风嘴外形对钝体钢箱梁铁路斜拉桥涡振性能的影响.pdf

第卷第期 年 月铁 道 学 报 文章编号：（）风嘴外形对钝体钢箱梁铁路斜拉桥涡振性能的影响黄 林，董佳慧，王 骑，廖海黎，（西南交通大学 土木工程学院，四川 成都；风工程四川省重点实验室，四川 成都）摘 要：钝体钢箱梁在大跨度铁路桥梁建设中具有广阔的应用前景，以某大跨度钝体钢箱梁铁路斜拉桥为背景，采用 节段模型风洞试验对该类箱梁的涡振响应进行测试，试验结果表明梁体在各测试风攻角（、）下均存在涡激振动。为抑制涡激振动，通过风洞试验并结合计算流体动力学研究风嘴外形对钝体钢箱梁涡振性能的影响规律。研究表明，采用下行风嘴形式与减小风嘴角度均能提高三角形风嘴的制振能力。在传统三角形风嘴上部设置平台可显著提高风嘴制振性能，增加平台长度与减小风嘴角度均可有效提高该类风嘴的制振效果，但其中平台长度是主导影响因素。进而提出一种带平台的三角形下行风嘴制振措施，并通过 节段模型风洞试验对该措施有效性进行验证。数值模拟结果表明，改变风嘴外形可有效降低主梁表面的旋涡尺寸，从而起到抑振主梁涡振的作用。研究成果可为大跨度钝体钢箱梁铁路桥的涡振制振设计提供参考。关键词：钝体钢箱梁；涡激振动；风嘴外形；大比例尺节段模型中图分类号：文献标志码：收稿日期：；修回日期：基金项目：国家重点研发计划（）；四川省科技计划（）第一作者：黄 林（），男，贵州安顺人，博士研究生。：通信作者：王 骑（），男，重庆江津人，副教授，博士。：，（，；，）：（），：；第 期黄 林等：风嘴外形对钝体钢箱梁铁路斜拉桥涡振性能的影响 随着我国铁路桥设计和建设技术的进步，钢箱梁由于其刚度大、维护便利及便于施工安装等特点，被逐渐应用到了大跨度铁路桥中。传统的扁平钢箱梁具有自重轻、横向整体受力性能好以及后期养护方便的优点，但同时也存在竖向及扭转刚度较小，无法满足大跨度铁路桥设计要求的缺点。从结构设计方面考虑，现通常通过增大梁高以提高梁体的竖向刚度，从而满足铁路桥行车的设计需求，这也使得最终的箱梁断面呈现出明显的钝体特征。桥梁涡激振动是一种具有限幅特性的的风致振动，通常发生在低风速下的大跨度桥梁中。年，我国已建成的广东虎门大桥与武汉鹦鹉洲长江大桥均发生了明显的涡激振动现象，涡振的发生使得桥梁的正常运营受到严重影响，而相比公路桥梁，铁路桥梁的涡激振动会严重影响铁路桥上列车的正常行驶，导致更为严重的安全问题，因此在设计中应做到坚决避免。大量研究表明，气流流经外形具有典型钝体特征的桥梁断面时，会发生明显的漩涡生成、合并与脱落现象，从而产生周期性的气动力。因此较一般公路桥，气动外形呈现更为明显钝体特征的铁路桥箱梁断面存在涡激振动的隐患更大。同时，相比简单的几何钝体断面，在铁路桥桥面设置的一系列附属构件（如轨道板、轨道以及中央防抛网）也会在一定程度上降低主梁的涡振性能。针对桥梁断面的涡振特性与气动措施研究，等总结了桥面栏杆位置与尺寸对扁平箱梁涡振响应的影响规律。等的研究也表明栏杆对于箱梁表面的气流分离及漩涡脱落形态影响显著，较施工态断面，设置栏杆后的成桥断面涡振性能显著降低，而通过在栏杆处设置导流板可以有效减弱栏杆对来流的影响。李浩弘等采用 数值计算与风洞试验对某宽体扁平箱梁的涡振特性研究发现，增大栏杆透风率也能显著减弱栏杆对来流的影响，但该方法受到栏杆设计规范的限制，在实际应用中无法真正做到大幅度提高栏杆透风率，而研究还发现内移检修车轨道可以用于改变箱梁下部的流场，从而达到优化梁体涡振性能的作用。孟晓亮等针对某公路桥钢箱主梁的研究发现，减小风嘴角度可以有效改善其梁体的涡振性能。李浩通过对某钢箱梁主梁宽高比为 的铁路斜拉桥进行风洞试验，发现针对铁路桥箱梁断面，减小风嘴角度同样可以起到改善涡振性能的作用。目前，大部分针对钢箱梁涡振性能及优化措施的研究都以扁平箱梁或带挑臂的梯形箱梁为出发点进行，关于钝体钢箱梁铁路桥涡振制振方面的研究较少，但综合以上研究可以发现，对于封闭式箱梁断面，减小风嘴角度均能改善梁体的涡振性能。本文以某主跨为 的钝体钢箱梁铁路斜拉桥为工程背景，通过一系列 节段模型风洞试验对比不同形状风嘴的制振效果，研究风嘴外形对钝体钢箱梁铁路斜拉桥涡振性能的影响，同时利用 研究不同外形风嘴对于主梁涡振性能的影响机理，进而提出一种带平台的三角形下行风嘴制振措施，并采用 大比例尺试验验证该风嘴的有效性。主梁涡振性能 工程背景本文以一座（）跨径布置的铁路斜拉桥为背景，该桥采用钢箱主梁，梁高为 ，全宽为 ，宽高比为，桥面上布置有检修道、轨道板、管线槽与中央防抛网（高度为，透风率为 ）等附属设施，具体见图。图 原设计主梁断面示意图（单位：）试验及涡振限值设置目前国内外还没有针对铁路桥梁涡振振幅限值取值的相关规范条文，高速铁路设计规范也无关于大跨度高速铁路斜拉桥的振动幅值允许值规定，因此本文对涡振振幅的评判参考如表 所示的 种规范。但考虑铁路桥梁发生涡振时，振幅对铁路行车影响是动态的，且现今我国列车的运营速度也明显高于汽车行驶速度，因此出于安全系数考虑，取表 所列限值中的最小值为最终涡振振幅允许值，选取日本指南中的 竖向振幅限值与英规中的 扭转振幅限值。表 各国规范涡振振幅限值规范设计竖弯振幅限值 扭转振幅限值（）高速铁路设计规范日本指南 英规 公路桥梁抗风设计规范 节段模型试验在西南交通大学 风洞大气边界层风洞中进行，试验段截面尺寸为 。节段模型长度采用 ，试验中各工况阻塞度均小于 ，满足规范要求。模型表面采用蒙皮工艺，其余附属构件均采用 塑料板制作。铁 道 学 报第 卷大量研究表明，桥梁的涡振响应与其阻尼比大小呈明显的负相关关系。然而目前还没有一种被广泛接受的准确评价桥梁结构阻尼的方法，也没有针对大跨度钢箱梁铁路桥风洞试验阻尼比取值的相关规定，故试验阻尼比参考以往铁路桥风洞试验研究取值（），试验具体参数见表。表 中，为系统的质量；为系统的质量惯性矩；与 分别为系统的竖向和扭转振动频率。表 节段模型试验参数参数实桥值相似比试验值（）（）竖弯阻尼比 扭转阻尼比 原设计钢箱梁断面涡振性能风洞试验均在均匀流中进行，试验风速范围为 ，对应实桥风速范围为 ，风速间隔为 ，对应实桥风速间隔约为 。试验结果见图，图 中风速和振幅数据均已换算至实桥，下文同理。图 原设计断面主梁涡振响应由图 可见：（）断面在、与 攻角下均存在两个竖弯涡振区间，分别为 的低风速区间与 的高风速区间，其中低风速涡振区间内的响应较大，最大振幅均超过 ，且在 风攻角下振幅超过规范允许值。高风速涡振区间内梁体涡振振幅较小，最大振幅均小于 。在、风攻角下，原设计断面仅存在一个竖弯涡振区间（），最大振幅均超过 。（）在各测试风攻角下，原设计断面均存在一个扭转涡振区间，且该区间所处风速较高，在 范围内，最大振幅也均超过规范允许值，较竖向涡振响应，该断面的扭转涡振响应更为显著。风嘴上行、下行及对称外形对钝体钢箱梁涡振性能影响 梁体的涡振性能对其气动外形的变化十分敏感，气动措施是提高断面涡振性能的常用方法，大量研究成果，表明，风嘴处的外形变化影响作用尤为明显。因此本文设计了具有不同气动外形的风嘴，通过风洞试验测试安装了不同风嘴的主梁断面涡振响应，并通过计算流体动力学（）数值模拟得到主梁周围的流场结构，从而研究风嘴外形变化对断面涡振性能的影响机理。节段模型涡振试验本次试验重点考察风嘴长度相同的情况下（实际长度均为 ），风嘴尖角朝向变化对风嘴制振性能的影响，故本文将风嘴尖角位于对称线上方、下方和对称线处的风嘴分别命名为上行风嘴、下行风嘴与对称风嘴，具体分类见图。试验所选取的 风嘴（上行风嘴），风嘴（对称风嘴）与 风嘴（下行风嘴）具体见图。图 风嘴分类示意前文研究表明，该钝体箱梁在 风攻角下的涡振响应最为显著。考虑代表性和特殊性，选择在 与 攻角下进行后续断面涡振响应试验，为使试验现象明显，试验中均采用低阻尼比，竖弯与扭转阻尼比取值均为 。安装不同风嘴后主梁最大涡振振幅见表，表中振幅数据均已换算至实桥，下文同理。第 期黄 林等：风嘴外形对钝体钢箱梁铁路斜拉桥涡振性能的影响图 风嘴示意（单位：）由表 可知，在 风攻角下，三种风嘴均能显著抑制主梁的竖弯涡激振动且制振能力几乎相同，但对于主梁扭转涡激振动，分别加装、与 风嘴断面的最大涡振振幅依次从大到小排列，且后者最大振幅均较前者降低 以上。在 风攻角下，、与 风嘴三种风嘴对主梁竖弯与扭转涡振振幅降低作用均依此提升，且后者最大振幅较前者均降低 以上。可以发现，对该钝体箱梁断面，在风嘴长度相同的情况下，三种风嘴对主梁竖弯与扭转涡振制振能力排序均为 风嘴，即下行风嘴效果最佳。表 风嘴工况最大涡振幅值工况风攻角风攻角竖向 扭转（）竖向 扭转（）风嘴 风嘴 风嘴 断面绕流数值模拟为了研究不同外形风嘴对于钝体钢箱梁涡振性能的影响机理，借助计算流体动力学（）数值模拟技术，通过 软件分别对加装了 风嘴（上行风嘴）与 风嘴（下行风嘴）断面在静止状态下的非定常绕流进行 瞬态仿真模拟，计算断面见图。图 计算断面简图本次数值模拟计算采用 湍流模型，该模型是一种将 模型和 模型相结合所形成的一种改进型湍流模型，模型既充分模拟在远离壁面区域处的湍流流动，又考虑了湍流剪应力的传播，且合并处理来源于 方程的交叉扩散，使得该模型的计算结果具有较高的可靠度和精确度。本文采用 软件进行桥梁断面周围流场的数值模拟，计算模型缩尺比选为 ，计算风速为 。计算域设置见图，计算域总尺寸为（为加装 风嘴断面宽度），根据以上参数设置，计算模型沿顺风向的阻塞率不大于 ，流域上下对称边界对计算断面周围的流动干扰可以忽略。计算域的左边界设置为速度入口，即，入口速度设置为 ，压力采用默认设置，湍流强度设置为 ，湍流长度尺度设置为 ，流体从此入口流入；计算域的右边界设置为压力出口，即，湍流强度、湍流长度尺度和压力设置同左边界，流体从此出口流出；桥梁断面设置为无滑移壁面，即；四种边界条件的其他设置采用 中的默认值。其中内层底层网格厚度设为 ，数值计算中各断面的 值均小于（为近壁面流体流动无量纲距离）。图 计算域与网格划分采用基于压力的求解器进行瞬态模拟，压力速度耦合算法采用，梯度项离散算法选用 ，压力项、动量方程、湍动能 和湍流耗散率 选用二阶迎风格式进行离散，选用二阶隐式方法求解瞬态项，时间步长设置为 ，每个时间步内的收敛残差控制在 以内，初始化方法采用混合初始化方法。为确保数值模拟结果的可靠性，对迭代计算过程中流域入口处的风速、静压、总压、和 的值进行监控，结果见图。由图 可知，速度、和 不随时间发生改变，入口处静压和总压在计算稳定后趋于平稳。同时为了确保数值模拟在低残差（）下的收敛性，计算过程中监测了桥梁断面的静力三分力系数，加装 风嘴断面的升力系数时程见图。待三分力系数计算稳定一段时间后，如图 中红色方框内所示，升力系数以相同的振幅和频率进行波动，其振幅和频率不会随着迭代而改变，此时认为计算可以达到收敛。加装 风嘴断面在 计算风速下静态绕流的气动升力（）的频谱图见图。由图 可知，在 频 率 以 内 仅 存 在 个 卓 越 频 率 铁 道 学 报第 卷图 流域入口检测图 加装 风嘴断面升力系数随迭代变化时程图 加装 风嘴断面（）频谱 ，通过计算得到对应斯托洛哈数（）。代入加装 风嘴断面主梁在风洞试验中的扭转涡振起振风速 ，计算得到对应的（）。将（）与（）相比，误差仅为 ，计算结果与试验值吻合较好，表明本文所采用的 数值计算方法可以较好地模拟计算断面表面的绕流情况。为确定较优的计算网格数量，在已经确定尺寸范围的计算域基础上，对加装 风嘴断面设置三种数量的网格进行计算，通过将计算断面升力系数时程的 与试验结果对比，用以确定数值模拟的准确性。网格数量及计算结果见表，可以发现在 万网格数内，随着网格的加密，计算误差呈递减趋势，网格越密，计算得到的 越接近试验结果。其中粗糙网格数量与中等网格数量相差 万，两者计算误差相差 ，中等网格与精细网格的数量相差为 万，两者计算误差仅相差 ，可以发现当网格数量较低时，加密网格对 的改善程度较为明显，但超过 万网格数量后，加密网格对 的改善程度十分有限，而使用精细网格将成倍的增加计算资源消耗，因此，本文采用中等网格数量进行后续计算。表 不同网格数量计算结果网格规格网格数目 万（）（）误差 粗糙 中等 精细 为了能够完整观察到断面周围各个位置处旋涡的演化情况，选择（）对应的脱落周期作为观察周期，一个完整周期 内加装 风嘴断面表明的旋涡演化过程见图。来流在上游梁端部发生流动分离后，下侧气流在断面斜腹板转角处形成大型旋涡，但旋涡 并没有向下游移动，而是出现了再附现象。上侧气流在外侧栏杆与轨道板之间形成漩涡，之后演化为一系列小型漩涡向下游移动，并最终在断面上表面后缘处发展成为漩涡，与梁体下方的旋涡 一起在尾流区发生交替脱落。加装 风嘴断面非定常绕流瞬时涡量演化见图，由图 可知，加装 风嘴断面的绕流特性与 风嘴断面主要存在两点差异：（）由于下行风嘴上表面处斜率大于上行风嘴，导致与加装 风嘴断面相比，加装 风嘴断面上表面迎风侧处形成的漩涡 远离断面表面，进而使得上表面尾流区漩涡 的能量显著降低。（）由于下行风嘴下表面处斜率小于上行风嘴，导致与加装 风嘴断面相比，迎风侧风嘴下表面处来第 期黄 林等：风嘴外形对钝体钢箱梁铁路斜拉桥涡振性能的影响图 加装 风嘴断面非定常绕流瞬时涡量演化流受压缩程度降低，使得加装 风嘴断面下表面迎风侧处形成的漩涡 尺寸显著降低。同样，由于背风侧风嘴下表面处气体流动面变宽速率降低，导致下表面尾流区漩涡 的能量显著降低。以上两点变化均会导致在尾流区所形成的卡门涡街能量降低，从而降低尾流脱落对梁体产生的周期性压力差。三分力系数时程图见图，由图 可知，两种断面的三分力系数中对涡振有较大影响的升力系数与力矩系数随时间的变化均是呈正弦曲线。说明梁体受到的卓越周期性涡激力只有一个，其中加装 风嘴断面的升力系数在 之间变化，幅图 加装 风嘴断面非定常绕流瞬时涡量演化 值为 ，力矩系数在 之间变化，幅值为。对比加装风嘴断面，加装风嘴断面的升力系数变化幅值降至 ，降幅 ，力矩系数幅值降至 ，降幅 ，两者的降幅均达到 以上。这也印证了下行风嘴制振效果优于上行风嘴的风洞试验结果。结合涡量演化图的分析可以发现，漩涡尺寸与能量较大且大幅降低的主要是尾流处的卡门涡脱，因此尾流处的卡门涡脱是引起该钝体断面涡激振动的主要原因，下行风嘴能够显著降低尾流涡脱的能量是其能够抑制梁体的涡激振动且制振效果优于上行风嘴的主要原因。图 三分力系数时程铁 道 学 报第 卷 风嘴细部尺寸对矩形钢箱梁涡振性能影响通过前文研究可知，风嘴的气动外形会显著影响该钝体箱梁的涡振特性。设置不同角度与不同平台长度的风嘴，采用 节段模型风洞试验在 阻尼比下测试不同工况下主梁涡振的振幅，并结合数值模拟研究风嘴细部尺寸变化对主梁涡振性能的影响机理。风嘴角度的影响以原设计风嘴（风嘴）为基础，在仅改变风嘴角度的情况下（具体风嘴详情见图），研究风嘴角度变化对制振效果的影响，加装不同角度风嘴断面所对应的涡振振幅见表。图 、风嘴示意（单位：）由表 可知，在 风攻角下，分别加装、与 风嘴断面的竖弯与扭转最大涡振振幅均依次从小到大排列，且前者竖弯最大振幅较后者降低 以上，扭转最大振幅降低 以上，在 风攻角下，分别加装 种风嘴断面的最大涡振振幅排列规律与 风攻角下规律相同。可以发现，对于该钝体箱梁断面，三种风嘴对主梁涡振制振能力排序由大到小均为、风嘴，即随着风嘴角度的减小，风嘴的制振能力提高。表 、风嘴工况最大涡振幅值工况风攻角风攻角竖向 扭转（）竖向 扭转（）风嘴 风嘴 风嘴 采用与第 节同样的数值分析方法，分别对加装 风嘴与 风嘴断面（计算断面见图）的非定常绕流进行仿真模拟并研究风嘴角度变化对制振效果的影响机理。将断面上表面尾部的旋涡脱落周期作为一个观察分析周期，计算风速下加装 风嘴（原设计风嘴）断面的某个完整周期内断面的气体绕流及旋涡演化过程见图 计算断面简图图。由图 可知，在来流作用下，断面表面主要生成了 处大尺寸漩涡，分别是断面迎风侧下侧转角附近生成的漩涡（高度为 倍梁高，宽度为 倍梁宽）、断面下表面后缘处发生漩涡脱落的漩涡（高度 倍梁高，宽度为 倍梁宽）及断面上表面后缘处发生漩涡脱落的漩涡（高度为 倍梁高，宽度为 倍梁宽）。图 加装 风嘴断面非定常绕流瞬时涡量演化加装 风嘴断面的瞬时涡量演化见图，减小风嘴角度后，断面表面处的漩涡尺寸与能量显著降低，原断面迎风侧下侧转角处的大尺寸漩涡 变为一系列小尺寸漩涡，原断面尾流处交替脱落的漩涡 与 能量均显著降低 以上，从而显著降低尾流涡脱对梁体产生的周期性压力差，以上变化均会导致断面的涡振性能提升，这也印证了风洞试验结果。能够显著改变迎风侧下表面以及尾流处漩涡的尺寸与能量是风嘴角度变化能影响断面涡振性能的主要原因之一。第 期黄 林等：风嘴外形对钝体钢箱梁铁路斜拉桥涡振性能的影响图 加装 风嘴断面非定常绕流瞬时涡量演化 风嘴平台长度的影响由于下行风嘴制振效果较好，在传统三角形下行风嘴上部设置平台（改变气流在梁体上部的分离点），提出一种带平台的三角形下行风嘴。重点考察风嘴长度相同的情况下（实际长度均为 ）平台长度对该类型风嘴制振性能的影响（具体风嘴详情见图），各工况对应的涡振振幅见表。图 风嘴示意（单位：）由表 可知，在 风攻角下，平台长度较长的、风嘴均能显著抑制主梁的扭转涡激振动至 以下，风嘴的扭转制振效果相对较差，分别加装、与 风嘴断面的竖弯最大涡振振幅依次从大到小排 表 风嘴工况最大涡振幅值工况风攻角风攻角竖向 扭转（）竖向 扭转（）风嘴 风嘴 风嘴 列，且后者最大振幅均较前者降低 以上。在 风攻角下，分别加装、与 风嘴断面的最大涡振振幅依次从大到小排列，且后者最大振幅较前者均降低 以上。可以发现，平台长度的变化对于风嘴制振性能影响显著，三种风嘴对梁体涡振制振能力由高到低排序为、风嘴。当风嘴总长度相同时，随着风嘴平台长度的增加，风嘴的制振能力显著提高。分别对加装 风嘴与 风嘴断面（计算断面见图）的非定常绕流进行仿真模拟并研究风嘴平台长度变化对制振效果的影响机理。图 计算断面简图加装 与 风嘴断面的瞬时涡量演化分别见图 与图，可以发现加装风嘴断面气体绕流特性与加装 风嘴断面的区别主要在于，风嘴较长的平台导致来流在迎风侧风嘴上表面的分离点远离主梁外侧防撞栏杆，另一方面 风嘴上表面处斜率大于 风嘴，导致风嘴断面上表面迎风侧处形成的漩涡 远离断面表面以及外侧防撞栏杆，以上两点区别均会导致加装 风嘴断面在 处产生的漩涡能量降低且远离断面表面，从而降低该处漩涡对梁体产生的周期性涡激力，提高梁体的涡振性能。同时可以发现，本文将 与 风嘴、与 风嘴、与 风嘴之间的制振效果通过风洞试验与 数值模拟进行比对研究，两者所呈现出的规律性均相互匹配，故本次数值模拟的参数设置可为后续的 计算提供参考。风嘴角度与平台长度的组合影响通过第 节与 节的研究发现，对于三角形风嘴，随着风嘴角度的减小，风嘴制振能力提高，对于带平台的三角形风嘴，随着平台长度的增加，风嘴制振能力提高。本节主要研究风嘴平台长度与风嘴角度对风嘴制振性能的组合影响。在原制振效果显著的 风嘴基础上，通过增大风嘴角度并减小平台长度形成 风嘴，见图。分别加装两种风嘴后主梁的最大涡振振幅见表，在 风攻铁 道 学 报第 卷图 加装 风嘴断面非定常绕流瞬时涡量演化角下，加装 风嘴断面的竖弯与扭转最大涡振振幅均小于加装 风嘴断面最大振幅的 以上，在 风攻角下，加装 风嘴断面的竖弯与扭转最大涡振振幅也均小于加装 风嘴断面最大振幅的 以上。可以发现，对于该钝体箱梁断面，风嘴的涡振制振能力显著优于 风嘴，即风嘴平台长度与风嘴角度对于风嘴制振能力的影响可以正相加，随着风嘴平台长度的增加与风嘴角度的减小，风嘴的制振能力显著提高。表 、风嘴工况最大涡振幅值工况风攻角风攻角竖向 扭转（）竖向 扭转（）风嘴 风嘴 通过分别测试加装、与 风嘴断面（图）的涡激振动，研究平台长度与风嘴角度这两种影响因素中，哪一种是影响风嘴制振性能的主导因素。其中平台长度的由大到小排序为、风嘴，风嘴角度的由大到小排序为、风嘴，即具有较长平台的风嘴，其风嘴角度也较大，而具有较短平台的风嘴，其风嘴角度较小。图 加装 风嘴断面非定常绕流瞬时涡量演化图 、风嘴示意（单位：）各工况对应的涡振振幅见表，在 风攻角下，分别加装、与 风嘴断面的竖弯与扭转最大涡振振幅均依次从大到小排列，在 风攻角下，分别加装 种风嘴断面的最大涡振振幅排列规律与 风攻角下规律相同。可以发现，对于该钝体箱梁断面，三种风嘴对主梁涡振制振能力由高到低排序均为、风嘴，其中 风嘴平台长度与风嘴角度均最大，即风嘴平台长度对于风嘴涡振制振能力的影响要大于风嘴角第 期黄 林等：风嘴外形对钝体钢箱梁铁路斜拉桥涡振性能的影响图 、风嘴示意（单位：）度的影响，增大风嘴平台长度能更为有效的提高风嘴的涡振制振能力。表 、风嘴工况最大涡振幅值工况风攻角风攻角竖向 扭转（）竖向 扭转（）风嘴 风嘴 风嘴 大比例尺节段模型涡振试验大尺度节段模型通常采用比例尺为 ，较 的小尺度模型，大尺度模型能够更为精细地模拟制作桥梁断面中对涡振特性较大的各类附属结构，且试验雷诺数与实桥值更为接近，从而能更为有效地反映梁体的实际涡振响应。综合之前得到的风嘴角度较小且平台长度较大的风嘴制振能力较好的结论，对加装了 风嘴（总长度为 平台长度 ）的主梁进行 大比例尺节段模型风洞试验。试验在 风洞中进行，试验段截面尺寸为 ，主要试验参数见表。表 节段模型试验参数参数名称实桥值模型值相似比（）（）竖弯阻尼比 扭转阻尼比 试验结果见图，加装 风嘴后，主梁仅在 风攻角下发生涡激振动，其中最大竖弯涡振振幅仅为，最大扭转涡振振幅仅为 ，均远小于规范允许值。试验结果表明 风嘴可以有效地抑制钝体钢箱梁在、与风攻角下的涡激振动。图 加装 风嘴断面主梁涡振响应 结论基于本文涉及的节段模型风洞试验和数值模拟结果，得出主要结论如下：（）风嘴气动外形的改变对钝体铁路桥钢箱主梁的涡振响应影响显著，其中下行风嘴制振能力优于对称与上行风嘴，且随着风嘴角度的减小，风嘴的制振能力提高。（）在三角形风嘴上部设置平台可有效提高风嘴制振能力，且随着平台长度的增大，风嘴的制振能力提高。对于该类带平台的三角形风嘴，同时减小风嘴角度与提高平台长度可显著提高风嘴的制振能力，其中平台长度是主导影响因素。（）满足一定外形参数要求的带平台三角形下行风嘴（风嘴）可显著降低甚至消除钝体钢箱梁的涡激振动。（）模拟结果表明，在钝体钢箱梁断面尾流区发生的大尺度卡门涡脱及由此产生的周期性气动力是导致涡激振动的主要原因，具有适当气动外形的风嘴能够有效改善该处的绕流状态及漩涡脱落尺寸，从而起到改善断面涡振性能的作用。参考文献：朱军涛 线铁路曲线斜拉桥钢箱梁受力及疲劳性能分析世界桥梁，（）：铁 道 学 报第 卷，（）：，（）：，：，：，：，：，（）：管青海，崔欣，王方亮，等气动措施抑制钝体箱梁竖向涡振的风洞试验研究桥梁建设，（）：，（）：许福友，林志兴，李永宁，等气动措施抑制桥梁涡振机理研究振动与冲击，（）：，（）：，：，：，（）：李浩弘，吴波，张亮亮，等基于风洞试验及大涡模拟的宽体扁平箱梁涡振特性研究与优化建筑结构学报，（）：，（）：孟晓亮，郭震山，丁泉顺，等风嘴角度对封闭和半封闭箱梁涡振及颤振性能的影响工程力学，（）：，（）：，李浩钝体截面铁路混合梁斜拉桥涡振性能研究铁道学报，（）：，（）：崔圣爱，刘品，晏先娇，等横风环境下跨海大桥列车桥梁系统耦合振动仿真研究 铁道学报，（）：，（）：国家铁路局高速铁路设计规范：北京：中国铁道出版社，：，（）：（）：，中华人民共和国交通运输部公路桥梁抗风设计规范：北京：人民交通出版社，：，张天翼，孙延国，李明水，等宽幅双箱叠合梁涡振性能及抑振措施试验研究中国公路学报，（）：，（）：，：第 期黄 林等：风嘴外形对钝体钢箱梁铁路斜拉桥涡振性能的影响 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