李春光，陳政清，韓 陽

（1.長(zhǎng)沙理工大學(xué)橋梁工程安全控制技術(shù)與裝備湖南省工程技術(shù)研究中心，長(zhǎng)沙 410114；2.湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心，長(zhǎng)沙 410114）

帶懸挑人行道板流線型箱梁渦振性能研究

李春光1，2，陳政清2，韓 陽1

（1.長(zhǎng)沙理工大學(xué)橋梁工程安全控制技術(shù)與裝備湖南省工程技術(shù)研究中心，長(zhǎng)沙 410114；2.湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心，長(zhǎng)沙 410114）

為了研究帶懸挑人行道板流線型箱梁斷面渦振性能，以某大跨懸索橋?yàn)楣こ瘫尘?，進(jìn)行了渦振性能影響因素及氣動(dòng)優(yōu)化措施的系列節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)。分析了來流攻角、檢修軌道等對(duì)斷面渦振性能的影響，研究移動(dòng)檢修軌道、附加軌道導(dǎo)流板以及底板豎直穩(wěn)定板等氣動(dòng)措施的制振效果。結(jié)果表明此類斷面對(duì)風(fēng)攻角較為敏感，隨攻角增大渦振性能逐漸變差，同時(shí)渦振幅值隨阻尼增大呈非線性加速衰減趨勢(shì)。檢修軌道是此種斷面形式的渦振敏感構(gòu)件，檢修軌道向箱梁底板中央移動(dòng)能明顯改善渦振性能；軌道附加導(dǎo)流板能進(jìn)一步抑制渦振振幅，導(dǎo)流板越寬效果越明顯；設(shè)置斜腹板導(dǎo)流板對(duì)改善所述的主梁斷面的渦振性能效果不明顯。

渦激振動(dòng)；懸挑人行道板箱梁；節(jié)段模型；氣動(dòng)措施

橋梁跨度的不斷增加使其結(jié)構(gòu)日益向低阻尼、輕柔化發(fā)展，同時(shí)由于大氣流動(dòng)產(chǎn)生的空氣動(dòng)力荷載能量主要集中于低頻部分，與大跨度橋梁的主要基頻區(qū)間相近，極易引起多種風(fēng)致振動(dòng)。自1940年美國(guó)舊塔科馬海峽橋風(fēng)毀以后，經(jīng)過半個(gè)多世紀(jì)的努力，通過選取合適的主梁斷面形式以及附加結(jié)構(gòu)或氣動(dòng)措施，已基本能夠避免災(zāi)難性橋梁顫振的發(fā)生。流線型鋼箱梁是目前大跨度懸索橋采用的具有良好氣動(dòng)穩(wěn)定性的斷面形式。但是實(shí)際箱梁斷面由于欄桿、檢修軌道等細(xì)部構(gòu)造的存在，當(dāng)氣流流經(jīng)實(shí)際橋梁斷面時(shí)加劇流動(dòng)分離，產(chǎn)生的交替性脫落渦旋易于引起主梁的渦激共振。雖然渦振具有限幅特性，不會(huì)引起結(jié)構(gòu)毀壞的災(zāi)難性后果，但是由于其具有自激性質(zhì)并且多發(fā)生在低風(fēng)速區(qū)間，因此容易造成結(jié)構(gòu)的疲勞損傷，較大的振幅也會(huì)影響結(jié)構(gòu)使用功能，造成行人恐慌。例如東京灣道橋成橋初期發(fā)生單邊峰值0.5 m的大幅渦振現(xiàn)象［1］，巴西的瑞.尼特朗使用過程中多次發(fā)生大幅渦振現(xiàn)象，嚴(yán)重影響其使用功能［2］。英國(guó)的塞文二橋，丹麥的大海帶橋以及中國(guó)的西堠門大橋等世界知名大橋均發(fā)生過明顯的渦振現(xiàn)象［3－5］。工程實(shí)際的需要促使渦振受到研究人員的高度關(guān)注，成為目前橋梁風(fēng)致振動(dòng)研究非常重要的課題。

上述發(fā)生渦振的實(shí)際大跨度橋梁主梁多采用的流線型箱梁斷面形式。對(duì)于流線型主梁斷面的渦振控制措施一般分為構(gòu)造措施和空氣力學(xué)措施兩大類［6］。構(gòu)造措施主要著眼于改變結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性使其自振頻率升高以避開風(fēng)荷載的主要能量頻帶，或者增加結(jié)構(gòu)質(zhì)量、阻尼以降低振動(dòng)幅值。而空氣力學(xué)措施從改變主梁斷面的氣動(dòng)外形入手，通過附加一定的簡(jiǎn)單構(gòu)件使實(shí)際箱梁斷面的氣動(dòng)性能得到明顯改變，抑制渦振的發(fā)生?？諝饬W(xué)措施一般有導(dǎo)流板、抑流板、分流板、整流板、穩(wěn)定板以及風(fēng)嘴、變動(dòng)檢修軌道位置等措施?？諝饬W(xué)措施由于構(gòu)造簡(jiǎn)單，效果顯著從而得到了廣泛的關(guān)注。Larsen等［7］，張偉等［8］對(duì)流線型箱梁斷面設(shè)置導(dǎo)流板抑制渦振的措施進(jìn)行了研究。孟小亮等［9］，鮮榮等［10］的研究顯示變動(dòng)流線型箱梁底部檢修軌道的位置可以顯著改善橋梁的渦振性能。孫延國(guó)、李永樂等［11－12］基于流線型箱梁斷面綜合研究了導(dǎo)流板、分流板以及檢修軌道位置等措施，研究表明優(yōu)化檢修軌道位置以及設(shè)置風(fēng)嘴分流板，檢修軌道內(nèi)側(cè)布置導(dǎo)流板等能有效抑制主梁渦振。張文明等［13］對(duì)帶挑臂疊合箱梁斷面渦振性能研究發(fā)現(xiàn)導(dǎo)流板可能會(huì)增大其渦振振幅，同時(shí)檢修軌道對(duì)帶挑臂疊合箱梁渦振沒有影響。管青海等［14］通過測(cè)壓法詳細(xì)研究了欄桿對(duì)流線型箱梁上下表面壓力分布的影響，從而揭示欄桿影響渦振的機(jī)理。許福友等［15］，郭增偉等［16］也通過表面測(cè)壓法，從箱梁表面壓力波動(dòng)變化的角度探討了導(dǎo)流板、抑流板控制渦振發(fā)生的機(jī)理。大量研究表面，流線型箱型主梁的渦振性能對(duì)斷面外形的改變非常敏感，由于主梁氣動(dòng)外形的差異，在一座橋上效果明顯的氣動(dòng)抑振措施可能對(duì)另一座橋沒有效果。箱梁兩側(cè)的懸挑人行道板在某種程度上類似于分流板這一氣動(dòng)措施，但是其上布置的欄桿等構(gòu)造物又使得其流場(chǎng)形態(tài)比分流板復(fù)雜。目前相關(guān)文獻(xiàn)研究多基于常規(guī)流線型箱梁斷面進(jìn)行，而對(duì)于設(shè)置懸挑人行道板的流線型箱梁斷面渦振性能及氣動(dòng)措施鮮有報(bào)道。

本文以某在建跨越長(zhǎng)江的大跨度懸索橋?yàn)檠芯勘尘?，該橋主梁斷面為流線型箱梁附設(shè)兩側(cè)懸挑人行道板構(gòu)造。采用節(jié)段模型彈性懸掛模型試驗(yàn)研究了該種斷面的渦振性能，進(jìn)而對(duì)其渦振控制的氣動(dòng)措施進(jìn)行了研究，包括不同形式的導(dǎo)流板，穩(wěn)定板以及檢修軌道位置等，研究成果可以為同類型橋梁的渦振控制提供借鑒和參考。

1 工程背景

本文依托的背景工程為50m＋600m＋65m的三跨連續(xù)懸索橋，主纜矢跨比1∶9.09，吊索間距12 m，主纜橫向間距26.7m，橋塔采用門式框架結(jié)構(gòu)，塔柱為鋼筋砼空心結(jié)構(gòu)，橫系梁為預(yù)應(yīng)力空心薄壁結(jié)構(gòu)，塔基采用承臺(tái)加樁基礎(chǔ)，南北岸均采用重力式錨碇，邊跨采用Y型橋墩加樁基礎(chǔ)，橋型布置如圖1所示。該橋主梁加勁梁采用閉口鋼箱梁的斷面形式，但是與常規(guī)流線型箱梁所不同的是其人行道板沒有設(shè)在箱梁頂面兩邊部，而是采用了箱梁中部風(fēng)嘴位置利用懸臂梁加縱向加勁工字梁組合人行道鋼板的方式鋪設(shè)，形成了類似分流板的懸挑人行道板。橋?qū)?3 m，梁高3 m，主橋采用雙向六車道，兩側(cè)設(shè)懸挑2m寬人行道板，懸挑板底采用7根縱向工字梁加勁，梁底設(shè)檢修軌道，圖2為主梁的加勁梁斷面布置圖。

圖1 橋型布置圖（cm）Fig.1 The bridge layout（unit：cm）

圖2 主梁斷面圖（cm）Fig.2 Cross section ofmain girder（unit：cm）

2 風(fēng)洞試驗(yàn)設(shè)置

風(fēng)洞試驗(yàn)中節(jié)段模型的幾何縮尺比取為λL＝1∶60，剛性節(jié)段模型只模擬主梁外形。為了盡可能準(zhǔn)確地再現(xiàn)實(shí)橋主梁的構(gòu)造細(xì)節(jié)，箱梁外形輪廓采用優(yōu)質(zhì)木材制作外衣，使其幾何外形嚴(yán)格相似。主梁上的防撞護(hù)欄、人行道欄桿等細(xì)部構(gòu)造采用塑料管與ABS板按比例制作，利用雕刻機(jī)進(jìn)行精細(xì)加工，模擬了防撞護(hù)欄的的形狀與透風(fēng)率，梁底檢修車軌道采用ABS板嚴(yán)格按縮尺比模擬制作。節(jié)段模型內(nèi)部骨架采用不銹鋼框架制作而成以保證模型具有足夠的剛度，模型兩端設(shè)置了保證氣流二元特性的端板，端板采用輕質(zhì)遮陽板制作。主梁模型長(zhǎng)度取為L(zhǎng)＝1.54 m，主梁寬度為B＝0.55 m，模型高度為H＝0.05 m，模型長(zhǎng)寬比約2.8。

風(fēng)洞試驗(yàn)在湖南大學(xué)HD－2風(fēng)洞高速試驗(yàn)段進(jìn)行，該試驗(yàn)段截面尺寸為3.0 m（寬）×2.5 m（高）×17 m（長(zhǎng)），試驗(yàn)風(fēng)速范圍為0.5～58 m/s。鑒于渦振發(fā)生的風(fēng)速較低，同時(shí)風(fēng)速鎖定區(qū)間較窄，因此試驗(yàn)過程中通過選用高剛度的彈簧，從而提高模型試驗(yàn)系統(tǒng)與實(shí)橋的頻率比，以使渦振試驗(yàn)可以在較低的風(fēng)速比下進(jìn)行。節(jié)段模型自由懸掛系統(tǒng)的試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。剛性節(jié)段模型通過8根高強(qiáng)拉壓彈簧與模型端軸連桿相連，彈性懸掛在風(fēng)洞試驗(yàn)段中。采用4只激光位移計(jì)無接觸式測(cè)量模型振動(dòng)。激光位移計(jì)兩兩對(duì)稱布置于節(jié)段模型下方，通過同步測(cè)量模型底部迎風(fēng)上緣與下緣的響應(yīng)信號(hào)來獲得不同風(fēng)速下模型的豎向及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)，根據(jù)模型的渦振響應(yīng)幅值判斷渦振的鎖定風(fēng)速區(qū)間。節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)布置如圖3所示。為了研究該主梁斷面的渦振性能，首先進(jìn)行常規(guī)的±3°攻角工況下主梁斷面的渦振性能。選取最不利攻角工況進(jìn)行有無檢修軌及橋面欄桿等渦振敏感構(gòu)件的渦振試驗(yàn)，確定出最敏感渦振構(gòu)件，然后針對(duì)性的選取氣動(dòng)措施進(jìn)行渦振性能優(yōu)化。渦振試驗(yàn)所有工況均在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行，試驗(yàn)風(fēng)速為0～11 m/s，試驗(yàn)過程中初始風(fēng)速步長(zhǎng)設(shè)為0.4 m/s，然后根據(jù)模型的響應(yīng)情況局部加密來獲得完整的渦振鎖定區(qū)間。

圖3 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)布置圖Fig.3 Setup of sectionmodel in wind tunnel

表1 節(jié)段模型試驗(yàn)參數(shù)表Tab.1 Test parameters of sectionmodel

3 主梁渦振試驗(yàn)

由于二維節(jié)段模型試驗(yàn)無法考慮真實(shí)結(jié)構(gòu)三維振型對(duì)渦振峰值的影響，朱樂東［17］提出了一種節(jié)段模型渦振振幅向換算至實(shí)橋響應(yīng)的計(jì)算方法，考慮了振型修正系數(shù)以及紊流相關(guān)性影響。即：

式中：ymax和αmax為實(shí)際主梁豎向和扭轉(zhuǎn)渦振幅值順橋向的最大值；y0m和α0m代表節(jié)段模型試驗(yàn)渦激共振位移幅值；λL為模型縮尺比；CRv和CRt為小于1.0折減系數(shù)，用以考慮渦激力順橋向的不完全相關(guān)效應(yīng)，在實(shí)際應(yīng)用中可偏安全地認(rèn)為CRv＝CRt＝1.0；Cφv，max和Cφt，max分別為豎彎和扭轉(zhuǎn)最大幅值振型修正系數(shù)，經(jīng)計(jì)算得豎向渦激共振位移最大振幅修正系數(shù)Cφv，max＝1.35，扭轉(zhuǎn)渦激共振位移最大振幅修正系數(shù)Cφt，max＝1.28。

另外，根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》［18］規(guī)定，成橋狀態(tài)主梁豎彎渦激共振及扭轉(zhuǎn)渦激共振允許振幅分別為：按一階豎彎（0.189 2 Hz）：

式中：［ha1］，［αa］分別為主梁豎彎及扭轉(zhuǎn)渦激共振振幅允許值；fh，ft分別為主梁豎彎、扭轉(zhuǎn)頻率；B為主梁斷面寬度（m）。

3.1 風(fēng)攻角的影響

首先進(jìn)行了原設(shè)計(jì)斷面風(fēng)洞試驗(yàn)以研究本文帶懸挑板流線型主梁斷面的渦振性能。為了使渦振現(xiàn)象更加顯著便于觀測(cè)，節(jié)段模型試驗(yàn)系統(tǒng)阻尼比首先選取了低于規(guī)范規(guī)定值的小阻尼比0.21%，試驗(yàn)攻角測(cè)試范圍初步取為－3°，0°，＋3°。各來流攻角下主梁斷面風(fēng)致響應(yīng)結(jié)果如圖4所示。從圖中可以看出，－3°，0°攻角下主梁斷面未出現(xiàn)豎向渦振，而＋3°攻角下在風(fēng)速區(qū)間3.7 m/s～4.4 m/s發(fā)生了小振幅的豎向渦激振動(dòng)，但是幅值遠(yuǎn)小于規(guī)范允許值0.211 4。然而對(duì)于扭轉(zhuǎn)渦振，0°，＋3°攻角下均發(fā)生了明顯的雙鎖定區(qū)間扭轉(zhuǎn)渦振，風(fēng)速鎖定區(qū)間分別為9.9 m/s～11.2 m/s和14.1 m/s～17.1 m/s，并且在高風(fēng)速區(qū)間扭轉(zhuǎn)振幅明顯超出允許限值0.24°。由此可見該種帶懸挑板流線型斷面更易于發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振，并且隨風(fēng)攻角由負(fù)向正改變主梁斷面的渦振性能逐漸變差。

3.2 阻尼的影響

結(jié)構(gòu)阻尼是影響風(fēng)致振動(dòng)的重要因素，為研究阻尼對(duì)本文主梁類型渦振性能的影響，試驗(yàn)中通過在懸掛彈簧上纏繞膠帶改變節(jié)段模型系統(tǒng)的阻尼比。由于目前規(guī)范中鋼箱梁橋結(jié)構(gòu)阻尼建議取為0.5%，試驗(yàn)中調(diào)試了3種不同阻尼比分別為0.21%，0.39%，0.58%，不同阻尼比下主梁斷面的渦振響應(yīng)如圖5所示。從圖中可以清楚地看到，阻尼對(duì)主梁的渦振響應(yīng)具有顯著的影響，隨著阻尼比的增加，結(jié)構(gòu)渦振響應(yīng)呈非線性趨勢(shì)迅速減弱。阻尼比從0.21%增加到0.39%，扭轉(zhuǎn)渦振振幅衰減27.7%，當(dāng)阻尼比繼續(xù)增大至0.58%時(shí)，扭轉(zhuǎn)渦振振幅加速衰減至45.6%。并且鎖定區(qū)間隨阻尼比增加逐步變窄。

圖4 不同攻角工況下渦激振動(dòng)響應(yīng)（ξ＝0.21%）Fig.4 The responses of vortex induced vibration under different attack angles（ξ＝0.21%）

圖5 ＋3°攻角不同阻尼比渦激振動(dòng)響應(yīng)Fig.5 The responses of vortex induced vibration with different damps under＋3°attack angle

圖6 渦激振動(dòng)響應(yīng)Fig.6 The responses of vortex induced vibration

4 渦振氣動(dòng)措施優(yōu)化

從上述研究可知渦振對(duì)阻尼的影響較為敏感，因此氣動(dòng)措施優(yōu)化過程中試驗(yàn)阻尼比設(shè)定在0.39%以考慮結(jié)構(gòu)的實(shí)際情況，同時(shí)來流攻角設(shè)定在不利的＋3°攻角。已有文獻(xiàn)研究表明渦振對(duì)主梁斷面的附屬構(gòu)件例如欄桿、檢修軌道等的形式位置較為敏感，此類構(gòu)件較易誘發(fā)規(guī)律性漩渦脫離激起渦振的發(fā)生。為此在選取氣動(dòng)制振措施之前，首先進(jìn)行了施工狀態(tài)（無欄桿及檢修軌道）以及設(shè)計(jì)斷面去掉檢修軌道兩種極限狀態(tài)試驗(yàn)，以研究本文主梁斷面的渦振敏感構(gòu)件。試驗(yàn)結(jié)果如圖6所示，施工狀態(tài)該斷面具有良好的氣動(dòng)性能，未發(fā)生任何形式的渦振現(xiàn)象。去掉檢修軌道后斷面主要扭轉(zhuǎn)渦振基本消失，由此可知檢修軌道是該斷面的渦振敏感構(gòu)件。

因此氣動(dòng)措施主要針對(duì)主梁底部檢修軌道進(jìn)行優(yōu)化。采取的氣動(dòng)措施主要包括變動(dòng)檢修軌道位置，設(shè)置檢修軌道導(dǎo)流板以及底板中央穩(wěn)定板，具體措施方案如表2所列。

表2 渦振控制氣動(dòng)措施Tab.2 Migration measures of vortex-induced vibration

4.1 移動(dòng)檢修軌道位置

由于檢修軌道是該種斷面的渦振敏感構(gòu)件，通過移動(dòng)檢修軌道的位置以期改善斷面的渦振性能，具體試驗(yàn)結(jié)果如圖7所示。改變檢修軌道位置未對(duì)主梁豎向渦振產(chǎn)生不利影響，同時(shí)有效地減弱了扭轉(zhuǎn)渦振的幅值。從圖中可以看出隨檢修軌道向地板中央靠近，扭轉(zhuǎn)渦振幅值不斷降低。檢修軌內(nèi)移0.9 m使扭轉(zhuǎn)幅值相對(duì)于原設(shè)計(jì)位置時(shí)的扭轉(zhuǎn)振幅降低約9%，但仍然高于規(guī)范允許值；當(dāng)內(nèi)移距離增大到1.5 m時(shí)，扭轉(zhuǎn)渦振幅值進(jìn)一步降低至原設(shè)計(jì)位置的26%，基本滿足規(guī)范允許；進(jìn)一步內(nèi)移使幅值不斷削弱，但從實(shí)際角度來講，檢修軌道向中央集中增大了其懸臂長(zhǎng)度，不利于檢修車的工作穩(wěn)定性。因此單純地移動(dòng)檢修軌道無法達(dá)到最優(yōu)的效果。

圖7 不同檢修軌道位置下渦激振動(dòng)響應(yīng)Fig.7 The responses of vortex induced vibration at differentmaintenance track positions

圖8 不同導(dǎo)流板工況渦激振動(dòng)響應(yīng)Fig.8 The responses of vortex induced vibration with different guide vanes

圖9 不同導(dǎo)流板工況渦激振動(dòng)響應(yīng)Fig.9 The responses of vortex induced vibration with different guide vane

4.2 設(shè)置檢修軌道導(dǎo)流板

由于單純移動(dòng)檢修軌道位置不能達(dá)到理想的制振效果，因此嘗試同時(shí)改變檢修軌氣動(dòng)外形的措施，在檢修軌兩側(cè)附件導(dǎo)流板以改善氣流流經(jīng)檢修軌后的分離和漩渦脫落來達(dá)到制振的效果，采取了寬為0.5 m以及0.8 m的兩種導(dǎo)流板尺寸，試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示。從圖中可以在軌道設(shè)計(jì)位置直接安裝導(dǎo)流板的制振效果不太明顯，寬導(dǎo)流板效果優(yōu)于窄導(dǎo)流板。在檢修軌道內(nèi)移基礎(chǔ)上附加導(dǎo)流板，使得渦振幅值明顯降低，較為有效地抑制了渦激振動(dòng)。檢修軌內(nèi)移0.9 m附加寬導(dǎo)流板可使扭轉(zhuǎn)渦振幅值相比于原設(shè)計(jì)軌道狀態(tài)幅值降低約30%。當(dāng)內(nèi)移距離增大至1.8 m并且附加寬導(dǎo)流板時(shí)，可以使扭轉(zhuǎn)渦振幅值約降低至原設(shè)計(jì)軌道狀態(tài)幅值的67%。由此可以看出，導(dǎo)流板制振效果與導(dǎo)流板寬度及軌道位置有直接的關(guān)聯(lián)，在檢修軌道內(nèi)移基礎(chǔ)上附加軌道導(dǎo)流板可以明顯地改善主梁斷面的渦振性能。

4.3 設(shè)置斜腹板導(dǎo)流板

Larsen借助航空機(jī)翼理論研究流線型箱梁氣動(dòng)特性時(shí)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)箱梁斜腹板的傾角超過16°時(shí)氣流會(huì)在箱梁尾端產(chǎn)生交替的漩渦脫落，易激發(fā)渦激振動(dòng)。本文箱梁斜腹板傾角達(dá)到24°，雖然有懸挑人行道板起到一定分流作用，斜腹板與底板轉(zhuǎn)折拐點(diǎn)仍可能會(huì)對(duì)箱梁的渦振性能產(chǎn)生影響。因此試驗(yàn)過程中嘗試了在斜腹板與底板轉(zhuǎn)折處設(shè)置導(dǎo)流板的措施，氣流經(jīng)導(dǎo)流板壓縮沖出后可以擊碎底板表面形成的漩渦從而抑制渦振的發(fā)生。導(dǎo)流板嘗試變化了兩種水平板長(zhǎng)度分別為0.5 m，1.0 m，試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。從圖中可以看出設(shè)置斜腹板導(dǎo)流板對(duì)改善此類斷面渦振性能效果較弱，隨著導(dǎo)流板長(zhǎng)度的增加，斷面的渦振性能可以得到一定提高。這一結(jié)果也再次表明底板檢修軌道是本文主梁斷面的主要渦振敏感構(gòu)件。

5 結(jié) 論

通過對(duì)本文依托工程風(fēng)嘴處設(shè)懸挑人行道板的流線型箱梁斷面的渦振性能及氣動(dòng)措施優(yōu)化節(jié)段模型試驗(yàn)，可以得到以下結(jié)論：

（1）此類型流線型箱梁斷面較易發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象，并且隨來流攻角由負(fù)變正，渦振性能逐漸變差。

（2）結(jié)構(gòu)阻尼對(duì)于抑制渦振具有明顯作用，主梁渦振幅值表現(xiàn)出隨結(jié)構(gòu)阻尼的增加呈非線性加速衰減的規(guī)律。

（3）檢修軌道是該類斷面的重要渦振敏感構(gòu)件，檢修軌道向主梁底板中央移動(dòng)能有效地減弱流動(dòng)分離及漩渦脫落，改善渦振性能。同時(shí)在移動(dòng)檢修軌道的基礎(chǔ)上附加軌道導(dǎo)流板效果更佳。

（4）在主梁斜腹板處設(shè)置導(dǎo)流板對(duì)改善本文主梁斷面的渦振性能效果不明顯。

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Vortex induced vibration performance of a streamlined box girder with a cantilevered walking slab

LIChun-guang1，2，CHEN Zhen-qing，2，HAN Yang1
（1.Hunan Provincial Research Center for Safety Control Technology and Equipmentof Bridge Engineering，Changsha University of Science＆Technology，Changsha 410114，China；
2.Wind Engineering Research Center，Hunan University，Changsha 410082，China）

A long-span suspension bridge using a streamlined box girderwith a cantilevered walking slab was taken as an engineering example.Based on a series of sectionmodelwind tunnel tests，both the vortex induced vibration（VIV）performance of the main girder and the optimal aerodynamic measures were investigated.The influences of attack angle and guide vane on the VIV performance were analyzed.The aerodynamic measures controlling vibration suppression efficiencies were tested，includingmoving the maintenance rails，installing guide vanes with different forms.The research results indicated that the VIV performance is sensitive to wind attack angles，the VIV performance gradually gets worse with increase in wind attack angle，and the amplitudes of VIV reduce nonlinearly with increase in structure damping；the maintenance rails are themost sensitive element to VIV for this type of beam section，themovement ofmaintenance rails towards the centre of the undersurface of the box girder can improve the VIV performance effectively；the use ofguide vane formaintenance rails can further mitigate the VIV amplitudes，and the wider the guide vane，the better the mitigation efficiency；furthermore，the guide vanesattached to the corner of inclined web and bottom plate are notsuitable to improve the VIV performance.

vortex-induced vibration；box girder with a cantilevered walking slab；section model；aerodynamic measures

U448

A

10.13465/j.cnki.jvs.2014.24.004

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51278069，51208067）；鐵四院科研項(xiàng)目資助；湖南省教育廳優(yōu)秀青年項(xiàng)目資助（12B009）；橋梁工程安全控制技術(shù)與裝備湖南省工程技術(shù)研究中心開放基金資助項(xiàng)目（12KC02）

2014－06－18 修改稿收到日期：2014－08－21

李春光男，博士，講師，1980年11月生

陳政清男，博士，教授，1980年生