵¯)

��

og �� C_D^′

C_L^′ C_M^′

��

=��

C_D^′ (↵¯) C_L^′(↵¯) C_M^′ (↵¯)

��

(2.20)

¯

↵og↵f er definert ved↵¯=r¯✓og↵f =r✓+w�V−r˙z�V. Ved ˚a kombinere ligning 2.14-2.19, samt neglisjere ledd best˚aende av produktet til to sm˚a verdier, vil følgende ligning til slutt oppn˚as

qtot(x, t) =q¯(x) +Bq⋅v+Cae⋅r˙ +Kae⋅r (2.21) hvor

v(x, t) = [u w]^T (2.22)

(25)

r(x, t) = [ry rz r✓]^T (2.23)

¯

q(x) =��

��

�

¯ q_y

¯ qz

¯ q✓

��

= ⇢V²B 2

��

(D�B)C¯_D C¯L

BC¯M

��

(2.24)

Bq(x) = ⇢V B 2

��

2(D�B)C¯D ((D�B)C_D^′ −C¯L) 2 ¯C_L (C_L^′ + (D�B)C¯_D) 2BC¯M BC_M^′

��

(2.25)

Cae =−⇢V B 2

��

2(D�B)C¯D ((D�B)C_D^′ −C¯L) 0 2 ¯CL (C_L^′ + (D�B)C¯D) 0

2BC¯M BC_M^′ 0

��

(2.26)

Kae= ⇢V²B 2

��

0 0 (D�B)C_D^′ 0 0 C_L^′ 0 0 BC_M^′

��

(2.27)

For senere bruk er det ønskelig ˚a haC_aeogK_aep˚a en spesiell form. Dette gjøres ved ˚a multipli- sere ligning 2.26 med ^B_B⋅^!_!ⁱ_i^(V₍_V⁾₎ og ligning 2.27 med ^B_B⋅^!_!ⁱ_i^(V₍_V⁾₎²², og deretter organisere uttrykkene til følgende form

Cae= ⇢B²

2 !i(V)��

��

−2(D�B)C¯D V

B!i(V) (C¯L−(D�B)C_D^′ )_B!^V_i_(V₎ 0

−2 ¯CL V

B!i(V) −(C_L^′ + (D�B)C¯D)_B!^V_i_(V₎ 0

−2BC¯M V

B!i(V) −BC_M^′ _B!^V

i(V) 0

��

�� (2.28)

Kae= ⇢B²

2 !i(V)²

��

�

0 0 DC_D^′ �_B!^V_i_(V₎�² 0 0 BC_L^′�_B!^V_i_(V₎�² 0 0 B²C_M^′ �_B!^V_i_(V₎�²

��

�

(2.29)

Den totale lasten q_tot(x, t)som oppst˚ar som følge av buffetingteorien best˚ar alts˚a av en gjen- nomsnittlig tidsuavhengig lastq¯(x)fra middelvindhastigheten, en lastq=Bq⋅v fra de turbu- lente vindkomponentene og bevegelsesinduserte lasterCae⋅r˙ +Kae⋅r.

2.3.2 Aerodynamisk deriverte

De to siste leddene fra ligning 2.21, Cae ⋅r˙ +Kae ⋅r, vil bli p˚avirket av omskrivningen til frekvensdomenet. De ulike delene avC_aeogK_aestammer opprinnelig fra luftfart og ble senere gjort mulig ˚a anvende i brudesign av Scanlan & Tomko. Det er derfor vanlig ˚a bruke deres notasjon av de aerodynamisk deriverte

(26)

Cae =⇢B²

2 !i(V)��

��

P₁^∗ P₅^∗ BP₂^∗ H₅^∗ H₁^∗ BH₂^∗ BA^∗₅ BA^∗₁ B²A^∗₂

��

(2.30)

Kae =⇢B²

2 [!i(V)]²��

��

P₄^∗ P₆^∗ BP₃^∗ H₆^∗ H₄^∗ BH₃^∗ BA^∗₆ BA^∗₄ B²A^∗₃

��

(2.31)

Ved ˚a bruke ligningene 2.28 og 2.29 i kombinasjon med 2.30 og 2.31, vil sammenhengen mellom Scanlan&Tomko sin notasjon og de kvasistatiske aerodynamiske deriverte være p˚a formen

��

P₁^∗ H₁^∗ A^∗₁ P₂^∗ H₂^∗ A^∗₂ P₃^∗ H₃^∗ A^∗₃ P₄^∗ H₄^∗ A^∗₄ P₅^∗ H₅^∗ A^∗₅ P₆^∗ H₆^∗ A^∗₆

��

=

��

−2 ¯CDD B

V

B!i(V) −(C_L^′ +C¯DD

B)_B!^V_i_(V₎ −C_M^′ _B!^V

i(V)

0 0 0

C_D^′ ^D_B�_B!^V_i₍_V₎�² C_L^′�_B!^V_i₍_V₎�² C_M^′ �_B!^V_i₍_V₎�²

0 0 0

�C¯_L−C_D^′ ^D_B�_B!^V_i_(V₎ −2 ¯C_L_B!^V

i(V) −2 ¯C_M_B!^V

i(V)

0 0 0

��

(2.32)

Det er likevel anbefalt ˚a bestemme leddene i 2.30 og 2.31 eksperimentelt i vindtunneler p˚a seksjonsmodeller av brua. Det er da nødvendig ˚a arbeide med dimensjonsløse verdier, slik at verdiene kan skaleres opp fra seksjonsmodell til fullskalamodell. Siden Cae er funksjon av V og Kae er funksjon av V², m˚a de normaliseres p˚a henholdsvis !i(V) og !i(V)² for at V_red= _B!^V_i_(V₎skal bli dimensjonsløs. Dette er grunnen til at ligningene 2.26 og 2.27 ble skrevet om til ligningene 2.28 og 2.29.

Vindtunneltestene som gjennomføres for ˚a finne de aerodynamisk deriverte, er opprinnelig laget for ˚a finne vindbelastningen som fører til instabilitet eller store svingninger av systemet. Det er som oftest den første svingeformen i torsjon og den første med likest mulig form i vertikal retning som er de kritiske svingeformene. Derfor er det disse svingeformene det blir testet for og normalisert mot i eksperimentene, ved ˚a bruke deres modale egenskaper. P˚a grunn av dette, er det egentlig kun disse svingeformene de aerodynamisk deriverte kan brukes til for beregninger i full skala, i tillegg til at de m˚a brukes i modale koordinater. I Skandinavia er det vanlig ˚a normalisere de aerodynamisk deriverte med frekvensen som hører til den svingeformen som er ansvarlig for den bevegelsesinduserte kraften. A^∗₁, A^∗₄, H₁^∗ ogH₄^∗ er derfor normalisert p˚a!z, mensA^∗₂, A^∗₃, H₂^∗ ogH₃^∗ er normalisert p˚a !✓. De resterende aerodynamisk deriverte er avhengig av bevegelse i horisontal retning, og er ikke mulig ˚a finne slik det er vanlig ˚a sette opp vindtunneltester. For disse verdiene er det derfor de kvasistatiske verdiene som blir brukt.

N˚ar V ≠ 0, vil leddene i Kae og Cae endre stivheten og dempningen til systemet. Dette vil videre føre til at !i(V) endres. Som ligning 2.31 viser, er Kae og Cae avhengig av !i(V). Iterasjon vil derfor være en nødvendighet.

(27)

2.4 Vindindusert dynamisk respons

I dette delkapittelet utledes uttrykket for den varierende responsen til en slank linjekonstruksjon p˚akjent av et turbulent vindfelt. De fluktuerende forskyvningene er funksjoner av posisjon og tid, og kan uttrykkes ved

r(x, t) = [ry rz r✓] = (x)⋅⌘(t) (x) = [ 1 ... i ... Nmod]

⌘(t) = [⌘1 ... ⌘i ... ⌘Nmod]^T

(2.33)

hvor i= [ ^y ^z ^✓]^Ti ogN_mod er antall svingeformer som er valgt i beregningen.

Som beskrevet i delkapittel 2.3.1, vil de momentane kreftene som oppst˚ar være en kombinasjon av kraften fra vinden som treffer konstruksjonen, q(x, t), og den bevegelsesinduserte lasten, qae(x, t,r,r˙,r¨). Dermed er det mulig ˚a sette opp følgende sammenheng

qtot=q(x, t) +qae(x, t,r,r,˙ r¨) q(x, t) = [qy qz q✓]^T qae(x, t,r,r,˙ r¨) = [qy qz q✓]^Tae

(2.34)

Den dynamiske likevektsligningen

Den dynamiske likevektsligningen for brua kan da skrives i modale koordinater p˚a følgende m˚ate

M˜0⋅⌘¨(t) +C˜0⋅⌘˙(t) +K˜0⋅⌘(t) =Q˜(t) +Q˜_ae(t,⌘,⌘,˙ ⌘¨) (2.35) Her erM˜0, C˜0ogK˜0 henholdsvis modal masse, dempning og stivhet til systemet vedV = 0.

Q˜ er gitt ved

Q˜ = [Q˜1 ... Q˜i ... Q˜N_mod]^T Q˜i=∫^Lexp( ^Ti ⋅q)dx

(2.36)

Det er hensiktsmessig ˚a finne den varierende responsen via frekvensdomenet. Derfor fourier- transformeres ligning 2.35 og skrives p˚a følgende m˚ate

(28)

(−M˜0+C˜0i!+K˜0)⋅a⌘(!) =aQ˜+aQ˜ae (2.37) hvora⌘ ogaQ˜ er fourieramplitudene til henholdsvis den modale forskyvningen og den modale vindinduserte lasten. Det antas at den modale bevegelsesinduserte lasten er proporsjonal og i fase med systemets forskyvning, hastighet og akselerasjon. Dermed vilaQ˜_ae være gitt ved

aQ˜_ae = (−M˜ ae!²+C˜aei!+K˜ae)⋅a⌘ (2.38) Ligning 2.38 settes inn inn i ligning 2.37, og alle ledd som er funksjoner av bevegelse blir samlet p˚a venstre side.

[−(M˜0−Mãe)!²+ (C˜0−Cãe)i!+ (K˜0−Kãe)]⋅a⌘(!) =aQ˜(!) (2.39) Det multipliseres s˚a medK˜⁻¹₀ , og følgende sammenhenger brukes

K˜0 =diag[!_i²M˜i] C˜0 =diag[2 ˜Mi!i⇣i]

aQˆ =K˜⁻¹₀ ⋅aQ˜(!) =�� ^∫^Lexp ⁱ^T_!⁽2^x^)⋅^a^q⁽^x,!⁾^dx

iM˜i ��^T

(2.40)

Dette fører til at ligning 2.39 kan skrives

a_⌘(!) =Hˆ_⌘(!)⋅aQˆ(!) (2.41)

Definisjon av den dynamiske forsterkningsmatrisen Den dynamiske forsterkningsmatrisen er definert ved

Hˆ⌘(!) =��

��I−K˜⁻¹₀ K˜ae− �diag� 1

!_i²� −K˜⁻¹₀ M˜ae�!²+�diag�2⇣i

!i� −K˜⁻¹₀ C˜ae�i!��

��

−1

(2.42)

For ˚a skrive denne ligningen litt enklere, innføres følgendeNmod×Nmod- matriser

(29)

µ_ae =diag[!_i²]⋅(K˜⁻¹₀ M˜ae)

_ae=K˜⁻¹₀ K˜_ae

⇣_ae= 1

2diag[!i]⋅(K˜⁻¹₀ C˜ae)

(2.43)

i tillegg til ⇣ =diag[⇣i]. Ved ogs˚a ˚a neglisjereµ_ae blir n˚a det endelige uttrykket for den dynamiske forsterkningsmatrisen

Hˆ⌘(!) =��

��I−ae− �!⋅diag� 1

!_i��

2

+2i!⋅diag� 1

!_i� ⋅(⇣−⇣_ae)��

��

−1

(2.44)

hvor

ae=��

� �

_ae_ij

� �

��

⇣_ae=��

� �

⇣_ae_ij

� �

��

(2.45)

der

aeij= K˜_ae_ij

!_i²M˜i

= ∫^Lexp( ^TiKae j)dx

!_i²M˜i

(2.46)

⇣_ae_ij = C˜aeij

2!iM˜i

= ∫^L^exp( ^TiCae j)dx 2!iM˜i

(2.47) som skrevet ut blir

aeij = ^⇢B2 ˜m²i�^!ⁱ!^(Vi ⁾�²�∫^L^eksp( ^yi yjP₄^∗+ ^zi yjH₆^∗+ ^✓i yjBA^∗₆+ ^yi zjP₆^∗ + ^zi z_jH₄^∗+ ^✓i z_jBA^∗₄+ ^yi ✓_jBP₃^∗+ ^zi ✓_jBH₃^∗+ ^✓i ✓_jB²A^∗₃)dx�

��∫^L( ²yi+ ²zi+ ²✓_i)dx�

(2.48)

⇣aeij = ^⇢B_{4 ˜}_m²_i^!ⁱ_!⁽^V_i ⁾�∫^Leksp( yi yjP₁^∗+ zi yjH₅^∗+ ✓i yjBA^∗₅+ yi zjP₅^∗ + ^zi zjH₁^∗+ ^✓i zjBA^∗₁ + ^yi ✓jBP₂^∗+ ^zi ✓jBH₂^∗+ ^✓i ✓jB²A^∗₂)dx�

��∫^L( ²yi+ ²zi+ ²✓i)dx�

(2.49)

(30)

Utledning av responsmatrisen

Ved ˚a bruke ligning 2.41 kan spektraltettheten til modalresponsen uttrykkes ved

S⌘(!) = lim

T→∞

1

⇡T(a⌘∗⋅a⌘T) = lim

T→∞

1

⇡T��Hˆ⌘aQˆ�^∗⋅ �Hˆ⌘aQˆ�^T�

=Hˆ^∗_⌘⋅ � lim

T→∞

1

⇡T�a^∗_Q_ˆ ⋅a^T_Q_ˆ�� ⋅Hˆ^T_⌘ =Hˆ^∗_⌘⋅SQˆ ⋅Hˆ^T_⌘

(2.50)

Videre er spektraltetthetsmatrisen av forskyvningenery,rzogr✓i posisjonx=xr gitt ved

Srr(xr,!) = ^r(xr)⋅S⌘(!)⋅ ^Tr(xr) (2.51) hvor r(xr) = (xr). En kombinasjon av ligningene 2.50 og 2.51 gir deretter

Srr(xr,!) = r(xr)⋅ �Hˆ^∗_⌘(!)⋅SQˆ(!)⋅Hˆ^T_⌘(!)� ⋅ ^Tr(xr) (2.52) Responsmatrisen er gitt ved

Covrr(xr) =��

��

�

r2yry Covryrz Covryr_✓

Covrzry 2

rzrz Covrzr✓

Cov_r_✓_r_y Cov_r_✓_r_z ²_r_✓_r_✓

��

(2.53)

og kan regnes ut p˚a følgende m˚ate

Covrr(xr) =�₀^∞Srr(xr,!)d!

= r(xr)��

��₀^∞Hˆ^∗_⌘(!)SQˆ(!)Hˆ^T_⌘(!)d!��

�� ^T^r(xr)

(2.54)

Uttrykket forHˆ^∗_⌘(!)er gitt ved ligning 2.44, mens uttrykket forSQˆ utledes under.

Utledning av lastmatrisen Lastmatrisen er definert ved

(31)

SQˆ(!) = lim

T→∞

1

⇡T�a^∗_Q_ˆ ⋅a^T_Q_ˆ�=��

��

� �

SQˆiQˆj(!)

� �

��

(2.55)

hvorSQˆiQˆj(!)er gitt ved

SQˆiQˆj(!) = lim

T→∞

1

⇡T�a^∗_Q_ˆ

i(!)⋅aQˆj(!)�

= �^Lexp iT(x1)⋅Sqq( x,!)⋅ j(x2)dx1dx2

(!²_iM˜i)⋅(!_j²M˜j)

(2.56)

der x=�x₁−x₂�. I dette uttrykket erS_qq den eneste ukjente. Fourieramplitudene til lastenq er gitt ved

aq(x,!) =�� aqy

aqz

aq_✓

��

= (⇢BV�2)⋅Bˆq⋅av (2.57)

hvorBˆq = _⇢BV² Bq, ogav(x,!)er fourieramplitudene til de fluktuerende vindkomponentene.

Sqq( x,!)er da gitt ved

Sqq( x,!) = lim

T→∞

1

⇡T[a^∗_q(x1,!)⋅a^T_q(x2,!)]

=�⇢V B

2 �²⋅Bˆq⋅ lim

T→∞

1

⇡T[av∗(x1,!)⋅avT(x2,!)]⋅Bˆ^T_q

=�⇢V B

2 �²⋅Bˆq⋅Sv( x,!)⋅Bˆ^T_q

(2.58)

hvorSv er gitt ved

Sv( x,!) = lim

T→∞

1

⇡T�av∗(x1,!)avT(x2,!)�

= lim

T→∞

1

⇡T �a^∗_uau a^∗_uaw

a^∗_wau a^∗_waw�=�Suu Suw

Swu Sww�

(2.59)

Ved og s˚a anta atSuw =Swu=0, samt benytte seg av

(32)

Iv =diag[Iu Iw]

Sˆ_v( x,!) =diag[S_uu� ²u S_ww� w²]

(2.60)

kan ligning 2.56 skrives

SQˆiQˆj =�⇢V²B

2 �²⋅∫ ∫^Leksp

T

i(x1)⋅ �Bˆq⋅[I²_v⋅Sˆv( x,!)]⋅Bˆ^T_q� ⋅ j(x2)dx1dx2

(!²_iM˜i)(!_j²M˜j)

= ⇢B³ 2 ˜mi ⋅ ⇢B³

2 ˜mj ⋅ � V

B!i�²⋅ � V

B!j�²⋅Jˆ_ij²

(2.61)

der den reduserte samspillfunksjonen er definert ved

Jˆ_ij² = J_ij²

�∫^L( ²yi+ ²zi+ ²_✓_i)dx� ⋅ �∫^L( ²yj+ ²zj+ ²_✓_j)dx�

(2.62)

hvorJ_ij² er gitt ved

J_ij² =� �_L_eksp� yi(x₁) yj(x₂)��2D

BC¯_D�²I_u²Sˆ_uu+�D

BC_D^′ −C¯_L�²I_w²Sˆ_ww� + zi(x₁) zj(x₂)�(2 ¯C_L)²I_u²Sˆ_uu+�C_L^′ +D

BC¯_D�²I_w²Sˆ_ww� + ^✓i(x₁) ^✓j(x₂)�(2BC¯_M)²I_u²Sˆ_uu+�BC_M^′ �²I_w²Sˆ_ww� +� yi(x₁) zj(x₂) + zi(x₁) yj(x₂)��4D

BC¯_DC¯_LI_u²Sˆ_uu+�D

BC_D^′ −C¯_L��C_L^′ +D

BC¯_D�I_w²Sˆ_ww� +� yi(x₁) ✓j(x₂) + ✓i(x₁) yj(x₂)��4D

BC¯_DBC¯_MI_u²Sˆ_uu+�D

BC_D^′ −C¯_L�BC_M^′ I_w²Sˆ_ww� +� ^zi(x1) ✓j(x2) + ✓i(x1) ^zj(x2)��4 ¯C_LBC¯_MI_u²Sˆuu+�C_L^′ +D

BC¯_D�BC_M^′ I_w²Sˆww��dx1dx2

(2.63) Ved ˚a bruke sammenhengen fra ligning 2.12, kan følgende skrives

Sˆuu=Re[Suu( x,!)]� ²u= Su(!)

2u ⋅Coˆ uu( x,!) Sˆww=Re[Sww( x,!)]� w² = Sw(!)

w2

⋅Coˆ ww( x,!)

(2.64)

hvor ˆ og ˆ kan tilnærmes ved ˚a bruke ligning 2.13.