新建桥梁与邻近既有桥梁主梁涡振气动干扰效应风洞试验研究.pdf

第 20 卷 第 7 期2023 年 7 月铁道科学与工程学报Journal of Railway Science and EngineeringVolume 20 Number 7July 2023新建桥梁与邻近既有桥梁主梁涡振气动干扰效应风洞试验研究罗士瑾1，徐力2，华旭刚3，陈政清3(1.舟山市铁路建设中心，浙江 舟山 202450；2.中铁大桥勘测设计院集团有限公司，湖北 武汉 430212；3.湖南大学 风工程试验研究中心，湖南 长沙 410082)摘要：新建甬州铁路桃夭门大桥为主跨666 m的分离式三箱梁斜拉桥，与既有桃夭门公路大桥并列布置且距离较近，两桥主梁间的气动干扰是大桥抗风设计中必须考虑的关键因素。基于节段模型风洞试验方法，研究新桥单独存在和新桥和既有桥梁同时存在时新桥和既有桥梁的涡振性能，分析分离式三箱梁新桥与单箱梁既有桥梁之间气动干扰效应对主梁涡振性能的影响。在新桥单独存在时，分离式三箱梁新桥产生了大幅涡振，在开槽处设置格栅板能显著降低涡振响应；此外采用CFD仿真结果显示，开槽处设置格栅板后漩涡脱落明显降低而抑制了涡振。气动干扰研究结果表明：在不同风向下，新桥和既有桥梁之间的气动干扰效应对主梁的涡振性能影响不同。新桥位于迎风侧时，新桥的涡振性能与新桥单独存在时基本一致，下游既有桥梁对其涡振性能影响很小；迎风侧新桥的存在减小了低风速下既有桥梁的涡振响应，对既有桥梁的涡振控制有利。既有桥梁在迎风侧时，背风侧新桥会增大迎风侧既有桥梁的涡振振幅，同时，受既有桥梁尾流影响，新桥的涡振性能也更为不利。提高新桥和既有桥梁的阻尼比，可以有效地抑制其涡振响应，以满足规范限值的要求。关键词：桥梁工程；分离式三箱梁；临近桥梁；气动干扰；涡激振动中图分类号：U448.27 文献标志码：A 文章编号：1672-7029（2023）07-2561-11Wind tunnel tests on aerodynamic interference effect of parallel bridgesLUO Shijing1,XU Li2,HUA Xugang3,CHEN Zhengqing3(1.Zhoushan Railway Construction Center,Zhoushan 202450,China;2.China Railway Major Bridge Reconnaissance and Design Institute Co.,Ltd.,Wuhan 430212,China;3.Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering of Hunan Province,Hunan University,Changsha 410082,China)Abstract:The newly built Taoyaomen bridge on Yongzhou railway was a cable-stayed bridge with a separated triple-box girder and a main span of 666 m,which was close to the existing Taoyaomen highway bridge with a single box girder.The aerodynamic interference between the main girders for the two bridges was a key factor that must be carefully considered in the wind resistance design.Based on the section-model wind tunnel tests,this paper studied the vortex-induced vibrations(VIV)of the new and existing bridges by considering the new bridge 收稿日期：2022-07-06基金项目：国家杰出青年科学基金资助项目(52025082)；湖南省研究生科研创新项目(CX20190288)；中国工程院咨询项目(2021-XZ-37)通信作者：华旭刚(1978)，男，浙江金华人，教授，博士，从事大跨度桥梁关键技术方面的研究；Email：DOI:10.19713/ki.43-1423/u.T20221347铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月alone or these two bridges simultaneously.The influence of the aerodynamic interference between the new and existing bridges was analyzed.In case of the new bridge alone,large-amplitude VIV occurred for different wind attack angles.It can be mitigated by adding the grid plate at the girder gap.Simulation from CFD shows that the vortex shedding is significantly suppressed after adding the grid plate at the girder gap.In case of presence of two bridge girder,when the new bridge is located on the windward side,the vortex vibration performance of the new bridge is very close to that of the new bridge alone,and the existing bridge downstream has little effect on its vortex vibration performance.The vortex vibration response of the existing bridge under low wind speed is mitigated due to the new bridge on the windward side,which is beneficial to the vortex vibration control of the existing bridge.On the other hand,when the existing bridge is on the windward side,the vortex vibration amplitude of the existing bridge is increased because of the new bridge on the leeward side.Meanwhile,the vortex vibration performance of the new bridge is found to be more unfavorable under the wake of the existing bridge.The damping ratio increase of the new and existing bridges can effectively suppress the vortex vibration responses so that the codes limit requirement can be met.Key words:bridge engineering;triple-box girder;adjacent bridge;aerodynamic interaction;vortex-induced vibration 经济的快速增长进一步增大日常交通量的需求，在实际工程中会出现新建桥梁和既有桥梁相距较近的情况。相邻桥梁之间的气动干扰效应直接影响桥梁的气动特性，气动干扰可能会恶化桥梁的风致振动问题。相邻桥面之间的气动干扰效应对桥梁的气动力系数、涡振性能和颤振性能有不可忽视的影响1。TAKEUCHI等2对串联钝体之间的气动干扰展开了研究，研究表明气动干扰效应与矩形断面的宽高比和钝体之间的间距有关。KIM等3研究了2座平行斜拉桥之间气动干扰对涡激振动的影响，风洞试验表明桥梁提高阻尼比时，涡振锁定风速区间不变，涡振振幅会明显减小。刘志文等45通过测力法和测压法对双幅断面之间的气动干扰对桥梁气动力系数和颤振稳定性的影响展开了研究，结果表明双幅断面阻力系数的气动干扰效应不容忽视，相对于单幅桥面，双幅桥面上下游桥面的阻力系数有所降低。双幅断面之间间距增大到一定程度时，双幅断面的颤振临界风速高于单幅断面颤振临界风速。涡激振动虽然不会像颤振一样对结构带来毁灭性的振动，但长期的涡激振动不仅影响正常交通还会导致结构的疲劳损伤。桥梁的涡振性能对大跨度桥梁抗风设计十分重要。国内外学者针对如何改善桥梁的涡振性能展开了一系列研究。LARSEN等6对昂船洲大桥进行了不同比例的节段模型风洞试验，发现导流板可以改善主梁在高雷诺数下的涡振性能。龙俊贤等7对边箱叠合梁斜拉桥进行了1 50节段模型风洞试验，研究表明在对面两侧安装风嘴和安装梁底稳定板的方式能显著提高主梁涡振性能。夏锦林等8以分离式三箱梁为研究对象，开展了风洞试验，采用各种气动措施并提出了均匀间隔的纵向格栅能有效地抑制涡振。分离式三箱梁最早被采用于主跨为 3 300 m 的意大利墨西拿海峡大桥，DIANA等911对分离式三箱梁的气动特性做了一系列的研究。分离式三箱梁具有良好的通行能力和抗风性能，WANG等1215对分离式三箱梁的涡激振动性能做了初步的研究，并采用气动措施提高了主梁断面的涡振性能，此外，针对不同腹板形状的主梁断面，从流场的角度对涡振的激发及抑制机理进行了讨论12。正在建设的甬州铁路桃夭门公铁两用大桥中跨采用了分离式三箱梁的主梁断面形式，与既有桃夭门公路大桥构成的系统流场结构复杂，桥梁之间的气动干扰效应不可忽视。本文以在建的甬州铁路桃夭门大桥为工程背景，对于分离式三箱梁新桥和单箱梁既有桥梁进行几何缩尺比为1 60的节段模型风洞试验，对新桥和既有桥梁的涡振性能分别进行了测试，并提出了相应的涡振抑制措施，以提高新建桥梁和已建桥2562第 7 期罗士瑾，等：新建桥梁与邻近既有桥梁主梁涡振气动干扰效应风洞试验研究梁在正常使用状态下的抗风性能，保证桥梁的结构安全和车辆行驶安全。1 试验方案1.1试验模型及设备节段模型测振风洞试验在湖南大学风工程试验研究中心HD-2边界层风洞进行。1 60节段模型测振试验在高速试验段进行，该试验段截面尺寸为宽3 m高2.5 m，来流为均匀流，3 m/s以上风速时湍流度少于0.5%。新桥主梁采用分离式三箱梁断面形式，梁宽65.6 m，高4.5 m，中间铁路梁宽13 m，两侧公路梁宽 19 m。既有桥梁主梁采用单箱梁断面形式，梁宽和梁高27.6 m和2.8 m，见图1所示。新桥和既有桥梁之间的相对位置见图2所示。在测振试验中，主梁节段模型试验采用二元刚体节段模型，根据实桥主梁断面尺寸和风洞试验段尺寸，选取节段模型的几何缩尺比为1 60，根据相似性要求得到了新桥和既有桥梁与实桥主要参数对应的节段模型各参数，见表1。试验采集系统包括4个激光位移传感器和眼镜蛇三维脉动风速测量仪。眼镜蛇三维脉动风速测量仪实时测量试验段内风速，4个激光器位移传感器每一对按照对称分别布置在新桥和既有桥梁模型截面的L/2处。试验采用弹性悬挂的方法，风洞试验布置如图3所示。1.2试验工况通过主梁刚性节段模型的弹性悬挂风洞试验，测定新桥和既有桥梁主梁断面在=+3，0和3 3种来流风攻角下涡激振动的风速区间及振幅大小，并将振幅与规范限定容许值相比较。新桥建成之后，由于新桥和既有桥梁断面错列布置，且两者主梁断面不同，老桥未来可能先于新桥被拆除，为了研究新桥和既有桥梁之间存在的气动干扰对桥梁涡振性能的影响，风洞试验测试了新桥和既有桥梁单独存在时的涡振性能。新桥和既有桥梁同时存在时，不同的风向下，两桥之间的气动干扰效应可能会不同，因此对新桥单位：mm(a)新桥主梁横断面；(b)既有桥梁主梁横断面图1新桥与既有老桥的主梁横断面Fig.1Cross-section of the main girders for the new and existing bridges单位：mm图2新桥和既有桥梁相对位置Fig.2Relative position of new bridge and existing bridge表1涡激振动风洞试验节段模型参数Table 1Section model parameters for VIV test in wind tunnel断面参数相似比s主梁高度H/m主梁宽度B/m主梁长度/m等效质量m/(kgm1)等效质量惯矩I/(kgm2m1)竖弯基频fv/Hz扭转基频f/Hz竖弯阻尼比v/%扭转阻尼比/%新桥实桥值4.565.614463 61720 062 0000.2860.4380.300.30模型值1/600.0751.092.417.671.552.533.720.250.19既有桥梁实桥值2.827.814417 3001 020 0000.3290.9160.50.5模型值1/600.0470.462.411.700.078 72.817.130.170.49图3节段模型布置示意图Fig.3Layout diagram of segment model2563铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月在迎风侧及既有桥梁在迎风侧2种情况分别进行了涡激共振测试，测试工况见表2。2 涡激振动测试结果2.1单桥主梁断面涡激共振试验根据公路桥梁抗风设计规范规定，新桥主梁竖弯涡振及扭转涡振允许振幅峰值分别为140 mm和0.159。需要说明的是，新桥主梁单桥状态下原始设计断面的主梁竖弯涡振最大振幅160 mm，扭转涡振最大振幅1.05，振幅无法满足规范要求(如图4所示)。在对新桥的涡振性能试验研究中对断面的原始设计采取了气动措施来抑制涡振振动，具体的气动措施见文献16：公路梁总高度3 m的防撞护栏和条形风屏障方案改为1.5 m高的防撞护栏50%透风率和 3.6 m 高的格栅形风屏障方案(总高度4 m)；将公路梁2道检修轨道移至内侧腹板正下方位置；在公路梁风屏障外侧布置 9.4 cm高检修轨道；封闭公路梁内侧防撞护栏中间1/2高度；采用35%透风率格栅封槽。气动措施改善了分离式三箱梁结构的流场特性，有效的减小了主梁涡激振动的最大振幅。推测增加气动措施之后，分离式三箱梁周围周期性脱落的旋涡减弱，涡振振幅减小1416，具体见后续CFD分析。图5为增加了气动措施之后新桥在3个风攻角下的涡激振动振幅随风速变化关系曲线。从图5中可以看出，对附属设施进行气动优化后，成桥状态在+3，0和3 3个风攻角条件下的涡振都得到了极大程度的抑制。主梁节段未出现明显竖弯涡振，扭 转 涡 振 最 大 振 幅 0.062 出 现 在 风 速 为22.5 m/s 时，未超过公路桥梁抗风设计规范限值。考虑到成桥断面有栏杆等附属设施，其 CFD计算量剧增。为此，本文以施工状态的梁体断面作为研究对象，阐述了主梁绕流场的特点。通过CFD数值模拟得到新桥施工状态下主梁静止绕流周围流场，如图6所示17。从图6(a)可以发现，施工状态下未添加格栅封槽(透风率30%)时，风流经主梁过程中，交替脱落的旋涡在中间铁路箱体的顶板和底板以及背风侧箱体下游侧斜腹板和风嘴处附着。由图6(b)可知，添加格栅封槽后，迎风箱体和中间铁路箱体的尾流被格栅封槽分裂，主梁周围的流动变得平坦。表2气动干扰影响测振试验工况Table 2Aerodynamic interference affects VIV measurement test conditions工况1234桥梁并行状态新桥(单桥)既有桥梁(单桥)新桥在迎风侧，既有桥梁在背风侧既有桥梁在迎风侧，新桥在背风侧风攻角+3，0，3(a)竖弯振动振幅与风速的关系曲线；(b)扭转振动振幅与风速的关系曲线图 4新桥主梁原始断面涡振性能Fig.4VIV of the original main girder of the new bridge2564第 7 期罗士瑾，等：新建桥梁与邻近既有桥梁主梁涡振气动干扰效应风洞试验研究根据规范可以得到既有桥梁主梁竖弯涡振振幅限值为 122 mm，扭转涡振允许振幅峰值为0.180。图7为既有桥梁单独存在时既有桥梁的涡激振动振幅随风速变化关系试验曲线。由图 7可知，既有桥梁成桥状态在+3和0 2个风攻角条件下均出现了超过现行规范限值的涡振现象。其中，510 m/s和1725 m/s风速区间为竖弯涡振，最大振幅为 281 mm，1720 m/s和 24 m/s以上高风速区出现扭转涡振，最大振幅为0.49。值得一提的是，由于节段模型本身刚度有限，既有桥梁模型在+3风攻角33 m/s以上风速出现模型自身模态的高频竖弯振动，为了保证测试的精度，试验中没有进一步提高风速。(a)竖弯振动振幅与风速的关系曲线；(b)扭转振动振幅与风速的关系曲线图5新桥主梁断面涡振性能(增加气动措施)Fig.5VIV of girder of new bridge with aerodynamic measures(a)无格栅封槽；(b)有格栅封槽图6有、无气动措施时新桥主梁绕流流场形态Fig.6Flow field around the main girder of the new bridge with and without aerodynamic measures(a)竖弯振动振幅与风速的关系曲线；(b)扭转振动振幅与风速的关系曲线图7既有桥梁主梁断面涡振性能Fig.7VIV of the main girder of the existing bridge2565铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月需要指出，已建成通车近20年的既有桥梁实桥由于阻尼比、桥位处地形及湍流度的影响，实桥并未有涡振现象报道。风洞试验无法完全模拟实际情况，试验的模拟结果与实际不符的原因可能是：一般情况下紊流会抑制涡振的发生18，为了考虑最不利工况，试验来流采用均匀流，3 m/s以上的风速湍流度少于0.5%，而实桥处的风场的湍流度没有少于0.5%，同时桥址处风环境复杂，来流的风向角在平面方向与主梁不一定正交。既有桥梁单独存在时的涡振暂不予考虑，风洞试验中既有桥梁单独存在时出现的涡振仅作为新桥和既有桥梁共同存在时相互气动干扰效应研究的参考。2.2双桥同时存在涡激共振试验结果2.2.1新桥在迎风侧既有桥梁在背风侧在工况 3 下迎风侧新桥主梁断面涡振性能较好，在测试风速区间未出现竖弯涡振，新桥在风速 20 m/s 以 上 时 出 现 了 扭 转 涡 振，最 大 振 幅0.069，不到限值的45%。相比新桥单独存在时新桥的涡振测试结果，新桥涡振性能并未出现明显变化，因此下游既有桥梁对上游新桥的气动干扰效应可以忽略。图8是背风测既有桥梁的涡振测试结果，在0风攻角下，背风侧既有桥梁在1525 m/s风速区间内有显著的竖弯涡振，最大振幅为362 mm，在30 m/s以上高风速下出现了扭转涡振，最大振幅为0.60。图9给出了既有桥梁在竖弯涡振(U=18.8 m/s)和扭转涡振(U=38.2 m/s)下的频谱图，由图9可推测上(a)竖弯振动振幅与风速的关系曲线；(b)扭转振动振幅与风速的关系曲线图 8背风侧既有桥梁主梁断面涡振性能Fig.8VIV of the main girder of existing bridge on leeward side(a)竖弯位移幅值频谱图；(b)扭转位移幅值频谱图图 9既有桥梁竖弯和扭转涡振位移时程频谱图Fig.9Amplitude spectrum of vertical and torsional VIV displacement of existing bridges2566第 7 期罗士瑾，等：新建桥梁与邻近既有桥梁主梁涡振气动干扰效应风洞试验研究游桥面的尾流脱落频率与既有桥梁的固有频率接近，导致既有桥梁进行强迫振动。相比既有桥梁单独存在时既有桥梁的涡振测试结果，15 m/s以内风速区间既有桥梁的竖弯涡振消失，25 m/s以内风速区间既有桥梁的扭转涡振也消失，说明迎风侧新桥对背风侧既有桥梁的气动干扰抑制了低风速下既有桥梁的涡振，对既有桥梁的涡振性能有利。2.2.2新桥在背风侧既有桥梁在迎风侧图10是新桥在背风测时新桥的涡振测试结果，新桥在1215 m/s风速区间内出现了竖弯涡振，最大振幅53 mm，未超过规范限幅；在2030 m/s风速区间内出现了显著的扭转涡振，最大振幅0.33，超过规范限值。相比新桥单独存在时新桥的涡振测试结果，新桥的涡振区间未发生显著变化，但最大涡振振幅有明显提升，说明迎风侧既有桥梁对背风侧新桥存在显著的气动干扰效应，并恶化了新桥的涡振性能。因此，在实际工程中，在既有桥梁临近处建设新桥时，需要通过风洞试验提前研究新桥和既有桥梁同时存在时新桥和既有桥梁的涡振性能。图13是迎风测既有桥梁的涡振测试结果，迎风侧既有桥梁在512 m/s及1525 m/s风速区间内有显著的竖弯涡振，在1320 m/s及1525 m/s风速区间内出现了扭转涡振，最大涡振振幅均超过规范限值。相比既有桥梁单独存在时的测试结果，竖弯涡振和扭转涡振的起振风速较低，且最大竖弯涡振振幅 424 mm 和最大扭转涡振振幅0.694均有所提高。说明既有桥梁在迎风侧时的涡振性能相比在背风侧时较差，背风侧新桥对迎风侧既有桥梁存在明显气动干扰，且会恶化迎风侧(a)竖弯振动振幅与风速的关系曲线；(b)扭转振动振幅与风速的关系曲线图11迎风侧既有桥梁主梁断面涡振性能Fig.11VIV of the main girder of existing bridge on windward side(a)竖弯振动振幅与风速的关系曲线；(b)扭转振动振幅与风速的关系曲线图10背风侧新桥主梁断面涡振性能Fig.10VIV of the main girder of new bridge on leeward side2567铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月既有桥梁的涡振性能。值得注意的是，在新桥发生涡振的风速区间内，既有桥梁并未出现明显涡振，即新桥的显著涡振是由静止状态的既有桥梁的气动干扰引起的，因此，既有桥梁的涡振对新桥涡振的影响可暂不予考虑。为便于比较各工况的结果，表3给出了工况14新桥和既有桥梁的涡振性能。(a)竖弯振动振幅与风速的关系曲线；(b)扭转振动振幅与风速的关系曲线图12背风侧新桥主梁断面涡振性能(v=0.50%，=0.46%)Fig.12VIV of the main girder of new bridge on leeward side(v=0.50%，=0.46%)(a)竖弯振动振幅与风速的关系曲线；(b)扭转振动振幅与风速的关系曲线图13背风侧既有桥梁在不同阻尼比下主梁断面涡振性能(+3攻角)Fig.13VIV of the main girder of existing bridge on the leeward side for different damping ratios(=+3)表3 气动干扰影响测振试验结果Table 3 Aerodynamic interference affects VIV measurement test results工况1234涡振风速区间最大振幅涡振风速区间最大振幅涡振风速区间最大振幅涡振风速区间最大振幅新桥竖弯涡振1215 m/s53 mm扭转涡振1525 m/s0.0622030 m/s0.0692030 m/s0.33既有桥梁竖弯涡振510 m/s，1725 m/s281 mm1525 m/s362 mm512 m/s，1525 m/s424 mm扭转涡振1725 m/s，24 m/s0.4930 m/s0.601320 m/s，525 m/s0.6942568第 7 期罗士瑾，等：新建桥梁与邻近既有桥梁主梁涡振气动干扰效应风洞试验研究2.3阻尼措施试验由于新桥和既有桥梁同时存在时新桥和既有桥梁均有超过规范限幅的涡振发生，然而寻找合适的气动措施抑制涡振十分困难，考虑到阻尼比取值的影响，本文研究不同阻尼比对新桥及既有桥梁涡振性能的影响。由图12可知，新桥竖弯和扭转振动阻尼比分别由 0.25%和 0.19%提高至 0.50%和 0.46%，新桥竖弯和扭转振幅降至规范限幅以内。根据公路桥梁抗风设计规范，钢箱梁桥竖弯和扭转阻尼比推荐取值为0.3%，根据阻尼比和涡振振幅线性内插的方法，可计算得到竖弯和扭转阻尼比均为0.3%时新桥的最大竖弯振幅和扭转振幅(见表4)。结果表明在竖弯和扭转阻尼比为0.3%时，背风侧新桥最大竖弯涡振振幅为46.6 mm，低于规范限值140 mm，最大扭转涡振振为 0.214，超出规范限值0.159。但考虑到以下几点因素，背风侧新桥扭转涡振可暂不予控制：扭转涡振起振风速高于20 m/s，发生涡振的风速较高；桃夭门大桥连接册子岛和富翅岛，桥位附近地形可能引起较大湍流度，而风洞试验湍流度仅为0.5%左右；新桥和既有桥梁气动干扰风洞试验仅基于新桥跨中位置处新桥和既有桥梁主梁的相对位置，而实际新桥和既有桥梁竖曲线并非平行，即新桥和既有桥梁之间高差是连续变化的。作为初步研究，本文仅采用节段模型对新桥和既有桥梁之间气动干扰效应做了研究，而没有考虑实际新桥与老桥之间的变间距的情况。后续可进一步采用气弹模型风洞试验以研究非完全平行时气动干扰效应。由上述研究可知，在工况24中既有桥梁在+3攻角下的涡激共振振幅较大，因此之后的研究主要针对既有桥梁在+3攻角下的涡振性能。由图 13可知，背风侧既有桥梁竖弯和扭转振动阻尼比分别由 0.17%和 0.49%提高至 0.55%和 0.94%，既有桥梁竖弯和扭转振幅降至规范限幅以内；但继续增加扭转阻尼比，既有桥梁的扭转涡振振幅并未出现明显变化，且涡振振幅随时间变化不稳定，这可能是上游新桥尾流的气动干扰所致。考虑到要同时控制既有桥梁在迎风侧时和在背风侧的涡振，将既有桥梁在迎风侧时的竖弯和扭转阻尼比大幅提高：由图14可知既有桥梁竖弯阻尼比提高至1.67%，仍有较为明显的竖弯涡振，但最大振幅 52 mm，仅为规范限值的 45%左右；既有桥梁扭转阻尼比提高至1.22%以上，扭转涡振基本消失。说明通过提高阻尼比可有效抑制既有桥梁在背风侧和迎风侧时的涡激共振。为了更直观地地表明不同工况下新桥和既有桥梁的涡振性能，表4给出了各工况下新桥和既有桥梁各自的涡振区间和涡振最大振幅。(a)竖弯振动振幅与风速的关系曲线；(b)扭转振动振幅与风速的关系曲线图 14迎风侧既有桥梁在不同阻尼比下主梁断面涡振性能(+3攻角)Fig.14VIV of the main girder of existing bridge on the windward side under different damping ratios(=+3)表4 背风侧新桥阻尼比对涡振振幅影响Table 4 Effect of damping ratio of new bridge on VIV amplitude on leeward side阻尼比/%竖弯0.250.300.50扭转0.190.300.46最大竖弯振幅/mm53.446.619.2最大扭转振幅/()0.3300.2140.0462569铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月3 结论1)新桥位于迎风侧时新桥在 20 m/s以上出现了扭转涡振，振幅不到规范限值的 30%，其结果与新桥单独存在时基本一致，说明下游既有桥梁对其涡振性能影响可以忽略。此外，迎风侧新桥对背风侧既有桥梁的气动干扰减轻了低风速下既有桥梁的涡振，对既有桥梁的涡振控制有利。2)既有桥梁在迎风侧时，既有桥梁的涡振性能相比既有桥梁单独存在时较差，背风侧新桥对迎风侧既有桥梁存在明显气动干扰，且会恶化迎风侧既有桥梁的涡振性能。新桥位于背风侧时，受既有桥梁尾流影响，新桥的涡振性能也更为不利。3)提高阻尼比，能有效降低分离式箱梁的涡振振幅，新桥竖弯和扭转振动阻尼比提高至0.50%和0.46%之后，新桥竖弯和扭转振幅降至规范限幅以内；增加了背风侧既有桥梁竖弯和扭转振动阻尼比，既有桥梁竖弯和扭转振幅降至规范限幅以内。继续增加扭转阻尼比对减少扭转振幅没有影响；显著提高迎风侧既有桥梁竖弯阻尼比，仍有较为明显的竖弯涡振，但最大振幅仅为规范限值的45%左右；提高既有桥梁扭转阻尼比到一定程度后，扭转涡振基本消失。参考文献：1ARGENTINI T,ROCCHI D,ZASSO A.Aerodynamic interference and vortex-induced vibrations on parallel bridges:The Ewijk bridge during different stages of refurbishmentJ.Journal of Wind Engineering&Industrial Aerodynamics,2015,147:276282.2TAKEUCHI T,MATSUMOTO M.Aerodynamic 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