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摘要： 针对大跨双幅桥面桥梁气动干扰效应问题，采用风洞试验方法，在均匀流场、零度风攻角条件下研究了不同间距比时串列双幅典型断面（矩形断面、Π型断面及流线型断面）的颤振稳定性气动干扰效应。研究表明：串列双幅典型断面发生颤振失稳时，下游断面先失稳，上游断面后失稳；串列双幅钝体断面（矩形断面、Π型断面），当间距比D/B为0.2，0.5（D为串列双幅断面净间距，B为单幅断面宽度）时，串列双幅钝体断面颤振临界风速低于单幅钝体断面颤振临界风速；当D/B为1，2，4，6时，串列双幅钝体断面颤振临界风速高于单幅钝体断面颤振临界风速；串列双幅流线型断面颤振临界风速随间距比D/B增加而增加，在试验间距比范围内（D/B的值为0.3，0.6，1，2，4，5）均小于单幅流线型断面颤振临界风速，气动干扰效应降低了双幅流线型断面颤振临界风速。关键词： 桥梁工程； 颤振稳定性； 气动干扰效应； 风洞试验； 串列双幅断面
中图分类号： U441+.3文献标志码： A文章编号： 1004-4523（2016）03-0403-07
DOI：10.16385/j.cnki.issn.10044523.2016.03.005
引言
在工程实践中为了提高桥梁通行能力，可采用两座平行且邻近的桥梁，即双幅桥面桥梁。大跨度双幅桥面桥梁上下游主梁之间存在气动干扰效应，随着桥梁跨度增大，其抗风性能干扰效应不容忽视。串列圆柱、方柱及建筑结构气动干扰效应很早就受到关注，并已进行了大量研究[1]。Takeuchi等针对串列矩形断面气动干扰效应进行了风洞试验研究，研究表明串列双幅矩形断面气动干扰效应与单幅断面宽高比及间距等因素有关[2]。Honda对日本大板关西国际机场联络大桥（两公路梁桥之间夹有一与其平行的铁路桥梁）气动稳定性干扰效应进行了主梁节段模型风洞试验研究[3]。Rowan等针对新塔科马桥进行了双幅桥面桥梁气动干扰效应研究，通过主梁节段模型和全橋模型试验研究了两座桥之间的气动干扰效应[4]。Kimura等研究了净间距对双桥面桥梁气动干扰效应的影响，研究显示双幅桥面桥梁气动干扰问题十分复杂，当净间距与主梁宽之比达到8以上仍存在一定的干扰效应[5]。朱乐东、郭震山等对既有桥梁与新建桥梁主梁之间三分力系数、涡振性能和颤振稳定性气动干扰效应进行了试验研究[67]。研究表明：气动干扰效应使得箱形断面双幅桥与单幅桥相比，颤振临界风速明显降低；双幅桥梁竖弯和扭转涡激共振最大幅值和风速锁定区间都有显著增加。刘志文等针对串列双幅典型断面涡激振动气动干扰效应进行了风洞试验研究[89]，研究表明：串列双幅断面涡振振幅与双幅断面净间距密切相关。Seo等针对双幅斜拉桥气动干扰效应进行了试验研究，研究表明：上游主梁断面涡振振幅由于气动干扰效应而增大，采取相应气动措施控制效果并不理想，试验发现增加结构阻尼可以有效降低涡振振幅[10]。英国桥梁气动效应设计规范（BD 49/01）规定双幅桥面桥梁抗风性能必须予以特别关注，并给出不同间距比条件下双幅桥面桥梁抗风设计需关注的重点[11]。
综上所述，大跨度双幅桥面桥梁气动干扰效应不容忽视，并受到许多学者关注。考虑到实际桥梁断面形状较多，从系统研究的角度考虑，对实际桥梁主梁断面进行适当简化，从而对串列双幅典型断面气动干扰效应进行研究对于大跨度双幅桥面桥梁抗风设计具有重要意义。本文对串列双幅典型断面（矩形断面、Π型断面及流线型断面）颤振稳定性气动干扰效应进行试验研究，以得到不同断面颤振稳定性气动干扰规律。
1试验简介
对实际桥梁主梁断面进行适当简化，设计了三类典型断面，即矩形断面、Π型断面和流线型断面。为了使串列双幅断面气动干扰试验研究工况中D/B（D为双幅断面净间距，B为单幅断面宽度）变化范围尽量涵盖实际桥梁双幅主梁之间的间距范围，拟定矩形断面、Π型断面及流线型断面几何参数如下：单幅断面模型宽为B=300 mm（流线型断面不计入风嘴宽度），高为H=60 mm，具体典型双幅断面如图1所示。
鉴于影响串列双幅断面颤振稳定性的因素较多，如来流紊流度、风攻角、间距比以及断面形状等，本文仅针对影响串列双幅断面颤振稳定性的主要因素——断面形状及间距比进行研究。串列双幅断面颤振稳定性气动干扰效应试验是在湖南大学风工程试验研究中心HD2边界层风洞中进行。该风洞试验段截面尺寸为3.0 m（宽）×2.5 m（高）×17 m（长），试验段风速范围为0.5～58 m/s，该试验段的风速方向不均匀性均小于0.5°，空风洞湍流度小于0.5%，速度不均匀性小于1%，试验断面流场品质满足试验要求。采用专门开发的串列双幅断面弹性悬挂节段模型试验装置，该试验装置通过置于风洞顶、底板上的槽钢可方便实现上下游断面间距的改变，如图2所示。采用固定在弹簧端部的力传感器进行模型振动响应测试。表1给出了串列双幅典型断面颤振稳定性气动干扰效应试验参数， 表 2 给出了串列双幅典型断面颤振稳定性气动干扰效应试验研究工况。需要说明的是，在进行颤振稳定性气动干扰效应试验研究时，所有试验工况颤振临界风速均是由来流风直接激励而产生，未进行人工激励。
2试验结果
图3所示分别为单幅矩形断面、П型断面和流线型断面扭转位移根方差随折算风速变化曲线。从图3中可以看出，П型断面颤振临界风速最低，矩形断面颤振临界风速略大于П型断面颤振临界风速，流线型断面颤振临界风速最高。
3结论
在均匀流场、零度风攻角下，针对三类典型断面分别进行了串列双幅断面颤振稳定性气动干扰效应风洞试验研究，得到如下主要研究结论：
（1）串列双幅典型断面（矩形断面、П型断面及流线型断面）发生颤振失稳时，下游断面先发生颤振失稳，随后上游断面发生颤振失稳。
（2）当间距比D/B=0.2，0.5时，串列双幅钝体断面（矩形断面、П型断面）颤振临界风速低于单幅钝体断面颤振临界风速；当D/B=1，2，4，6时，串列双幅钝体断面颤振临界风速高于单幅钝体断面颤振临界风速。 （3）当间距比D/B=0.3，0.6，1，2，4，6时，串列双幅流线型断面颤振临界风速低于单幅流线型断面颤振临界风速，即气动干扰效应降低了双幅流线型断面颤振临界风速，在工程实践中值得注意。
参考文献：
[1]Khanduri A C， Stathopoulos T， Bedard C. Windinduced interference effects on buildings—a review of the stateoftheart[J]. Engineering Structures，1998，20（7）：617—630.
[2]Takeuchi T， Matsumoto M. Aerodynamic response characteristics of rectangular cylinders in tandem arrangement[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1992，41（13）：565—575.
[3]Honda Akihiro， Shiraishi Naruhito， Matsumoto Masaru， et al. Aerodynamic stability of Kansai International Airport access bridge[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 1993，49（13）：533—542.
[4]Rowan A I， Stoyan S， XIE J M， et al. Tacoma narrows 50 years later wind engineering investigations for parallel bridges[J]. Bridge Structures： Assessment， Design and Construction，2005，1（1）：3—17.
[5]Kimura K， Shima K， Sano K， et al. Effects of separation distance on windinduced response of parallel box girders[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 2008，96：954—962.
[6]朱乐东，周奇，郭震山，等.箱形双幅桥气动干扰效应对颤振和涡振的影响[J].同济大学学报（自然科学版），2010，38（5）：632—638.
Zhu Ledong， Zhou Qi， Guo Zhenshan， et al. Aerodynamic interference effects on flutter and vortexexcited resonance of bridges with twinseparate parrallel box decks[J]. Journal of Tongji University （Natural Science），2010，38（5）：632—638.
[7]郭震山，孟晓亮，周奇，等.既有桥梁对邻近新建桥梁三分力系数气动干扰效应[J].工程力学，2010，27（9）：181—186.
Guo Zhenshan， Meng Xiaoliang， Zhou Qi， et al. Aerodynamic interference effects of an existed bridge on aerodynamic coefficients of and adjacent new bridge[J]. Engineering Mechanics， 2010，27（9）：181—186.
[8]劉志文，栗小祜，陈政清.均匀流场串列双矩形断面涡激振动气动干扰试验研究[J].中国公路学报，2010，23（5）：44—50.
Liu Zhiwen， Li Xiaohu， Cheng Zhengqing. Experiment of aerodynamic interference effects on vortexinduced vibration of two rectangular cylinders in tandem in smooth flow field[J]. China Journal of Highway and Transport， 2010，23（5）：44—50.
[9]刘志文，陈政清，栗小祜，等.串列双流线型断面涡激振动气动干扰试验[J].中国公路学报，2011，24（3）：51—57.
Liu Zhiwen， Chen Zhengqing， Li Xiaohu， et al. Experiment of aerodynamic interference effects on VIV of two streamlined cylinders in tandem[J]. China Journal of Highway and Transport， 2011，24（3）：51—57.
[10]Seo J W， Kim H K， Park J， et al. Interference effect on vortexinduced vibration in a parallel twin cablestayed bridge[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 2013，116：7—20.
[11]The Highways Agency. Design rules for aerodynamic effects on bridges[S]. Design Manual for Roads and Bridges Volume 1 Section 3 Part 3， BD 49/01， 2001.
[12]Irwin P A， Xie J， Duun G. Wind tunnel studies for the Golden Gate Bridge[R]. Final Rep.93144F4（June） Prepared for T.Y.Lin International， Rowan， Williams， Davies and Irwin， Guelph， Ont.， Canada， 1995.
[13]Li C G， Chen Z Q， Zhang Z T. Effect of turbulence on the aerodynamic stability of long span bridges[J]. Advanced Materials Research， 2013，（639640）：452—455.
中图分类号： U441+.3文献标志码： A文章编号： 1004-4523（2016）03-0403-07
DOI：10.16385/j.cnki.issn.10044523.2016.03.005
引言
在工程实践中为了提高桥梁通行能力，可采用两座平行且邻近的桥梁，即双幅桥面桥梁。大跨度双幅桥面桥梁上下游主梁之间存在气动干扰效应，随着桥梁跨度增大，其抗风性能干扰效应不容忽视。串列圆柱、方柱及建筑结构气动干扰效应很早就受到关注，并已进行了大量研究[1]。Takeuchi等针对串列矩形断面气动干扰效应进行了风洞试验研究，研究表明串列双幅矩形断面气动干扰效应与单幅断面宽高比及间距等因素有关[2]。Honda对日本大板关西国际机场联络大桥（两公路梁桥之间夹有一与其平行的铁路桥梁）气动稳定性干扰效应进行了主梁节段模型风洞试验研究[3]。Rowan等针对新塔科马桥进行了双幅桥面桥梁气动干扰效应研究，通过主梁节段模型和全橋模型试验研究了两座桥之间的气动干扰效应[4]。Kimura等研究了净间距对双桥面桥梁气动干扰效应的影响，研究显示双幅桥面桥梁气动干扰问题十分复杂，当净间距与主梁宽之比达到8以上仍存在一定的干扰效应[5]。朱乐东、郭震山等对既有桥梁与新建桥梁主梁之间三分力系数、涡振性能和颤振稳定性气动干扰效应进行了试验研究[67]。研究表明：气动干扰效应使得箱形断面双幅桥与单幅桥相比，颤振临界风速明显降低；双幅桥梁竖弯和扭转涡激共振最大幅值和风速锁定区间都有显著增加。刘志文等针对串列双幅典型断面涡激振动气动干扰效应进行了风洞试验研究[89]，研究表明：串列双幅断面涡振振幅与双幅断面净间距密切相关。Seo等针对双幅斜拉桥气动干扰效应进行了试验研究，研究表明：上游主梁断面涡振振幅由于气动干扰效应而增大，采取相应气动措施控制效果并不理想，试验发现增加结构阻尼可以有效降低涡振振幅[10]。英国桥梁气动效应设计规范（BD 49/01）规定双幅桥面桥梁抗风性能必须予以特别关注，并给出不同间距比条件下双幅桥面桥梁抗风设计需关注的重点[11]。
综上所述，大跨度双幅桥面桥梁气动干扰效应不容忽视，并受到许多学者关注。考虑到实际桥梁断面形状较多，从系统研究的角度考虑，对实际桥梁主梁断面进行适当简化，从而对串列双幅典型断面气动干扰效应进行研究对于大跨度双幅桥面桥梁抗风设计具有重要意义。本文对串列双幅典型断面（矩形断面、Π型断面及流线型断面）颤振稳定性气动干扰效应进行试验研究，以得到不同断面颤振稳定性气动干扰规律。
1试验简介
对实际桥梁主梁断面进行适当简化，设计了三类典型断面，即矩形断面、Π型断面和流线型断面。为了使串列双幅断面气动干扰试验研究工况中D/B（D为双幅断面净间距，B为单幅断面宽度）变化范围尽量涵盖实际桥梁双幅主梁之间的间距范围，拟定矩形断面、Π型断面及流线型断面几何参数如下：单幅断面模型宽为B=300 mm（流线型断面不计入风嘴宽度），高为H=60 mm，具体典型双幅断面如图1所示。
鉴于影响串列双幅断面颤振稳定性的因素较多，如来流紊流度、风攻角、间距比以及断面形状等，本文仅针对影响串列双幅断面颤振稳定性的主要因素——断面形状及间距比进行研究。串列双幅断面颤振稳定性气动干扰效应试验是在湖南大学风工程试验研究中心HD2边界层风洞中进行。该风洞试验段截面尺寸为3.0 m（宽）×2.5 m（高）×17 m（长），试验段风速范围为0.5～58 m/s，该试验段的风速方向不均匀性均小于0.5°，空风洞湍流度小于0.5%，速度不均匀性小于1%，试验断面流场品质满足试验要求。采用专门开发的串列双幅断面弹性悬挂节段模型试验装置，该试验装置通过置于风洞顶、底板上的槽钢可方便实现上下游断面间距的改变，如图2所示。采用固定在弹簧端部的力传感器进行模型振动响应测试。表1给出了串列双幅典型断面颤振稳定性气动干扰效应试验参数， 表 2 给出了串列双幅典型断面颤振稳定性气动干扰效应试验研究工况。需要说明的是，在进行颤振稳定性气动干扰效应试验研究时，所有试验工况颤振临界风速均是由来流风直接激励而产生，未进行人工激励。
2试验结果
图3所示分别为单幅矩形断面、П型断面和流线型断面扭转位移根方差随折算风速变化曲线。从图3中可以看出，П型断面颤振临界风速最低，矩形断面颤振临界风速略大于П型断面颤振临界风速，流线型断面颤振临界风速最高。
3结论
在均匀流场、零度风攻角下，针对三类典型断面分别进行了串列双幅断面颤振稳定性气动干扰效应风洞试验研究，得到如下主要研究结论：
（1）串列双幅典型断面（矩形断面、П型断面及流线型断面）发生颤振失稳时，下游断面先发生颤振失稳，随后上游断面发生颤振失稳。
（2）当间距比D/B=0.2，0.5时，串列双幅钝体断面（矩形断面、П型断面）颤振临界风速低于单幅钝体断面颤振临界风速；当D/B=1，2，4，6时，串列双幅钝体断面颤振临界风速高于单幅钝体断面颤振临界风速。 （3）当间距比D/B=0.3，0.6，1，2，4，6时，串列双幅流线型断面颤振临界风速低于单幅流线型断面颤振临界风速，即气动干扰效应降低了双幅流线型断面颤振临界风速，在工程实践中值得注意。
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Zhu Ledong， Zhou Qi， Guo Zhenshan， et al. Aerodynamic interference effects on flutter and vortexexcited resonance of bridges with twinseparate parrallel box decks[J]. Journal of Tongji University （Natural Science），2010，38（5）：632—638.
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