1 氣動優化措施風洞試驗
　　顫振節段模型試驗在某風工程實驗中心進行。主桁架梁節段模型外形（包括附屬裝置）與實橋相似，采用1:47.5的幾何縮尺比，模型長L=2.1 m，寬B=0.7534 m，高H=0.3164 m，長寬比L／B=2.38。模型用紅松木和層板制作，人行道欄桿按實橋設計結構進行模擬。為避免微小桿件引起的氣動粘性效應，對欄桿中較細的豎向管按透風率等效的原則進行合并。圖2為風洞中的節段試驗模型。通過對結構動力特性計算，結果顯示，結構顫振狀態由對稱豎彎基頻和對稱扭轉基頻控制。因此，顫振節段模型試驗按主梁第1階正對稱豎彎頻率fh=0.1573 Hz和主梁第1階正對稱扭轉 fa=0.2726 Hz 2個模態組合來確定模型系統的扭彎頻率比，即ε= fa/fh=1.73。根據設計單位提供，成橋狀態主梁的設計基準風速為：Vd=25.90 m／s。該橋的顫振檢驗風速振檢驗風速Vcr=KufVd=1.2×1.29×25.90=40.09 m／s�？紤]該橋地處山區峽谷，受峽谷風氣流加速和風場復雜影響，確定該橋節段模型顫振試驗風速范圍為0.5～45.0 m／s，進行a=0o、+3o、一3o、+6o、-6 o 5種攻角情況下的試驗。
　　為了探討研究各種氣動控制措施在各個來流攻角下對顫振臨界風速的影響，試驗采用了在橋面板中央開槽（見圖3）、增設裙板（布置方式如圖4）和氣動翼板（布置方式如圖5）等優化措施進行測試。通過對比試驗顯示，一種氣動控制措施不能促使各個來流攻角下顫振臨界風速增大，有時，某種措施能促使部分來流攻角下顫振臨界風速增大，而對其余部分來流攻角效果不大，甚至可能引起相反的效果。為了達到最好的效果，使之在各個來流攻角下顫振臨界風速都大于顫振檢驗風速，需要采用多種氣動措施組合作用。因此，試驗又采用了幾種氣動措施優化組合方式，進行對比試驗，最終確定一種氣動措施優化組合方案，推薦給該橋梁設計單位。
　　1.1 橋面板中央開槽
　　在橋面板中央開槽，開槽寬度為1.0 m，見圖3。進行橋面板中央開槽、不開槽對比試驗，探討橋面板中央開槽與不開槽兩種情況對顫振臨界風速的影響，試驗結果見表1。
　　從表1表可以看出：（1）在0 o攻角下，橋面板中央是否開槽對顫振臨界風速并無多大影響；（2）在來流風為正攻角的情況下，在橋面板中央開槽相對于不開槽的狀況，顫振臨界風速有顯著提高，在a=+3 o、+6 o下分別提高40.4％ 和48.6％ ；（3）在-6 o攻角下，中央開槽相對于不開槽的狀況，顫振臨界風速也有小幅提高，提高6.9％，而在-3 o攻角下，顫振臨界風速卻降低24.4％，且小于顫振檢驗風速41.3m／s。
　　1.2 裙板
　　在橋面板邊端與加勁梁上弦桿間設置裙板，裙板寬1.6 m，厚0.2m，其布置示意圖見圖4。進行增設裙板下橋面板中央開槽、不開槽對比試驗，探討裙板與橋面板開槽和不開槽兩種氣動優化措施組合對橋梁顫振臨界風速的影響。
　　從表2可以看出：（1）對桁架斷面增設裙板后，在00攻角下，顫振臨界風速在橋面板中央開槽和不開槽的狀況下分別提高17.5％和21.5％。（2）在橋面板中央不開槽的情況下，增設裙板后，顫振臨界風速在來流風為負攻角時基本上沒有變化；在+60攻角時，增大明顯，提高44.0％；然而在來流風為+3o攻角時，顫振臨界風速降低17.5％。從整體來看，方案3在各種來流攻角下，顫振臨界風速都達到了41.9m／s以上，滿足顫振檢驗風速的要求。（3）方案4橋面板中央開槽，增設裙板后，顫振臨界風速在+60攻角下提高幅度很大，然而在+30、-60攻角下降低9.3％和12.2％；在來流風為-30攻角時，顫振臨界風速基本無變化，小于顫振檢驗風速41.3 m／s。
　　1.3 氣動翼板
　　增設氣動翼板，翼板尺寸為：寬1.4 m，厚0.2in。支撐翼板的支架高3 m，間隔為5 rn，固定于上弦桿，筆耕論文，見圖5。進行增設氣動翼板下橋面板中央開槽不開槽對比試驗，探討氣動翼板與橋面板開槽不開槽兩種氣動優化措施組合對橋梁顫振臨界風速的影響。
　　由表3可以看出： （1）在桁架上增設氣動翼板后，在00攻角下，顫振臨界風速有所提高，在橋面板中央開槽和不開槽的狀況下分別提高24.8％ 和23.6％；方案5橋面板中央不開槽，增設氣動翼板后，在來流風為負攻角時，顫振臨界風速有小幅提高，在攻角為-30攻角時，基本沒有變化。在來流風攻角為+60時，顫振臨界風速有所提高，提高26.9％ ；（3）方案6橋面中央開槽，增設氣動翼板后，顫振臨界風速除在攻角為+3。時略有減小外，其余各試驗來流風攻角下都增幅明顯，+6o、0o、-3o、-60攻角時分別提高76.1％、24.8％、65.1％、25.1％。
　　1.4 最終設計氣動措施組合方案
　　經過3組不同氣動優化措施組合對比試驗探討，確定橋面板中央開槽同時增設氣動翼板的組合方案6為推薦氣動優化斷面。出于施工方面的考慮，設計單位將氣動翼板由方案6中的上弦桿的位置移到了下檢修道外側，見圖6。進行最終設計氣動措施組合方案試驗，驗證最終設計氣動措施組合方案在各個來流攻角下的顫振臨界風速是否高于顫振檢驗風速，結果見表4。
　　由表4可以看出，最終設計氣動措施組合方案在各個來流攻角下的顫振臨界風速都高于顫振檢驗風速，可以滿足抗風設計要求。但是由于將氣動翼板由方案6中的上弦桿的位置移到了下檢修道外側，致使+30、+60來流攻角下的顫振臨界風速比方案6有較大幅度減小，分別降低26.5％和50.5％。
　　2 顫振機理分析
　　目前，許多學者對顫振發生機理作了許多富有成效的探索和研究（周志勇，2001年；楊泳昕，2002年）。常用的定量分析方法是將系統阻尼和系統剛度解析為包含有斷面氣動外形參數的氣動導數的函數形式，并通過氣動導數變化規律研究斷面氣動外形同顫振發生規律的關系。對于類似壩陵河大橋這種斷面較鈍的桁架梁而言，顫振現象表現為扭轉形態的分離流顫振。其機理認為是由氣動阻尼驅動，且激勵扭轉顫振的氣動負阻尼來自與氣動導數A 2有關的扭轉氣動阻尼力。
　　3 氣動優化措施試驗結果分析
　�。�1）橋面板中央開槽可以提高桁架加勁梁懸索橋正攻角下的顫振臨界風速，但是對00攻角的影響并不明顯，甚至在-30攻角下出現顫振臨界風速降低的情況。這說明桁架加勁梁橋面板中央開槽與鋼箱加勁梁開槽顫振穩定控制機理不同，鋼箱加勁梁開槽，上下空氣流通，可以減小橋面板上下面的壓力差，從而有效提高橋梁的顫振穩定性。而桁架加勁梁和橋面板邊端是鈍體，桁架透風性能好，橋面板中央開槽，抑制顫振作用有限，所以只能提高部分攻角下的顫振臨界風速，對部分攻角的影響不明顯，甚至個別攻角下出現顫振臨界風速降低的情況。
　�。�2）在橋面板外緣和上弦桿外緣設置裙板，使氣動外型鈍化截面趨向于流線形，改善了氣流繞流的流態，減少了漩渦脫落，所以能夠提高00及正攻角的顫振臨界風速。然而，在桁架上沿增設裙板，并不能完全改變桁架加勁梁的鈍體斷面，氣流經過桁架鈍化斷面，還有漩渦脫落。因此，增設裙板對負攻角會產生負作用，并且負角度越大，顫振臨界風速降低越多，特別是當橋面板中央開槽和裙板組合時，這種現象愈加顯著。
　　（3）增設氣動翼板以后，各個攻角下的顫振臨界風速都有所提高，對正攻角下的顫振臨界風速有明顯的增加，對負攻角增加較少。其原因是在橋面板兩側增設氣動翼板，有效地降低了氣動橋梁斷面的升力矩，對以扭轉顫振形態為主的桁架加勁梁橋的顫振臨界風速有顯著的提高。氣動翼板是一種耗能裝置，翼板上的氣動力，能夠有效耗散氣流由主架輸入系統的能量，從而使系統的顫振穩定性得到改善。當氣動翼板和橋面板中央開槽組合時，多數攻角下的顫振臨界風速的提高都達到了一半以上，高于顫振檢驗風速36.2％以上。氣動翼板和橋面板中央開槽組合氣動措施，是最優化氣動措施，是設計推薦方案，對其他桁架加勁梁的抗風設計有很高的參考價值。

 

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