黃 林， 廖海黎， 王 騎， 李 強， 李志國

(1.西南交通大學 橋梁工程系，成都 610031； 2.風工程四川省重點實驗室，成都 610031)

隨著我國社會經(jīng)濟的發(fā)展以及城市群之間的聯(lián)系越加緊密，國家對海洋、河道及沿岸生態(tài)保護區(qū)域范圍逐漸擴大，我國沿海和沿江城市群已出現(xiàn)了對超大跨度橋梁的建設(shè)需求，主要以河道寬敞、臨海且經(jīng)濟高度發(fā)達的江浙滬超大城市群和粵港澳大灣區(qū)為代表。

張皋過江通道地處長江三角城市群的中心，處于重點規(guī)劃的錫常泰、(滬)蘇通都市圈和沿江經(jīng)濟發(fā)展帶的結(jié)合處，位于江陰大橋下游約28 km處，蘇通大橋上游約57 km處，在張家港和如皋境內(nèi)跨越長江。其中張皋過江通道南航道橋(主江航道橋)采用主跨2 300 m的懸索橋設(shè)計方案，為當前世界在建的最大跨度懸索橋。

目前世界上已建成或已完成設(shè)計并在建的1 600 m以上跨度的懸索橋共計7座(如表1所示)，其中整體鋼箱梁由于具有優(yōu)良的抗風穩(wěn)定性和渦激振動特性，自從1950年代在英國Severn橋成功應(yīng)用于工程實踐之后，被廣泛應(yīng)用于大跨度懸索橋，桁梁作為懸索橋的傳統(tǒng)主梁形式，由于抗扭剛度較大，一般具有優(yōu)良的顫振穩(wěn)定性，并沒有渦激振動現(xiàn)象，但存在橫向風載大和橫向位移大等不足。分體鋼箱梁具有優(yōu)異的顫振穩(wěn)定性，但渦激振動控制方面容易成為抗風設(shè)計的難點[1-4]。

張皋過江通道南航道橋主梁采用整體扁平鋼箱梁設(shè)計，但經(jīng)過以往在虎門二橋和伶仃洋大橋抗風設(shè)計中所獲得的一個重要認識[5]，在沿海高風速地區(qū)建造1 700 m以上跨度的懸索橋，傳統(tǒng)整體鋼箱梁的顫振穩(wěn)定性已很難滿足設(shè)計要求，需要開發(fā)氣動特性更為優(yōu)良的斷面形式或氣動控制技術(shù)。

表1 世界1 600 m以上跨度懸索橋

就如何改善整體箱梁斷面的顫振穩(wěn)定性，國內(nèi)外學者已開展了一系列相關(guān)研究。Katsuchi等[6]通過對日本明石海峽大橋的顫振性能改善研究發(fā)現(xiàn)，設(shè)置上中央穩(wěn)定板可以有效提高橋梁斷面的顫振臨界風速。楊詠昕等[7]通過節(jié)段模型風洞試驗肯定了中央穩(wěn)定板的顫振控制作用，并對機理進行了研究。Larsen[8]就橋面附屬結(jié)構(gòu)對大跨度整體鋼箱梁懸索橋顫振臨界風速的影響進行了研究。Wilde等[9]研究了主動翼板控制系統(tǒng)在改善橋梁斷面顫振性能中的作用，但從可靠性考慮，相比被動控制措施，主動控制措施存在能量供給以及耐久性不足等問題。張宏杰等[10]通過對中央穩(wěn)定板、中央開槽與加裝懸臂水平分離板等一系列氣動措施的顫振控制效果進行研究發(fā)現(xiàn)，水平分離板對扁平箱梁的顫振性能改善效果良好，尤其在正風攻角下提高效果更加顯著。Wang等[11-12]通過一系列風洞對比發(fā)現(xiàn)，將扁平箱梁斜腹板的傾角控制在16°以內(nèi)有利于提高橋梁的顫振臨界風速。夏錦林等[13]在研究單側(cè)穩(wěn)定板對箱梁顫振控制作用的基礎(chǔ)上，對不同高度組合的上、下中央穩(wěn)定板的控制效果進行了深入研究，發(fā)現(xiàn)同時設(shè)置上、下中央穩(wěn)定板提升效果更加顯著。張亮亮等[14]通過數(shù)值模擬與風洞試驗對寬體式扁平鋼箱梁顫振特性進行了分析，研究結(jié)果表明橋面附屬結(jié)構(gòu)的位置對主梁顫振穩(wěn)定性的影響極大，設(shè)計時應(yīng)慎重選擇布置位置。趙林等通過對深中通道伶仃洋大橋主梁斷面的結(jié)構(gòu)選型，研究了不同梁高的扁平鋼箱梁顫振穩(wěn)定性之間差異。李加武等[15]發(fā)現(xiàn)在不過多降低檢修道欄桿透風率的情況下對檢修道欄桿進行適當?shù)拈g隔封閉可以在一定程度上提高扁平箱梁斷面的顫振臨界風速。

從結(jié)構(gòu)設(shè)計方面出發(fā)，張皋過江通道南航道橋的顫振控制存在兩大難點：一是橋梁主跨極大，張皋過江通道南航道橋是我國首座跨度超過2 000 m的懸索橋，也是世界上第一座采用整體鋼箱梁的主跨2 000 m級超大跨度懸索橋，結(jié)構(gòu)柔度的顯著增大將導致該橋?qū)︼L的作用極為敏感度；二是主梁斷面寬度大，張皋過江通道南航道橋的主梁寬度達到51.7 m，主梁在順風方向特征尺寸較大。

對于張皋過江通道南航道橋，需要對以往研究所發(fā)現(xiàn)的有效顫振控制措施的有效性進行進一步研究與驗證。本文從抗風設(shè)計的角度出發(fā)，在1∶50比例尺下開展了一系列節(jié)段模型風洞試驗，對張皋過江通道南航道橋主梁的顫振穩(wěn)定性進行了研究，在對比了上中央穩(wěn)定板、下中央穩(wěn)定板、水平穩(wěn)定板、斜導流板以及改變?nèi)诵械腊鍍A角等氣動措施顫振控制作用的基礎(chǔ)上，提出了一種可滿足顫振設(shè)計要求的組合氣動措施，并通過全橋氣彈模型風洞試驗對該措施的有效性進行了檢驗。

1 工程背景

本文以張皋過江通道南航道橋為工程背景，該橋為一座主跨為2 300 m的超大跨度公路懸索橋，大橋全長4.18 km，包括主橋、南邊跨以及南北引橋，跨徑布置為660+2 300+717+503=4 180 m，橋塔高350 m，主跨矢跨比為1/6.6，橋型布置如圖1所示。

圖1 張皋過江通道南航道橋橋型布置(m)Fig.1 Layout of the Zhanggao south channel bridge(m)

主梁采用雙向八車道的扁平鋼箱梁，梁寬51.7 m，梁高4.5 m，寬高比達到11.5，橋面板厚度設(shè)計為16 mm，兩側(cè)設(shè)懸挑2.1 m寬人行道板，具體如圖2所示。

圖2 張皋過江通道南航道橋主梁示意圖(mm)Fig.2 Diagram of the Zhanggao south channel bridge main girder(mm)

為了獲得張皋過江通道的合理設(shè)計風參數(shù)，收集了張皋過江通道橋位附近氣象臺站風速數(shù)據(jù)，并采用氣象統(tǒng)計學中Gumbel Type I極值分布理論進行分析，計算得到了主要氣象站的基本風速，同時從JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設(shè)計規(guī)范》[16]中，查知橋位所屬南通地區(qū)的海拔及基本風速，具體數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 橋位附近主要氣象臺站基本風速

根據(jù)表2中數(shù)據(jù)，可偏于安全地將橋位處基準風速取為規(guī)范建議值，考慮百年一遇最大風速31.1 m/s作為基本風速。通過該基本風速，按JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設(shè)計規(guī)范》計算得到該橋在0°，±3°風攻角下的成橋態(tài)顫振檢驗風速為62.8 m/s。

2 節(jié)段模型風洞試驗

2.1 試驗參數(shù)

節(jié)段模型顫振試驗在西南交通大學XNJD-1風洞第二試驗段進行，該試驗段截面尺寸為2.4 m(寬)×2.0 m(高)×16.0 m(長)?；谥髁杭帮L洞斷面尺寸，為滿足風洞試驗要求，試驗?zāi)Ｐ涂s尺比選用1∶50，模型長度、寬度和高度分別為2.095 m，1.034 m和0.090 m，阻塞度小于5%。主梁上表面進行蒙皮，欄桿與檢修車軌道采用ABS塑料板制作，其中欄桿確保了透風率相似。節(jié)段模型通過8根拉伸彈簧懸掛在風洞中以確保模型可以發(fā)生豎彎和扭轉(zhuǎn)振動，試驗?zāi)Ｐ腿鐖D3所示，試驗動力參數(shù)如表3所示。

圖3 節(jié)段模型Fig.3 Section model

表3 節(jié)段模型試驗參數(shù)

2.2 試驗工況

節(jié)段模型顫振試驗在0°與±3°攻角的均勻流場中完成，首先對原設(shè)計斷面(YSDM)開展顫振試驗，并通過設(shè)置上中央穩(wěn)定板、下中央穩(wěn)定板、水平穩(wěn)定板、斜導流板以及改變?nèi)诵械腊鍍A角等一系列氣動措施用以改善主梁的顫振穩(wěn)定性，具體試驗工況如表4所示(表中數(shù)據(jù)均為實橋數(shù)據(jù))。

表4 試驗工況說明

2.3 原設(shè)計斷面顫振臨界風速

通過節(jié)段模型風洞試驗得到0°與±3°風攻角下原設(shè)計斷面顫振臨界風速如表5所示(表中數(shù)據(jù)均已換算至實橋)，可以發(fā)現(xiàn)該橋原設(shè)計斷面在0°與±3°攻角下的顫振臨界風速均明顯低于顫振檢驗風速。

表5 原設(shè)計斷面顫振臨界風速

試驗結(jié)果表明，該橋原設(shè)計主梁存在顫振穩(wěn)定性嚴重不足的情況，需要設(shè)置相應(yīng)措施用以改善斷面的顫振性能。

3 氣動措施顫振優(yōu)化性能比較

3.1 上中央穩(wěn)定板

參考已有文獻的研究成果表明，設(shè)置上中央穩(wěn)定板有利于提高扁平箱梁斷面的顫振穩(wěn)定性，本文分別采用三種高度(1.2 m，1.4 m與1.5 m)的上中央穩(wěn)定板(措施具體細節(jié)如圖4所示)，通過1∶50節(jié)段模型風洞試驗測試了0°與±3°風攻角下上中央穩(wěn)定板對該橋主梁顫振臨界風速的影響。

圖4 SWDM工況斷面示意圖Fig.4 Diagram of SWDM section

各工況下主梁顫振臨界風速如圖5所示(圖5中數(shù)據(jù)均已換算至實橋)，可以發(fā)現(xiàn)3種高度的上中央穩(wěn)定板均能有效提高斷面的顫振臨界風速，但不同攻角下斷面顫振臨界風速隨著上中央穩(wěn)定板高度的變化規(guī)律并不相同。在0°與+3°攻角下，斷面顫振臨界風速與上中央穩(wěn)定板的高度始終是正相關(guān)(l1/H≤0.33)。但在-3°風攻角下，上中央穩(wěn)定板存在一個明顯的最優(yōu)高度區(qū)域，較原設(shè)計斷面，0.27H高的上中央穩(wěn)定板僅能將斷面顫振臨界風速提高1.2 m/s，但僅將上中央穩(wěn)定板高度提高0.2 m～0.31H高后，較原設(shè)計斷面，斷面顫振臨界風速可提升3.3 m/s，但隨著穩(wěn)定板高度增加至0.33H，斷面臨界風速反而下降，在-3°攻角下，斷面顫振臨界風速隨著穩(wěn)定板高度的增加先增大后減小，最優(yōu)高度在0.31H附近。

圖5 SWDM工況顫振臨界風速Fig.5 Flutter critical wind speed of SWDM section

通過圖5中的顫振臨界風速下包絡(luò)線對斷面的綜合顫振穩(wěn)定性進行評估，可以發(fā)現(xiàn)單獨設(shè)置上中央穩(wěn)定板時，0°攻角在所有高度都不起控制作用。當穩(wěn)定板高度較低時，+3°攻角為最不利攻角，當穩(wěn)定板高度超過最優(yōu)高度點時，-3°攻角為最不利工況對斷面顫振穩(wěn)定性起控制作用。上中央穩(wěn)定板最優(yōu)高度應(yīng)在0.31H～0.33H。

在本文SWDM試驗工況中，1.5 m(0.33H)上中央穩(wěn)定板的優(yōu)化性能最佳，能將原設(shè)計斷面最低顫振臨界風速(45.9 m/s)提高至56.3 m/s，提高率22.7%。

3.2 上、下組合中央穩(wěn)定板

在SWDM試驗工況中顫振性能優(yōu)化效果最佳的1.5 m(0.33H)上中央穩(wěn)定板基礎(chǔ)上設(shè)置下中央穩(wěn)定板(高度范圍0.18H～0.31H)，措施具體細節(jié)如圖6所示，在此基礎(chǔ)上測試了0°與±3°風攻角下上、下組合中央穩(wěn)定板對該斷面顫振穩(wěn)定性的影響，各工況下主梁顫振臨界風速如圖7所示。

圖6 SXWDM工況斷面示意圖Fig.6 Diagram of SXWDM section

圖7 SXWDM工況顫振臨界風速Fig.7 Flutter critical wind speed of SXWDM section

從圖6可以發(fā)現(xiàn)，0°風攻角下，下中央穩(wěn)定板能夠與上中央穩(wěn)定板的顫振性能優(yōu)化作用正相加，進一步提高SWDM-1.5工況斷面的顫振臨界風速，且提升作用與下中央穩(wěn)定板的高度始終是正相關(guān)(l2/H≤0.31)。但在±3°攻角下，斷面的顫振臨界風速均隨著下中央穩(wěn)定板高度的增加先增大后減小，最優(yōu)高度在0.18H，當高度超過0.27H后，下中央穩(wěn)定板甚至會降低上中央穩(wěn)定板的優(yōu)化作用。

通過圖7中的顫振臨界風速下包絡(luò)線對斷面的綜合顫振穩(wěn)定性進行評估，可以發(fā)現(xiàn)在固定高度0.33H上中央穩(wěn)定板的基礎(chǔ)上組合設(shè)置下中央穩(wěn)定板后，對斷面顫振穩(wěn)定性起控制作用的主要是-3°攻角，當下中央穩(wěn)定板高度在0.18H時優(yōu)化效果達到最佳。

在本文SXWDM試驗工況中，將1.5 m(0.33H)上中央穩(wěn)定板與0.8 m(0.18H)下中央穩(wěn)定板相組合對斷面顫振穩(wěn)定性優(yōu)化效果最佳，能將原設(shè)計斷面最低顫振臨界風速(45.9 m/s)提高至59.3 m/s，提高率29.2%，較單獨設(shè)置1.5 m上中央穩(wěn)定板多提高了6.5%。

3.3 人行道板傾角

人行道板位于該扁平箱梁的最外側(cè)，由于經(jīng)過橋梁斷面的氣流首先流經(jīng)該處，因此人行道板處的變化可能會對斷面的顫振穩(wěn)定性產(chǎn)生較大影響。本文通過1∶50節(jié)段模型風洞試驗測試了-3°風攻角下人行道板角度變化對斷面顫振臨界風速所產(chǎn)生的影響，RXDB試驗工況中共設(shè)計了4種傾角的人行道板，分別為+10°，+20°傾角(上翹)，以及-10°，-20°傾角(下傾)，措施具體細節(jié)如圖8所示。

圖8 RXDB工況斷面示意圖Fig.8 Diagram of RXDB section

各工況下主梁顫振臨界風速如圖9所示，可以發(fā)現(xiàn)人行道板傾角處于0°(YSDM)時，斷面的顫振穩(wěn)定性最佳，人行道板傾角的改變均會導致-3°風攻角下斷面顫振臨界風速的降低，其中人行道板上翹(正傾角)時的降低作用要顯著高于人行道板下傾(負傾角)時。RXDB試驗工況中當人行道板處于+20°傾角時斷面顫振臨界風速最低，較原設(shè)計斷面，顫振臨界風速降低30%。

圖9 RXDM工況-3°攻角顫振臨界風速Fig.9 Flutter critical wind speed of RXDM section with attack angle of -3°

3.4 水平穩(wěn)定板

根據(jù)RXDB工況的試驗結(jié)果可知，當人行道板處于0°傾角時斷面顫振穩(wěn)定性較好，故在0°傾角人行道板(YSDM)基礎(chǔ)上分別設(shè)置長度為1.1 m與2.1 m的水平穩(wěn)定板，措施具體細節(jié)如圖10所示，并通過1∶50節(jié)段模型風洞試驗測試了0°與±3°風攻角下水平穩(wěn)定板對該橋主梁顫振臨界風速的影響。

圖10 SPDM工況斷面示意圖Fig.10 Diagram of SPDM section

各工況下主梁顫振臨界風速如圖11所示，可以發(fā)現(xiàn)水平穩(wěn)定板會顯著降低斷面在0°與-3°攻角下的顫振臨界風速，且降幅隨著水平穩(wěn)定板長度的增加而增大，但在+3°攻角下，斷面顫振臨界風速隨著水平穩(wěn)定板長度的增加先增大后減小，當水平穩(wěn)定板長度為0.021B(1.1 m)時提升作用最為顯著，顫振臨界風速較不設(shè)置水平穩(wěn)定板時提高16.1%，增大穩(wěn)定板長度至0.041B(2.1 m)后提升作用降低至13.5%。

通過圖11中的顫振臨界風速下包絡(luò)線對斷面的綜合顫振穩(wěn)定性進行評估，可以發(fā)現(xiàn)由于水平穩(wěn)定板會顯著降低-3°攻角下斷面的顫振臨界風速，設(shè)置水平穩(wěn)定板后，對斷面顫振穩(wěn)定性起控制作用的主要是-3°攻角，當水平穩(wěn)定板高度在0.021B時優(yōu)化效果達到最佳。

圖11 SPDM工況顫振臨界風速Fig.11 Flutter critical wind speed of SPDM section

3.5 斜導流板

取前文各試驗工況中顫振穩(wěn)定性最佳的工況SXWDM-0.8，在此工況斷面基礎(chǔ)上，在人行道板端部設(shè)置傾角為45°的斜導流板，措施具體細節(jié)如圖12所示，斜導流板長度分別為0.9 m與1.2 m，并通過1∶50節(jié)段模型風洞試驗測試了XDDM工況斷面在0°與±3°風攻角下的顫振臨界風速。

圖12 XDDM工況斷面示意圖Fig.12 Diagram of XDDM section

各工況下主梁顫振臨界風速如圖13所示，可以發(fā)現(xiàn)1.2 m(0.023 2B)長的斜導流板可以顯著提高各攻角下斷面的顫振穩(wěn)定性，能夠在上、下中央穩(wěn)定板的優(yōu)化作用下進一步提升各攻角下斷面的顫振臨界風速5%以上，且優(yōu)化后斷面在0°與±3°攻角下的顫振臨界風速均能高于顫振檢驗風速(62.8 m/s)，滿足主梁顫振設(shè)計要求。

圖13 XDDM工況顫振臨界風速Fig.13 Flutter critical wind speed of XDDM section

降低導流板長度至0.9 m(0.017 4B)后，雖然0°與+3°攻角下斷面顫振臨界風速得到進一步提升，但-3°攻角下斷面顫振臨界風速發(fā)生顯著降低且不滿足顫振設(shè)計要求，斷面的綜合顫振穩(wěn)定性反而降低。

綜上可以發(fā)現(xiàn)，在原設(shè)計斷面基礎(chǔ)上同時設(shè)置1.5 m上中央穩(wěn)定板、0.8 m下中央穩(wěn)定板與1.2 m斜導流板所形成的XDDM-1.2工況斷面在0°與±3°攻角下均能滿足顫振設(shè)計要求，且較原設(shè)計斷面各攻角下的顫振臨界風速提高率均在13.6%以上。

4 全橋氣彈模型風洞試驗

與節(jié)段模型相比，全橋氣彈模型的動力特性、氣動外形以及試驗流場可以較真實的模擬實際情況，同時能夠較好地反映三維空間效應(yīng)和多模態(tài)耦合效應(yīng)，從而獲得更接近實橋顫振響應(yīng)的試驗結(jié)果[17-20]。因此有必要對采用XDDM-1.2斷面為主梁截面的張皋過江通道南航道橋進行全橋氣彈模型風洞試驗，用以驗證氣動措施的有效性。

全橋氣彈模型風洞試驗在西南交通大學大型低速風洞(XNJD-3)中進行，該風洞為回流式風洞，試驗段截面尺寸為22.5 m(寬)×4.5 m(高)×36.0 m(長)。考慮到橋長以及風洞試驗段的尺寸，全橋氣彈模型采用1∶196的幾何縮尺比，風速比為1∶14。

全橋氣彈模型由主梁、橋塔、大纜、吊索以及支座等構(gòu)成(如圖14所示)，由于縮尺后模型質(zhì)量要求較低，為嚴格滿足弗洛德數(shù)的一致性條件，采用輕質(zhì)巴爾杉木模擬主梁的幾何外形(主跨節(jié)段外模細節(jié)如圖15所示)，在加勁梁的扭轉(zhuǎn)中心用“凹”字形鋼芯梁模擬加勁梁的豎向、橫向和扭轉(zhuǎn)剛度剛度，并由鋁制芯梁提供橋塔的彎曲剛度，具體試驗參數(shù)如表6所示。

圖14 全橋氣彈模型Fig.14 The full bridge aeroelastic model

表6 全橋氣彈模型試驗參數(shù)

為了檢驗?zāi)Ｐ偷慕Y(jié)構(gòu)動力特性是否與原型計算值之間滿足相似關(guān)系，采用激光位移傳感器及振動分析系統(tǒng)CRAS對全橋氣彈模型進行模態(tài)測試。由于懸索橋在發(fā)生顫振時，主要是低階頻率起控制作用，因此在測試模型動力特性過程中，主要對豎向、扭轉(zhuǎn)和側(cè)向三個方向上的基頻進行了檢驗，測試結(jié)果如表7所示，結(jié)果表明模型頻率實測值與要求值相比，誤差均在2%以內(nèi)，因此可以認為該氣彈模型的動力特性滿足要求，可代表原結(jié)構(gòu)的風致動力行為。

圖15 主跨節(jié)段外模細節(jié)圖Fig.15 Detail of main span section

表7 全橋氣彈模型模態(tài)參數(shù)

全橋氣彈模型風洞試驗在均勻流中進行，各風攻角下的顫振臨界風速測試結(jié)果如表8所示(表中數(shù)據(jù)均已換算至實橋)，可以發(fā)現(xiàn)0°與±3°風攻角下，全橋氣彈模型風洞試驗與節(jié)段模型風洞試驗所獲得的顫振臨界風速存在一定差異，但兩者均高于顫振檢驗風速，其中通過全橋氣彈模型試驗所得到的值較高。

表8 XDDM-1.2斷面顫振臨界風速

綜上所述，節(jié)段模型風洞試驗與全橋氣彈模型風洞試驗均驗證了上、下中央穩(wěn)定板與斜導流板組合形成的氣動措施對該扁平鋼箱梁斷面顫振穩(wěn)定性的提高作用，采用加裝該組合氣動措施的斷面(XDDM-1.2)作為主梁斷面后該橋能夠在0°與±3°攻角下均達到顫振設(shè)計要求。

5 結(jié) 論

張皋過江通道南航道橋跨度大、橋面寬，整體結(jié)構(gòu)柔度較大，對風的作用極其敏感。本文通過節(jié)段模型風洞試驗和全橋氣彈模型風洞試驗優(yōu)化和比選了氣動措施。得出主要結(jié)論如下：

(1)針對本文所示的扁平鋼箱梁，單獨設(shè)置上中央穩(wěn)定板可以有效提高主梁顫振臨界風速，在上中央穩(wěn)定板基礎(chǔ)上加裝一定高度(0.27H)范圍內(nèi)的下中央可以進一步優(yōu)化斷面的顫振穩(wěn)定性，但超過該高度后，下中央穩(wěn)定板會對上中央穩(wěn)定板的優(yōu)化效果起到降低的作用。

(2)人行道板上翹或下傾均會顯著降低該扁平箱梁在-3°風攻角下的顫振臨界風速，當人行道板處于水平狀態(tài)(0°)時主梁顫振穩(wěn)定性較好。

(3)在人行道板端部設(shè)置水平穩(wěn)定板可有效提高主梁在+3°風攻角下的顫振臨界風速，但同時會顯著降低0°與-3°風攻角下主梁的顫振臨界風速。

(4)在設(shè)置1.5 m上中央穩(wěn)定板與0.8 m下中央穩(wěn)定板的基礎(chǔ)上，通過在人行道端部設(shè)置斜導流板可顯著提高該扁平箱梁在各攻角下的顫振臨界風速，當斜導流板長度為1.2 m時提升效果最佳(XDDM-1.2工況)，通過全橋氣彈模型對該措施的顫振優(yōu)化性能進行了檢驗，試驗結(jié)果表明，加裝該組合氣動措施后，該橋在0°與±3°攻角下均能達到顫振檢驗風速，滿足顫振設(shè)計要求。

作為主跨2 300 m超大跨度懸索橋，張皋過江通道南航道橋開創(chuàng)性地采用了整體鋼箱梁，與同為2 000 m級的土耳其恰納卡萊大橋所采用的分體鋼箱梁相比，在顫振穩(wěn)定性方面提出更高的挑戰(zhàn)與要求，同時也促進了整體鋼箱梁用于大跨度懸索橋跨徑極限的研究。本文開創(chuàng)性的提出了在人行道板處設(shè)置斜導流板用于提高扁平箱梁的顫振穩(wěn)定性，但引起該變化的流場機理與顫振控制機理尚未明確，在后續(xù)研究中將通過CFD數(shù)值模擬以及測試顫振導數(shù)的變化等方法對該問題進行深入研究。