基于精確阻尼調(diào)控的橋梁豎彎渦振Sc 數(shù)影響

華旭剛，馬偉猛，黃智文?，陳政清，萬田保，孫英杰，劉曙光

（1.風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室（湖南大學(xué)），湖南長沙 410082；2.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙 410082；3.中鐵大橋勘測設(shè)計院集團有限公司，湖北武漢 430056；4.中鐵橋隧技術(shù)有限公司，江蘇南京 210061）

主梁豎向渦振是大跨度橋梁在常遇風速下容易發(fā)生的一種風致振動現(xiàn)象.主梁渦振響應(yīng)的鎖定風速區(qū)間和幅值大小主要受主梁斷面氣動外形、來流特性和結(jié)構(gòu)動力特性等因素的影響［1-3］.在結(jié)構(gòu)動力特性參數(shù)中，模態(tài)阻尼比和質(zhì)量是兩個重要參數(shù)，它們對主梁渦振響應(yīng)的影響通常可歸納為無量綱參數(shù)Scruton數(shù)的影響［4］.Scruton數(shù)簡稱Sc數(shù)，它是結(jié)構(gòu)無量綱質(zhì)量和阻尼比的乘積，最早由Scruton 在對煙囪等圓柱體結(jié)構(gòu)渦振的研究中提出［5］.對于主梁豎向渦振，文獻［6］對Sc數(shù)的原始定義進行了修正，其表達式為Sc=4πmξ/（ρBD），其中m表示主梁單位長度的質(zhì)量；ξ表示結(jié)構(gòu)模態(tài)阻尼比；ρ表示空氣密度；B和D分別表示主梁寬度和高度.本文將采用Sc數(shù)的上述定義形式.

研究Sc數(shù)對主梁渦振的影響是實橋渦振響應(yīng)預(yù)測及控制的重要環(huán)節(jié).一方面，大跨度橋梁各階豎彎模態(tài)的等效質(zhì)量和阻尼比都可能存在差異，因此要預(yù)測不同模態(tài)的渦振響應(yīng)，就需要分析Sc數(shù)的影響規(guī)律.郭震山等［7］和王守強等［8］分別以虎門大橋和西堠門大橋為背景對大跨度懸索橋的模態(tài)阻尼比進行了統(tǒng)計分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)大跨度懸索橋的豎彎模態(tài)阻尼比一般隨模態(tài)階次的增大而減小.實際上，由于大跨度橋梁阻尼比實測統(tǒng)計資料較少，目前國內(nèi)外不同橋梁規(guī)范對阻尼比的建議值也存在較大差異.例如，對于鋼混組合纜索承重橋梁，我國抗風設(shè)計規(guī)范建議的模態(tài)阻尼比為1%［9］，而英國橋梁設(shè)計規(guī)范BD 49/01 的建議值則為0.48%［10］.另一方面，當采用調(diào)諧質(zhì)量減振器等機械阻尼措施進行渦振控制時，可首先確定主梁渦振響應(yīng)隨模態(tài)阻尼比或Sc數(shù)的變化規(guī)律，然后再根據(jù)所需的附加模態(tài)阻尼比或Sc數(shù)開展阻尼器參數(shù)設(shè)計.

目前，有大量文獻報道了氣動外形和來流特性對橋梁渦振的影響規(guī)律［11-12］，但有關(guān)Sc數(shù)對橋梁渦振的影響仍缺乏系統(tǒng)的研究.在試驗研究方面，Klamo 等［13］研制了電磁電渦流阻尼裝置，并依托該裝置分析了阻尼對水中圓柱體結(jié)構(gòu)橫流向渦振振幅和頻率的影響規(guī)律.Larsen［14］基于風洞試驗研究了一個鈍體箱形斷面分別在均勻流場和紊流下的豎向渦振振幅隨Sc數(shù)的變化規(guī)律，并提出了一種渦激力的廣義范德玻振子經(jīng)驗?zāi)Ｐ?李永君等［15］以東海大橋顆珠山橋為背景研究了質(zhì)量和阻尼比對橋梁扭轉(zhuǎn)渦振的影響，發(fā)現(xiàn)增大質(zhì)量參數(shù)或阻尼參數(shù)都可以減小扭轉(zhuǎn)渦振幅值.Marra等［16］通過節(jié)段模型風洞試驗研究了Sc數(shù)對寬高比為4∶1 的矩形斷面豎向渦振的影響規(guī)律，并由此提出了改進的Scanlan 非線性經(jīng)驗渦激力模型，但只考慮了0°風攻角的試驗工況.在理論研究方面，為了提高橋梁渦振響應(yīng)的預(yù)測精度，近年來許多學(xué)者致力于拓展半經(jīng)驗渦激力數(shù)學(xué)模型的適用性，使之能夠在不同的Sc數(shù)下成立［17-19］.在針對海洋立管等圓柱體結(jié)構(gòu)的流致渦振研究中，Van?diver［20］提出了一種新的無量綱阻尼參數(shù)，并分析了它在三維渦振幅值響應(yīng)預(yù)測中的優(yōu)勢.Garcia 等［21］分析了圓柱體結(jié)構(gòu)渦振中固有阻尼比對系統(tǒng)附加質(zhì)量和升力的影響.

采用節(jié)段模型風洞試驗和理論分析研究結(jié)構(gòu)阻尼比或Sc數(shù)對橋梁渦振響應(yīng)的影響，其關(guān)鍵在于為節(jié)段模型系統(tǒng)提供穩(wěn)定、可靠和精確可調(diào)的線性黏滯阻尼.目前橋梁節(jié)段模型風洞試驗中主要采用油阻尼桶、纏繞鋼絲繩或電工膠帶等方式來調(diào)節(jié)節(jié)段模型懸掛系統(tǒng)的阻尼比，但上述方法都有很明顯的局限性.例如，油阻尼桶提供的剪切黏滯阻尼一般具有較好的線性特性，但其阻尼系數(shù)與剪切面的形狀和面積相關(guān)，難以實現(xiàn)連續(xù)調(diào)節(jié)；纏繞鋼絲繩或電工膠帶產(chǎn)生的阻尼都在一定程度上依賴于材料之間的摩擦，因此都具有一定的非線性，也難以實現(xiàn)精確、連續(xù)調(diào)節(jié)［22］.此外，若采用電磁電渦流阻尼，則可能存在電磁鐵發(fā)熱的問題.

為了開展Sc數(shù)對大跨度橋梁豎向渦振影響的精細化研究，本文首先研制了適用于橋梁節(jié)段模型風洞試驗的、阻尼系數(shù)精確可調(diào)的永磁式板式電渦流阻尼器，結(jié)合電磁有限元分析和自由衰減振動試驗驗證了阻尼器的阻尼特性.然后通過改變節(jié)段模型系統(tǒng)的附加阻尼比來改變系統(tǒng)的Sc數(shù)，以帶風嘴的開口斷面鋼混組合梁為研究對象，通過節(jié)段模型風洞試驗研究了實橋在+3°、0°和-3°三個風攻角下的豎向渦振響應(yīng)隨Sc數(shù)的變化規(guī)律，并據(jù)此對橋梁高階模態(tài)渦振響應(yīng)進行了預(yù)測.

1 板式電渦流阻尼器研制及性能測試

1.1 永磁式板式電渦流阻尼器的基本構(gòu)造

圖1 給出了永磁式板式電渦流阻尼器的基本構(gòu)造.可以看到，板式電渦流阻尼器由永磁體、永磁體背鐵、導(dǎo)體板、底座和間距調(diào)節(jié)裝置構(gòu)成.其中，導(dǎo)體板固定在節(jié)段模型的端部，與節(jié)段模型一起沿豎向運動；底座固定在風洞地面，其距離地面的高度可以調(diào)節(jié)；永磁體分別布置在導(dǎo)體板的兩側(cè)，其中沿導(dǎo)體板運動方向的磁極交替布置，沿垂直于導(dǎo)體板運動方向的磁極相同布置.導(dǎo)體板兩側(cè)永磁體之間的空氣間隙可連續(xù)調(diào)節(jié)，從而實現(xiàn)阻尼器的阻尼系數(shù)以及節(jié)段模型系統(tǒng)阻尼比的連續(xù)調(diào)節(jié).永磁體背鐵由高磁導(dǎo)率材料制作，這樣使阻尼器自身形成閉合磁路，不會對試驗儀器產(chǎn)生電磁干擾，同時還提高了電渦流阻尼器的耗能效率.永磁體采用釹鐵硼稀土永磁體，厚度20 mm；導(dǎo)體板采用鋁板，厚度6 mm.

圖1 板式電渦流阻尼器原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of plate eddy current damper

本文只研究節(jié)段模型的豎向渦振，因此電渦流阻尼器安裝在節(jié)段模型左右兩端的中心位置，如圖2所示.當節(jié)段模型振動時，模型帶動導(dǎo)體板也做上下振動，從而使永磁體與導(dǎo)體板之間發(fā)生相對運動.于是導(dǎo)體板切割磁力線，并在其上產(chǎn)生電渦流，電渦流產(chǎn)生的磁場與永磁體磁場相互作用，產(chǎn)生一個阻礙導(dǎo)體板和永磁體相對運動的阻尼力，即電渦流阻尼力.從能量轉(zhuǎn)化的角度看，電渦流阻尼器把節(jié)段模型的振動能量首先轉(zhuǎn)化為導(dǎo)體板內(nèi)的電能，并最終轉(zhuǎn)化為熱能耗散掉，由此產(chǎn)生了阻尼效應(yīng).

圖2 板式電渦流阻尼器的安裝照片F(xiàn)ig.2 The installation photograph of plate eddy current dampers

1.2 板式電渦流阻尼器性能

本文以鋼混組合梁為研究對象，圖3 給出了節(jié)段模型橫斷面設(shè)計尺寸，其中模型寬度B=0.633 m，高度D=0.046 m，長度L=1.740 m，每延米質(zhì)量m=11.273 kg，豎向振動的固有頻率fn=2.87 Hz，幾何縮尺比λL=60，試驗風速比λU=2.1.

圖3 節(jié)段模型橫斷面圖Fig.3 Standard cross section of section model

在開展節(jié)段模型風洞試驗前，通過電磁有限元分析和節(jié)段模型的自由衰減振動試驗對永磁式板式電渦流阻尼器的理想線性阻尼特性進行了驗證.在電磁有限元分析軟件COMSOL 中建立了板式電渦流阻尼器的有限元模型，分析了4 種不同氣隙條件下板式電渦流阻尼器的阻尼系數(shù)隨模型振動速度的變化規(guī)律，并根據(jù)節(jié)段模型系統(tǒng)的質(zhì)量和自振頻率把上述阻尼系數(shù)轉(zhuǎn)換為節(jié)段模型系統(tǒng)的附加結(jié)構(gòu)阻尼比.為了便于對比，不同振動速度下的附加結(jié)構(gòu)阻尼比均除以速度為0.01 m/s時的附加阻尼比，以無量綱化.分析結(jié)果如圖4 所示，可以看到，不管氣隙如何變化，節(jié)段模型系統(tǒng)的附加結(jié)構(gòu)阻尼比都幾乎不隨其振動速度（即導(dǎo)體鋁板的振動速度）變化，說明文中板式電渦流阻尼器的阻尼性能與模型振動狀態(tài)無關(guān).需要說明的是，根據(jù)模型固有頻率和以往試驗中鋼混組合梁斷面的渦振響應(yīng)大小，分析時保守估計了模型的最大振動速度為0.2 m/s，對應(yīng)最大渦振振幅為0.011 m，約為0.24倍模型高度.

圖4 附加阻尼比隨振動速度的變化曲線Fig.4 Curve of additional damping ratio versus vibration velocity

板式電渦流阻尼器的線性阻尼特性還可以從安裝阻尼器前后節(jié)段模型系統(tǒng)的附加阻尼比隨振幅的變化上得到驗證.圖5 給出了無阻尼器時由自由衰減振動試驗得到的節(jié)段模型阻尼比和頻率隨振幅變化曲線，可以看到，節(jié)段模型系統(tǒng)的阻尼比隨節(jié)段模型振幅的增大而近似呈線性增大，但節(jié)段模型系統(tǒng)的固有頻率隨振幅變化非常小，可認為是常數(shù).值得注意的是，無阻尼器時由自由衰減振動試驗得到的阻尼包括因模型變形和構(gòu)件摩擦等因素產(chǎn)生的機械阻尼，以及無風環(huán)境下的氣動阻尼［23］.

圖5 無阻尼器時節(jié)段模型動力特性隨振幅變化曲線Fig.5 Curve of dynamic characteristics versus amplitude of the sectional model without dampers

安裝板式電渦流阻尼器后，首先通過自由衰減振動得到節(jié)段模型系統(tǒng)的總阻尼比隨振幅的變化曲線，再減去無阻尼器時系統(tǒng)的阻尼比（見圖5），就得到板式電渦流阻尼器提供的附加阻尼比.圖6 根據(jù)附加阻尼比隨振幅的變化結(jié)果進一步統(tǒng)計了附加阻尼比的平均值ξ0及其變動率δ隨氣隙大小的變化規(guī)律.其中ξ0為1～10 mm 的振幅區(qū)間內(nèi)，附加阻尼比的平均值；變動率δ=（ξmax-ξmin）/ξ0，其中ξmax和ξmin分別為1～10 mm 振幅區(qū)間內(nèi)，附加阻尼比的最大值和最小值.從圖6 可知，不同氣隙下附加阻尼比的變動率δ都很小，大部分工況都在4%以內(nèi).因此，不同氣隙下附加阻尼比可認為是一常量，并可用平均值ξ0表示.

圖6 附加阻尼比平均值及其變動率隨氣隙的變化Fig.6 Average value and variation rate of additional damping ratio under different air gaps

需要說明的是，本文在分析阻尼或Sc數(shù)對節(jié)段模型渦振響應(yīng)的影響時，將計入阻尼器的附加阻尼、節(jié)段模型系統(tǒng)的機械阻尼和無風環(huán)境下的氣動阻尼（即圖5 中識別的系統(tǒng)阻尼），以下稱為總阻尼.實際上，節(jié)段模型發(fā)生渦振時，應(yīng)將無風環(huán)境下的氣動阻尼排除在影響因素之外，但要準確分離機械阻尼和無風環(huán)境下的氣動阻尼難度較大［24-25］.考慮到無風環(huán)境下的氣動阻尼相對附加阻尼較小，本文為了簡化分析，把無風環(huán)境下的氣動阻尼合并到機械阻尼中，得到的渦振預(yù)測結(jié)果將偏于保守.

為了展現(xiàn)板式電渦流阻尼器阻尼系數(shù)的連續(xù)可調(diào)功能，采用電磁有限元分析和節(jié)段模型系統(tǒng)的自由衰減振動試驗，對比分析了節(jié)段模型系統(tǒng)的附加阻尼比隨永磁體與導(dǎo)體板之間氣隙大小的變化規(guī)律，結(jié)果如圖7 所示.可以看到，隨著氣隙的減小，節(jié)段模型系統(tǒng)的附加阻尼比逐漸增大.當氣隙大于4 cm 時，由阻尼器提供的附加阻尼比幾乎為零；當氣隙減小到2 cm 時，附加阻尼比可增大到2%，可完全抑制節(jié)段模型的豎向渦振.此外可以發(fā)現(xiàn)，由有限元分析預(yù)測的附加阻尼比與實測結(jié)果非常接近，證明了板式電渦流阻尼器設(shè)計方案的可行性.

2 阻尼及Sc數(shù)對節(jié)段模型渦振的影響

2.1 豎向渦振位移響應(yīng)風速區(qū)間隨阻尼的變化

因為機械阻尼和無風環(huán)境下的氣動阻尼具有振幅依賴性，所以當附加阻尼較小時，系統(tǒng)的總阻尼及對應(yīng)的Sc數(shù)也具有較明顯的振幅依賴性.橋梁渦振研究的主要目的之一是預(yù)測實橋最大渦振振幅，因此可取各工況下節(jié)段模型最大渦振振幅對應(yīng)的總阻尼比作為該工況下的名義阻尼比，再由此計算Sc數(shù)，即Sc=4πmξn/(ρBD)，其中ξn表示節(jié)段模型名義阻尼比.

圖8 為沒有附加阻尼時，不同風攻角下節(jié)段模型的無量綱豎向渦振振幅隨折減風速的變化曲線，其中無量綱振幅定義為η=y/D，無量綱折減風速定義為Vr=U/fnB，其中U為來流風速.可以看到，在+3o、0o和-3°來流風攻角下節(jié)段模型系統(tǒng)的名義阻尼比均為0.1%，主梁均只有一個豎向渦振鎖定風速區(qū)間，且不同風攻角下的渦振鎖定風速區(qū)間基本一致，無量綱最大渦振振幅約為0.12.

圖8 無阻尼器時主梁豎向渦振振幅與風速關(guān)系Fig.8 Vertical vortex-induced vibration amplitude versus wind speed of main beam without dampers

通過板式電渦流阻尼器不斷增大節(jié)段模型系統(tǒng)的附加阻尼比，得到不同風攻角下名義阻尼比不斷增大時，節(jié)段模型的無量綱豎向渦振振幅隨折減風速的變化情況，如圖9 所示.可以看到，不同風攻角下，節(jié)段模型的豎向渦振最大振幅和渦振鎖定折減風速區(qū)間均隨著名義阻尼比的增大而逐漸減小，但變化趨勢不同.例如，對于+3o風攻角，即使名義阻尼比增大到1%，主梁的豎向渦振也沒有完全消失.而對于-3o風攻角，當系統(tǒng)的名義阻尼比略大于0.37%時，豎向渦振就基本消失.

圖9 主梁豎向渦振隨名義阻尼比變化曲線Fig.9 Curve of vertical vortex-induced vibration versus nominal damping ratio of main beam

2.2 最大豎向渦振振幅隨Sc數(shù)的變化曲線

根據(jù)上一節(jié)試驗結(jié)果進一步統(tǒng)計得到節(jié)段模型豎向渦振的最大渦振振幅隨名義阻尼比及Sc數(shù)的變化曲線，分別如圖10和圖11所示.可以看到，隨著名義阻尼比或Sc數(shù)的不斷增加，不同風攻角下的最大渦振振幅不斷降低，但不同風攻角下的變化規(guī)律不相同.+3o風攻角下的節(jié)段模型豎向渦振峰值響應(yīng)下降最慢，-3o風攻角下的節(jié)段模型豎向渦振峰值響應(yīng)下降最快，0o風攻角下的節(jié)段模型豎向渦振峰值響應(yīng)下降速度介于前兩者之間.此外，隨著阻尼比或Sc數(shù)的增大，最大渦振振幅對阻尼比或Sc數(shù)的敏感程度逐漸降低.

圖10 主梁豎向最大渦振振幅與名義阻尼比關(guān)系Fig.10 Peak value of vertical vortex-induced vibration versus nominal damping ratio

2.3 最大豎向渦振振幅隨Sc數(shù)的變化曲線擬合

利用板式電渦流阻尼器可實現(xiàn)節(jié)段模型系統(tǒng)阻尼比的連續(xù)調(diào)節(jié)，得到最大渦振振幅隨阻尼比或Sc數(shù)的精確變化規(guī)律.但從實際工程的角度看，應(yīng)盡量減少振幅預(yù)測所需Sc數(shù)的試驗工況，提高試驗效率.提高試驗效率的一個重要方法就是對最大豎向渦振振幅隨Sc數(shù)的變化曲線進行函數(shù)擬合.參考Sc數(shù)對圓柱體渦振振幅的影響規(guī)律［26-27］，采用兩種函數(shù)形式對圖11 所示試驗數(shù)據(jù)進行擬合，其中函數(shù)一為分數(shù)形式，函數(shù)二為冪指數(shù)形式，即

圖11 主梁最大豎向渦振振幅與Sc數(shù)關(guān)系Fig.11 Peak value of vertical vortex-induced vibration versus Sc number

式中：a、b和c表示函數(shù)一的待擬合參數(shù)；a1和b1表示函數(shù)二的待擬合參數(shù)，從物理意義上看，a和a1表示當Sc數(shù)等于零時結(jié)構(gòu)可能達到的極限渦振振幅；ηmax表示主梁無量綱渦振振幅.

不同風攻角下函數(shù)一和函數(shù)二的參數(shù)識別結(jié)果見表1，擬合函數(shù)和試驗數(shù)據(jù)的對比如圖12所示.從圖12 可看到，在試驗的Sc數(shù)范圍內(nèi)，函數(shù)一和函數(shù)二均能較好地擬合主梁的最大渦振振幅隨Sc數(shù)的變化規(guī)律，但當Sc數(shù)小于試驗范圍時，函數(shù)一和函數(shù)二的擬合結(jié)果偏差逐漸增大.從表1 可看到，對于函數(shù)一，3 個風攻角下的極限渦振振幅基本相同，均在0.135 左右；對于函數(shù)二，從-3°風攻角到+3°風攻角，對應(yīng)的極限渦振振幅逐漸減小.總體來看，函數(shù)二預(yù)測的極限渦振振幅大于函數(shù)一.

表1 最大渦振振幅隨Sc數(shù)變化的擬合函數(shù)識別結(jié)果Tab.1 Fitting results of the dimensionless maximum vortex-induced vibration amplitude function

圖12 主梁豎向渦振峰值與Sc數(shù)關(guān)系擬合Fig.12 Fitting of peak value of vertical vortex-induced vibration versus Sc number of main beam

選擇合適的試驗方案可在保證擬合精度的前提下進一步減少工作量，下面以+3°風攻角為例，說明試驗方案對函數(shù)擬合精度的影響，結(jié)果如圖13（a）～（d）所示.對于函數(shù)一：方案一的擬合誤差最大，說明當Sc數(shù)小于試驗范圍時，函數(shù)一難以準確描述主梁渦振振幅隨Sc數(shù)的變化規(guī)律.相反，若用Sc數(shù)較小時的試驗數(shù)據(jù)預(yù)測高Sc數(shù)的主梁渦振響應(yīng)，則相對誤差較?。ㄒ妶D13（b））.試驗方案三和試驗方案四都保留了Sc數(shù)最小和最大的試驗工況，然后再選取Sc數(shù)介于二者之間的一個或兩個工況.從圖13（c）和圖13（d）可發(fā)現(xiàn)，上述兩種方案的擬合誤差都較小，可有效預(yù)測不同Sc數(shù)下的主梁渦振振幅.

圖13 試驗方案對Sc數(shù)擬合函數(shù)的影響Fig.13 Effect of test scheme on Sc number fitting function

對比函數(shù)一和函數(shù)二的擬合結(jié)果可發(fā)現(xiàn)，函數(shù)二能更精確地描述節(jié)段模型的最大渦振振幅隨Sc數(shù)的變化規(guī)律，即使要預(yù)測的Sc數(shù)小于試驗范圍，函數(shù)二的預(yù)測結(jié)果也非常準確，因此函數(shù)二將用于下文實橋渦振響應(yīng)預(yù)測研究.值得說明的是，函數(shù)二的適用性還有待針對不同的橋梁斷面開展進一步研究.

3 實橋主梁高階模態(tài)渦振響應(yīng)預(yù)測

基于節(jié)段模型的最大渦振振幅預(yù)測公式（2），可進一步得到實橋各階豎彎模態(tài)的渦振振幅預(yù)測公式：

式中：ηi，max表示某個風攻角下實橋第i階豎彎模態(tài)的最大渦振振幅；λL表示幾何縮尺比；λi，s表示第i階豎彎模態(tài)的振型修正系數(shù)；λi，c表示第i階豎彎模態(tài)的渦激力展向相關(guān)性修正系數(shù).其他參數(shù)的物理意義如前文所示.

需要說明的是，主梁各階豎彎模態(tài)的振型修正系數(shù)和渦激力展向相關(guān)性修正系數(shù)都與渦激力的數(shù)學(xué)模型和振型函數(shù)有關(guān)，目前尚缺乏定論.本文從工程實用的角度考慮，各階豎彎模態(tài)的振型修正系數(shù)都按Scanlan 非線性渦激力模型和簡諧波振型計算，即；渦激力展向相關(guān)性修正系數(shù)按完全相關(guān)考慮，λi，c=1.

通過結(jié)構(gòu)有限元分析可得到大橋每延米的等效質(zhì)量，各階豎彎模態(tài)的阻尼比則參照英國抗風規(guī)范取為0.48%，由此計算得到大橋前15 階模態(tài)的Sc數(shù)如圖14 所示.可以看到，大橋各階豎彎模態(tài)的Sc數(shù)基本相同，都在19左右.利用公式（3）可預(yù)測+3°風攻角和0°風攻角下，主梁各階豎彎模態(tài)的最大渦振振幅，結(jié)果如圖15 所示.圖中還依據(jù)我國《公路橋梁抗風設(shè)計規(guī)范》（JTG/T 3360-01—2018）［9］給出了各階豎彎模態(tài)的渦振振幅容許值.可以看到，各階豎彎模態(tài)的最大渦振振幅基本相等，但對應(yīng)的規(guī)范容許值則隨著豎彎頻率的增加按反比例關(guān)系逐漸減小.因此，高階模態(tài)的渦振振幅比低階模態(tài)更容易超過規(guī)范容許值，而且模態(tài)階次越高，可能超過規(guī)范容許值的程度也越大.綜上，對于大跨度懸索橋必須檢驗高階豎彎模態(tài)的渦振振幅是否滿足規(guī)范要求.僅對一階豎彎模態(tài)進行最大渦振振幅檢驗，一般是偏于不安全的.

圖14 各階豎彎模態(tài)的Sc 數(shù)Fig.14 The Sc number of each vertical bending mode

4 結(jié)論

1）永磁式板式電渦流阻尼器可為節(jié)段模型系統(tǒng)提供連續(xù)可調(diào)的、精確的線性黏滯阻尼，為節(jié)段模型渦振試驗的阻尼比調(diào)節(jié)提供了新方法.

2）不同風攻角下的主梁豎向渦振峰值都隨Sc數(shù)的增大而減小，但風攻角不同，變化的規(guī)律也存在顯著差異.總體來看，冪指數(shù)函數(shù)能較好地反映主梁豎向渦振峰值隨Sc數(shù)的變化規(guī)律.

3）大跨度懸索橋各階豎彎模態(tài)的渦振振幅基本相等，高階模態(tài)的渦振響應(yīng)更容易超過規(guī)范限值，應(yīng)予以重視.