雙開槽箱梁斷面懸索橋的抗風性能及氣動措施研究

夏錦林， 曹豐產， 葛耀君

(同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

雙開槽箱梁斷面懸索橋的抗風性能及氣動措施研究

夏錦林， 曹豐產， 葛耀君

(同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

為研究雙開槽箱梁斷面橋梁的抗風性能，并提出合理的顫振和渦振氣動控制措施，本文以擬建的某鋼箱梁懸索橋為研究對象，開展了一系列節段模型風洞試驗，并結合二維三自由度方法和CFD數值模擬分別分析了不同措施下顫振和渦振機理的改變。研究表明：相比于單箱梁斷面，雙開槽斷面能有效的改善顫振性能；防撞欄桿基座的有無，對該類橋的顫振臨界風速影響顯著；中央穩定板作為改善顫振穩定性的常用手段，對提高雙開槽斷面顫振臨界風速同樣適用，且在一定范圍內，臨界風速與穩定板高度正相關；二維三自由度分析結果顯示，中央穩定板和較優形式的欄桿均能減緩氣動阻尼隨風速的變化趨勢。針對開槽引起渦振的問題，嘗試采用各種控制措施，試驗證明，均勻間隔的縱向格柵能有效的抑制渦振。結合CFD模擬，其根本原因為縱向格柵明顯改變了流場繞流特性，阻礙了大規模渦脫的形成。

雙開槽箱梁；顫振；氣動措施；風洞試驗

隨著設計和施工水平的不斷提高，現代橋梁的跨徑也隨之增大，導致結構的剛度下降，其自振頻率及扭彎頻率比都顯著減小，使得抵抗風荷載的穩定性能成為現代橋梁設計的重要關注點，其中最為重要的就是顫振性能。顫振控制的措施一般可以分為兩大類，即氣動措施和機械措施。氣動措施由于其有效性和經濟性，在橋梁抗風設計階段被廣泛采用。對于常見的流線型箱梁斷面，采用中央開槽的措施，被認為是提高顫振穩定性的可選方案之一。已建成的昂船洲大橋[1]和舟山大陸連島工程西堠門大橋[2]都采用了箱梁中央開槽的斷面形式。在Messina海峽橋方案研究中，理論分析和風洞實驗結果都表明，采用中央開槽的主梁斷面可得到令人滿意的抗風性能[3]。

同時，交通量的日益增加要求橋梁必須具有更寬的橋面和更多的車道，常規設計都采用平行雙幅橋思路，如美國的 Fred Hartman大橋和Tacoma大橋,日本的尾道大橋和名港西大橋以及我國廣東省佛山市平勝大橋和山東省青島海灣紅島航道橋等[4]，然而此類設計的橋梁必然導致下部結構成本倍增。而對大跨懸索橋考慮采用雙開槽的斷面形式，左右對稱的開槽正好可以讓橋塔塔柱通過，滿足了構造上的可行性，也能更好符合對于橋面車道數的需求。

箱梁斷面左右對稱的雙開槽布置，在工程界是首創的結構形式，因此其顫振和渦振性能都有待驗證。本文以某跨江懸索橋為背景，進行彈簧懸掛節段模型試驗，首先驗證兩側開槽對于顫振性能提高的有效性,并對比防撞欄桿基座的有無，從顫振穩定性的角度，給防撞欄桿的設計提出建議。設置不同高度的中央穩定板，研究中央穩定板高度對于此類橋梁的顫振影響。針對試驗中發現開槽斷面較容易引起橋梁渦振的問題，采用了格柵布置的氣動措施，能有效改善渦振性能。最后借助二維三自由度方法分析顫振驅動機理的不同，結合CFD模擬設置格柵前后流場繞流的變化。研究數據結果只針對特定斷面尺寸成立，但相關結論為同類型橋梁斷面的抗風設計提供系統指導。

1 風洞試驗

1.1 試驗參數

剛體節段模型的顫振試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室TJ-2號風洞中完成。該風洞試驗段的幾何尺寸為高2.5 m，寬3.0 m，長15 m，風洞試驗風速范圍為0～68 m/s。

根據橋梁實際加勁梁斷面尺寸，風洞的條件和試驗的要求，節段模型設計的幾何相似比取為λL=1/100,初始斷面模型的截面尺寸見圖1。節段模型的材料主要采用金屬框架提供剛度，三夾板模擬主梁的氣動外形，另外采用ABS塑料模擬防撞欄桿等附屬措施，從而保證橋面幾何外形的相似性。

圖1 初始斷面節段模型橫截面圖(mm)Fig.1 Cross section of prototype deck model(mm)

顫振實驗由于其振型間的耦合作用，因此需要嚴格保證模型的豎彎和扭轉頻率比相似，對應風速比為λU=5.824，渦振試驗可適當放寬頻率比的模擬。具體設計參數見表1。

表1 節段模型實驗參數

1.2 實驗工況

節段模型風洞測振實驗在-3°，0°，+3°三個風攻角的均勻流場中進行。

試驗階段首先進行了原始有基座欄桿斷面(YJZLG)的顫振實驗，并考慮改變防撞欄桿的形式，附加無基座欄桿(WJZLG)和無欄桿工況(WLGSKC)。此外，還設置了五個高度的中央穩定板(ZYWDB)的情況，中央穩定板的高度與梁高的比值在0.55～0.825范圍內。由于在顫振較優斷面——無基座欄桿(WJZLG)試驗中出現了扭轉渦激共振現象，考慮采用在開槽處布置均勻間隔的格柵(GS)，主要實驗工況見表2。

表2 主要研究內容和工況說明

2 斷面顫振性能及影響因素

2.1 雙開槽效果說明

為了說明雙開槽對于箱梁斷面的顫振性能有改善，排除欄桿對顫振性能的影響，研究選取風洞試驗主梁斷面無欄桿(WLGSKC)情況下三個攻角(+3°，0°，-3°)的顫振臨界風速數據，并與采用CFD流固耦合技術模擬得到的理想平板的顫振臨界風速，以及用平板顫振導數(三個攻角)做狀態空間方法分析得到的臨界風速進行比較，得到的結果如表3。

其中，平板0°的顫振導數可根據理論公式計算，其他角度的數據源自CFD模擬。CFD模擬采用二維數值模擬平臺“小牛CFD”[6]，該平臺基于有限體積方法，在交錯網格布置格式、非結構化網格插值算法和動網格大變形算法方面做出了重要創新，并開發了代數多重網格求解器，實現了高數值穩定性、計算精度和計算效率的平衡。計算過程中，綜合網格量和計算能力的考慮，空氣動粘性系數取實際對應為1.5×10-5m2/s，基于k-ωSST湍流模型進行了二維RANS模擬，并結合Spalding率對壁面網格處的湍粘性進行了修正。流固耦合模擬過程中，等效質量和頻率由表1選取，最長模擬時間為1 000 s，當斷面振幅超過90°時提前終止模擬。

表3 雙開槽無欄桿斷面和理想平板顫振臨界風速比較

理想平板在0°攻角下的流固耦合模擬對應的扭轉位移時程如圖2：在來流風速等于16.5 m/s時，結構接近于等幅振動，速度16.6 m/s時運動發散，因此認為顫振臨界風速為16.5 m/s。

圖2 0°攻角下平板流固耦合模擬扭轉位移時程Fig.2 Time-history of plate’s torsional displacement (0°)

結合表3中各行數據，流固耦合模擬和狀態空間方法計算得到的顫振臨界風速吻合的較好，驗證了數值模擬方法的正確性及理想平板數據的可靠性。比較無欄桿雙開槽斷面(WLGSKC)的實驗數據和理想平板的數值模擬結果可知，采用雙開槽的斷面，其三個攻角的顫振臨界風速都要明顯高于等寬度理想平板的臨界風速，而理想平板的顫振臨界風速一般視為單箱橋梁斷面的上限值。因此，相比于不開槽的情況，采用雙開槽的斷面能有效改善斷面的顫振性能。

2.2 防撞欄桿形式

已有研究發現，不利的基座形式不僅可能激發出渦激共振，而且也會對顫振性能造成負面影響。由于本研究斷面形式特殊，因此針對欄桿形式與雙開槽斷面顫振性能的影響做初步研究。通過風洞試驗比較三種工況下的顫振臨界風速，得到顫振臨界風速結果如表4，比較工況分別為斷面采用無基座欄桿(WJZLG)、有基座欄桿(YJZLG)和無欄桿(WLGSKC)的情況(基座的形式如圖3)。

圖3 欄桿及基座形式(mm)Fig.3 The shapes of railings and pedestals(mm)

如表4所述，對于雙開槽斷面的橋梁，顫振性能的最不利工況均出現在+3°攻角。對比WJZLG和YJZLG兩種工況，當采用無基座的欄桿時，顫振臨界風速大幅度提高，在+3°攻角下，顫振臨界風速提高44%。

表4 斷面不同欄桿形勢下顫振臨界風速比較

同時，比較WLGSKC和其他兩種工況，合適的欄桿形式對斷面顫振性能可能起到有利作用。相比于無欄桿的裸橋斷面，無基座欄桿(WJZLG)在最不利攻角+3°下，顫振臨界風速從15.2 m/s提高到18 m/s，增幅達到18%。

2.3 中央穩定板

在橋梁斷面中央設置垂直于橋面的中央穩定板，也是一種有效的顫振控制氣動措施，日本的Akashi Kaikyo懸索橋[7]就在橋面下設置了中央穩定板以提高橋梁的顫振臨界風速，國內已建成的潤揚大橋同樣在橋梁上方設置了1.0 m的穩定板。

針對中央穩定板能否對雙開槽斷面的顫振控制同樣有效，以及中央穩定板高度的選取，目前尚無研究。為此，本文比較了原始有基座欄桿斷面(YJZLG)設置中央穩定板實橋高度分別為0.55、0.625、0.65、0.75、0.825倍梁高H的情況下最不利攻角+3°顫振臨界風速變化規律，如圖4。

由圖4可知，中央穩定板對于雙開槽斷面的顫振性能的提高同樣有效，且相比于常規的近流線型單箱斷面顫振臨界風速隨著中央穩定板高度增加存在著先增大后減小的規律，雙開槽的箱型斷面顫振臨界風速隨著中央穩定板的高度增加而單調增加，試驗中沒有找到極值點。

圖4 不同中央穩定板高度的顫振臨界風速規律(+3°)Fig.4 Critical wind speed for different heights of central stabilizers(+3°)

3 基于二維三自由度的顫振控制機理分析

3.1 二維三自由度方法

根據二維三自由度耦合顫振分析方法(2D-3DOF)[8]的原理，系統扭轉運動可以分為兩個部分，即扭轉自由度的主運動，和基于扭轉頻率的耦合豎彎運動。其中后者由扭轉主運動在豎向自由度上激發而來，它又可以分為兩種成分：①扭轉運動速度產生的氣動升力，對應顫振導數H*2項的氣動升力激發的耦合豎向運動；②扭轉運動位移產生的氣動升力，對應顫振導數H*3項的氣動升力激發的耦合豎向運動。兩個部分的耦合豎向運動都會進一步形成耦合氣動升力矩，(與顫振導數A*1和A*4項對應)，反饋到扭轉自由度上與扭轉主運動共同影響系統的扭轉運動規律。

按照該激勵-反饋原理，系統的扭轉氣動阻尼產生共有5種途徑：①扭轉運動速度形成的氣動升力矩所對應的氣動阻尼，為A項；②與“扭轉運動速度形成的氣動升力，激勵得到的豎向運動速度，對應的升力矩”相關的氣動阻尼，記為B項；③與“扭轉運動速度形成的氣動升力，激勵得到豎向運動位移，對應的氣動升力矩”相關的氣動阻尼，記為C項；④與“扭轉運動位移形成的氣動升力，激勵得到的豎向運動速度，對應的氣動升力矩”相關的氣動阻尼，記為D項；⑤與“扭轉運動位移形成的氣動升力，激勵得到的豎向運動位移，對應的氣動升力矩”相關的氣動阻尼，記為E項。即：

(1)

式中，Ωαh為無量綱系數。

結合二維三自由度耦合顫振分析結果，對于兩種基座形式的欄桿斷面及設置中央穩定板的斷面，都是系統的扭轉運動發散導致的顫振失穩現象，因此深入系統分析扭轉運動氣動阻尼的發展規律是研究顫振驅動機理的關鍵。

3.2 欄桿基座對顫振的影響機理

針對無基座欄桿(WJZLG)和有基座欄桿(YJZLG)的+3°攻角(最不利攻角)的試驗數據分析其基座形式對于顫振驅動的機理。圖5給出了應用二維三自由度耦合顫振分析方法計算得到系統扭轉運動氣動阻尼各項隨風速增加變化規律。由圖可知，對兩種形式的欄桿，斷面都發生了扭轉和豎彎自由度耦合效應所產生的氣動負阻尼驅動的顫振。其特征是氣動阻尼A項(即自身扭轉運動項產生的氣動阻尼)恒為正值，且隨著風速的增大其取值不斷增大，對于系統的穩定起著有利作用；而氣動阻尼D項為顫振的主要驅動源項，在物理意義上解釋為扭轉主運動所產生的位移對應的氣動升力在豎向激起了耦合豎向運動，該耦合豎向運動的速度對應的氣動升力矩反饋到扭轉主運動中，形成了激勵-反饋的效應，從而導致了系統的顫振發散。

(a) 帶基座欄桿(YJZLG)

(b) 無基座欄桿(WJZLG)圖5 有無基座欄桿系統扭轉氣動阻尼變化規律(+3°)Fig.5 Aerodynamic damping of torsion motion for sections with and without railing pedestals(+3°)

在+3°攻角下，比較兩種欄桿形式的斷面氣動阻尼變化規律，YJZLG的變化趨勢更為劇烈，如對于A項氣動阻尼，在v=12.5 m/s時，YJZLG達到0.079，而WJZLG僅為0.015。同理，不利于穩定的D項氣動阻尼，v=12.5 m/s時YJZLG達到-0.046，而WJZLG僅為-0.008。同時，兩種斷面氣動阻尼B和E項均保持著較小值，對于結構顫振發散不起控制作用。顫振穩定的主要控制項A項和主要不利項E項的變化趨勢的不同，可以認為是兩種形式欄桿下斷面顫振臨界風速改變的主要原因。

需要指出，對于欄桿帶基座(YJZLG)，顫振發散點附近，C項的不利作用增加，即扭轉主運動形成的氣動升力激勵氣的耦合豎向運動位移，產生的耦合升力矩對應的氣動負阻尼效應突出，當v=12.5 m/s時，該項達到-0.023，而對于無基座欄桿(WJZLG)情況，該部分耦合效應得到有效控制，同等風速下僅為-0.001。可以視為無基座欄桿相對于前者顫振臨界風速提高的又一原因。

3.3 中央穩定板對顫振的影響機理

采用二維三自由度方法分析中央穩定板高度為0.55H(ZYWDB-0.55H)和0.625H(ZYWDB-0.625H)時，最不利攻角+3°下的系統扭轉運動氣動阻尼各項隨風速增加變化規律如下圖6，對應顫振發散風速分別為15 m/s和15.5 m/s。

(a) ZYWDB-0.55H氣動阻尼(15 m/s發散)

(b) ZYWDB-0.625H氣動阻尼(15.5 m/s發散)圖6 不同中央穩定板高度的系統扭轉氣動阻尼變化規律(+3°)Fig.6 Aerodynamic damping for sections with different heights of central stabilizer

通過比較圖5(a)和圖6，兩者的欄桿形式相同(均為原始設計有基座欄桿)，對于設置了較高的中央穩定板，氣動阻尼隨風速的基本變化趨勢類似，即氣動阻尼A項始終保持正值，且隨著風速的增加而不斷增加，氣動阻尼D項始終保持著負值，其絕對值隨著風速的增大而增大。其余3項，即B、C、E項的參與較小。但相比于原始斷面，設置中央穩定板后，氣動阻尼的變化速度變慢，如對于YJZLG斷面,v=12.5 m/s時A項和D項氣動阻尼已經達到0.079和-0.046，而ZYWDB-0.55H分別只有0.011和-0.006。添加中央穩定板后，氣動阻尼變化趨勢的減緩是斷面顫振臨界風速提高的基本原因。

對比圖6(a)和圖6(b)，當中央穩定板高度從0.55H增加到0.625H時，顫振臨界風速從15 m/s增加到15.5 m/s。A和D項氣動阻尼仍為結構穩定和顫振發散的主要因素，其絕對值隨著風速而單調增加，但中央穩定板為0.55H時低風速的氣動阻尼取值較小，在顫振臨界點附近猛增，而中央穩定板為0.625H時，氣動阻尼呈現穩步增長的趨勢。如在v=13 m/s時，ZYWDB-0.55H的A和D項氣動阻尼為0.012和-0.006，而ZYWDB-0.625H則分別已經達到0.036和-0.021。可以認為ZYWDB -0.55H斷面較ZYWDB-0.625H顫振發散更突然。

對于常規的流線型單箱斷面，隨著中央穩定板高度的增加，顫振臨界風速存在著先增大后減小的趨勢，同時，在極值點附近，對應著氣動阻尼D項由正轉負的過程，而本文研究的雙開槽斷面在試驗中未找到極值點，也沒有觀察到D項的這種變化趨勢，且B、C、E項的氣動阻尼參與明顯小于常規流線型單箱斷面，可視為兩種斷面在顫振驅動機理上的不同之處。

4 斷面的渦振控制及機理

4.1 原始斷面渦振試驗及控制

研究表明，主梁的渦振性能對于附屬裝置，如欄桿、檢修車軌道等位置和形式非常敏感。箱梁斷面考慮開槽可以有效提高斷面的顫振臨界風速，但同時帶來了渦激振動的問題，實際西堠門大橋由于開槽后也出現了渦激共振的問題。

在本橋的試驗過程中，對于顫振較優欄桿形式——原始斷面無基座欄桿(WJZLG)，三個攻角下均出現了渦激共振的現象，類比西堠門橋的結構斷面，初步認為是由于開槽引起的該類振動。為了抑制斷面的渦激共振現象，考慮了多種控制措施，最終選擇在開槽處布置縱向的格柵，寬度為0.12 m，具體位置在橫橋向1/4，1/2和3/4槽寬處，見圖7。

圖7 縱向格柵布置示意圖Fig.7 The location of gratings

試驗發現，相比于原始斷面無基座欄桿(WJZLG)時三個攻角下的扭轉渦振，采用如圖7所示的格柵(GS)后，對于-3°攻角下，不再有明顯的扭轉渦振現象，而對于0°和+3°攻角，雖然沒有完全消除渦振，但是振幅得到了有效的控制，其具體渦振規律見圖8。

圖8 有無格柵時的渦振響應Fig.8 VIV response of bridge decks with or without gratings

由圖8可見，對于+3°和0°攻角，原斷面渦振鎖定區間為0.8～1.4 m/s，通過附加圖7所示的格柵，渦振的鎖定風速區間明顯減小，集中在1.0～1.2 m/s范圍內。同時，扭轉渦振振幅RMS的最大值減小到原斷面(WJZLG)的40%。對于-3°攻角，原始斷面扭轉渦激振動現象顯著，通過附加格柵，能夠有效的保證在該攻角下不出現渦振現象。

需要額外指出的是，通過附加格柵的做法，減小了開槽的透風率，對于顫振性能有一定的不利影響，但試驗發現，采用上述布置的格柵對顫振臨界風速的降低不是特別突出。綜合考慮顫振和渦振控制效果，認為在開槽上附加格柵是有效的氣動控制措施。

4.2 基于繞流模擬的渦振機理解釋

渦振是氣流流經鈍體結構時產生分離，由此在結構兩側誘導出不對稱脫落的旋渦，使結構兩側表面出現交替變化的正負壓力而引起的結構橫風向有限振幅振動[9]。為研究設置格柵前后斷面流場繞流的變化，采用CFD模擬并比較渦振鎖定區內流場特性。在CFD計算中，采用LES湍流模型，入口處速度采用Dirichlet邊界條件，入口速度控制在1 m/s(鎖定區內)，出口速度采用Neumann邊界條件；入口和出口的壓強邊界條件與速度邊界條件相反；上下邊界采用滑移邊界；橋梁壁面以非滑移邊界結合Spalding連續型壁面函數實現(近壁面y+≈3)。模擬雷諾數與節段模型試驗一致，令結構做扭轉強迫振動，振動頻率與結構扭頻一致，得到穩定狀態下不同相位時斷面附近流場如圖9。

結合試驗結果，無基座欄桿斷面在該風速下出現了明顯的扭轉渦振，而在CFD模擬中觀察到大規模的單頻渦脫。如圖9，對比各個相位時無基座欄桿斷面的流場特性，該斷面的分離點主要三處：迎風側風嘴處、迎風側開槽處和背風側開槽。對于迎風側風嘴，當相位為0-π/2時，在下側出現分離泡，漩渦沿著下壁面隨風速發展，當相位為π-3π/2時，在風嘴上側出現分離泡，漩渦沿著上壁面隨風速發展。對于迎風側的開槽，當相位為0-π/2時，在上緣點出現氣流的分離；當相位為π-3π/2時，在下緣點出現漩渦并向下發展。對于背風側開槽，當相位為0-π/2時，下緣處出現較大尺度的漩渦脫落。各處分離效應共同作用，使得上下側的漩渦交替運動，對應試驗中可以觀察到結構的扭轉渦振。

圖9 扭轉強迫運動斷面繞流對比Fig.9 Comparison of flow field with forced torsional vibration

設置等間距格柵后，流場的主要分離點明顯減少，只剩迎風側風嘴。其分離特點與無基座欄桿斷面類似，即0-π/2時，下側出現分離泡，π-3π/2時，上側出現分離泡。對比加格柵前后，開槽處流場的分離作用明顯減弱，未出現大尺度的渦脫。同時，開槽處流場反作用于前側風嘴處脫落的漩渦，使得該部分漩渦也得不到進一步發展。

需要特別指出，在背風側開槽下游的欄桿處，也出現了較大尺度的漩渦，其與下游風嘴處形成的漩渦的綜合效果，可以推測為圖8b中加了縱向格柵后仍有小振幅扭轉渦振的原因。

5 結 論

本文針對一雙開槽的箱型橋梁斷面通過風洞試驗結合數值分析，找尋了改善顫振和渦振性能的氣動控制措施，并結合二維三自由度方法和CFD模擬，簡要總結了顫振及渦振的控制機理。由于對于雙開槽斷面抗風性能的研究為數不多，因此本文對于實際工程具有很好的借鑒意義。研究得到的主要結論如下：

(1) 雙開槽對于箱型斷面顫振臨界風速的影響類似于單開槽，各攻角下顫振臨界風速明顯高于同寬度的理想平板。

(2) 以往的研究表明欄桿，檢修車軌道等橋梁附屬構件對于箱梁斷面的渦振性能有直接影響，本文針對雙開槽斷面發現，欄桿合理形式的選取，也直接關系到顫振性能。采用常規帶基座的欄桿，顫振臨界風速相比于無欄桿情況有明顯的削弱，而采用去除基座的欄桿，顫振性能反而得到大幅度改善。

(3) 提高箱梁斷面顫振臨界風速的的中央穩定板措施同樣適合于雙開槽斷面。不同的是，常規的單箱斷面，中央穩定板存在著最優高度，顫振臨界風速隨著中央穩定板高度增加先增大后減小。而對于本文研究的雙開槽斷面，顫振臨界風速隨著中央穩定板高度單調遞增，在中央穩定板為0.825倍梁高時，仍未找到極值點。

(4) 通過二維三自由度研究了欄桿基座、中央穩定板在+3°的顫振發散機理。對于雙開槽斷面附加上述控制措施，氣動正阻尼A項和氣動負阻尼D項始終起到控制作用，隨著風速的增加，這兩項的絕對值也不斷增加，合理的氣動控制措施體現為減緩增加速度，并在一定程度上減小顫振附近點負阻尼D項的絕對值大小。同時，雙開槽斷面附加中央穩定板的顫振機理不同于常規單箱斷面附加中央穩定板。

(5) 類似于常規單開槽斷面，雙開槽斷面也存在著渦激振動的現象，通過在開槽上布置均勻間隔的縱向格柵，能在不明顯降低顫振臨界風速的前提下，有效的減小甚至消除渦振，為改善渦振效果的可行手段。結合CFD流場模擬，設置格柵前后斷面繞流情況明顯改變，格柵阻礙了有規律渦脫的形成。

[1] FALBE-HANSEN K, HAUGE L.Stonecutters bridge—detailed design [C]∥ Proceeding of IABSE Symposium, 2004：112-114.

[2] 葛耀君.西堠門大橋懸索橋抗風性能及風振控制研究[R].上海：同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，2004.

[3] LARSEN A.Aeroelastic consideration for the Gibraltar bridge feasibility study[M].Bridge Aerodynamics,1998: 165-173.

[4] 于坤，姜美文.青島海灣大橋紅島航道橋設計和關鍵技術研究[J] .公路，2009(9)：7-10. YU Kun, JIANG Meiwen. The design and research of key technology of Qingdao Bay Bridge[J]. Highway, 2009(9): 7-10.

[5] 郭增偉，葛耀君.橋梁自激力的狀態空間模型的時頻特性[J].振動工程學報，2013，26(2)：199-206. GUO Zengwei, GE Yaojun.Time and frequency response characteristics of self-exited force of bridge in state space domain[J]. Journal of Vibration Engineering, 2013,26(2): 199-206.

[6] 劉十一.大跨度橋梁非線性氣動力模型和非平穩全過程風致響應[D].上海:同濟大學,2014.

[7] 項海帆.現代橋梁抗風理論與實踐[M].北京：人民交通出版社，2005：206-226.

[8] 楊詠昕.大跨度橋梁二維顫振機理及其應用研究[D].上海：同濟大學,2002.

[9] 羅東偉. 開槽箱梁渦激振動及其控制措施研究[D].上海：同濟大學,2013.

Wind resistance performance of a double-slotting suspension bridge andits aerodynamic control measures

XIA Jinlin, CAO Fengchan, GE Yaojun

(State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering ,Tongji University, Shanghai 200092, China)

To understand the flutter and vortex-induced vibration(VIV) performance of the bridge deck with double-slot and to propose feasible control measures, a sectional wind tunnel test was carried out on a steel-box suspension bridge being planned. An analysis based on a 2 dimension-3DOF (2D-3DOF) model and a CFD simulation were introduced respectively to understand the flutter and VIV mechanisms. The results show that, the double-slotting is an effective method to improve the flutter performance of the steel-box deck.The type of railings, i. e., with or without pedestal, influences the critical wind speed significantly. Besides, the central stabilizer, as a conventional control alternative, also has a positive impact on the bridge’s stability. In a certain range , the height of the stabilizing plate has positive correlation with the stability. As shown by the 2D-3DOF method, both the central stabilizer and optimized railing can slow down the changing tendency of aerodynamic damping with the changing of wind speed. Since the VIV often occurs on a slotting deck, various measures have been taken into account in the test, while the equidistant grating is proved to be more efficacious. By the CFD simulation, it is found, the essential mechanism is that the grating changes the flow field notably so as to avoid the large-scale vortex shedding.

double-slotting; flutter; aerodynamic control; wind tunnel test

土木工程防災國家重點實驗室“973計劃”項目(2013CB036301)

2015-12-07 修改稿收到日期： 2016-02-09

夏錦林 男，博士生，1991年6月生

葛耀君 男，博士，教授，1958年6月生

U 441.3;V 211.7

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.10.012