李春光，王龍，韓艷，2?，李凱，蔡春聲，2

（1.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410114；2.路易斯安那州立大學(xué)土木與環(huán)境工程系，路易斯安那巴吞魯日LA70803）

極端風(fēng)環(huán)境對(duì)于橋面行車舒適性及行人的安全性都會(huì)造成極其不利的影響.目前風(fēng)屏障作為改善橋面行車風(fēng)環(huán)境的主要手段已被廣泛應(yīng)用于國(guó)內(nèi)外多座大跨度橋梁，如法國(guó)Millau 橋，中國(guó)香港青馬大橋、杭州灣跨海大橋，英國(guó)Severn 懸索橋、Queen Elizabeth 二橋等均加設(shè)了風(fēng)屏障.目前已有學(xué)者對(duì)風(fēng)屏障的防風(fēng)作用做了一定的研究.如李波等[1]采用數(shù)值計(jì)算的方法，研究了防風(fēng)柵對(duì)高速列車的擋風(fēng)作用.何瑋等[2]采用風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究了在橋上設(shè)置不同高度的風(fēng)屏障后車-橋系統(tǒng)的氣動(dòng)參數(shù)及橋面周圍風(fēng)環(huán)境.黃斌等[3]利用風(fēng)洞試驗(yàn)的手段，研究了某跨海大橋的橋面風(fēng)環(huán)境，對(duì)比驗(yàn)證了加設(shè)風(fēng)屏障后對(duì)橋面風(fēng)環(huán)境的優(yōu)化效果.蘇洋等[4]通過(guò)足尺模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了安裝風(fēng)屏障公路橋梁的流場(chǎng)特性及其自身風(fēng)荷載.周奇等[5]通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)不同透風(fēng)率及不同風(fēng)攻角下曲線風(fēng)障的減風(fēng)效果進(jìn)行了數(shù)值模擬.Gu 等[6]研究了鐵路橋上列車不同彎曲角度波紋風(fēng)障背風(fēng)面流場(chǎng)的變化規(guī)律.He 等[7]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了百葉窗型風(fēng)障對(duì)列車和橋梁氣動(dòng)性能的影響.Xue 等[8]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了風(fēng)障參數(shù)變化對(duì)風(fēng)-車-橋梁系統(tǒng)氣動(dòng)特性的影響.

以上研究主要針對(duì)風(fēng)屏障對(duì)車-橋系統(tǒng)的氣動(dòng)參數(shù)或橋面風(fēng)環(huán)境的影響，而關(guān)于安裝風(fēng)屏障對(duì)主梁氣動(dòng)性能影響的研究相對(duì)較少.夏錦林等[9]通過(guò)CFD 結(jié)合風(fēng)洞試驗(yàn)研究了不同風(fēng)屏障形式下橋面風(fēng)環(huán)境及主梁的顫振性能，研究發(fā)現(xiàn)主梁安裝風(fēng)屏障后其顫振性能并沒(méi)有明顯惡化.加設(shè)橢圓形式的風(fēng)屏障對(duì)橋梁的顫振臨界風(fēng)速有一定程度的提高.但是針對(duì)風(fēng)屏障對(duì)橋梁渦振性能影響方面的研究鮮有報(bào)道.目前對(duì)于鋼箱梁截面渦振性能的研究主要集中在抑流板、中央開(kāi)槽、欄桿位置、風(fēng)嘴角度等氣動(dòng)措施的影響方面.李春光等[10]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了欄桿位置變動(dòng)對(duì)流線型鋼箱梁渦振性能影響的機(jī)理.胡傳新等[11]通過(guò)大尺度節(jié)段模型測(cè)振研究了欄桿扶手抑流板的抑振機(jī)理.許福友等[12-13]通過(guò)測(cè)壓法揭示了橋面欄桿抑流板對(duì)渦振的控制機(jī)理.李春光等[14]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了寬幅流線型鋼箱梁渦振性能氣動(dòng)優(yōu)化措施.Nagao 等[15]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了欄桿對(duì)橋梁渦振的影響.劉志文等[16-17]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了鋼箱梁渦振性能的影響因素及其渦激力的展向相關(guān)性.

本文重點(diǎn)關(guān)注風(fēng)屏障對(duì)主梁渦振性能的影響，對(duì)某流線型鋼箱梁通過(guò)風(fēng)洞測(cè)振、測(cè)壓試驗(yàn)，研究3種不同透風(fēng)率情況下風(fēng)屏障對(duì)橋梁渦振性能的影響.結(jié)果顯示，風(fēng)屏障能有效減弱主梁渦振振幅，消除主梁低風(fēng)速渦振區(qū)間，但是并不能完全抑制渦振的發(fā)生.在此情況下提出了安裝水平分流板的抑振措施，分析了主梁表面壓力分布特性的變化情況，揭示風(fēng)屏障和水平分流板對(duì)該橋渦振性能影響的機(jī)理.此外，實(shí)際工程中風(fēng)屏障參數(shù)的選取需要綜合考慮風(fēng)障對(duì)主梁渦振、顫振性能的影響.

1 工程背景

以國(guó)內(nèi)某主跨為808 m 的大跨徑懸索橋?yàn)楣こ瘫尘?，該橋主纜矢跨比為1 ∶10，主梁斷面采用比較常見(jiàn)的流線型鋼箱梁截面，加勁梁寬39.6 m，高3.0 m，寬高比達(dá)13.2.橋面一共設(shè)置4 道防撞欄桿.主梁底板對(duì)稱布置兩道檢修車軌道.主梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面如圖1 所示.

圖1 主梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面（單位：mm）Fig.1 Cross section of main girder（unit：mm）

2 風(fēng)洞試驗(yàn)概況

2.1 試驗(yàn)布置

主梁節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)在長(zhǎng)沙理工大學(xué)風(fēng)工程與風(fēng)環(huán)境研究中心的邊界層風(fēng)洞高速段中進(jìn)行（如圖2 所示），試驗(yàn)段尺寸為21.0 m（長(zhǎng)）×4.0 m（寬）×3.0 m（高），風(fēng)速范圍1.0～45.0 m/s 連續(xù)可調(diào).試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂s尺比為1 ∶50，采用不銹鋼方鋼管制成主梁節(jié)段模型骨架，外衣采用優(yōu)質(zhì)木材制作，保證幾何外形相似.風(fēng)屏障高度為3.5 m，透風(fēng)率分別為30%、45%、60%，風(fēng)屏障模型如圖3 所示.為能夠保證主梁斷面附近氣流的二元特性，在模型兩端采用abs 板制作端板來(lái)滿足上述要求.其余構(gòu)件與端板加工材料相同.對(duì)橋面防撞欄與欄桿，只模擬其外形和透風(fēng)率.節(jié)段模型主要試驗(yàn)參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 主梁節(jié)段模型試驗(yàn)參數(shù)Tab.1 Experimental parameters of girder section model

圖2 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)布置圖Fig.2 Setup of section model in wind tunnel

圖3 不同透風(fēng)率風(fēng)障試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.3 Wind barrier test model with different air permeability

在節(jié)段模型的中央位置布置一道測(cè)壓點(diǎn)測(cè)量模型表面的脈動(dòng)壓力數(shù)據(jù)，共布置57 個(gè)測(cè)點(diǎn).測(cè)點(diǎn)布置如圖4 所示.通過(guò)美國(guó)PSI 電子壓力掃描閥對(duì)各測(cè)點(diǎn)的壓力時(shí)程同步采集，采樣頻率330 Hz，位移信號(hào)通過(guò)德國(guó)米依激光位移計(jì)采集，采樣頻率500 Hz，采樣時(shí)間為60 s.

圖4 主梁斷面測(cè)壓點(diǎn)布置圖Fig.4 Layout of pressure measuring points of main beam section

在風(fēng)洞均勻流場(chǎng)中進(jìn)行測(cè)振、測(cè)壓試驗(yàn)，由于+5°攻角下模型豎彎渦振比較強(qiáng)烈，其余攻角均未出現(xiàn)豎彎渦振現(xiàn)象，因此本文研究主要針對(duì)+5°攻角展開(kāi)，共有原斷面，30%、45%、60%透風(fēng)率，加1 m 長(zhǎng)水平分流板5 種工況，研究了風(fēng)屏障對(duì)橋梁斷面渦振影響的機(jī)理，并給出了有效的抑制渦振措施.同時(shí)分析了30%透風(fēng)率時(shí)渦振鎖定區(qū)間（渦振前、上升段、極值點(diǎn)、下降段、渦振后）局部氣動(dòng)力與總體渦激力的相關(guān)性以及貢獻(xiàn)作用.對(duì)應(yīng)的實(shí)橋風(fēng)速分別為9.54 m/s、10.38 m/s、10.98 m/s、11.77 m/s、12.29 m/s.

2.2 測(cè)振試驗(yàn)結(jié)果

圖5 所示為+5°攻角下5 種工況豎彎渦振位移響應(yīng)根方差隨折減風(fēng)速U/fB 的變化曲線.橫坐標(biāo)為折減風(fēng)速U/fB，U 為來(lái)流風(fēng)速，f 為模型振動(dòng)頻率，B為模型寬度.從圖5 可看出，原橋在2 個(gè)風(fēng)速區(qū)間發(fā)生了強(qiáng)烈的渦激共振，渦振振幅分別為0.14 m、0.457 m，豎彎渦振鎖定風(fēng)速區(qū)間為U/fB=1.66～2.10、2.93～4.37（風(fēng)速對(duì)應(yīng)風(fēng)速區(qū)間分別為6.41～8.14 m/s、11.34～16.91 m/s），第二個(gè)區(qū)間最大振幅約為規(guī)范允許值的2.93 倍.安裝風(fēng)屏障之后消除了低風(fēng)速的渦振區(qū)間，最大振幅也有一定程度的減小，且渦振風(fēng)速區(qū)間隨著透風(fēng)率的增加有一定程度向低風(fēng)速移動(dòng)的現(xiàn)象.60%透風(fēng)率時(shí)渦振鎖定區(qū)間變?yōu)閁/fB=2.10～3.18.

圖5 +5°攻角原橋加風(fēng)屏障主梁豎彎渦振響應(yīng)曲線Fig.5 Vertical vortex vibration response of the main girder of the original bridge with wind barrier at+5°angle of attack

圖6 所示為30%透風(fēng)率風(fēng)屏障情況下安裝水平分流板時(shí)主梁豎彎渦振振幅與風(fēng)速的變化曲線.由圖6 可看出，加了水平分流板具有很好的抑振效果.只有在U/fB=2.10～3.45 風(fēng)速區(qū)間發(fā)生了微幅振動(dòng)，遠(yuǎn)小于規(guī)范允許值.

圖6 帶風(fēng)屏障并加裝水平分流板主梁豎彎渦振響應(yīng)Fig.6 Vertical vortex vibration response of main girder with wind barrier and horizontal splitter plate

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

模型表面的脈動(dòng)壓力數(shù)據(jù)不僅可以反映斷面的氣動(dòng)力分布狀況，還可以得到不同工況條件下氣動(dòng)力的演變特性，從而可以揭示風(fēng)屏障對(duì)主梁斷面氣動(dòng)性能的影響機(jī)理.

3.1 測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)均值

通過(guò)模型表面各個(gè)測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)均值的空間分布狀態(tài)可以判斷氣流在主梁表面的分離與再附.圖7和圖8 為試驗(yàn)工況最大振幅風(fēng)速對(duì)應(yīng)的模型表面各測(cè)點(diǎn)的壓力系數(shù)均值.i 測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)的定義：

式中：pi（t）為i 測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓時(shí)程；U0為相應(yīng)工況下來(lái)流平均風(fēng)速；Cpi（t）為i 測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程.

由圖7（a）可知，原橋主梁斷面上表面的壓力系數(shù)從2#測(cè)點(diǎn)的正值變化到3#測(cè)點(diǎn)的負(fù)值，主要原因是氣流遇到外側(cè)欄桿發(fā)生了分離.上表面3#～26#區(qū)域內(nèi)所有測(cè)點(diǎn)均處于負(fù)壓區(qū)，說(shuō)明氣流分離后在上表面后部沒(méi)有出現(xiàn)再附現(xiàn)象.安裝風(fēng)屏障后綜合幾種工況來(lái)看，上表面除風(fēng)嘴處1#、2#號(hào)測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)為正壓外，其余測(cè)點(diǎn)全為負(fù)壓，即安裝風(fēng)屏障并未改變來(lái)流在主梁上表面的分離與附著，隨著透風(fēng)率的增加，上表面（1#～24#測(cè)點(diǎn)）負(fù)壓有所減小.在風(fēng)屏障透風(fēng)率為60%時(shí)，6#～23#測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)均值呈現(xiàn)鋸齒形狀的波動(dòng).由圖8（a）可知，安裝水平分流板后上表面風(fēng)嘴處正壓有所增大，主梁上表面的負(fù)壓值有所減小.

圖7 不同透風(fēng)率主梁表面壓力系數(shù)均值對(duì)比Fig.7 Comparison of mean surface pressure coefficient of main girder with different air permeability

圖8 加分流板主梁表面壓力系數(shù)均值對(duì)比Fig.8 Comparison of mean surface pressure coefficient of main girder with splitter plate

由圖7（b）可知，原橋主梁斷面氣流在模型迎風(fēng)區(qū)斜腹板拐角處發(fā)生分離，因此53#測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)由正值突變?yōu)樨?fù)值.由于檢修車軌道的存在，會(huì)進(jìn)一步阻礙氣流附著主梁表面，因此51#、32#測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)負(fù)壓值激增的情況.且隨著透風(fēng)率的增加上游檢修軌道附近51#測(cè)點(diǎn)壓力值呈增大趨勢(shì)，32#測(cè)點(diǎn)與之相反.由圖8（b）可知，安裝水平分流板后上游斜腹板正壓值有所減小，底板中后部負(fù)壓值有小幅度增加.

3.2 測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)根方差

已有研究表明，主梁表面壓力脈動(dòng)提供大跨度橋梁渦激振動(dòng)的主要?jiǎng)恿?脈動(dòng)壓力根方差能夠清楚地反映壓力脈動(dòng)的強(qiáng)弱.

圖9 和圖10 為試驗(yàn)工況主梁表面壓力系數(shù)根方差.由圖9（a）可知，原橋主梁上表面前部（3#～12#測(cè)點(diǎn)）和中后部（15#～23#測(cè)點(diǎn)）發(fā)生了強(qiáng)烈的壓力脈動(dòng)，可能由于欄桿附屬設(shè)施的影響在這兩個(gè)區(qū)域產(chǎn)生了強(qiáng)烈的壓力脈動(dòng)，因此可以斷定模型上表面前部和中后部附屬構(gòu)件影響產(chǎn)生的強(qiáng)烈脈動(dòng)壓力是激起斷面渦激共振的重要因素.對(duì)于安裝風(fēng)屏障后模型中后部的壓力脈動(dòng)有一定程度的減弱，因此可以說(shuō)明渦振的最大振幅有所減小主要是由于模型中后部壓力脈動(dòng)減弱造成的.由圖9（b）可知，由于梁底安裝檢修車軌道的原因，氣流流經(jīng)檢修車軌道后產(chǎn)生的氣流分離使得各種工況下的壓力系數(shù)均方差都在32#、51#測(cè)點(diǎn)發(fā)生了突變，同時(shí)安裝風(fēng)屏障使下表面所有測(cè)點(diǎn)壓力值都有所增加，檢修軌道之間區(qū)域（32#～51#測(cè)點(diǎn)）尤為明顯.

圖9 不同透風(fēng)率風(fēng)屏障主梁表面壓力系數(shù)根方差對(duì)比Fig.9 Root variance comparison of surface pressure coefficient of main girder of wind barrier with different air permeability

由圖10 可知，在上下游風(fēng)嘴處安裝水平分流板使得橋梁上表面強(qiáng)烈的壓力脈動(dòng)消失，揭示了水平分流板對(duì)主梁渦振具有良好控制效果的作用機(jī)理.

圖10 安裝分流板主梁表面壓力系數(shù)根方差對(duì)比Fig.10 Root variance comparison of surface pressure coefficient of main beam with splitter plate

3.3 測(cè)點(diǎn)局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力相關(guān)性

各測(cè)點(diǎn)壓力與其代表面積的乘積即為局部氣動(dòng)力，將模型表面所有測(cè)壓點(diǎn)局部氣動(dòng)力進(jìn)行矢量積分就可以得到整個(gè)測(cè)壓斷面總體氣動(dòng)力.但是通過(guò)壓力積分獲得的總體氣動(dòng)力未包括橋面附屬構(gòu)件上的氣動(dòng)力.通過(guò)相關(guān)系數(shù)可反映局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力的相關(guān)程度，定義相關(guān)系數(shù)：

式中：X 為模型某測(cè)點(diǎn)處的局部氣動(dòng)力；Y 為各測(cè)點(diǎn)局部氣動(dòng)力累加得到的斷面總體氣動(dòng)力.R 的取值范圍為[-1，1]，相關(guān)系數(shù)的正負(fù)表示兩者相關(guān)的方向，相關(guān)系數(shù)絕對(duì)值大小表示兩者相關(guān)程度的強(qiáng)弱.

圖11、圖12 為安裝風(fēng)屏障以及水平分流板工況上下表面局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力相關(guān)系數(shù)的對(duì)比.由圖11（a）可知，整個(gè)上表面都呈現(xiàn)正相關(guān)性，隨風(fēng)屏障透風(fēng)率的增加上表面除4#、21#測(cè)點(diǎn)外所有測(cè)點(diǎn)的相關(guān)系數(shù)都比原斷面有所增加，最大值接近于1.由圖11（b）可知，對(duì)于下表面安裝風(fēng)屏障后（52#～57#、47#～50#）測(cè)點(diǎn)的相關(guān)性有很大的增強(qiáng)，51#測(cè)點(diǎn)由正相關(guān)變?yōu)榱素?fù)相關(guān)，31#測(cè)點(diǎn)的負(fù)相關(guān)趨勢(shì)增強(qiáng)，因此，風(fēng)屏障對(duì)檢修車軌道之后相近測(cè)點(diǎn)的負(fù)相關(guān)性影響比較明顯.37#～46#測(cè)點(diǎn)的相關(guān)系數(shù)有一定的減小，透風(fēng)率越大減小的程度相對(duì)較大.但是由于安裝風(fēng)屏障并沒(méi)有完全抑制主梁的渦激振動(dòng)，只是最大振幅有一定的減弱，因此，相關(guān)系數(shù)的變化并不能反映風(fēng)屏障對(duì)主梁渦振性能的影響.由圖12（a）可知，安裝水平分流板使得上表面前部以及中后部的局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力相關(guān)性完全破壞.由圖12（b）可知，主梁下表面相關(guān)性也有大幅減小.綜上所述，主梁上表面前部以及中后部相關(guān)性被完全破壞是主梁渦振被抑制的主要原因.

圖11 不同透風(fēng)率風(fēng)屏障局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力相關(guān)系數(shù)對(duì)比Fig.11 Correlation coefficient comparison between local aerodynamic force and overall aerodynamic force of wind barrier with different air permeability

圖12 加分流板局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力相關(guān)系數(shù)對(duì)比Fig.12 Comparison of correlation coefficient between local aerodynamic force and overall aerodynamic force with splitter plate

圖13 所示為30%透風(fēng)率時(shí)渦振鎖定區(qū)間不同實(shí)橋風(fēng)速9.54 m/s、10.38 m/s、10.98 m/s、11.77 m/s、12.29 m/s 下（渦振前、上升段、極值點(diǎn)、下降段、渦振后）局部氣動(dòng)力與總體渦激力的相關(guān)系數(shù).由圖13（a）可知，上表面隨著渦振振幅的不斷增大相關(guān)系數(shù)不斷增大，上表面在靠近中后部均出現(xiàn)上升段相關(guān)系數(shù)大于極值點(diǎn)處的情況，渦振前和渦振后所有測(cè)點(diǎn)的相關(guān)系數(shù)與渦振鎖定區(qū)間內(nèi)相比明顯減小.由圖13（b）可知，在渦振鎖定區(qū)間內(nèi)測(cè)點(diǎn)（52#～57#、32#～49#）相關(guān)系數(shù)出現(xiàn)明顯增大，上升段和極值點(diǎn)處在上述兩個(gè)區(qū)間相關(guān)性基本一致，下游斜腹板處上升段相關(guān)性明顯大于極值點(diǎn)處.

圖13 渦振過(guò)程局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力相關(guān)系數(shù)對(duì)比Fig.13 Correlation coefficient comparison between local aerodynamic force and overall aerodynamic force during vortex vibration process

3.4 分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力的貢獻(xiàn)

采用公式（3）計(jì)算主梁表面各測(cè)點(diǎn)分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力貢獻(xiàn)系數(shù)：

式中：ρi為i 測(cè)點(diǎn)壓力與渦激力的相關(guān)系數(shù)；Caero-i為主梁表面各測(cè)點(diǎn)的分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力的貢獻(xiàn)系數(shù)；Cσi為測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)根方差.貢獻(xiàn)系數(shù)Caero-i的正負(fù)只表示測(cè)點(diǎn)分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力的貢獻(xiàn)作用為增強(qiáng)或減弱.

圖14 和圖15 為不同透風(fēng)率風(fēng)屏障及水平分流板作用下局部氣動(dòng)力對(duì)總體氣動(dòng)力的貢獻(xiàn)系數(shù)對(duì)比.由圖14（a）可知，上表面上游靠近欄桿處、上表面中后部貢獻(xiàn)系數(shù)較其他區(qū)域明顯增大是產(chǎn)生強(qiáng)烈渦激振動(dòng)的重要因素（主要是由于該區(qū)域內(nèi)局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力相關(guān)性的增強(qiáng)并且產(chǎn)生了強(qiáng)烈的壓力脈動(dòng)）.安裝風(fēng)屏障之后上表面中后部區(qū)域局部氣動(dòng)力對(duì)總體氣動(dòng)力貢獻(xiàn)減弱是振幅有一定程度減小的主要原因.同時(shí)，在主梁上表面前部（6#～8#測(cè)點(diǎn)）45%透風(fēng)率工況下貢獻(xiàn)系數(shù)相較于30%、60%兩種工況下明顯較小，這也可能是此工況下振幅相較于其他透風(fēng)率更小的原因.由圖15（a）（b）可知，原橋和30%透風(fēng)率工況下主梁上、下表面貢獻(xiàn)系數(shù)波動(dòng)很劇烈，尤其是在上表面發(fā)生強(qiáng)烈脈動(dòng)的區(qū)域，但是安裝水平分流板后上、下表面所有測(cè)點(diǎn)對(duì)總體氣動(dòng)力的貢獻(xiàn)都變得極其微弱，貢獻(xiàn)值都趨于0.因此表明分流板在此情況下對(duì)渦振有很好的控制效果.

圖14 不同風(fēng)障透風(fēng)率下局部氣動(dòng)力對(duì)總體氣動(dòng)力貢獻(xiàn)系數(shù)對(duì)比Fig.14 Comparison of contribution coefficient of local aerodynamic force to overall aerodynamic force under different wind barrier permeability

圖15 加裝水平分流板局部氣動(dòng)力對(duì)總體氣動(dòng)力貢獻(xiàn)系數(shù)對(duì)比Fig.15 Comparison of contribution coefficient of local aerodynamic force to overall aerodynamic force with horizontal splitter plate

圖16 所示為30%風(fēng)屏障透風(fēng)率工況下渦振過(guò)程局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力的貢獻(xiàn)系數(shù)對(duì)比.由圖16（a）可知，上升段貢獻(xiàn)系數(shù)在上表面中后部（11#～24#測(cè)點(diǎn)）均比極值點(diǎn)處大.由圖16（b）可知，在下表面（52#～57#測(cè)點(diǎn)、32#～49#測(cè)點(diǎn)）上升段與極值點(diǎn)貢獻(xiàn)系數(shù)相差不大.

圖16 渦振過(guò)程測(cè)點(diǎn)區(qū)域局部氣動(dòng)力對(duì)總體氣動(dòng)力貢獻(xiàn)系數(shù)對(duì)比Fig.16 Comparison of contribution coefficients of local aerodynamic force to overall aerodynamic force in measuring point area during vortex vibration process

4 結(jié)論

1）依托工程主梁原斷面+5°攻角時(shí)在6.41～8.14 m/s、11.34～16.91 m/s 兩個(gè)風(fēng)速區(qū)間均發(fā)生豎向渦激振動(dòng)，后者的渦振振幅達(dá)到了0.457 m，遠(yuǎn)超規(guī)范允許幅值（0.155 8 m）.主梁在上表面前部以及中后部產(chǎn)生了比較強(qiáng)烈的壓力脈動(dòng)，且在該區(qū)域的相關(guān)系數(shù)與貢獻(xiàn)系數(shù)相對(duì)較大，可能是誘發(fā)主梁強(qiáng)烈渦激振動(dòng)的重要原因.

2）在橋面安裝風(fēng)屏障之后消除了原橋斷面低風(fēng)速區(qū)間的渦振，高風(fēng)速區(qū)間的渦振振幅有一定程度的減小.究其原因是安裝風(fēng)屏障使得主梁上表面中后部壓力脈動(dòng)減弱且貢獻(xiàn)系數(shù)減小，從而使渦振最大振幅有所降低.

3）在主梁風(fēng)嘴處加水平分流板完全破壞了主梁上表面前部與中后部局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力的相關(guān)性，局部氣動(dòng)對(duì)總體渦激力的貢獻(xiàn)被完全削弱，從而完全抑制了渦激共振的產(chǎn)生.

4）通過(guò)對(duì)渦振鎖定區(qū)間（渦振前、上升段、極值點(diǎn)、下降段、渦振后）幾個(gè)風(fēng)速代表點(diǎn)進(jìn)行分析得到在渦振鎖定區(qū)間內(nèi)上表面中后部（11#～24#測(cè)點(diǎn)）上升段貢獻(xiàn)系數(shù)相較于極值點(diǎn)明顯增大.