張 建, 鄭史雄, 唐 煜, 王 騎

(1.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司, 武漢 430063; 2. 西南交通大學(xué) 風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心, 成都 610031)

基于節(jié)段模型試驗(yàn)的懸索橋渦振性能優(yōu)化研究

張 建1,*, 鄭史雄2, 唐 煜2, 王 騎2

(1.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司, 武漢 430063; 2. 西南交通大學(xué) 風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心, 成都 610031)

針對(duì)扁平鋼箱梁這一常用的主梁斷面形式，為研究其渦激振動(dòng)性能，并提出有效的渦振抑制措施，以某大跨度鋼箱梁懸索橋?yàn)楣こ瘫尘埃捎每s尺比為1/50的節(jié)段模型進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)。基于均勻來流風(fēng)洞試驗(yàn)條件，重點(diǎn)分析研究了風(fēng)迎角、結(jié)構(gòu)阻尼比和導(dǎo)流板等因素對(duì)主梁渦振性能的影響，提出了優(yōu)化主梁渦振的有效氣動(dòng)措施。研究表明，風(fēng)迎角的變化會(huì)使渦振鎖定風(fēng)速和振幅均產(chǎn)生變化；阻尼比的提高對(duì)主梁扭轉(zhuǎn)渦振的抑制比較明顯，對(duì)豎向渦振的抑制不明顯；在主梁風(fēng)嘴短而鈍的情況下，在檢修軌道位置安裝導(dǎo)流板對(duì)主梁渦振的抑制效果不明顯，而緊貼風(fēng)嘴的寬導(dǎo)流板能有效地抑制主梁渦振，且結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單，便于工程應(yīng)用。

懸索橋；扁平鋼箱梁；導(dǎo)流板；風(fēng)洞試驗(yàn)；渦激振動(dòng)

0 引 言

自塔科馬大橋風(fēng)毀事故后，人們對(duì)風(fēng)荷載的認(rèn)識(shí)從靜力認(rèn)識(shí)上升到了動(dòng)力認(rèn)識(shí)，通過幾十年的研究，人們將風(fēng)荷載對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力作用類型大致分為顫振、抖振、渦振和馳振。其中渦振是由于氣流繞經(jīng)鈍體結(jié)構(gòu)時(shí)產(chǎn)生大量的分離和寬闊的尾流，并在結(jié)構(gòu)斷面兩側(cè)及尾流中產(chǎn)生周期性脫落的漩渦，從而引起結(jié)構(gòu)在低風(fēng)速下產(chǎn)生橫風(fēng)向的小幅限幅振動(dòng)。當(dāng)渦脫頻率和結(jié)構(gòu)自身振動(dòng)的某階固有頻率一致時(shí)便發(fā)生渦激共振現(xiàn)象。中國香港昂船洲大橋[1]、日本東京灣道橋[2]、丹麥Great Belt East橋[3]和英國Kossock斜拉橋[4]等均出現(xiàn)過明顯的主梁渦激共振。雖然渦振不像顫振、馳振那樣會(huì)產(chǎn)生發(fā)散的毀滅性的振動(dòng)破壞，但其會(huì)影響橋梁運(yùn)營期間的行車舒適性和安全性，也會(huì)影響橋梁結(jié)構(gòu)本身的疲勞和強(qiáng)度，所以在成橋階段將渦振振幅限制在容許范圍內(nèi)具有重要的意義，對(duì)渦振抑制措施的研究顯得十分重要和緊迫。

橋梁結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)措施大致分為結(jié)構(gòu)措施、機(jī)械措施和氣動(dòng)措施3類。結(jié)構(gòu)措施和機(jī)械措施又統(tǒng)稱為構(gòu)造措施，是通過增大結(jié)構(gòu)剛性、質(zhì)量或阻尼來降低主梁渦振振幅。氣動(dòng)措施在實(shí)際橋梁建設(shè)中是最經(jīng)濟(jì)最有效最容易實(shí)現(xiàn)的措施，能從本質(zhì)上減小渦振作用。氣動(dòng)措施是通過風(fēng)洞模型試驗(yàn)來改變結(jié)構(gòu)的斷面形式或附加部分導(dǎo)流裝置，以改善結(jié)構(gòu)周圍繞流形態(tài)，提高結(jié)構(gòu)抗風(fēng)穩(wěn)定性。常見的氣動(dòng)措施主要有2大類：(1)加裝風(fēng)嘴、抑流板、整流板、擾流板、導(dǎo)流板和穩(wěn)定板等，其中導(dǎo)流板效果最好，抑流板效果甚微，而風(fēng)嘴和其他裝置的效果一般[5]。由于風(fēng)嘴對(duì)提高橋梁結(jié)構(gòu)的顫振穩(wěn)定性具有良好效果[6]，所以風(fēng)嘴和導(dǎo)流板常常一起使用。(2)適當(dāng)調(diào)整人行道欄桿、防撞欄桿和檢修車軌道等的位置和形狀，以改善結(jié)構(gòu)的空氣動(dòng)力學(xué)特性。陳政清[7]與孫延國[8]等研究了結(jié)構(gòu)阻尼比對(duì)主梁渦振性能的影響，認(rèn)為渦振振幅會(huì)隨阻尼比的增大而減小，而未詳細(xì)闡述阻尼比對(duì)渦振豎向振幅和扭轉(zhuǎn)振幅的具體影響或差異；鮮榮[9]與李永樂[10]等研究了檢修軌道對(duì)主梁渦振性能的影響，認(rèn)為檢修軌道向主梁底板中部移動(dòng)有利于抑制渦振；廖海黎[11]與張偉[12]等研究了設(shè)置導(dǎo)流板對(duì)主梁渦振性能的影響，認(rèn)為導(dǎo)流板會(huì)通過改善結(jié)構(gòu)周圍的流場(chǎng)狀態(tài)以提升主梁的渦振穩(wěn)定性能。由于不同主梁斷面的外形差異較大，某氣動(dòng)措施對(duì)于某主梁斷面的抑振效果較好，而對(duì)另一主梁斷面可能并不有效，因此本文將借鑒已有研究成果，針對(duì)某類特定斷面橋梁進(jìn)行進(jìn)一步的系統(tǒng)研究。

本文基于目前綜合抗風(fēng)性能較好的扁平鋼箱梁[13]，通過縮尺比為1∶50的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)詳細(xì)研究了某大跨度鋼箱梁懸索橋的渦振性能。由于人行道欄桿和檢修軌道是成橋狀態(tài)必備的橋梁附屬構(gòu)件，已有大量的研究結(jié)果表明，改變其自身外形及在主梁斷面的位置，并不能明顯的優(yōu)化主梁渦振穩(wěn)定性能。為此本文重點(diǎn)研究了風(fēng)迎角、結(jié)構(gòu)阻尼比和導(dǎo)流板對(duì)主梁渦振性能的影響，并最終提出了有效的渦振抑制氣動(dòng)措施，為以后類似橋梁結(jié)構(gòu)的渦振抑制提供參考。

1 節(jié)段模型及試驗(yàn)參數(shù)

1.1 工程概況

本例為一座主跨880m的單跨懸索橋。主梁為閉口單箱單室整體式鋼箱梁斷面，梁高(中心線處)3.5m，橋面寬度38m，全寬42m(包含吊索區(qū)和風(fēng)嘴)，風(fēng)嘴寬度1.5m，風(fēng)嘴截面夾角72°，主梁斷面斜腹板傾角13°，如圖1所示。

圖1 主梁斷面(單位：cm)

1.2 節(jié)段模型

主梁節(jié)段模型采用1∶50的幾何縮尺比，模型長L=2.1m，總寬B=0.840m，高H=0.07m，長寬比L/B=2.50。模型用環(huán)氧樹脂板和優(yōu)質(zhì)木材制作。

試驗(yàn)在西南交通大學(xué)單回流串聯(lián)雙試驗(yàn)段工業(yè)風(fēng)洞(XNJD-1)第二試驗(yàn)段中進(jìn)行。該試驗(yàn)段斷面為2.4m(寬)×2.0m(高)的矩形，最大來流風(fēng)速為45m/s，最小來流風(fēng)速為0.5m/s。動(dòng)力節(jié)段模型由8根拉伸彈簧懸掛在支架上，形成可豎向運(yùn)動(dòng)和繞模型軸線轉(zhuǎn)動(dòng)的二自由度振動(dòng)系統(tǒng)，如圖2所示。試驗(yàn)支架置于洞壁外，以免干擾流場(chǎng)。

圖2 置于風(fēng)洞中的動(dòng)力試驗(yàn)?zāi)Ｐ?成橋狀態(tài))

1.3 試驗(yàn)參數(shù)

試驗(yàn)要求模型系統(tǒng)滿足動(dòng)力節(jié)段模型的相似律，即要求模型與原型(實(shí)橋)之間保持3組無量綱參數(shù)(彈性參數(shù)、慣性參數(shù)和阻尼參數(shù))一致。節(jié)段模型主要試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。

表1 節(jié)段模型主要試驗(yàn)參數(shù)

2 渦振響應(yīng)分析

根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG/T D60-01-2004)(以下簡(jiǎn)稱《公規(guī)》)中第7.2.6條規(guī)定[14]，橋梁結(jié)構(gòu)豎彎和扭轉(zhuǎn)渦激共振振幅容許值分別為：

豎彎：[hα]=0.04/(fh1)=0.04/0.1733=0.231m，其中fh1為結(jié)構(gòu)豎彎基頻；

扭轉(zhuǎn)：[θα]=4.56/(B·fα1)=4.56/(42×0.3914)=0.277°，其中fα1為結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)基頻，B為橋?qū)挕?/p>

2.1 迎角的影響

考慮到渦振的發(fā)振風(fēng)速一般較低，而在低風(fēng)速下可能會(huì)有大迎角情況發(fā)生，因此對(duì)于成橋狀態(tài)，分別進(jìn)行了α=0°、±3°和±5° 5種迎角條件下的試驗(yàn)，試驗(yàn)來流為均勻流。成橋狀態(tài)下風(fēng)洞試驗(yàn)的頻率比取為12.926∶1，相應(yīng)的風(fēng)速比為3.87，文中風(fēng)速均已換算到實(shí)橋。為了使渦振現(xiàn)象更明顯，便于渦振響應(yīng)分析，以較小的阻尼比0.003來分析迎角對(duì)渦振響應(yīng)的影響，試驗(yàn)結(jié)果(見圖3)表明：設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)，在風(fēng)迎角α=-5°、-3°和0°時(shí)，主梁均沒有發(fā)生明顯的渦振現(xiàn)象；在α=+3°時(shí)，風(fēng)速8m/s左右，主梁發(fā)生了一次明顯豎向渦振現(xiàn)象，風(fēng)速15和23m/s 左右，主梁發(fā)生了2次明顯的扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象，且均超過了扭轉(zhuǎn)渦振振幅容許值；在α=+5°時(shí)，風(fēng)速15m/s左右，主梁發(fā)生了1次明顯豎向渦振現(xiàn)象，并伴隨著在其他風(fēng)速位置出現(xiàn)多次不太明顯的豎向渦振現(xiàn)象，風(fēng)速12和25m/s 左右，主梁發(fā)生了2次明顯的扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象，且均超過了扭轉(zhuǎn)渦振振幅容許值；并且發(fā)現(xiàn)α=+5°時(shí)的渦振振幅整體大于α=+3°時(shí)的渦振振幅，故在有效迎角范圍內(nèi)以α=+5°作為主梁的最不利迎角。

在風(fēng)迎角α=-5°～0°時(shí)，成橋狀態(tài)下主梁均沒有發(fā)生明顯的渦振現(xiàn)象，而在風(fēng)迎角α=+3°和+5°時(shí)，主梁卻出現(xiàn)了明顯的渦振現(xiàn)象，這表明由于主梁斷面上下不對(duì)稱，上部較寬，下部較窄，加上風(fēng)嘴、欄桿和檢修軌道的作用，在較大正迎角下，主梁尾部形成周期性脫落的漩渦，最終導(dǎo)致了主梁的渦振現(xiàn)象。對(duì)比風(fēng)迎角α=+3°和+5°兩種工況下主梁的渦振現(xiàn)象，表明由于風(fēng)迎角的變化改變了斷面的Strouhal數(shù)，從而使渦振鎖定風(fēng)速和振幅均產(chǎn)生了變化。

(a)

(b)

2.2 阻尼比的影響

為了考察不同阻尼比對(duì)渦振響應(yīng)的影響，針對(duì)α=+5°最不利迎角進(jìn)行了2種不同阻尼比的渦振試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果(見圖4)表明：阻尼比基本不會(huì)改變渦振的鎖定風(fēng)速，僅對(duì)渦振振幅產(chǎn)生了較明顯的影響，這表明阻尼比的增大不會(huì)改變斷面的Strouhal數(shù)，而會(huì)改變Scruton數(shù)。阻尼比提高了0.002，豎向渦振最大振幅降低了10mm左右，降低幅度約為7.7%，扭轉(zhuǎn)渦振最大振幅降低了0.3°左右，降低幅度約為32.6%，說明阻尼比的提高對(duì)扭轉(zhuǎn)渦振的抑制比較明顯，對(duì)豎向渦振的抑制不明顯。

相關(guān)研究[8]表明豎向渦振振幅和扭轉(zhuǎn)渦振振幅均與阻尼比呈近似線性反比關(guān)系。渦振振幅主要受Scruton數(shù)等參數(shù)控制，Scruton數(shù)的計(jì)算公式如下：

(1)

(2)

其中：Scv和Sct分別為豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振對(duì)應(yīng)的Scruton數(shù)；ξv和ξt分別為豎彎和扭轉(zhuǎn)阻尼比；ρ為流體密度；B和D為結(jié)構(gòu)斷面特征尺寸；m和I分別為結(jié)構(gòu)單位長度質(zhì)量和質(zhì)量慣矩，一般m比I值小2個(gè)量級(jí)且I/m>BD，結(jié)合本橋相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)可得I/(mBD)=1.27>1。

綜合公式(1)和(2)，可以推出扭轉(zhuǎn)渦振振幅與阻尼比的線性斜率一般較大，即隨著阻尼比的提高，扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低的幅度更大?？梢姕u振振幅對(duì)結(jié)構(gòu)阻尼比較敏感，且再次驗(yàn)證了文獻(xiàn)[9]中關(guān)于渦振振幅會(huì)隨著阻尼比增加而減小的結(jié)論，同時(shí)表明阻尼比提高后是通過增大Scruton數(shù)來減小渦振振幅。

(a)

(b)

3 渦振性能優(yōu)化

3.1 欄桿、檢修軌道的影響

去掉人行道欄桿或檢修軌道均能明顯降低主梁渦振振幅，提高發(fā)振風(fēng)速，甚至抑制渦振的出現(xiàn)。對(duì)于鋼箱梁斷面上的人行道欄桿和位于主梁底部轉(zhuǎn)角處的檢修軌道，可均比擬為H形斷面的翼緣板，由于其鈍化了斷面，當(dāng)氣流流經(jīng)時(shí)，斷面上下均易產(chǎn)生不利于氣動(dòng)穩(wěn)定的漩渦，從而引起主梁在低風(fēng)速下的渦激共振，所以施工狀態(tài)和成橋狀態(tài)的主梁渦振性能出現(xiàn)了很大的差異，如圖5所示。人行道欄桿和檢修軌道都是實(shí)際橋梁中必須存在的部件，即須基于成橋狀態(tài)提出對(duì)主梁渦振抑制的有效氣動(dòng)措施，而從李永樂[10]與孫延國[15]研究橋例情況看，改變檢修軌道距主梁底板的高度對(duì)渦振振幅影響很??；將檢修軌道安裝在斜腹板的不同位置，對(duì)渦振振幅幾乎沒有影響；將檢修軌道向主梁底板中部移動(dòng)有利于抑制渦振，但作用不明顯。為了從根本上抑制渦振的出現(xiàn)，需考慮在主梁斷面上加裝導(dǎo)流裝置。

(a)

(b)

3.2 梁底導(dǎo)流板的影響

文獻(xiàn)[15]詳細(xì)研究了在檢修軌道2側(cè)或1側(cè)安裝窄導(dǎo)流板和寬導(dǎo)流板等不同情形對(duì)主梁渦振性能的影響，結(jié)果表明：在檢修軌道兩側(cè)或內(nèi)側(cè)安裝導(dǎo)流板優(yōu)于在外側(cè)引起的渦振響應(yīng)；安裝寬導(dǎo)流板優(yōu)于窄導(dǎo)流板引起的渦振響應(yīng)。本文借鑒該研究成果，設(shè)計(jì)了幾種抑振方案：在檢修軌道2側(cè)或內(nèi)側(cè)布置寬度為1.0m的寬導(dǎo)流板，同時(shí)考慮方案對(duì)比的需要，在方案5和方案10中將導(dǎo)流板延長至底板，寬度變?yōu)?.14m。為了方便檢修車的安裝，在方案4和方案5中導(dǎo)流板與檢修軌道采取不對(duì)稱布置。導(dǎo)流板與底板的夾角均為23°，導(dǎo)流板和檢修軌道在底板的位置不同(見表2)，圖6和7中的Scheme 1～14為方案1～14。

表2 渦振抑振措施

采用《公規(guī)》規(guī)定的阻尼比0.5%進(jìn)行以上不同方案的節(jié)段模型渦振試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果(見圖6)表明：方案4、5、9和10的渦振振幅均有所降低，降低幅度很小，發(fā)振風(fēng)速略有提高，扭轉(zhuǎn)渦振振幅仍然超過容許值，因此需尋找其它氣動(dòng)措施。將本文所研究橋例與文獻(xiàn)[15]研究橋例進(jìn)行對(duì)比后，發(fā)現(xiàn)兩橋主梁斷面的風(fēng)嘴出現(xiàn)了很大差異，相比之下本橋主梁斷面的風(fēng)嘴顯得太鈍，從而加劇了流動(dòng)分離，弱化了斷面渦振性能，顯著增加了渦振振幅。對(duì)于風(fēng)嘴的抗風(fēng)性能，文獻(xiàn)[16]研究表明風(fēng)嘴寬度和銳度與主梁斜腹板傾角是作為一種協(xié)調(diào)組合來影響主梁顫振穩(wěn)定性，斜腹板傾角在16°以下時(shí)，短而鈍的風(fēng)嘴最有利于提高主梁顫振穩(wěn)定性。本橋主梁斷面斜腹板傾角為13°，為了首先考慮顫振穩(wěn)定性，風(fēng)嘴設(shè)計(jì)得短而鈍，風(fēng)嘴寬度1.5m，風(fēng)嘴截面夾角72°，但短而鈍的風(fēng)嘴卻不利于渦振穩(wěn)定性。為了減少風(fēng)嘴對(duì)渦振穩(wěn)定性的不利影響，須在風(fēng)嘴處設(shè)置導(dǎo)流板，增大風(fēng)嘴的銳度，使其更具流線型，從而降低渦振振幅，提高渦振穩(wěn)定性。

3.3 風(fēng)嘴導(dǎo)流板的影響

風(fēng)嘴導(dǎo)流板亦稱為分流板。風(fēng)嘴處的導(dǎo)流板使主梁斷面寬高比增大，即主梁斷面更加趨近于流線型，當(dāng)氣流流經(jīng)時(shí)，能平滑地通過主梁，減少流動(dòng)分離，從而提高結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)穩(wěn)定性。通過風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)該橋主梁渦振對(duì)風(fēng)嘴處的導(dǎo)流板反應(yīng)很敏感，并且導(dǎo)流板的位置與構(gòu)造對(duì)其有比較大的影響，為此制定了4種抑振方案(見表2)。

(a)

(b)

Fig.6 The response of vortex-induced vibration when guide wanes come near the maintenance tracks

采用《公規(guī)》規(guī)定的阻尼比0.5%進(jìn)行以上不同方案的節(jié)段模型渦振試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果(見圖7)表明：方案11～14的渦振區(qū)個(gè)數(shù)均明顯減少，其中方案11、13和14的渦振振幅明顯降低，而方案12的豎向渦振振幅明顯增大，方案14的效果最好，無明顯渦振區(qū)出現(xiàn)。將方案12和13分別與方案11的試驗(yàn)結(jié)果作比較，可以看出渦振區(qū)個(gè)數(shù)和渦振振幅均有所增加，并且渦振發(fā)振風(fēng)速明顯降低，說明方案11明顯優(yōu)于方案12和13。方案12和13的試驗(yàn)結(jié)果作比較，方案13的渦振振幅大幅降低，并且渦振鎖定風(fēng)速略有增加，可以預(yù)估導(dǎo)流板與風(fēng)嘴的間距在有效范圍內(nèi)進(jìn)一步增大，渦振振幅會(huì)進(jìn)一步減小。該現(xiàn)象的形成主要?dú)w結(jié)于增大導(dǎo)流板與風(fēng)嘴的間距后，斷面整體的寬高比會(huì)進(jìn)一步增大，促使整個(gè)斷面更趨近于流線型，一方面延遲了漩渦在斷面附近的附著，一方面氣流流經(jīng)導(dǎo)流板后會(huì)形成速度壓縮，在漩渦附著斷面前就可能被高速氣流打碎，從而抑制了周期性漩渦對(duì)結(jié)構(gòu)渦振的驅(qū)動(dòng)。導(dǎo)流板與風(fēng)嘴的間距過大不利于工程實(shí)際應(yīng)用，因此導(dǎo)流板緊貼風(fēng)嘴會(huì)更適用，通過增加導(dǎo)流板的寬度來提高斷面整體的寬高比，從而抑制渦振。

(b)

Fig.7 The response of vortex-induced vibration when guide vane comes near the wind fairing

為此設(shè)計(jì)了方案14，導(dǎo)流板緊貼風(fēng)嘴，導(dǎo)流板寬度較前幾種方案有所增加。方案14相比于方案11，經(jīng)檢驗(yàn)在風(fēng)迎角-5°～+5°的條件下，主梁均未產(chǎn)生明顯的渦激振動(dòng)現(xiàn)象，即此時(shí)該橋的渦激振動(dòng)性能為最佳。說明當(dāng)導(dǎo)流板緊貼風(fēng)嘴時(shí)，進(jìn)一步增寬后，主梁渦振得到了更好的抑制；同時(shí)相比于方案12和13的抑振原理，表明去掉導(dǎo)流板與風(fēng)嘴的間隙后，流經(jīng)寬導(dǎo)流板的氣流直接被分流到導(dǎo)流板兩側(cè)，然后平滑地通過主梁斷面，不會(huì)在導(dǎo)流板背后形成交叉附著，從而抑制了周期性旋渦對(duì)結(jié)構(gòu)渦振的驅(qū)動(dòng)。同樣考慮到工程實(shí)際應(yīng)用，導(dǎo)流板亦不能過寬，需將工程實(shí)際和風(fēng)洞試驗(yàn)綜合起來對(duì)其進(jìn)行選定。所有方案中，方案14對(duì)應(yīng)的抑振措施使主梁斷面的氣動(dòng)外形更合理，抑振效果最好，且結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單，便于工程應(yīng)用。

4 結(jié) 論

目前國內(nèi)外大跨度懸索橋、斜拉橋多采用扁平鋼箱梁斷面形式，因其良好的氣動(dòng)外形能很好的避免橋梁結(jié)構(gòu)的顫振失穩(wěn)，但扁平鋼箱梁斷面相比其它斷面在低風(fēng)速下是更容易發(fā)生渦振的斷面形式[17]，為此本文重點(diǎn)研究了風(fēng)迎角、阻尼比和導(dǎo)流板等對(duì)扁平鋼箱梁渦振性能的影響，得到以下結(jié)論：

(1) 對(duì)于成橋狀態(tài)原設(shè)計(jì)主梁斷面，在風(fēng)迎角α=+3°和+5°情況下發(fā)生了明顯的渦激振動(dòng)現(xiàn)象，且扭轉(zhuǎn)渦振振幅超過了容許值。從試驗(yàn)結(jié)果還能看出，風(fēng)迎角的變化會(huì)使渦振鎖定風(fēng)速和振幅均產(chǎn)生變化；

(2) 阻尼比提高后是通過增大Scruton數(shù)來減小渦振振幅，且阻尼比的提高對(duì)扭轉(zhuǎn)渦振的抑制比較明顯，對(duì)豎向渦振的抑制不明顯；

(3) 去掉人行道欄桿或檢修軌道均能明顯降低主梁渦振振幅，提高發(fā)振風(fēng)速，甚至抑制渦振的出現(xiàn)；

(4) 在主梁風(fēng)嘴短而鈍的情況下，基于均勻來流風(fēng)洞試驗(yàn)條件，在檢修軌道位置安裝導(dǎo)流板對(duì)主梁渦振的抑制不明顯，而緊貼風(fēng)嘴的寬導(dǎo)流板能有效地抑制主梁渦振，且結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單，便于工程應(yīng)用。

需要說明的是，結(jié)論(4)是基于均勻來流風(fēng)洞試驗(yàn)現(xiàn)象而得出的，對(duì)于實(shí)際的高紊流度來流情況需開展進(jìn)一步研究。

[1] Larose G L, Larsen S V, Larsen A, et al. Sectional model experiments at high Reynolds number for the deck of a 1018m span cable stayed bridge[C]//Proceedings of the 11th international conference on wind engineering. Lubbock: TTU Press, 2003.

[2] Fujino Y. Wind-induced vibration and control of Trans-Tokyo bay crossing bridge[J]. Journal of Structure and Engineering, 2002, 128(8): 1012-1025．

[3] Frandsen J B. Simultaneous pressures and accelerationsmeasured full-scale on the great belt east suspension bridge[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2001, 89: 95-129.

[4] 陳政清. 橋梁風(fēng)工程[M]. 北京: 人民交通出版社, 2005.

Chen Zhengqing. The bridge wind engineering[M]. Beijing: China Communications Press, 2005.

[5] 陳斌, 孔令智. 扁平鋼箱梁渦振抑制措施研究[C]//第十四屆全國結(jié)構(gòu)風(fēng)工程學(xué)術(shù)會(huì)議論文集. 北京: 中國土木工程學(xué)會(huì)橋梁與結(jié)構(gòu)工程分會(huì)風(fēng)工程委員會(huì), 2009.

Chen Bin, Kong Lingzhi. Research on flat steel box girder for control vortex-induced vibration[C]//Proceedings of the 14th national conference on structural wind engineering. Beijing: Wind Engineering Committee, Branch of Bridge and Structural Engineering, Civil Engineering Society of China, 2009.

[6] 項(xiàng)海帆. 現(xiàn)代橋梁抗風(fēng)理論與實(shí)踐[M]. 北京: 人民交通出版社, 2005.

Xiang Haifan. Modern theory and practice on bridge wind resistance[M]. Beijing: China Communications Press, 2005.

[7] 陳政清, 牛華偉, 李春光. 并列雙箱梁橋面風(fēng)致渦激振動(dòng)試驗(yàn)研究[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2007, 34(9): 16-20.

Chen Zhengqing, Niu Huawei, Li Chunguang. Experimental study on wind-induced vortex shedding of parallel box-girder bridge[J]. Journal of Hunan University(Natural Sciences), 2007, 34(9): 16-20.

[8] 孫延國, 廖海黎, 李明水. 基于風(fēng)洞試驗(yàn)的大跨度懸索橋渦振性能研究及評(píng)價(jià)[J]. 實(shí)驗(yàn)流體力學(xué), 2012, 26(4): 27-32.

Sun Yanguo, Liao Haili, Li Mingshui. Analysis and evaluation of vortex induced vibration performance for long span suspension bridge based on wind tunnel testing[J]. Journal of Experiments in Fluid Mechanics, 2012, 26(4): 27-32.

[9] 鮮榮, 廖海黎, 李明水. 大比例主梁節(jié)段模型渦激振動(dòng)風(fēng)洞試驗(yàn)分析[J]. 實(shí)驗(yàn)流體力學(xué), 2009, 23(4): 15-20.

Xian Rong, Liao Haili, Li Mingshui. Analysis of vortex-induced vibration of large-scale section model of girder in wind tunnel[J]. Journal of Experiments in Fluid Mechanics, 2009, 23(4): 15-20.

[10] 李永樂, 侯光陽, 向活躍, 等. 大跨度懸索橋鋼箱主梁渦振性能優(yōu)化風(fēng)洞試驗(yàn)研究[J]. 空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 29(6): 702-708.

Li Yongle, Hou Guangyang, Xiang Huoyue, et al. Optimization of the vortex induced vibration for steel box girder of long span suspension bridges by wind tunnel test[J]. ACTA Aerodynamica Sinica, 2011, 29 (6): 702-708.

[11] 廖海黎, 王騎, 李明水. 嘉紹大橋分體式鋼箱梁渦激振動(dòng)特性風(fēng)洞試驗(yàn)研究[C]//第十四屆全國結(jié)構(gòu)風(fēng)工程學(xué)術(shù)會(huì)議論文集.

北京: 中國土木工程學(xué)會(huì)橋梁與結(jié)構(gòu)工程分會(huì)風(fēng)工程委員會(huì), 2009.

Liao Hiaoli, Wang Qi, Li Mingshui. Study the vortex-induced vibration characteristics of a split steel box girder of shaojia bridge by wind tunnel test[C]// Proceedings of the 14th national conference on structural wind engineering. Beijing: Wind Engineering Committee, Branch of Bridge and Structural Engineering, Civil Engineering Society of China, 2009.

[12] 張偉, 葛耀君. 導(dǎo)流板對(duì)大跨橋梁風(fēng)振響應(yīng)影響的流場(chǎng)機(jī)理[J]. 中國公路學(xué)報(bào), 2009, 22(3): 52-56.

Zhang Wei, Ge Yaojun. Flow field mechanism of wind induced vibration response of large span bridge influenced by guide vanes[J]. China Journal of Highway and Transport, 2009, 22(3): 52-56.

[13] 徐泉, 王武剛, 廖海黎, 等. 基于大尺度節(jié)段模型的懸索橋渦激振動(dòng)控制氣動(dòng)措施研究[J]. 四川建筑, 2007, 27(3): 110-112.

Xu Quan, Wang Wugang, Liao Haili, et al. Study the aerodynamic control measures for vortex-induced vibration based on a large scale section model of a suspension bridge[J]. Sichuan Architecture, 2007, 27(3): 110-112.

[14] JTG/T D60-01-2004. 公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范[S]. 北京: 人民交通出版社, 2004.

JTG/T D60-01-2004. Wind-resistent design specification for highway bridges[S]. Beijing: China Communications Press, 2004.

[15] 孫延國, 廖海黎, 李明水. 基于節(jié)段模型試驗(yàn)的懸索橋渦振抑振措施[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2012, 47(2): 218-223.

Sun Yanguo, Liao Haili, Li Mingshui. Mitigation measures of vortex-induced vibration of suspension bridge based on section model test[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2012, 47(2): 218-223.

[16] 王騎, 廖海黎, 李明水, 等. 流線型箱梁氣動(dòng)外形對(duì)橋梁顫振和渦振的影響[J]. 公路交通科技, 2012, 29(8): 44-50.

Wang Qi, Liao Haili, Li Mingshui, et al. Influence of aerodynamic shape of streamline box girder on bridge flutter and vortex-induced vibration[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2012, 29(8): 44-50.

[17] 徐泉. 大跨度橋梁渦激振動(dòng)及其氣動(dòng)減振措施研究[D]. 成都: 西南交通大學(xué), 2007.

Xu Quan. Research on vortex-induced vibration of long span bridge and aerodynamic restriction measure[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2007.

(編輯：楊 娟)

Research on optimizing vortex-induced vibration performance for suspension bridge based on section model test

Zhang Jian1, Zheng Shixiong2, Tang Yu2, Wang Qi2

(1. China Railway SIYUAN Survey and Design Group Co.,Ltd., Wuhan 430063, China; 2. Research Center for Wind Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

In view of the flat steel box girder which is a commonly used form of main girder cross section, in order to investigate its vortex-induced vibration(VIV) performance, and propose effective mitigation measures, a long span suspension bridge with steel box girder was taken as an engineering example．The section model, whose scale ratio is 1/50, was employed in XNJD-1 (was employed in uniform stream wind tunnel tests). The effects of wind attack angle, damping ratio and guide vane on VIV response were investigated in detail. However, the effects of pavement railings and maintenance tracks on VIV response were just briely discussed as on auxiliary research object of this paper, because pavement railings and maintenance tracks are requisite attachments to the bridge section in the completion state and large amounts of research results have already shown that the influence of their geometrical modifications and locations on VIV response of the main girder cross section can′t be obviously mitigated. Finally, the effective aerodynamic optimization measures were presented to reduce the VIV response in a series of studies, providing valuable reference for VIV response suppression study for similar bridge section in the future．The research results show that the locked velocities and amplitudes of VIV change with the wind attack angle, and increasing damping ratio can obviously reduce the torsional amplitude of VIV, and less obviously reduce the vertical amplitude of VIV. Removing the pavement railings or maintenance tracks can obviously reduce the amplitudes of VIV and improve the velocities of the first vertical vibration and the torsional vibration, and sometimes even eliminate the VIV response. Above all, the VIV response of this bridge section, whose wind fairing is short and blunt, can be effectively suppressed by installing the wide guide vane at the wind fairing, but the suppression would be ineffective if the wide guide vane is installed at the beam bottom. Furthermore, the structure of this measure is relatively simple so it can be convenient for engineering purpose.

suspension bridge;flat steel box girder;guide vane;wind tunnel test;vortex-induced vibration

1672-9897(2015)02-0048-07

10.11729/syltlx20140037

2014-03-24;

2014-06-01

國家自然科學(xué)基金(51378443)

ZhangJ,ZhengSX,TangY,etal.Researchonoptimizingvortex-inducedvibrationperformanceforsuspensionbridgebasedonsectionmodeltest.JournalofExperimentsinFluidMechanics, 2015, 29(2): 48-54. 張 建, 鄭史雄, 唐 煜, 等. 基于節(jié)段模型試驗(yàn)的懸索橋渦振性能優(yōu)化研究. 實(shí)驗(yàn)流體力學(xué), 2015, 29(2): 48-54.

U441+.3; U448.25

A

張 建(1987-)，男, 四川綿陽人, 工程師。研究方向: 橋梁抗震與抗風(fēng)。通信地址: 湖北省武漢市武昌區(qū)和平大道楊園745號(hào)(430063)。E-mail: jianzhang313@163. com

*通信作者 E-mail: jianzhang313@163.com