中央開槽箱梁渦激共振特性及抑振措施機理研究

第一作者楊婷女，碩士生，1989年生

通信作者周志勇男，博士，研究員，博士生導師，1972年生

郵箱：z.zhou@#edu.cn

中央開槽箱梁渦激共振特性及抑振措施機理研究

楊婷，周志勇(同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，橋梁結構抗風技術交通行業(yè)重點實驗室，上海200092)

摘要：基于大比例節(jié)段模型風洞測振、測壓試驗及計算流體力學(Computational Fluid Dynamic,CFD)方法進行中央開槽箱梁渦激共振特性及抑振措施機理研究。以蕪湖長江公路二橋為例進行大比例節(jié)段模型風洞試驗。結果顯示，位于氣動敏感位置內側檢修車軌道是誘發(fā)渦激共振原因。CFD數值模擬表明，流過上游斷面底板的氣流遭遇內側檢修車軌道阻擋，會加大上游斷面尾流死水區(qū)寬度，開槽區(qū)域產生連續(xù)旋渦脫落現象，主導主梁斷面渦振發(fā)生。提出將內側檢修車軌道向主梁中心線偏移一定距離方案，使上游斷面流過梁底的高速氣流在底板內側轉角處不受檢修車軌道影響，氣流分離點延后，開槽區(qū)域連續(xù)旋渦脫落現象消失。主梁斷面表面靜態(tài)測壓試驗結果顯示，此時氣流沿梁體外形能平穩(wěn)過渡，無明顯流動分離現象，上游斷面底板內側轉角處負壓值不會產生劇烈突變。上、下游斷面整個內腹板的脈動壓力減小、能量分散，無一致的卓越頻率。對改進斷面進行大比例節(jié)段模型渦振風洞試驗，并與原型斷面結果對比，證實其為有效的抑振措施。

關鍵詞：渦振；機理研究；CFD；中央開槽箱梁；檢修車軌道；大比例節(jié)段模型試驗

收稿日期：2014-01-28修改稿收到日期：2014-05-16

中圖分類號:U448.27文獻標志碼：A

Vortex-induced resonance characteristics and anti-vibration measures’ mechanism of central-slotted box girders

YANGTing,ZHOUZhi-yong(State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Transport Industry Key Laboratory for Wind ResistanceTechnique in Bridge Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Abstract:To study vortex-induced resonance characteristics and anti-vibration measures’ mechanism of central- slotted box girders, the large-scale sectional model vibration measurement, pressure measurement and CFD were employed. A long-span cable-stayed bridge over Yangtze River was taken as an example to conduct wind tunnel tests of large-scale sectional model. The test results indicated that it is the maintenance rails located inside aerodynamic susceptible sites that cause the vortex-induced vibration of the bridge. CFD numerical simulation results showed that the upwind flow passing through the curved soffit plate is hindered by the inside maintenance rails to cause an increased width of dead water region in the wake of upwind box section, a continuous and intensive vortex shedding phenomenon occurs due to velocity gradient and the VIV of the bridge main beam section takes place; accordingly, the inside maintenance rails are proposed to offset the center line of the main beam with a certain distance, they are not an obstacle to the high-speed upwind flow; thus the flow separates at the location far away from the knuckle line and the size of dead water region in the upwind box wake is reduced to prevent the vortex shedding. The static pressure test results showed that when shifting the inside maintenance rails, the negative mean pressure at the soffit plate knuckle line, does not change dramatically, the fluctuating pressures on the upwind and downwind inclined panels can be reduced, and the fluctuating energy is dispersed without a consistent predominant frequency. Wind tunnel tests for the modified section were conducted and the results showed that the VIV of the bridge can be suppressed completely.

Key words:vortex-induced vibration (VIV); mechanism research; CFD; central-slotted box girders; maintenance rails; large-scale sectional model test

大跨度橋梁中央常采用開槽形式，如西堠門大橋(B/H≈10)、香港昂船洲大橋(B/H≈13.5)、南京右汊大橋(B/H≈13.5)、杭州灣嘉紹大橋(B/H≈14)、青島海灣大橋大沽河航道橋(B/H≈13)、港珠澳大橋江海直達船航道橋(B/H≈10)等。據已有工程及研究經驗，開槽有助于提高顫振臨界風速，但會使上游斷面尾部變鈍，常誘發(fā)渦振。因此需對該類橋梁的渦振特性進行風洞試驗及數值模擬研究。

Larose等[1]在對昂船洲大橋分體鋼箱梁進行一系列渦振試驗認為，梁底氣流經導流板后可形成速度壓縮，能干擾中央開槽處形成能量較大旋渦，抑制規(guī)律性旋渦對結構的驅動，達到制振目的。Matsuda等[2]用1∶10中央開槽斷面節(jié)段模型對不同雷諾數下進行定常與非定常氣動力系數分析表明，80°風嘴及有無格柵兩種開槽斷面均發(fā)生雷諾數效應，表現為St數及壓力分布不同；低雷諾數下風洞試驗結果偏保守。李玲瑤等[3]采用大比例節(jié)段模型試驗方法對兩種導流板設置方案的渦振控制效果對比結果表明，中央開槽斷面的渦振性能較差，導流板渦振控制效果除與原斷面氣動外形及槽寬有關外，與導流板高度、長度、傾角密切相關。歐陽克儉等[4]通過1:50節(jié)段模型試驗，對中央開口斷面懸索橋進行渦振控制風洞試驗表明，在人行道板下加底板使橋梁斷面在人行道處形成光滑過渡，能有效抑制渦振。廖海黎等[5]通過1:60與1:20兩種比例節(jié)段模型試驗，研究分體式鋼箱梁斜拉橋的渦激振動特性和相應制振措施表明，背風側底板內側轉角區(qū)為主梁的氣動敏感區(qū)，在此處安裝導流板能干擾旋渦形成，起到制振作用。汪正華等[6]采用大比例節(jié)段模型風洞試驗，研究中央開槽主梁的渦激振動特性，分析不同格柵板樣式及空隙率對隨風速變化的渦振振幅影響知，格柵板空隙率越小抑制渦振效果越好。孟曉亮等[7]通過1:80節(jié)段模型風洞試驗比較檢修車軌道位置改變引起半封閉分離雙箱梁渦激共振特性表明，檢修車軌道位置變化因改變主梁斷面氣動外形而影響主梁的渦振性能。王騎等[8]采用1:60與1:20兩種比例節(jié)段模型試驗，分析分體式鋼箱梁的渦振特性、驗證導流板與抑振板的制振效果。Larson等[9]通過1:20節(jié)段模型測壓試驗，對昂船洲大橋進行導流板制振機理分析表明，上游斷面的壓力脈動源于底板內側轉角處形成的旋渦脫落，下游斷面的壓力脈動源于上游產生的旋渦對其造成的沖擊力。下游斷面壓力脈動值遠大于上游斷面脈動值，約為3～4倍。Li等[10]運用POD方法對現場實測的分離雙箱懸索橋平均壓力及脈動壓力進行分析，觀察斷面周圍流體的時間-空間變化特性知，規(guī)律的渦脫現象一開始只發(fā)生在開槽區(qū)域及下游斷面尾流區(qū)域；進入鎖定區(qū)間后隨主梁振動渦脫現象隨之劇烈，區(qū)域擴展到整個下游斷面底表面與上游斷面的尾流區(qū)域，開槽區(qū)域及梁底表面區(qū)域渦區(qū)聚在一起。Kwok等[11]對5種帶不同槽寬的分離雙箱梁進行表面測壓風洞試驗，所得不同風攻角下梁體表面平均壓力值與壓力脈動值分布表明，槽寬大小會極大影響梁體表面壓力分布及St數，揭示出渦振機理。Watanabe等[12]運用LES湍流模型對中央開槽斷面進行三維非定常靜力計算，實現流場可視化，結果表明，主梁迎風側風嘴下緣產生的流動分離與再附現象導致升力系數、升力矩系數增大；若主梁斷面在大風攻角下能使迎風側風嘴處流動分離不易產生，則能保證其在大部分風攻角下的氣動穩(wěn)定性。Laima等[13]對分離雙箱梁節(jié)段模型進行靜、動態(tài)測試風場試驗，觀察旋渦脫落現象，并結合數值模擬方法分析渦振發(fā)生時表面壓力分布、流體與模型間動能傳遞、流態(tài)演變。結果顯示，渦結構主要聚集于下游主梁的迎風腹板位置。何晗欣等[14]通過1∶45節(jié)段模型試驗及CFD分析，研究中央開槽箱型斷面的三種氣動措施(增設不同開孔率底板、改變腹板角度、增設導流板)的有效性。

本文以在建安徽蕪湖長江公路二橋為研究背景，采用大比例節(jié)段模型風洞試驗、表面壓力同步測量及CFD數值模擬方法，從宏觀、微觀兩方面對中央開槽箱梁斷面渦振機理進行分析，提出具體氣動措施，以渦振試驗結果、主梁斷面表面壓力分布特性及CFD計算所得流場形態(tài)，共同驗證氣動措施的有效性。

1工程背景與試驗概況

1.1橋梁概況

蕪湖長江公路二橋為雙塔四索面斜拉橋，橋跨布置為100+308+806+308+100(m)，主橋全長1 622 m，整體布置見圖1。斜拉橋采用密索半漂浮結構體系，斜拉索采用平行鋼絲索扇形空間索面布置形式，兩主塔橋面以上高度210.4 m。加勁梁為全寬53 m、槽寬17 m、梁高3.5 m的中央開槽式的雙閉口流線型鋼箱梁，由每隔32 m的橫梁連接成整體。主梁寬高比B/H=15.1，槽寬與梁寬比b/B=0.32。主梁外側底板采用弧形的魚腹型曲線，避免梁體出現明顯的氣動分離點。中央開槽主梁標準斷面見圖2。

圖1　橋梁立面圖(單位：m) Fig.1 General layout of the cable-stayed bridge (unit:m)

圖2　中央開槽主梁橫斷面圖(單位：m) Fig.2 Cross section of the bridge deck (unit:m)

1.2大比例節(jié)段模型試驗

圖3　節(jié)段模型試驗裝置圖 Fig.3 Sketch of the testing device

試驗在同濟大學TJ-3風洞中進行。該風洞試驗段長15 m，寬14 m，高2 m，試驗風速范圍為0～17 m/s連續(xù)可調，均勻流場紊流度≤0.3%。為使試驗雷諾數較大、精確模擬箱梁構造細節(jié)及試驗結果接近實際，設計制作幾何縮尺比為1∶22，長度為7.3 m的大比例節(jié)段模型(長寬比>3)，見圖3。

表1　大比例節(jié)段模型試驗主要參數

試驗模型采用兩根工字鋼芯棒，用5道工字鋼橫梁焊接形成骨架，保證模型有足夠的剛度不發(fā)生局部變形，并外覆3 mm航空板以模擬橋梁的氣動外形。橋面護欄及檢修車軌道等附屬結構采用有機玻璃雕刻而成。剛體模型由8根彈簧彈性懸掛于洞壁中支架上，通過調節(jié)整個系統(tǒng)質量及質量慣矩并配以適當剛度、間距彈簧準確模擬對應實橋的一階豎彎、扭轉運動質量—剛度系統(tǒng)。據節(jié)段模型設計相似性要求及模型與實橋頻率比確定試驗風速比，獲得實橋主要參數與節(jié)段模型主要參數間對應關系，見表1。位移信號用日本Matsushita公司MLS LM10-130 ANR1215型激光位移傳感器測量，試驗共安裝4個激光位移傳感器，分別對稱布置于兩根吊臂的4個測點(圖3)。

1.3試驗結果

原型斷面成橋狀態(tài)3°、0°及-3°攻角三種工況均在均勻流場中進行，見圖4。原型斷面豎彎及扭轉渦振響應見圖5。由圖5看出，在風攻角3°、0°及-3°工況下，主梁原型斷面均出現明顯的豎彎及扭轉渦振現象。其中3°風攻角工況的豎向渦振風速鎖定區(qū)間為2～3 m/s，最大豎向渦振振幅約達18 mm；扭轉渦振區(qū)間共兩個，第一個為5.9～6.4 m/s，最大扭轉渦振振幅約達0.06°，第二個為12～13.4 m/s，最大扭轉渦振振幅約達0.25°。在0°攻角工況下，豎向渦振風速鎖定區(qū)間為2～3 m/s，最大豎向渦振振幅約達15 mm，無扭轉渦振。 在-3°攻角工況下，豎向渦振風速鎖定區(qū)間為1.8～2.8 m/s，最大豎向渦振振幅約達12 mm；扭轉渦振風速鎖定區(qū)間為5.2～5.8 m/s，最大渦振振幅約達0.07°。

圖4　風洞中大比例節(jié)段模型 Fig.4 Large-scale sectional model in the wind tunnel

圖5　原型斷面豎彎及扭轉渦振響應 Fig.5 The responses of vertical and torsional VIV

為尋找渦振發(fā)生原因，在3°攻角下利用三種措施進行風洞試驗。措施1：去除主梁底板外側檢修車軌道，見圖6(a)；措施2：去除主梁底板內側檢修車軌道，見圖6(b)；措施3：去除主梁底板內、外側檢修車軌道，見圖6(c)。

圖6　針對檢修軌道布置的三種措施方案 Fig.6 Three arrangements of maintenance rails

風洞試驗結果顯示，用措施1并不能消減豎彎及扭轉渦激共振振幅；用措施2、3時豎彎及扭轉渦振現象均消失，見圖7。由試驗結果可初步確定，該主梁斷面渦振現象由內側檢修車軌道所致，而實際橋梁需要檢修車軌道不能去除，因此須找到對內側檢修車軌道的優(yōu)化方案。

圖7　豎彎及扭轉渦振響應對比結果(α=3°) Fig.7 Comparison results of vertical and torsional VIV (α=3°)

2渦振產生原因及對策

2.1主梁斷面繞流流場形態(tài)

本文采用主梁斷面周圍繞流流態(tài)特征理解渦振發(fā)生原因。用ANSYS的FLUENT有限體積法求解器進行數值計算。

幾何計算域設置見圖8，其與風洞試驗類似，入口為均勻流，出口為固定壓力，其它運輸量的梯度變化為零，上下為對稱性邊界，主梁壁面為無滑移邊界條件。計算域為124D×56D，其中D為主梁斷面高度。在主梁壁面10D×3D附近局部加密，見圖9。該種設置旨在保證結果可靠性情況下提高計算效率。

圖8　計算域劃分及邊界條件處理 Fig.8 Overview of computational domain and boundary conditions

圖9　計算域網格劃分 Fig.9 Mesh of the computational domain

FLUENT求解器中計算參數見表2，其中雷諾數Re設為28300(針對梁高定義)，與大比例節(jié)段模型試驗豎彎渦振區(qū)雷諾數保持一致。雷諾數計算式為

(1)

式中：ρ=1.225 kg/m3為空氣密度；v=2.6 m/s為來流風速；D=3.5/22=0.159 m為特征寬度；μ=1.789 4E-5m2/s為空氣粘度系數。

表2　計算方法及參數列表

α=0°、α=+3°、α=-3°風攻角下原型斷面及去掉檢修車軌道斷面周圍速度場見圖10、圖11。由圖10看出，三個攻角下，原型斷面開槽區(qū)域均存在連續(xù)的旋渦脫落現象； 流過上游斷面底板的氣流遭遇內側檢修車軌道阻擋，因而加大上游斷面尾流死水區(qū)寬度；由于速度梯度作用，開槽區(qū)域產生強烈且連續(xù)的旋渦脫落現象，主導主梁斷面渦振發(fā)生。由圖11看出，去除檢修車軌道后繞流流場上游斷面流過梁底的高速氣流在轉角處逆壓梯度較小，氣流在該區(qū)域分離基本未分離(類似流線型機翼)，沿結構外形向上流動，使上甲板尾流形成較大死水區(qū)面積急劇減小，開槽區(qū)域連續(xù)旋渦脫落現象消失。

三種風攻角下風軸阻力系數Cd對比結果見圖12。

圖10　原型斷面速度場圖 Fig.10 Velocity field around original section

圖11　去掉檢修車軌道斷面速度場圖 Fig.10 Velocity field around section without maintenance rails

圖12　三風攻角下風軸阻力系數C d對比結果 Fig.12 Comparison results of C d under three angles of wind incidence

2.2抑制渦振的氣動措施

為盡量減小內側檢修車軌道的阻擋作用，提出抑振措施，即將內側檢修車軌道向主梁中心線平移一定距離(內側斜腹板中點下方，與原位置相距100 mm)，遠離梁底轉角敏感位置，見圖13。

圖13　改進斷面示意圖 Fig.13 Sketch of modified section

改進斷面在三個風攻角下的周圍速度場見圖14。由圖14看出，內側檢修車軌道向主梁中心線移動一定距離后，上游斷面流過梁底的高速氣流在轉角處不受內側檢修車軌道影響，氣流在該區(qū)域分離較小，沿結構外形向上流動，使上甲板尾流形成的較大死水區(qū)面積減小，連續(xù)旋渦脫落現象消失。

圖14　改進斷面速度場圖 Fig.14 Velocity field around modified section

3表面靜態(tài)壓力測量

為更好揭示三種氣動措施抑制渦振機理，試驗中通過固定節(jié)段模型的彈簧系統(tǒng)，令節(jié)段模型保持靜止不動，測量3°攻角時原型斷面最大渦振振幅對應的風速2.6 m/s下節(jié)段模型表面壓力分布。在7.3 m節(jié)段模型上近跨中一開槽段中間位置(圖3)布置一排測壓點。每排測壓點布置見圖15，在分離的兩梁體對稱、均勻布置77個同步測量壓力點。

圖15　橫斷面測壓點位置示意圖 Fig.15 Layout of the pressure taps

表面壓力測量用美國Pressure System Inc掃描閥公司的ESP-64HD型電子壓力掃描閥與DTC Initium處理器。本試驗用1個DTC Initium處理器與4個ESP壓力掃描閥模塊，計256個測點。采樣頻率300 Hz，采樣時長60 s。

3.1平均壓力系數分布

浸沒在流體中的鈍體表面會受流體壓力作用，鈍體表面壓力分布會隨外形不同而不同。由平均壓力分布狀況可判斷氣流在主梁斷面的分離及再附情況。

本文采用無量綱壓力系數表征表面壓力分布規(guī)律。壓力系數定義為局部風壓與來流動壓之比，即

(2)

式中：p為某點處局部風壓；ps為掃描閥靜壓；pd為來流動壓；pt為掃描閥總壓。當p分別為一個時間樣本下平均風壓與脈動風壓時，其壓力系數即為平均壓力系數與脈動壓力系數。

圖16　平均壓力系數分布對比圖(α=3°) Fig.16 Comparison of mean pressure coefficients (α=3°)

原型斷面與改進斷面在3°攻角時主梁表面平均壓力系數分布見圖16，并在特征位置標注壓力系數數值。由圖16看出，①上游斷面迎風側風嘴上下斜腹板的壓力均為正壓，表現出由風嘴前緣向后迅速衰減趨勢；流向上甲板的氣流遭遇防撞欄阻擋產生分離，分離區(qū)旋渦使上甲板受吸力作用(負壓)，且負壓絕對值呈由上游向下游衰減趨勢；而在上游斷面底板上，氣流流經檢修車軌道后在其下游附近局部區(qū)域產生死水區(qū)，導致檢修車軌道下游局部位置處突變產生較大負壓值后向下游減小，直至再次遭遇檢修車軌道阻擋，產生強烈的流動分離，負壓值突增，向下游減小；上游斷面整個內側斜腹板為尾流區(qū)域，即旋渦聚集地，故作用于此的平均壓力均為負壓。②與上游斷面平均壓力分布規(guī)律一致，氣流除在下游斷面迎風側斜腹板處產生正壓，其余區(qū)域(包括流動分離區(qū)、尾流區(qū))均為負壓作用區(qū)，且氣流遭遇檢修軌道會產生負壓絕對值突增。③改進斷面與原型斷面的平均壓力系數分布不同之處在于，因內側檢修車軌道向主梁中心線偏移一段距離，氣流沿梁體外形平穩(wěn)過渡，無明顯的流動分離現象。故上游斷面底板內側轉角處負壓值無有產生劇烈突變，向下游平穩(wěn)減小。下游斷面亦同。

3.2脈動壓力系數分布

氣流流經浸沒的鈍體時會在鈍體表面棱角處產生流動分離形成旋渦，且隨氣流向下游運動過程中可能再附在鈍體下游表面形成再附，而旋渦分離、再附必會產生作用于鈍體表面的脈動壓力。

原型斷面及改進斷面在3°攻角時主梁表面脈動壓力系數分布見圖17，并在特征位置標注壓力系數數值。由圖17看出，① 3°風攻角時作用于下游斷面的脈動壓力系數值明顯大于上游斷面，此因下游斷面整體浸沒在上游斷面產生的紊流中，造成下游斷面產生的整體脈動壓力能量大于上游斷面。②脈動壓力沿上下游斷面各自表面分布呈一定特征。下游斷面整個橋面板區(qū)域由于欄桿阻擋處于強烈的氣流分離與再附區(qū)使脈動壓力非常顯著，且越往下游脈動壓力系數值越??；近開槽區(qū)域內側斜腹板由于受上游來的旋渦脫落作用力，壓力脈動強烈；在內側檢修車軌道局部位置，由于受該軌道阻擋使流動分離十分強烈在局部產生較大脈動壓力。對上游斷面，除在上甲板區(qū)域、檢修車軌道位置及箱梁棱角處受較大脈動壓力，其余斷面所受脈動壓力較均勻。③將檢修車軌道向主梁中心線偏移后流經梁底的高速氣流在底板內側轉角處無阻擋，可繼續(xù)沿梁體外形向上流動，移動后的檢修車軌道距上游斷面較遠阻擋效應大大減小。此時整個開槽區(qū)域只剩因橋面板棱角造成的流動分離及再附，因而脈動壓力大大減小。

圖17　脈動壓力系數分布對比圖(α=3°) Fig.17 Comparison of fluctuating pressure coefficients (α=3°)

3.3特征測點脈動壓力功率譜

在3°風攻角下選主梁上下游兩斷面的兩特征測點進行壓力功率譜分析，見圖18。71#測點位于兩主梁斷面近開槽區(qū)域內側斜腹板中間，即渦結構聚集地中兩特征點。

圖18　用于功率譜分析的特征測點 Fig.18 Midpoint of upwind and downwind inward inclined panels used for pressure PSD analysis

圖19　原型斷面特征測點壓力功率譜圖 Fig.19 Pressure PSD on point 71 of original section

原型斷面與改進斷面特征測點壓力脈動的功率譜見圖19、圖20。由圖19看出，原型斷面靜止時上下游71#特征測點壓力脈動的卓越頻率均為1.90 Hz(接近主梁豎彎渦振頻率)，說明2.6 m/s風速下，作用于結構的強迫力頻率恰與其自身頻率吻合，從而引起渦激共振。下游斷面71#測點的脈動壓力在1.90 Hz的能量遠高于上游斷面特征測點，說明在上游斷面內側斜

腹板處形成的旋渦在向下游流動過程中不斷發(fā)展擴大，在下游內側斜腹板上脫落，對下游內側斜腹板造成巨大沖擊作用，作用力遠大于上游斷面。由圖20看出，采用改進斷面后因內側檢修車軌道偏離，流經梁底的高速氣流無阻擋順利向上流動，對原開槽區(qū)域產生的規(guī)律旋渦區(qū)產生沖擊作用，打碎原規(guī)律旋渦，破壞上下游內側斜腹板上各點壓力脈動的周期性，表現在特征測點壓力脈動的卓越頻率較分散，無相同值，從而能成功抑制渦振的產生。

圖20　改進斷面特征測點壓力功率譜圖 Fig.20 Pressure PSD on point 71 of modified section

圖21　改進斷面試驗結果 Fig.21 Test results of modified section

4抑振措施試驗結果

針對氣動措施進行大比例節(jié)段模型渦振試驗，并與原型斷面結果對比，見圖21，圖中未發(fā)現明顯的豎向、扭轉渦振現象。由此看出，所提改進斷面可有效抑制渦振。與通過CFD計算所得流場形態(tài)特征及通過測壓試驗所得平均壓力分布、脈動壓力分布、脈動壓力功率譜結果規(guī)律一致。

5結論

本文基于大比例節(jié)段模型風洞測振、測壓試驗及計算流體力學CFD方法進行中央開槽箱梁渦激共振特性及抑振措施機理研究，結論如下：

(1)由風洞試驗結果顯示，位于氣動敏感位置的內側檢修車軌道是誘發(fā)渦激共振原因。

(2)CFD數值模擬表明，流經上游斷面底板的氣流遭遇內側檢修車軌道阻擋時會加大上游斷面尾流死水區(qū)寬度，因速度梯度作用開槽區(qū)域產生強烈且連續(xù)的旋渦脫落現象，主導主梁斷面渦振發(fā)生。

(3)本文內側檢修車軌道向主梁中心線偏移一定距離方案，可使上游斷面流經梁底的高速氣流在底板內側轉角處不受該軌道影響，氣流分離點延后，開槽區(qū)域連續(xù)旋渦脫落現象消失。

(4)通過主梁斷面表面靜態(tài)測壓試驗知，用本文方案可使氣流沿梁體外形平穩(wěn)過渡，不會產生明顯的流動分離現象，上游斷面底板內側轉角處負壓值不會產生劇烈突變。且上、下游斷面整個內腹板的脈動壓力減小、能量分散，無一致的卓越頻率。

(5)通過對改進斷面進行大比例節(jié)段模型渦振風洞試驗知，原有豎彎渦振與扭轉渦振現象消失，表明該抑振措施有效。

參考文獻

[1]Larose G L, Larsen S V, Larsen A, et al. Sectional model experiments at high reynolds number for the deck of a 1018m span cable-stayed bridge[C].//Proceedings of 11thInternational Conference on Wind Engineering,USA: Lubbock, TX, 2003:373-380.

[2]Matsuda K, Cooper K R, Tanaka H, et al. An investigation of reynolds number effects on the steady and unsteady aerodynamic forces on a 1:10 scale bridge deck section model[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2011(89):619-632.

[3]李玲瑤,葛耀君.大跨度橋梁中央開槽斷面的渦振控制試驗[J]. 華中科技大學學報(自然科學版),2008,36(12):112-115.

LI Ling-yao, GE Yao-jun. Experiments of vortex control for central-slotting on long-span bridge[J]. Journal of Huazhong University of Science and Technology (Nature Science), 2008, 36(12): 112-115.

[4]歐陽克儉,陳政清,韓艷,等. 橋面中央開口懸索橋渦激共振與制渦試驗研究[J]. 振動與沖擊, 2009, 28(7):199-202.

OUYANG Ke-jian, CHEN Zheng-qing, HAN Yan,et al. Vortex-induced resonance of a suspension bridge with central-slotted deck and its control test study.[J]. Journal of Vibration and Shock, 2009, 28(7):199-202.

[5]廖海黎,王騎,李明水. 嘉紹大橋分體式鋼箱梁渦激振動特性風洞試驗研究[C].//第十四屆全國結構風工程學術會議論文集[A]. 北京: 中國土木工程學會, 2009:580-584.

[6]汪正華,楊詠昕,葛耀君. 分體式鋼箱梁渦激振動控制試驗[J]. 沈陽建筑大學學報(自然科學版),2010,26(3):433-438.

WANG Zheng-hua, YANG Yong-xin, GE Yao-jun. Investigation on the vortex-induced vibration of a twin box bridge section[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science), 2010,26(3):433-438.

[7]孟曉亮,郭震山,丁泉順,等. 風嘴角度對封閉和半封閉箱梁渦振及顫振性能的影響[J]. 工程力學, 2011 (A01):184-188.

MENG Xiao-liang, GUO Zhen-shan, DING Quan-shun, et al. Influence of wind fairing angle on vortex-induced vibrations and flutter performances of closed and semi-closed box decks[J]. Engineering Mechanics, 2011 (A01):184-188.

[8]王騎,林道錦,廖海黎,等. 分體式鋼箱梁渦激振動特性及制振措施風洞試驗研究[J]. 公路,2013(7):294-299.

WANG Qi, LIN Dao-jin, LIAO Hai-li,et al. Investigation on the vortex-induced vibration and aerodynamic countermeasures of twin box bridge by wind tunnel tests[J]. Highway, 2013(7): 294-299.

[9]Larson A, Savage M, Lafrenière A,et al. Investigation of vortex response of a twin box bridge section at high and low reynolds numbers[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2008(96):934-944.

[10]Li Hui, Shujin Laima, Ou Jin-ping, et al. Investigation of vortex-induced vibration of a suspension bridge with two separated steel box girders based on field measurements[J]. Engineering Structures, 2011(33):1894-1907.

[11]Kwok K C S, Qin X R, Fok C H,et al. Wind-induced pressures around a sectional twin-deck bridge model: effects of gap-width on the aerodynamic forces and vortex shedding mechanisms[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2012(110):50-61.

[12]Watanabe S, Fumoto K. Aerodynamic study of slotted box girder using computational fluid dynamics[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2008(96): 1885-1894.

[13]Laima Shujin, Li hui, Chen Wen-li,et al. Investigation and control of vortex-induced vibration of twin box girders[J]. Journal of Fluids and Structures, 2013, 39:205-221.

[14]何晗欣,李加武,周建龍. 中央開槽箱形斷面斜拉橋的渦激振動試驗與分析[J]. 橋梁建設,2012,42(2):34-40.

HE Han-xin, LI Jia-wu, ZHOU Jian-long. Testing andanalysis of vortex-excited vibration of central slotted box section cable-stayed bridge[J]. Bridge Construction, 2012,42 (2) :34-40.