李春光，王龍，韓艷，李凱，蔡春聲

摘? ?要：為研究風(fēng)屏障透風(fēng)率對主梁渦振性能的影響，依托某主跨808 m大跨度鋼箱梁懸索橋，通過風(fēng)洞測振、測壓試驗(yàn)得到模型風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)和表面各測點(diǎn)壓力時(shí)程數(shù)據(jù). 測試原橋斷面在加設(shè)風(fēng)屏障后±5°攻角范圍內(nèi)的渦振性能，對比分析原橋斷面和3種不同透風(fēng)率風(fēng)屏障以及安裝水平分流板5種工況下主梁渦振響應(yīng)和橋面各測點(diǎn)脈動(dòng)壓力系數(shù)均值、根方差;同時(shí)分析局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力的相關(guān)性和貢獻(xiàn)作用. 研究結(jié)果表明，原斷面在+5°攻角下發(fā)生了多區(qū)間豎彎渦激振動(dòng)，且渦振振幅遠(yuǎn)超規(guī)范允許值. 安裝不同透風(fēng)率的風(fēng)屏障后對主梁的渦激共振產(chǎn)生了有利的影響，消除了主梁原斷面在低風(fēng)速區(qū)間的渦振，最大振幅也有一定的減小. 根據(jù)測得的壓力數(shù)據(jù)分析，帶風(fēng)屏障主梁上表面中后部壓力脈動(dòng)減弱及局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力貢獻(xiàn)系數(shù)減小使得主梁振幅有了小幅減小;在主梁風(fēng)嘴處添加水平分流板后，局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力的相關(guān)性被完全破壞，壓力脈動(dòng)減弱，從而有效地抑制了主梁在該情況下的渦振.

關(guān)鍵詞：懸索橋;風(fēng)屏障透風(fēng)率;風(fēng)洞試驗(yàn);表面壓力;渦振性能

中圖分類號(hào)：U447? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental Study on Influence of Wind Barrier Permeability on Characteristics of Main Girder Vortex-induced Vibration

LI Chunguang1，WANG Long1，HAN Yan1，2？覮，LI Kai1，CAI Chunsheng1，2

（1. School of Civil Engineering，Changsha University of Science & Technology，Changsha 410114，China;

2. Department of Civil and Environmental Engineering，Louisiana State University，Baton Rouge LA 70803，USA）

Abstract：In order to study the influence of air permeability of wind barrier on vortex-induced vibration performance of the main girder， based on a? long-span steel box girder suspension bridge with 808 m main span， wind-induced vibration response and pressure time history data of each measuring point on the surface were obtained by wind tunnel vibration measurement and pressure measurement test. The vortex vibration performance of the original section was measured within the range of ± 5 ° angle of attack after the wind barrier was added. The vortex vibration response performance of the main girder， the mean value and root variance of the fluctuating pressure coefficient of each measuring point on the bridge deck， the correlation and contribution coefficient between local aerodynamic force and overall aerodynamic force were compared and analyzed among the original section as well as three different ventilation rates and five conditions of water adding horizontal splitter plates. The results show that multi-interval vertical bending vortex-induced vibration occurs on the original section at + 5 °angle of attack， and the amplitude of vortex-induced vibration is far beyond the allowable value in the code. The vortex-induced resonance of the main girder is affected by the wind barrier with different air permeability， which eliminates the vortex-induced vibration of the original section of the main beam in the low wind speed range， and the maximum amplitude is also reduced to a certain extent. According to the analysis of the measured pressure data， the pressure fluctuation of the middle and rear part of the main beam is weakened， and the contribution coefficients of the local aerodynamic force and the overall aerodynamic force are reduced， which makes the amplitude of the main beam decrease slightly; after the horizontal splitter plate is added at the wind nozzle of the main beam， the correlation between the local aerodynamic force and the total aerodynamic force is completely destroyed， and the pressure fluctuation is weakened， which effectively suppresses the vortex induced virbration of the main beam in this case.

Key words：suspension bridge;wind barrier permeability;wind tunnel test;surface pressure;vortex vibration performance

極端風(fēng)環(huán)境對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)用于國內(nèi)外多座大跨度橋梁，如法國Millau橋，中國香港青馬大橋、杭州灣跨海大橋，英國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，對比驗(yàn)證了加設(shè)風(fēng)屏障后對橋面風(fēng)環(huán)境的優(yōu)化效果. 蘇洋等[4]通過足尺模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了安裝風(fēng)屏障公路橋梁的流場特性及其自身風(fēng)荷載. 周奇等[5]通過數(shù)值模擬對不同透風(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)面流場的變化規(guī)律. He等[7]通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了百葉窗型風(fēng)障對列車和橋梁氣動(dòng)性能的影響. Xue等[8]通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了風(fēng)障參數(shù)變化對風(fēng)-車-橋梁系統(tǒng)氣動(dòng)特性的影響.

以上研究主要針對風(fēng)屏障對車-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)屏障對主梁氣動(dòng)性能影響的研究相對較少. 夏錦林等[9]通過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有明顯惡化. 加設(shè)橢圓形式的風(fēng)屏障對橋梁的顫振臨界風(fēng)速有一定程度的提高. 但是針對風(fēng)屏障對橋梁渦振性能影響方面的研究鮮有報(bào)道. 目前對于鋼箱梁截面渦振性能的研究主要集中在抑流板、中央開槽、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]通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了欄桿位置變動(dòng)對流線型鋼箱梁渦振性能影響的機(jī)理. 胡傳新等[11]通過大尺度節(jié)段模型測振研究了欄桿扶手抑流板的抑振機(jī)理. 許福友等[12-13]通過測壓法揭示了橋面欄桿抑流板對渦振的控制機(jī)理. 李春光等[14]通過風(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]通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了欄桿對橋梁渦振的影響. 劉志文等[16-17]通過風(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)屏障對主梁渦振性能的影響，對某流線型鋼箱梁通過風(fēng)洞測振、測壓試驗(yàn)，研究3種不同透風(fēng)率情況下風(fēng)屏障對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)障對主梁渦振、顫振性能的影響.

1? ?工程背景

以國內(nèi)某主跨為808 m的大跨徑懸索橋?yàn)楣こ瘫尘埃摌蛑骼|矢跨比為1 ∶ 10，主梁斷面采用比較常見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. 主梁底板對稱布置兩道檢修車軌道. 主梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面如圖1所示.

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）×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板制作端板來滿足上述要求. 其余構(gòu)件與端板加工材料相同.對橋面防撞欄與欄桿，只模擬其外形和透風(fēng)率. 節(jié)段模型主要試驗(yàn)參數(shù)見表1.

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

在風(fēng)洞均勻流場中進(jìn)行測振、測壓試驗(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+5°攻角展開，共有原斷面，30%、45%、60%透風(fēng)率，加1 m長水平分流板5種工況，研究了風(fēng)屏障對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.

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)屏障對主梁斷面氣動(dòng)性能的影響機(jī)理.

3.1? ?測點(diǎn)壓力系數(shù)均值

通過模型表面各個(gè)測點(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)速對應(yīng)的模型表面各測點(diǎn)的壓力系數(shù)均值. i測點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)的定義：

Cpi（t） = ■? ? ? ? ? ? （1）

式中：pi（t）為i測點(diǎn)風(fēng)壓時(shí)程;U0為相應(yīng)工況下來流平均風(fēng)速;Cpi（t）為i測點(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#測點(diǎn)的正值變化到3#測點(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)所有測點(diǎn)均處于負(fù)壓區(qū)，說明氣流分離后在上表面后部沒有出現(xiàn)再附現(xiàn)象. 安裝風(fēng)屏障后綜合幾種工況來看，上表面除風(fēng)嘴處1#、2#號(hào)測點(diǎn)壓力系數(shù)為正壓外，其余測點(diǎn)全為負(fù)壓，即安裝風(fēng)屏障并未改變來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.

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#測點(diǎn)壓力值呈增大趨勢，32#測點(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#測點(diǎn)）和中后部（15#～23#測點(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#測點(diǎn)發(fā)生了突變，同時(shí)安裝風(fēng)屏障使下表面所有測點(diǎn)壓力值都有所增加，檢修軌道之間區(qū)域（32#～51#測點(diǎn)）尤為明顯.

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主梁渦振具有良好控制效果的作用機(jī)理.

3.3? ?測點(diǎn)局部氣動(dòng)力與總體氣動(dòng)力相關(guān)性

各測點(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)測壓斷面總體氣動(dòng)力. 但是通過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)：

R（X，Y） = ■? ? ? ? （2）

式中：X為模型某測點(diǎn)處的局部氣動(dòng)力;Y為各測點(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#測點(diǎn)外所有測點(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，對于下表面安裝風(fēng)屏障后（52#～57#、47#～50#）測點(diǎn)的相關(guān)性有很大的增強(qiáng)，51#測點(diǎn)由正相關(guān)變?yōu)榱素?fù)相關(guān)，31#測點(diǎn)的負(fù)相關(guān)趨勢增強(qiáng)，因此，風(fēng)屏障對檢修車軌道之后相近測點(diǎn)的負(fù)相關(guān)性影響比較明顯. 37#～46#測點(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較大. 但是由于安裝風(fēng)屏障并沒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.

3.4? ?分布?xì)鈩?dòng)力對渦激力的貢獻(xiàn)

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

Caero-i = Cσ i ρi? ? ? ? ? （3）

式中：ρi為i測點(diǎn)壓力與渦激力的相關(guān)系數(shù);Caero-i為主梁表面各測點(diǎn)的分布?xì)鈩?dòng)力對渦激力的貢獻(xiàn)系數(shù);Cσ i 為測點(diǎn)壓力系數(shù)根方差. 貢獻(xiàn)系數(shù)Caero-i的正負(fù)只表示測點(diǎn)分布?xì)鈩?dòng)力對渦激力的貢獻(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)力對總體氣動(dòng)力的貢獻(xiàn)系數(shù)對比. 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、下表面所有測點(diǎn)對總體氣動(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渦振有很好的控制效果.

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

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）通過對渦振鎖定區(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#測點(diǎn)）上升段貢獻(xiàn)系數(shù)相較于極值點(diǎn)明顯增大.

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