大跨度流線型箱梁懸索橋顫振穩(wěn)定性氣動優(yōu)化

劉志文 謝普仁 陳政清 徐國平 徐軍

摘? ?要：以主跨為1 660 m流線型箱梁懸索橋為工程依托，采用風洞試驗和CFD數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對影響大跨度懸索橋顫振穩(wěn)定性的主要因素（主纜空間形式、主梁氣動外形和中央穩(wěn)定板高度）進行了研究，并對氣動控制措施機理進行了探討.結(jié)果表明：主纜布置形式對橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速的影響主要表現(xiàn)為主纜布置形式導致橋梁結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)頻率的改變，從而影響橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速;適當增加主梁斷面寬高比可有效提高橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速;設(shè)置合適高度的中央穩(wěn)定板可有效提高帶水平分離板的流線型箱梁斷面顫振臨界風速.中央穩(wěn)定板附近產(chǎn)生的渦會引起主梁斷面豎向氣動力增加，導致主梁斷面豎向運動參與程度提高，抑制了主梁斷面扭轉(zhuǎn)運動，從而提高了流線型箱梁斷面顫振穩(wěn)定性.

關(guān)鍵詞：大跨懸索橋;顫振穩(wěn)定性;氣動優(yōu)化;風洞試驗;數(shù)值模擬

中圖分類號：U441.3? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻標志碼：A

Abstract： Taking a suspension bridge with a streamlined girder of 1 660 m span as engineering background and using the methods of wind tunnel test and numerical simulation of CFD， this paper studies three main factors affecting the flutter stability of long-span suspension bridges， namely the main cable space form， aerodynamic shape of the girder section and height of central stabilizer， and then the mechanism of aerodynamic countermeasures is discussed. The results show that the influence of main cable layout on the flutter critical wind speed of bridge structures is mainly caused by the change of the torsional frequency of bridge structure according to the layout of main cables， which affects the critical wind speed of bridge structures. Appropriately increasing the ratio of width to height of the main girder section can effectively improve the flutter critical wind speed of bridge structures. Setting an appropriate height of central stabilizer can effectively improve the flutter critical wind speed of streamlined girder section with horizontal separation plates. The major effect of vortices generated near the central stabilizer is to generate the vertical aerodynamic force of streamlined main beam， leading to the increase of vertical movement degree of the main girder section and the suppression of torsional movement degree of the main girder section. Thus， the flutter stability of the streamlined girder section is improved.

Key words： long-span suspension bridges;flutter stability;aerodynamic optimization;wind tunnel tests;numerical simulation

顫振穩(wěn)定性往往是大跨度懸索橋設(shè)計的控制因素之一，如何有效提高大跨度懸索橋的顫振穩(wěn)定性是其抗風設(shè)計的重點.影響橋梁結(jié)構(gòu)顫振的主要因素有橋梁結(jié)構(gòu)體系、加勁梁氣動外形和氣動措施三大類.國內(nèi)外許多學者從這三個方面對大跨度懸索橋的顫振穩(wěn)定性進行了研究.

橋梁結(jié)構(gòu)體系是影響大跨度懸索橋顫振穩(wěn)定性的重要因素之一.Miguel[1]研究了多種超大跨徑懸索橋主纜數(shù)量、結(jié)構(gòu)形式及吊桿布置對顫振性能的影響，結(jié)果表明交叉布置吊桿是提高橋梁顫振穩(wěn)定性最為簡潔的方法之一.Michael等[2]研究了扭轉(zhuǎn)頻率特性對箱梁斷面懸索橋顫振臨界風速的影響，結(jié)果表明橋梁結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)頻率低于豎向頻率，可有效避免顫振問題的出現(xiàn).李翠娟等[3]研究了交叉吊索設(shè)置對CFRP主纜懸索橋顫振穩(wěn)定性的影響，結(jié)果表明在中跨L/3和邊跨跨中各設(shè)置一豎向交叉吊索，結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性最好.

加勁梁氣動外形是影響大跨度懸索橋顫振穩(wěn)定性最為重要的因素，也是橋梁結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性研究重點.Wang等[4]詳細研究了流線型箱梁斷面氣動外形對橋梁顫振和渦振性能的影響，研究表明閉口流線型箱梁斷面斜腹板傾角為15°時，橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速可有效提高，且渦振現(xiàn)象也可以消除.Larsen等[5]結(jié)合機翼斷面升力隨攻角的變化規(guī)律，研究了流線型箱梁斷面斜腹板傾角對渦振的影響，結(jié)果表明流線型箱梁斷面斜腹板最優(yōu)傾角為15°，該角度條件下可消除箱梁渦振現(xiàn)象.劉志文等[6-7]針對閉口流線型箱梁的顫振性能和渦激力展向相關(guān)性進行了試驗研究，結(jié)果表明采用閉口流線型箱梁大跨度斜拉橋顫振穩(wěn)定性較好，振動狀態(tài)流線型主梁斷面渦激力展向相關(guān)系數(shù)與振幅、鎖定區(qū)風速等相關(guān).此外，Yoshinobu等[8]對П型斷面氣動外形優(yōu)化進行了有益嘗試.結(jié)果表明，改變П型截面兩板梁的間距可有效減小渦振振幅和提高顫振臨界風速.

氣動措施是改善橋梁斷面顫振穩(wěn)定性的重要措施.徐洪濤等[9]研究了桁架加勁梁橋面板中央開槽、裙板和氣動翼板等措施對橋梁顫振臨界風速的影響，結(jié)果表明橋面板中央開槽、裙板、氣動翼板都能夠改善桁架橋顫振穩(wěn)定性.張宏杰等[10]針對流線型箱梁斷面研究了中央穩(wěn)定板、中央開槽、懸臂水平分離板對斜拉橋顫振穩(wěn)定性的影響，結(jié)果表明在流線型箱梁斷面兩側(cè)設(shè)置水平分離板能夠顯著改善橋梁顫振性能.徐愛軍等[11]對板-桁分離式鋼桁架橋和板-桁組合式鋼桁架橋主梁斷面進行了氣動外形優(yōu)化研究，結(jié)果表明采用下中央穩(wěn)定板或中央開槽氣動措施可有效改善板-桁分離式鋼桁架橋顫振性能;采用上中央穩(wěn)定板和水平穩(wěn)定板對板-桁組合式鋼桁架橋顫振性能有明顯改善.夏錦林等[12]研究了單側(cè)和上下組合設(shè)置中央穩(wěn)定板對單箱斷面懸索橋顫振性能的影響，結(jié)果表明相比于單側(cè)穩(wěn)定板，同時設(shè)置上、下穩(wěn)定板對于氣動穩(wěn)定性的改善效果更佳.Yang等[13]對中央開槽雙箱梁斷面顫振性能進行了研究，結(jié)果表明中央穩(wěn)定板可有效改善中央開槽雙箱梁斷面氣動性能，中央穩(wěn)定板顫振控制效果與雙箱梁斷面開槽寬度有關(guān).Tang等[14]對橋面中央開槽鋼桁架主梁斷面氣動性能進行了研究，結(jié)果表明封閉橋面中央槽隙和設(shè)置豎向穩(wěn)定板有利于改善主梁斷面顫振性能.楊詠昕等[15]對薄平板斷面中央穩(wěn)定板氣動控制措施的顫振控制效果及控制機理進行了研究，結(jié)果表明采用合適高度的中央穩(wěn)定板可有效改善橋梁顫振穩(wěn)定性;中央穩(wěn)定板顫振控制機理是增加豎向自由度參與程度，改變耦合氣動阻尼性質(zhì)和發(fā)展規(guī)律，從而抑制系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)運動發(fā)散，使顫振形態(tài)轉(zhuǎn)化為豎彎形式.陳政清等[16]對矮寨大橋有無中央穩(wěn)定板時氣動導數(shù)進行了顫振分析，結(jié)果表明中央穩(wěn)定板提高了顫振發(fā)生時豎向自由度的參與程度和扭彎耦合程度，使顫振形態(tài)由單自由度扭轉(zhuǎn)振動向彎扭耦合振動轉(zhuǎn)移，從而提高顫振臨界風速.歐陽克儉等[17]通過CFD數(shù)值模擬及PIV風洞試驗對中央穩(wěn)定板提高橋梁結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性能的細觀作用機理進行了研究，結(jié)果表明中央穩(wěn)定板可使橋梁斷面在顫振中豎向自由度參與作用增強.

綜上所述，國內(nèi)外許多學者分別從橋梁結(jié)構(gòu)體系、主梁斷面氣動外形以及氣動措施等角度對大跨度橋梁顫振穩(wěn)定性進行研究，并得到了一些具有重要工程應(yīng)用價值的研究成果.對于大跨度懸索橋，當橋位顫振檢驗風速較高且采用流線型箱梁斷面時有必要從橋梁結(jié)構(gòu)體系、主梁斷面氣動外形和氣動措施三個層面來提高橋梁結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性.本文以主跨為1 660 m的伶仃洋懸索橋為工程背景，對主纜空間形式、主梁氣動外形及中央穩(wěn)定板高度對流線型整體鋼箱梁的顫振控制效果及機理進行研究.

1? ?試驗介紹

1.1? ?工程簡介

擬建的深圳至中山跨江通道工程伶仃洋大橋初步設(shè)計階段分別擬定了分離箱方案和整體箱方案，其中整體箱梁方案根據(jù)橋塔布置又分為鉆石型橋塔空間纜方案和門型橋塔平行纜方案.本文主要針對深中通道伶仃洋大橋整體箱空間纜和平行纜方案顫振穩(wěn)定性問題進行研究.深中通道伶仃洋大橋整體箱設(shè)計方案為主跨1 660 m的懸索橋方案，跨徑布置為530 m+1 660 m+530 m=2 720 m，橋塔塔高266 m，圖1為該橋整體箱方案總體布置示意圖.加勁梁采用閉口流線型鋼箱梁，梁寬為49.7 m（含風嘴、水平分離板），加勁梁中心線處梁高為4.0 m.鉆石型橋塔方案（圖1（c）所示）和H型橋塔方案（圖1（d）所示）對應(yīng)主纜分別為空間纜和平行纜，吊桿布置與之相適應(yīng).表1給出了相應(yīng)的動力特性分析結(jié)果.

1.2? ?試驗裝置與試驗工況

綜合考慮確定伶仃洋大橋主梁節(jié)段模型幾何縮尺比為λL = 1/70.為減少節(jié)段模型端部三維流動的影響，主梁模型長度取L = 2 000 mm，主梁寬度為B = 710 mm，模型高度H = 57 mm，模型長寬比L/B = 2.817.節(jié)段模型骨架采用鋁合金框架制作而成，外衣采用優(yōu)質(zhì)木材制作，以保證幾何外形相似.模型兩端采用膠合板作為端板，以保證主梁斷面附近氣流的二元特性.主梁上的防撞護欄、人行道欄桿采用ABS板雕刻而成，并模擬了防撞護欄形狀與透風率.檢修車軌道及檢修車軌道兩側(cè)的導流板采用ABS板制作.加勁梁節(jié)段模型顫振穩(wěn)定性試驗在湖南大學HD-2邊界層風洞中進行，該試驗段高2.5 m，寬3.0 m，長17 m.試驗風速范圍為0.5～58 m/s，流場不均勻性小于0.55%，紊流度小于0.5%.懸掛于風洞中的節(jié)段模型照片如圖2所示.

首先分別針對鉆石型橋塔、H型橋塔原加勁梁斷面方案進行顫振穩(wěn)定性節(jié)段模型試驗研究;然后以H型塔方案為基礎(chǔ)，分別進行主梁斷面氣動外形優(yōu)化和中央穩(wěn)定板氣動措施顫振穩(wěn)定性試驗研究.詳細試驗工況見表2.各工況下的動力特性見表1和表3.由表1可得，鉆石型橋塔空間纜方案扭轉(zhuǎn)頻率較H型橋塔平行纜方案高9.7%;鉆石型橋塔空間纜方案扭彎頻率比為2.525，H型橋塔平行纜方案的扭彎頻率比為2.228，鉆石型橋塔空間纜方案扭彎頻率較H型橋塔平行纜方案增大13.3%.由表3可知，對于主跨1 660 m的懸索橋，加勁梁梁高和外形改變對橋梁結(jié)構(gòu)動力特性的影響較小.

2? ?試驗結(jié)果

2.1? ?主纜布置對橋梁顫振穩(wěn)定性的影響

鉆石型橋塔和H型橋塔方案分別對應(yīng)空間纜和平行纜，對應(yīng)顫振臨界風速試驗結(jié)果匯總見表4.由表4可知，工況DG-4.0“鉆石型橋塔+4.0 m梁高方案”對應(yīng)最小顫振臨界風速為79.5 m/s;工況HG-4.0“H型橋塔+4.0 m梁高方案”對應(yīng)最小顫振臨界風速為72.4 m/s.即“鉆石型橋塔+4.0 m梁高方案”顫振臨界風速較“H型橋塔+4.0 m梁高方案”顫振臨界風速偏高約9.8%，鉆石型橋塔空間纜的顫振穩(wěn)定性要優(yōu)于H型橋塔平行纜方案.主要原因是鉆石型橋塔空間纜結(jié)構(gòu)體系整體扭轉(zhuǎn)剛度大于H型塔平行纜結(jié)構(gòu)體系整體扭轉(zhuǎn)剛度.實際上，鉆石型塔方案對應(yīng)的扭轉(zhuǎn)頻率較H型橋塔方案對應(yīng)的扭轉(zhuǎn)頻率偏大9.7%.考慮到實際工程中鉆石型橋塔空間纜施工難度較大，故僅針對平行纜方案進行進一步氣動性能優(yōu)化試驗研究.

2.2? ?流線型箱梁斷面外形對橋梁顫振穩(wěn)定性的影響

流線型箱梁斷面氣動外形對橋梁結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性影響至關(guān)重要，決定流線型箱梁斷面氣動外形的主要參數(shù)包括加勁梁斷面寬度、高度、斜腹板與底板夾角及風嘴參數(shù)等.參考已有文獻研究成果[4-5]，綜合考慮流線型箱梁斷面的梁高、梁寬、斜腹板與底板夾角、風嘴銳度及風嘴位置等參數(shù)對橋梁顫振穩(wěn)定性的影響進行了試驗研究，流線型箱梁斷面氣動外形具體參數(shù)匯總見表5，箱梁斷面外形及基本尺寸見圖3.

為分析主梁斷面關(guān)鍵氣動參數(shù)對橋梁結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性的影響，對表5中各工況進行分組，盡量減小不同參數(shù)變化導致的相互影響.首先進行箱梁斷面寬高比B/H對橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速影響分析.考慮到工況HG-4.0與工況HG-4.5-1、工況HG-4.5-3與工況HG-5.0對應(yīng)的風嘴外形變化較小，故將工況HG-4.0與工況HG-4.5-1作為組合1，將工況HG-4.5-3與工況HG-5.0作為組合2;然后進行風嘴參數(shù)對橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速影響分析，即對工況HG-4.5-1、HG-4.5-2及HG-4.5-3對應(yīng)的試驗結(jié)果進行分析.

表6所示為不同主梁寬高比B/H對應(yīng)的橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速試驗結(jié)果.由表6可知，對于組合1，0°、+3°和-3°攻角條件下，工況HG-4.0對應(yīng)顫振臨界風速分別為74.9 m/s、72.4 m/s和79.9 m/s;0°、+3°和-3°攻角條件下，工況HG-4.5-1對應(yīng)顫振臨界風速分別為61.6 m/s、47.9 m/s和83.0 m/s.即在0°、+3°攻角條件下，工況HG-4.5-1對應(yīng)顫振臨界風速分別較工況HG-4.0減小13.3 m/s、24.5 m/s;在-3°攻角條件下，工況HG4.5-1對應(yīng)顫振臨界風速較工況HG-4.0增加3.1 m/s.工況HG-4.0對應(yīng)最小顫振臨界風速為72.4 m/s;工況HG-4.5-1對應(yīng)最小顫振臨界風速為47.9 m/s.工況HG-4.5-1顫振臨界風速比工況HG-4.0顫振臨界風速低24.5 m/s，表明隨主梁斷面寬高比減小，主梁斷面顫振臨界風速會降低，且影響較為明顯.

由表6可知，對于組合2，0°、+3°和-3°攻角條件下，工況HG-4.5-3對應(yīng)顫振臨界風速分別為80.4 m/s、65.9 m/s和大于84.4 m/s;0°、+3°和-3°攻角條件下，工況HG-5.0對應(yīng)顫振臨界風速分別為82.2 m/s、62.1 m/s和83.0 m/s.即在0°攻角下工況HG-5.0對應(yīng)顫振臨界風速較工況HG-4.5-3對應(yīng)顫振臨界風速增加1.8 m/s;+3°和-3°攻角下，HG-5.0對應(yīng)顫振臨界風速較工況HG-4.5-3對應(yīng)顫振臨界風速分別下降了3.8 m/s和1.4 m/s.對應(yīng)最小顫振臨界風速由工況HG-4.5-3對應(yīng)的65.9 m/s降到了工況HG-5.0對應(yīng)的62.1 m/s.

綜上可知，總體而言隨著主梁斷面寬高比B/H的減小，主梁斷面顫振臨界風速會降低，適當增加主梁斷面寬高比B/H，可有效提高橋梁結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性.

表7所示為相同梁高不同風嘴形式主梁斷面顫振穩(wěn)定性試驗結(jié)果匯總.由表7可知，工況HG-4.5-1、HG-4.5-2和HG-4.5-3對應(yīng)各攻角下顫振臨界風速隨風嘴形狀的改變而改變，相對而言，工況HG-4.5-3對應(yīng)橋梁顫振臨界風速是最高的，表明選擇合適的風嘴形狀可有效提高橋梁結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性.此外，工況HG-4.5-1、HG-4.5-2及HG-4.5-3方案風嘴銳度、h1 /H變化趨勢與顫振臨界風速的變化趨勢不盡相同，表明風嘴銳度和h1 /H共同影響橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速.當風嘴銳度為41°、風嘴位置h1 /H=0.62時（HG-4.5-3）顫振臨界風速最高.表7中工況HG-4.0對應(yīng)風嘴銳度為41°、風嘴位置h1 /H為0.62，對應(yīng)顫振臨界風速試驗結(jié)果也反映了這一規(guī)律.

2.3? ?中央穩(wěn)定板對橋梁顫振性的影響

中央穩(wěn)定板是提高橋梁顫振臨界風速的有效氣動措施之一.以工況HG-4.0原主梁斷面為基礎(chǔ)，針對不同高度中央穩(wěn)定板對帶水平分離板流線型箱梁斷面顫振臨界風速的影響進行研究.綜合考慮，確定中央穩(wěn)定板的高度分別為1.0 m、1.2 m和1.4 m，即分別為0.25H、0.3H和0.35H.表8給出了工況HG-4.0原斷面和增設(shè)不同高度中央穩(wěn)定板對應(yīng)橋梁顫振臨界風速試驗結(jié)果.圖4所示為工況HG-4.0原斷面增設(shè)不同高度中央穩(wěn)定板后不同攻角條件下橋梁顫振臨界風速隨中央穩(wěn)定板高度變化曲線.

由表8可知，0°、+3°和-3°攻角條件下，工況HG-4.0原斷面對應(yīng)顫振臨界風速分別為74.9 m/s、72.4 m/s和79.9 m/s;增設(shè)高度為1.0 m的中央穩(wěn)定板后對應(yīng)顫振臨界風速分別為81.8 m/s、91.6 m/s和84.1 m/s;增設(shè)高度為1.2 m的中央穩(wěn)定板后對應(yīng)的顫振臨界風速分別為87.9 m/s、92.1 m/s和86.5 m/s;增設(shè)高度為1.4 m中央穩(wěn)定板后對應(yīng)的顫振臨界風速分別為90.2 m/s、94.9 m/s和87.4 m/s.結(jié)果表明設(shè)置合適高度的中央穩(wěn)定板可有效提高帶水平分離板的流線型箱梁斷面顫振臨界風速.

由圖4可知，各風攻角對應(yīng)橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速均隨中央穩(wěn)定板高度的增加而逐漸增加;當中央穩(wěn)定板高度超過1.2 m（0.3H）后中央穩(wěn)定板對橋梁顫振臨界風速提高效果不太明顯.不同風攻角條件下，中央穩(wěn)定板對橋梁顫振臨界風速提高效果也存在一定的差異，+3°攻角中央穩(wěn)定板對橋梁顫振臨界風速提高效果最為明顯;-3°攻角中央穩(wěn)定板對橋梁顫振臨界風速提高效果相對最小，這可能與流線型箱梁斷面兩側(cè)設(shè)置水平分離板有一定關(guān)系.

3? ?流線型箱梁斷面顫振控制機理探討

由上述試驗結(jié)果可知，主纜布置形式、箱梁斷面氣動外形及中央穩(wěn)定板均會對橋梁顫振臨界風速產(chǎn)生一定的影響.主纜布置形式對橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速的影響主要表現(xiàn)為主纜布置形式導致橋梁結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)頻率改變，從而影響橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速.箱梁斷面氣動外形及中央穩(wěn)定板高度對橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速的影響機理則較為復雜.已有研究成果表明增設(shè)中央穩(wěn)定板后能有效增加豎向自由度參與程度，改變耦合氣動阻尼的性質(zhì)和發(fā)展規(guī)律，從而抑制系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)運動的發(fā)散，提高原斷面顫振穩(wěn)定性[15-17].

現(xiàn)采用計算流體力學方法從流場結(jié)構(gòu)角度對流線型箱梁斷面中央穩(wěn)定板顫振控制機理進行研究.基于二維大渦模擬和動網(wǎng)格技術(shù)建立橋梁主梁斷面流固耦合分析方法，以工況HG-4.0和HG-4.0+CS1.4為研究對象，分別進行0°攻角主梁斷面自由振動數(shù)值模擬，根據(jù)不同風速條件下主梁斷面的振動響應(yīng)曲線確定橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速.為便于與試驗結(jié)果進行比較，確定主梁斷面幾何縮尺比為1/70，風速比為1/5.計算域左側(cè)邊界距主梁斷面4B（B為主梁斷面寬度），計算域右側(cè)邊界距主梁斷面10B，計算域上、下側(cè)距主梁斷面中心線4B，模型阻塞率為1.0%，滿足阻塞率小于5%的要求.網(wǎng)格劃分采用分塊化思路，靠近主梁斷面附近采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分，主梁斷面附近變形區(qū)域采用三角形網(wǎng)格，計算域最外側(cè)區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以提高網(wǎng)格劃分質(zhì)量.邊界條件確定如下：計算域左側(cè)為速度入口（Velocity inlet），計算域右側(cè)為壓力出口（Pressure outlet），計算域上、下側(cè)為對稱邊界（Symmetry）.圖5為主梁斷面計算域、網(wǎng)格劃分分塊及邊界條件示意圖.圖6為工況HG-4.0及工況HG-4.0+CS1.4主梁模型網(wǎng)格示意圖.

湍流模型選擇二維大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES）中的Smagorinsky-Lilly湍流模型，Smagorinsky常數(shù)Cs=0.10.具體求解參數(shù)設(shè)置如表9所示.0°攻角下工況HG-4.0及工況HG-4.0+CS1.4主梁斷面在顫振發(fā)散前后位移響應(yīng)計算結(jié)果如圖7、圖8所示，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的比較見表10.由圖7、圖8可知，工況HG-4.0實際橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速約為75～77.5 m/s，工況HG-4.0+CS1.4實際橋梁結(jié)構(gòu)的顫振臨界風速約為80～82.5 m/s.

由表10可知，0°攻角下工況HG-4.0和工況HG-4.0+CS1.4對應(yīng)的實際橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果總體吻合較好，驗證了本文數(shù)值模擬方法的精度.

為了方便分析設(shè)置中央穩(wěn)定板后流場的變化，圖9、圖10給出顫振前后一個周期內(nèi)斷面的流場顯示.從圖9可以看出，當計算風速為15.5 m/s時，原主梁斷面主要表現(xiàn)為扭轉(zhuǎn)運動;主梁斷面附近的渦主要位于主梁斷面前后緣處，斷面中央附近渦較少.

從圖10可以看出，當計算風速為16.0 m/s時，設(shè)置中央穩(wěn)定板后主梁斷面主要表現(xiàn)為豎向運動;主梁斷面在中央穩(wěn)定板附近存在明顯的渦，從而對主梁產(chǎn)生豎向氣動力，導致主梁斷面豎向運動參與程度提高，抑制了主梁斷面扭轉(zhuǎn)運動.

4? ?結(jié)? ?論

以擬建的伶仃洋大橋為工程依托，對流線型箱梁斷面的顫振穩(wěn)定性影響因素和氣動控制措施進行了研究，得到如下主要結(jié)論：

1）主纜布置形式對橋梁結(jié)構(gòu)顫振臨界風速的

影響主要表現(xiàn)為主纜布置形式導致橋梁結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)頻率改變，從而影響橋梁顫振臨界風速.

2）適當增加主梁斷面寬高比可有效提高橋梁

結(jié)構(gòu)顫振穩(wěn)定性;設(shè)置合適高度中央穩(wěn)定板可有效提高帶水平分離板流線型箱梁斷面顫振臨界風速.

3）中央穩(wěn)定板附近產(chǎn)生的渦主要對流線型主

梁斷面產(chǎn)生豎向氣動力作用，導致主梁斷面豎向運動參與程度提高，抑制了主梁斷面的扭轉(zhuǎn)運動，從而提高了流線型箱梁斷面顫振穩(wěn)定性.

參考文獻

[1]? ? MIGUEL A A.Flutter stability of very long suspension bridges[J].Journal of Bridge Engineering，1998，3（3）：132—139.

[2]? ? MICHAEL S A，JENS J，ANDERS B，et al. Aerodynamic stability of long span suspension bridges with low torsional natural frequencies[J]. Engineering Structures，2016，120：82—91.

[3]? ? 李翠娟，李永樂，唐茂林，等.交叉吊索對超大跨CFRP主纜懸索橋顫振性能的改善作用[J].土木工程學報，2017，50（3）：83—90.

LI C J，LI Y L，TANG M L，et al. Improvement of flutter stability of super long span suspension bridge with CFRP cable by crossed hangers[J]. China Civil Engineering Journal，2017，50（3）：83—90.（In Chinese）

[4]? ? WANG Q，LIAO H L，LI M S，et al. Influence of aerodynamic configuration of a streamline box girder on bridge flutter and vortex-induced vibration[J]. Journal of Modern Transportation，

2011，19（4）：261—267.

[5]? ? LARSEN A，WALL A.Shaping of bridge box girders to avoid vortex shedding response[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2012，104/106：159—165.

[6]? ? 劉志文，洪涵，梁立農(nóng)，等.廣東江順大橋抗風性能試驗研究[J].湖南大學學報（自然科學版），2015，42（3）：112—119.

LIU Z W，HONG H，LIANG L N，et al. Experimental investigation of the wind- resistant performance of Jiangshun Bridge in

Guangdong[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2015，42（3）：112—119.（In Chinese）

[7]? ? 劉志文，龔慧星，陳政清. 流線型箱梁斷面渦激力展向相關(guān)試驗研究[J]. 湖南大學學報（自然科學版），2017，44（5）：80—87.

LIU Z W，GONG H X，CHEN Z Q. Experimental study on spanwise correlation of vortex-excited forces of a streamlined box girder[J].Journal of Hunan University（Natural Sciences），2017，44（5）：80—87.（In Chinese）

[8]? ? YOSHINOBU K，KENJI S，EIKI Y，et al.Improvement of aeroelastic instability of shallow π section[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodymics，2001，89：1445—1457.

[9]? ? 徐洪濤，何勇，鄒雋 ，等.特大跨徑桁架加勁梁橋顫振穩(wěn)定性氣動優(yōu)化措施風洞試驗研究[J].公路交通科技，2010（2）：48—53.

XU H T，HE Y，ZOU J J，et al. Study of wins tunnel test of aerodynamic optimization measures for flutter stability of super long-span bridge with truss girder [J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development，2010（2）： 48—53. （In Chinese）

[10]? 張宏杰，朱樂東. 箱形主梁懸臂水平分離板的顫振控制效果與機理[J]. 同濟大學學報（自然科學版），2011，39（11）：1569—1574，1640.

ZHANG H J，ZHU L D. Control effect and mechanism of cantilever horizontal splitting plates on flutter performance of a box deck[J]. Journal of TongJi University（Natural Science），2011，39（11）：1569—1574，1640. （In Chinese）

[11]? 徐愛軍，王凱，李明水，等. 板-桁組合式鋼桁梁懸索橋顫振穩(wěn)定性選型研究[J]. 實驗流體力學，2015，29（4）： 52-57.

XU A J，WANG K，LI M S，et al. Flutter stability selection study of a long-span steel truss suspension bridge with a combine deck plate[J]. Journal of Experiments in Fluid Mechanics，2015，29（4）： 52—57.（In Chinese）

[12]? 夏錦林，楊詠昕，葛耀君. 上、下組合中央穩(wěn)定板對于箱梁顫振性能的影響[J]. 中國公路學報，2017，30（7）：86—93.

XIA J L，YANG Y X，GE Y J. Influence of combined central stabilizing plates on flutter performances of box girder [J]. China Journal of Highway and Transport，2017，30（7）： 86—93. （In Chinese）

[13]? YANG Y X，ZHOU R，GE Y J，et al. Flutter characteristics of twin-box girder bridges with vertical central stabilizers [J]. Engineering Structures，2017，133：33—48.

[14]? TANG H J，LI Y L，WANG Y F，et al. Aerodynamic optimization for flutter performance of steel truss stiffening girder at larges of attack[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics，2017，168：260—270.

[15]? 楊詠昕，葛耀君，項海帆. 中央穩(wěn)定板顫振控制效果和機理研究[J]. 同濟大學學報（自然科學版），2007，35（2）：149—155.

YANG Y X，GE Y J，XIANG H F. Flutter controlling effect and，mechanism of central stabilizer[J]. Journal of TongJi University（Natural Science），2007，35（2）：149—155.（In Chinese）

[16]? 陳政清，歐陽克儉，牛華偉，等. 中央穩(wěn)定板提高桁架梁懸索橋顫振穩(wěn)定性的氣動機理[J]. 中國公路學報，2009，22（6）： 53—59.

CHEN Z Q，OUYANG K J，NIU H W，et al. Aerodynamic mechanism of improvement of flutter stability of truss-girder suspension bridge using central stabilizer [J]. China Journal of Highway and Transport，2009，22（6）： 53—59. （In Chinese）

[17]? 歐陽克儉，陳政清. 中央穩(wěn)定板提高顫振穩(wěn)定性能的細觀作用機理[J]. 振動與沖擊，2016，35（1）：11—16.

OUYANG K J，CHEN Z Q. Micro-mechanism of a central stabilizer for improving a bridge′s flutter stability [J]. Journal of Vibration and Shock，2016，35（1）：11—16. （In Chinese）