顫振和渦激共振節(jié)段模型風洞試驗均在同濟大學TJ一2大氣邊界層風洞中進行，該風洞的試驗段尺寸為3.0(寬)×2.5(高)×15.0m(長)，風洞可達到的最大風速為68m/s 。  
  

    顫振和渦激共振的節(jié)段模型試驗中主梁外形以以主跨鋼箱梁標準斷面為模擬對象，用于模型設計的實橋基本參數(shù)如表l所示，其中質量和質量慣矩考慮了全橋振動和空間振動效應．模型的幾何縮尺比取為1/50，單幅橋模型主梁寬度為0.460m，高度為0.060m．剛體節(jié)段模型的骨架由金屬構成，金屬框架長1.700m，橋面用三夾板和豪適板( 高密度泡沫塑料板) 來模擬以保證外形的幾何相似性，檢修車軌道、檢修道護欄及防撞欄用ABS塑料板由電腦雕刻制成。

 

 

   
    既有橋和新建橋的二元剛體節(jié)段模型均用8根彈簧懸掛在風洞中，如圖3，4所示，兩者的相對位置與實橋相似。在顫振試驗中，為了盡可能地獲得顫振臨界風速，需要采用較小的風速比，故所用彈簧剛度相應也較小。但在渦激共振試驗中，渦振發(fā)生風速相對顫振臨界風速要低得多，因此，為了提高風速的分辨率，需要采用比顫振試驗更大的風速比，相應的彈簧剛度較顫振試驗的大。試驗中，可以通過調節(jié)懸掛彈簧的前后絲桿的相對高度來改變模型姿勢，從而模擬上、下風側橋正負風攻角狀況，其中圖5即為3度風攻角的試驗工況．采用加速度傳感器來測量節(jié)段模型的風振響應。為了研究氣動干擾效應對其上風側和下風側顫振穩(wěn)定性和渦振性能的影響，這里分別進行了單幅橋和雙幅橋兩種結構狀態(tài)下的試驗，其中，雙幅橋試驗中同時對上、下風側兩個梁進行加速度響應測量，模型試驗的參數(shù)如表2所示。

    2.氣動干擾效應對顫振性能影響研究 
   
    2.1氣動干擾效應對顫振臨界風速的影響 
   
    單、雙幅橋面的顫振試驗風速均為1-20m/s ，臨界風速試驗結果如表3 所示。結果顯示：當風攻角為3度時，在試驗風速范圍內單幅橋和雙幅橋的上、下風側橋均發(fā)生了豎彎和扭轉耦合顫振，其中，上風側橋和下風側橋的顫振臨界風速分別比單幅橋的顫振臨界風速下降15.0%和17.0%，而下風側橋的顫振臨界風速又比上風側橋的顫振臨界風速低了2.3%。  
   
    當風攻角為0度時，在試驗風速范圍內雙幅橋的上、下風側橋均發(fā)生了顫振，單幅橋未發(fā)生顫振并且其扭轉阻尼比還處于上升階段．下風側橋的顫振臨界風速比上風側橋的顫振臨界風速低了9.4%。

   
    當風攻角為-3度時，在試驗風速范圍內，單幅橋和雙幅橋的上、下風側橋都沒有發(fā)生顫振，且單幅橋的扭轉阻尼比還處于上升階段，但上、下風側橋的阻尼比均已進入衰減階段，并且下風側橋比上風側橋的阻尼比衰減快，因此，雙幅橋比單幅橋顫振臨界風速低，下風側橋又比上風側橋顫振臨界風速低．延長上、下風側橋的阻尼比曲線( 如圖6所示) 可預測其顫振臨界風速(見表3)，由此可知，下風側橋的顫振臨界風速比上風側橋的顫振臨界風速低約9.3%。  
   
    綜上所述，由于雙幅橋之間的氣動干擾效應，結構相同、橫向間距較小的上、下風側兩座橋梁的顫振穩(wěn)定性均要明顯差于相同結構單幅橋的顫振穩(wěn)定性，而且下風側橋梁的顫振穩(wěn)定性最差．因此，在對既有橋梁拓寬擴建時有必要考慮雙幅橋之間的氣動干擾效應，檢驗雙幅橋狀態(tài)下既有橋和新建橋是否仍然滿足顫振穩(wěn)定性要求。 

    2.2 氣動干擾效應對氣動導數(shù)的影響 
   
    為了研究氣動干擾效應對平行雙幅橋氣動導數(shù)的影響，利用自由衰減振動法和同濟大學丁泉順博士基于改進最小二乘法提出的氣動導數(shù)識別方法，提取了單、雙幅橋的氣動導數(shù)進行比較．雙幅橋氣動導數(shù)識別時上、下風側橋面模型都按二元彈性狀態(tài)懸掛于風洞中，兩模型參數(shù)與顫振臨界風速測試時完全一致，提取上風側橋氣動導數(shù)時，對上風側橋面進行脈沖激勵使之在風場中自由衰減，而下風側橋面則保持自然振動狀態(tài)，下風側橋氣動導數(shù)識別時則反之。由此得出各風攻角下單、雙幅橋氣動導數(shù)變化曲線如圖7所示。 

   
    由圖7可知，當風攻角為0度時，雙幅橋的上風側橋與單幅橋的氣動導數(shù)隨著折減風速增加的變化趨勢接近，在試驗的折減風速(U/fB) 范圍內仍處于下降狀態(tài)；而對于雙幅橋的下風側橋梁，雖然在低折減風速(U/fB<3)時其曲線與單幅橋的接近，但在U/fB=3附近出現(xiàn)轉折點，隨U/fB的增加開始由遞減變?yōu)檫f增，并在U/fB=5.5附近由負變?yōu)檎?開始提供氣動負阻尼．由此可知，0攻角時，氣動干擾效應對上風側橋的氣動導數(shù)影響不是很明顯，而對下風側橋的氣動導數(shù)影響較大，其氣動導數(shù)轉折點較大幅度地提前， 這可能是上、下風側橋振動產生的紊流對順風向影響較大，而對逆風向影響較小的緣故．3度風攻角時，雙幅橋的上風側橋與單幅橋的氣動導數(shù)隨著U/fB增加的變化趨勢與0度風攻角時的情況相似，在試驗的U/fB范圍內仍處于下降狀態(tài)，但雙幅橋的上風側橋的A 曲線的下降速度更快．然而，上風側橋的A 曲線在U/fB=4.0附近下降速度突然變慢，接近于變?yōu)樯仙厔莸霓D折點．雙幅橋下風側橋曲線的變化趨勢與其在0。攻角時的情況類似，但轉折點出現(xiàn)的更早，在U/fB=2附近，并且在U/fB=3.5附近由負變?yōu)檎?，開始提供氣動負阻尼。由此可知， 3度風攻角時，氣動干擾效應使得上、下風側橋的曲線均較早地出現(xiàn)了從下降到上升的轉折點，而且下風側橋的曲線轉折點出現(xiàn)得更早。 
   
    -3度風攻角時，在試驗風速范圍內三種工況下氣動導數(shù)的變化趨勢比較接近，但雙幅橋的上、下風側橋的A 曲線末端(U/fB=5～6) 已開始呈現(xiàn)明顯得處上升趨勢，其中上風側橋曲線的上升趨勢更明顯．由此可見，-3度風攻角時在低風速區(qū)，兩幅橋的氣動干擾效應對氣動導數(shù)影響相對其它兩個風攻角時的影響要小。  
  
    3.氣動干擾效應對渦激共振影響研究 
  

    試驗中，雙幅橋的上、下風側橋均發(fā)生了豎彎和扭轉渦激共振，并且與單幅橋的渦振特性有較大差別。試驗所得的單幅橋和雙幅橋上、下風側橋的豎彎和扭轉渦振響應隨風速變化曲線如圖8，9所示，相應的渦振風速鎖定區(qū)間、最大振幅、斯脫羅哈數(shù)等結果如表4所示。下面將通過考察表征渦激共振特性的三個重要特征參數(shù)(最大振幅、鎖定風速區(qū)間以及斯脫羅哈數(shù)) 來討論平行雙幅橋之間的氣動干擾效應對其渦激共振特性的影響規(guī)律。
 

 

 

   
    3.1 氣動干擾效應對渦振振幅的影響 
   
    由表4和圖8可見，0度風攻角時單幅橋豎彎渦振振幅最大值為0.021m，振幅相對較小，并小于按規(guī)范公式計算的豎彎渦振允許振幅0.104m，雙幅橋的上、下風側橋的豎彎渦振最大振幅為0.060m和0.066m，分別為單幅橋振幅的2.82倍和3.10倍，并且下風側橋要比上風側橋的振幅高；3度風攻角時單、雙幅橋試驗均分別發(fā)生了兩次豎彎振，單幅橋的豎彎渦振振幅最大值為0.068m，雙幅橋的上、下風側橋的豎彎渦振最大振幅分別為0.083m和0.169m，分別為單幅橋振幅的1.21倍和2.45倍，其中下風側橋兩 次豎彎渦振最大振幅均已超過豎彎渦振允許振幅；-3度風攻角時，單幅橋未發(fā)生明顯的渦振現(xiàn)象，但雙幅橋時上、下風側橋均出現(xiàn)了振幅較小的豎彎渦振．綜上所述，氣動干擾效應對平行雙幅橋下風側橋的渦振振幅影響比對上風側橋的渦振振幅影響更大，同時3度仍然為發(fā)生渦振的最不利風攻角。
  
    試驗過程中也明顯看出下風側橋比上風側橋渦振振幅大，這可能是因為上風側橋振動對其尾流會產生顯著的橫向擾動，這種擾動引起的旋渦或周期性交變氣動力又將擴散和傳遞至其下風側區(qū)域，并對下風側橋產生直接的附加作用力，從而使其渦振振幅大幅度增加．而下風側橋的振動雖然也會對周圍流場產生擾動，但這種擾動引起的旋渦或周期性交變氣動力也將擴散和傳遞至其下風側區(qū)域，但其對處于逆風向的上風側橋的作用應該主要是通過波動的形式傳遞，因此對其振幅影響相對較?。杀?和圖9可見， 0度風攻角時，單幅橋狀態(tài)扭轉渦振只發(fā)生了一次，但雙幅橋狀態(tài)下上、下風側橋均發(fā)生了兩次扭轉渦振．單幅橋扭轉渦振振幅最大值為0.10，振幅較小，并小于按規(guī)范公式 計算的扭轉渦振振幅允許值0 .183度．雙幅橋的上、下風側橋的扭轉渦振最大振幅分別為0.094度和0.330度，分別為單幅橋振幅的0.87倍和3.06倍，并且下風側橋的最大振幅已明顯超過了扭轉渦振允許振幅．3風攻角時，單幅橋扭轉渦振最大振幅為0.199度，雙幅橋中上、下風側橋的扭轉渦振最大振幅分別為0.288度和1.399度，分別為單幅橋振幅的1.45倍和7.03倍，并均大于扭轉渦振允許振幅．-3度風攻角時，單幅橋扭轉渦振最大振幅為0.103度，雙幅橋的上、下風側橋的扭轉渦振最大振幅分別為0.179度和0.273度，分別為單幅橋振幅的1.74倍和2.65倍 。
   
    試驗結果表明， 平行雙幅橋的氣動干擾效對扭轉渦振振幅的影響十分明顯，相比于對豎向渦振的影響，扭轉渦振振幅增大幅度更加顯著．其原因首先在于上、下風側兩幅橋之間的透風槽區(qū)域是流動干擾和交換的最主要部位，因此氣動干擾產生的附加氣動力對下風側橋梁的上游風嘴和上風側橋梁的下游風嘴這兩處離開各自扭轉軸較遠的部位的作用最直接也較強，從而產生較大的附加交變扭矩，引起較大的扭轉渦振．另一個可能的原因是氣動干擾效應對平行雙幅橋渦振振幅的影響程度應該與橋面振動程度有關， 橋面振動越強烈，兩橋之間的氣動干擾效應越明顯。  
   
    3 .2 氣動干擾效應渦振風速鎖定區(qū)間和斯脫羅哈數(shù)的影響
   
    由表4可知，各工況的斯脫羅哈數(shù)均在0.1～0.2范圍內，而雷諾數(shù)也在10左右．3度風攻角時，平行雙幅橋上風側橋與單幅橋的豎彎渦振和扭轉渦振風速鎖定區(qū)間基本相同，并且斯脫羅哈數(shù)也保持一致．與單幅橋相比，下風側橋的豎彎和扭轉渦振的起振風速要低，風速鎖定區(qū)間要分別長57%～65%和31%左右，斯脫羅哈數(shù)要分別高出11 %～18 %和6%。 
   
    0度風攻角時，平行雙幅橋的上、下風側橋的豎向渦振起振風速、風速鎖定區(qū)間和斯脫羅哈數(shù)相同，并且與單幅橋相比，起振風速均略低，風速鎖定區(qū)間要長23%．對于扭轉渦振，平行雙幅橋的上、下風側橋均在兩個風速區(qū)間出現(xiàn)渦激共振，且下風側橋的起振風速略低、斯脫羅哈數(shù)略高，下風側橋的兩個風速鎖定區(qū)間比上風側橋的分別要長 57%和30%．而此時，單幅橋只在其中的一個較低風速區(qū)問出現(xiàn)渦激共振．在這個較低的風速鎖定區(qū)間，與單幅橋相比，雙幅橋的上、下風側橋的起振風速略高，斯脫羅哈數(shù)均要低3%左右，風速鎖定區(qū)間分別要長38%和118%。  
   
    -3度風攻角時，單幅橋沒有發(fā)生明顯的豎向渦激共振，而雙幅橋的上、下風側橋均出現(xiàn)的小振幅豎向渦激共振，且它們的起振風速、風速鎖定區(qū)間和斯脫羅哈數(shù)基本相同．對于扭轉渦振，單幅橋和雙幅橋的上、下風側橋均在一個風速區(qū)間發(fā)生和渦激共振，三者的起振風速、斯脫羅哈數(shù)基本相同，雙幅橋的上、下風側橋的渦振風速鎖定區(qū)問基本一致，并比單幅橋的長21%左右。  
   
    綜上所述，與單幅橋相比，平行雙幅橋的上、下風側橋的渦振風速鎖定區(qū)間均要長，起振風速低，斯脫羅哈數(shù)大，發(fā)生渦激共振的風速區(qū)間數(shù)可能也要多，因此發(fā)生渦振可能性也更大．而在平行雙幅橋中，與上風側橋相比，下風側橋的渦振起振風速一般不會高，尤其是在3度風攻角情況下，其起振風速明顯要低，相應的斯脫羅哈數(shù)明顯要高，風速鎖定區(qū)間明顯要長，發(fā)生渦激共振的概率也明顯要高．這可能是因為上風側橋的振動對下風側橋產生的拍振作用較大，迫使下風側橋在更低和更高的風速下發(fā)生渦振；而下風側橋振動引起的拍振作用對上風側橋的影響由于平均風的作用而減小。  
   
    4.結論 
  

    通過單幅橋和平行雙幅橋的節(jié)段模型測振對比風洞試驗，對箱形平行雙幅橋之問的氣動干擾效應作用下的上、下風側橋顫振臨界風速、氣動導數(shù)、以及渦振振幅、起振風速、風速鎖定區(qū)問、斯脫羅哈數(shù)等參數(shù)的影響規(guī)律以及對這種氣動干擾效應的重要性有了較為全面的感性認識，從中可總結出以下結論：  
   
    (1)氣動干擾效應使得平行雙幅橋的顫振臨界風速明顯降低，氣動導數(shù)曲線由遞減向遞增變化的轉折點均大幅度提前，并且3度風攻角下的平行雙幅橋下風側橋梁的顫振臨界風速最低，比單幅橋的顫振臨界風速降低了約17%。
   
    (2)不同風攻角下，氣動干擾效應對平行雙幅橋的渦振振幅影響大小不同，以3度風攻角下的影響最大，0度風攻角下影響次之，-3度風攻角下影響最小。總體而言，雙幅橋的渦振振幅顯著地大于單幅橋，而其中又以下風側橋的渦激共振振幅最大。
   
    (3)與單幅橋相比，氣動干擾效應使平行雙幅橋的渦振起振風速降低、風速鎖定區(qū)間變長，斯脫羅哈數(shù)變大，發(fā)生渦激共振的概率增加，而其中又以下風側橋發(fā)生渦激共振的概率最高。