黄 林，董佳慧，王 骑，李志国，高 贵，李世文

(1.西南交通大学 风工程试验研究中心，成都 610031；2.风工程四川省重点实验室，成都 610031；3.武九铁路客运专线湖北有限责任公司，武汉 430201；4.中铁大桥勘察设计院有限公司，武汉 430050)

随着经济和社会的发展，在世界范围内，人们对大跨度铁路桥梁的需求也日渐增长。由于刚度上的更高要求，跨越大江大河的铁路桥多以斜拉桥为主，而其主梁形式也多采用钢桁架梁。以往普遍采用的钢箱梁，其体积质量更大，建造和维护成本也更高，因此开发适合铁路用的钢箱梁斜拉桥具备很大的市场前景。由于扁平钢箱梁相对于桁架梁，其竖、横向以及扭转刚度均较小，无法满足大跨度铁路斜拉桥的设计要求，为了保证主梁刚度，在采用箱梁作为主梁截面时，就需要增大其腹板倾角以及增大梁高，这使最终满足刚度要求的箱形断面成为了宽高比较小(宽高比在7以下)的矩形断面。大量的研究表明[1-5]，对于大部分外形具有典型钝体特征的结构，例如矩形钢箱梁，当气流流经这些钝体结构时，流动会产生分离和剪切层，出现漩涡的产生、合并和脱落现象，剪切层的再附以及与尾迹的相互作用将形成复杂的绕流形态，并产生周期性的非定常气动力。因此当矩形断面应用在柔性结构上时，会导致结构出现涡激振动现象。大跨度斜拉桥是柔性体系桥梁，因此当其主梁断面为矩形时，也会发生涡激振动现象[6]。

涡激振动是一种带有自激性质的限幅振动。当来流流经结构并发生分离后，会产生交替性的漩涡脱落，从而对结构产生周期性的涡激力，当其频率与结构模态频率接近时，就会引起涡激共振现象。涡激振动现象是大跨度桥梁在低风速下出现的一种风致振动现象，丹麦大贝尔特东桥[7]与中国西堠门大桥等[8]均出现过涡振现象。尽管涡激振动不会像颤振一样带来灾难性的发散振动，但其发生在常遇低风速范围，出现频率较高，振幅较大，除了影响正常交通外，还可能导致构件的疲劳损伤。2020年，我国已建成的武汉鹦鹉洲长江大桥和广东虎门大桥也发生了涡激振动现象，严重影响了正常交通，也对舆情有不利的影响。对于铁路桥，涡激振动会严重影响列车的行驶安全，尤其是高速铁路的行车安全，在设计中需要坚决避免。

针对如何改善钢箱梁涡振性能这个主题，国内外学者已开展了相关研究，并提出了一些切实有效的气动措施。Larsen等[9]对香港昂船洲桥主桥断面进行不同尺度的节段模型风洞对比试验，研究了该桥的气动性能，并针对导流板的抑振机理进行讨论。Nagao等[10]的研究表明，护栏的类型及位置对钢箱梁主梁的涡激共振有显著影响。李永乐等[11-12]提出了一种风嘴措施，可较好地抑制分离式双箱梁的竖弯涡振以及扭转涡振，同时也发现改变人行道护栏类型与导流板放置位置对扁平钢箱梁的涡振性能有着明显的影响。Wang等[13]发现15°斜腹板倾角可以显著提高流线型箱梁的颤振和涡振性能。李明等[14]通过1∶50及1∶27节段模型风洞试验研究了风嘴、检修车轨道、导流板、抑振板和检修道栏杆对宽幅流线型箱梁涡振性能的影响。孟晓亮等[15]通过风洞试验发现较尖的风嘴角度可以有效提高全封闭钢箱梁的涡振性能。日本抗风设计规范里，也列举了多种抑制不同形式钢箱梁涡振的措施。

目前，已有的文献都是针对扁平箱梁或带挑臂的梯形箱梁涡激振动所提出的制振措施，但几乎没有关于矩形钢箱梁铁路桥涡振制振研究的报道。同时，由于铁路行车还需要有轨道板、轨道以及中央防抛网等措施，这些构件均会降低主梁的涡振性能[16-17]，因此相比较于简单的几何矩形断面，实际中加装了各种桥梁附属构件的桥梁主梁断面的涡振性能会出现一定程度上的降低。为了保障大跨度铁路斜拉桥的行车安全，需要有效抑制矩形钢箱梁主梁的涡激振动，并提出一种简便适用的制振措施。

本文以某主跨为672 m的矩形钢箱梁铁路斜拉桥为工程背景，在借鉴已有研究成果的基础上，分别采用1∶50及1∶25节段模型风洞试验，研究了矩形断面主梁的涡激共振及制振措施。在对比了裙板、导流板、栏杆透风率以及风嘴等气动措施的制振效果基础上，提出了一种带平台的三角形下行风嘴的制振措施，利用计算流体动力学(computational fluid dynamics，CFD)方法研究了主梁涡振的发生机理与带平台三角形下行风嘴的制振机理。

1 主梁涡振性能及气动措施研究

1.1 试验参数

斜拉桥主梁采用矩形闭口钢箱梁，主梁高4.8 m，全宽32.2 m，宽高比6.71，其上布置有四线铁路(两线高铁和两线普铁)，以及检修道、轨道板、管线槽等附属设施。由于高铁行车安全的需要，在普速线路和高速线路之间增设了防抛网，位置在主梁上表面的中间位置，高度为3 m，透风率为65%，具体如图1所示。

图1 原始主梁断面示意图(cm)Fig.1 Cross section of prototype deck model (cm)

根据上述主梁断面尺寸、试验段尺寸以及试验相关要求，在满足几何外形相似、弹性参数相似、惯性参数相似以及阻尼参数相似的情况下，选取试验模型缩尺比为1∶50，模型长度L=2.095 m，宽度B=0.644 m，高度H=0.096 m。节段模型外衣内部采用木质框架，外表采用木板蒙皮制成，轨道板、栏杆、中央防抛网以及梁底的检修车轨道采用ABS塑料板制作并确保外形及透风率相似，试验中采用激光位移传感器测量并记录主梁位移响应，两个传感器固定在节段模型下部一定高度处，用以采集试验过程中节段模型的位移数据。采用弹簧悬挂的方式安装模型，如图2所示。涡振试验在西南交通大学XNJD-1风洞第二试验段进行，该试验段截面尺寸为2.4 m×2.0 m，风速范围为1.0～45.0 m/s。

图2 弹簧悬挂节段模型Fig.2 Spring-suspended sectional model

由于目前尚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，参考陈平等[18]针对铁路桥开展的风洞试验的阻尼比取值，本次试验中，竖弯阻尼比取值为0.52%，扭转阻尼比取值为0.49%。

对于铁路桥梁的涡振限制，目前国内外还没有相关规范条文出台，因此本文对涡振振幅的评判参考了以下规范：我国发布的TB 10621—2014《高速铁路设计规范》[19]中关于主梁竖弯和扭转振幅限值、JTG/T 3360-01—2018《公路桥梁抗风设计规范》[20]、英国发布的BD 49/01《Design rules for aerodynamic effects on bridges》[21](以下简称英规)的加速度限值以及日本《Wind resistant design manual for highway bridges in Japan》[22](以下简称日本指南)，采用四种规范计算得到本文中铁路桥涡振振幅的限值，如表1所示。从表1中可以看出，日本指南对于竖弯涡振振幅限值的取值相对更加严格，因此参考该规范计算竖弯涡振振幅限值是偏于安全的。

表1 各国规范涡振振幅限值Tab.1 The allowable value of VIV displacement in various countries

实际上，若铁路桥梁发生涡振，其变换的振幅对铁路行车影响是动态的，此时振幅的限值会比通过静态转角确定的限值要小，因此，在这里取四种规范计算得到的涡振振幅限值的最小值。

大跨度桥梁的竖向涡振通常表现为单一模态的振动，但大跨度桥梁模态密集，在桥梁正常运营风速限值25 m/s内，固有频率在0.6 Hz以内的竖弯模态都有发生涡振的可能[23]。考虑到实际桥梁中主梁的扭转频率要比竖弯频率高，桥梁在常遇风速下发生高阶扭转涡振的可能性较小[24]，表2列举了前5阶竖弯模态的涡振振幅限值以供参考。

表2 前5阶竖弯模态涡振振幅限值Tab.2 The first five allowable value of vertical VIV displacement

由于第1阶模态对应的涡振风速最低，因此在节段模型涡振试验的相关参数中，模态频率选择了竖向和扭转振动的基频，具体如表3所示。并取竖弯涡振振幅限值为142 mm，扭转涡振振幅限值为0.179°。

表3 1∶50节段模型试验动力参数Tab.3 Dynamic parameters of 1∶50 section model tests

1.2 原设计矩形断面的涡振性能

涡激振动试验在均匀流场中进行，风洞中的风速范围为0.5～6.0 m/s(实桥风速范围为3.5～42.0 m/s)，风洞中风速间隔为0.15 m/s(实桥风速间隔约为1.00 m/s)。分别在0°，±3°，±5°攻角下测试了主梁竖弯及扭转涡振，如图3所示 (图中风速和振幅数据均已换算成实桥)。

图3 原设计矩形断面主梁涡振振幅(缩尺比1∶50)Fig.3 VIV displacement of the main girder with original deck (scale ratio:1∶50)

(1) 在0°风攻角下，原设计矩形断面存在两个竖弯涡振区间与两个扭转涡振区间，其中两个竖弯涡振区间的振幅均没有超过限值，但高风速下扭转涡振区间IB内的扭转涡振振幅最大超过涡振限值1.54倍；

(2) 在±3°，±5°风攻角下，存在一个高风速下竖弯涡振区间IA(20.0～25.0 m/s风速下)与一个高风速下扭转涡振区间IB(26.0～33.0 m/s风速下)，且振幅均显著超过限值，其中竖弯涡振振幅最大超过涡振限值32.29%，扭转涡振振幅最大超过涡振限值1.67倍。

因此，为保障桥梁运营期间铁路行车的安全性，需要对主梁的涡振性能进行优化，提出合理有效、简便易行的制振措施。

1.3 主梁涡振制振措施研究

主梁断面的气动外形对其涡振性能有着重要影响，参考已有的研究成果[25-27]，本文采用设置裙板、导流板、风嘴以及改变外侧人行道栏杆透风率这几种气动措施，如表4所示。测试了不同工况下主梁涡振的振幅。试验重点考察了风嘴(实际长度均为4 m)的涡振控制效果，其中，风嘴尖角位于对称线以上的称为上行风嘴，风嘴尖角位于对称线以下的称为下行风嘴，风嘴尖角位于对称线的称为对称风嘴，如图4所示。试验中分别选取了三角形上行风嘴(风嘴Ⅰ)，三角形对称风嘴(风嘴Ⅱ)以及三角形下行风嘴(风嘴Ⅲ)。

表4 节段模型涡振制振气动措施示意图Tab.4 Aerodynamic measures and structural details cm

图4 风嘴分类示意图Fig.4 Diagram of wind fairing classification

通过对原设计矩形断面的涡振性能试验结果可知，该主梁在各风攻角下均发生了涡激振动。考虑到其代表性和特殊性，在考察制振措施的风洞试验中，选取0°风攻角和振幅最大时对应的+5°风攻角开展相关测试。各种气动措施对应的最大涡振振幅如图5与图6所示(图中数据均已换算成实桥)。

由图5与图6可知，在六种气动措施中，除了将外侧人行道栏杆进行间隔封闭的措施无效外(该气动措施甚至还会增大主梁涡振振幅)。在裙板、导流板和风嘴这三种措施的测试结果中，主梁的竖弯最大涡振振幅均低于规范限值，说明这几种气动措施起到了一定的制振作用。其中：在0°风攻角下三角形风嘴均能将主梁竖弯最大涡振振幅降低87%以上(降低率以原设计矩形断面相对应工况为基准计算)；在+5°风攻角下三角形风嘴均能将主梁竖弯最大涡振振幅降低56%以上，三角形风嘴对于主梁竖弯涡振的制振能力明显优于裙板与导流板。

图5 各工况最大竖弯涡振幅值Fig.5 Vertical maximum VIV displacement of each working condition

图6 各工况最大扭转涡振幅值Fig.6 Torsional maximum VIV displacement of each working condition

如图6所示，风嘴Ⅰ、风嘴Ⅱ与风嘴Ⅲ三种风嘴对于主梁扭转最大涡振振幅的降低率依次分别为20.83%，27.08%与41.67%，三种风嘴对主梁涡振制振能力排序为风嘴Ⅲ>风嘴Ⅱ>风嘴Ⅰ，即下行风嘴效果更佳。但其他措施对扭转涡振的抑制效果均较差。

2 带平台的三角形风嘴制振措施研究

通过风洞试验结果可知，三角形风嘴作为一种气动措施可以有效地抑制主梁的竖弯涡振，但对于抑制主梁扭转涡振的效果不佳。综合之前所得到的下行风嘴制振能力较好的结论，在三角形下行风嘴上部设置一个实际长度为75 cm的平台(改变气流在梁体上部的分离点)，提出了一种带平台的三角形下行风嘴(风嘴Ⅳ)，措施具体细节如图7所示。

图7 风嘴Ⅳ示意图(cm)Fig.7 Diagram of wind fairing Ⅳ (cm)

对加装了风嘴Ⅳ的主梁进行1∶50节段模型涡振试验，在0°，±3°，±5°攻角和0.5%阻尼比下，主梁竖弯及扭转涡振振幅，如图8所示(图中数据均已换算成实桥)。

由图8(a)可知，加装风嘴Ⅳ后，主梁的竖弯涡激振动得到了显著抑制，仅在+5°风攻角下发生明显竖弯涡激振动，风速区间为10.0～15.0 m/s，且最大振幅值为40 mm，远远小于涡振振幅限值，在+3°风攻角下发生轻微竖弯涡激振动，最大振幅值仅为12 mm。在其余风攻角下，主梁的竖弯涡激振动均被完全消除。

由图8(b)可知，加装风嘴Ⅳ后，主梁的扭转涡激振动得到了极大的抑制，主梁仅在+5°与+3°风攻角下发生扭转涡激振动，风速区间为20.0 ～28.0 m/s，最大振动幅值分别为0.046°与0.033°，均远小于涡振振幅限值。在其余风攻角下，扭转涡激振动几乎消失。

图8 工况风嘴Ⅳ断面主梁涡振振幅(缩尺比1∶50)Fig.8 VIV displacement of the main girder with case wind fairing Ⅳ (scale ratio:1∶50)

通过1∶50节段模型风洞试验，可以发现风嘴Ⅳ作为一种带平台的三角形下行风嘴对主梁涡振的抑制效果十分显著，满足相应的涡振振幅规范要求。需要说明的是，采用此风嘴后，在没有中间防抛网的条件下，主梁的竖向和扭转涡振在不同攻角下都可以完全消除。

此外，通过风洞试验还发现，平台的长度对涡振的制振效果也有一定的影响，以平台长度为75 cm的风嘴Ⅳ为基础，在仅改变风嘴平台长度的情况下，主梁在0°与+5°风攻角下的最大涡振振幅，如表5所示。当平台长度为50 cm时，主梁涡振较大，制振效果不好，最大扭转涡振振幅超过限值。当平台长度为100 cm时，主梁的扭转涡振振幅虽然低于限值，但是大于平台长度为75 cm时的值，因此在不改变风嘴总长度的情况下，平台长度过大或者过小都会影响风嘴的制振效果。

表5 不同平台长度风嘴下涡振振幅Tab.5 VIV displacement under wind fairing with different platform lengths

3 大比例尺节段模型涡振试验

由于常规尺度(1∶50)节段模型尺寸较小，对桥梁结构模拟不够精细，加上风速比大，从而导致对实桥涡振性能的评估存在一定偏差[28]。采用大尺度主梁节段模型(通常为1∶15～1∶30)进行风洞试验是克服上述弊端的有效方法之一[29-30]。为此，有必要开展大比例尺节段模型涡振风洞试验，进一步验证风嘴Ⅳ对主梁涡激振动的制振效果。

加装了风嘴Ⅳ的主梁大尺度节段模型风洞试验缩尺比为1∶25，试验在XNJD-3大气边界层风洞中(试验断面宽22.5 m，高4.5 m)的专用装置上进行，风洞试验照片如图9所示。节段模型的主要试验参数，如表6所示。试验风速比为1.00∶4.45，在来流风攻角分别为0°，±3°，±5°的均匀流下进行，结构阻尼比为0.47%。

图9 1∶25节段模型风洞布置图Fig.9 Layout of the 1∶25 section model wind tunnel test

表6 1∶25节段模型试验动力参数Tab.6 Dynamic parameters of 1∶25 section model tests

图10为加装了风嘴Ⅳ后主梁涡激振动响应随风速的变化曲线，风致响应及风速均已换算至实桥值。

由图10(a)可知，加装风嘴Ⅳ后，通过1∶25节段模型风洞试验得到的主梁竖弯涡激振动结果与通过1∶50节段模型风洞试验得到的主梁竖弯涡激振动结果相比，+5°风攻角下，最大竖弯涡振振幅由40 mm降低至21 mm，风速区间由10.0～15.0 m/s前移并缩小至9.0～11.0 m/s。同时，在1∶50节段模型试验中+3°风攻角下观测到的竖弯涡激振动现象消失。

图10(b)可知，加装风嘴Ⅳ后，通过1∶25节段模型风洞试验得到的主梁扭转涡激振动结果与通过1∶50节段模型风洞试验得到的主梁扭转涡激振动结果相比，+5°风攻角下，最大扭转涡振振幅由0.046°降低至0.028°，但风速区间没有发生变化。同时，主梁在+3°风攻角下的扭转涡激振动现象消失。综上所述，1∶25大比例尺节段模型风洞试验结果验证了风嘴Ⅳ对主梁涡振的抑制效果。

图10 工况风嘴Ⅳ断面主梁涡振振幅(缩尺比1∶25)Fig.10 VIV displacement of the main girder with case wind fairing Ⅳ (scale ratio:1∶25)

4 矩形箱梁涡振诱因及风嘴制振机理

4.1 数值模拟计算工况及参数

为了对铁路斜拉桥矩形钢箱梁的涡激振动有更直观的认识，本文借助计算流体动力学数值模拟软件，分别对原设计矩形断面、加装三角形对称风嘴断面与加装风嘴Ⅳ断面(见图11)的非定常绕流进行仿真模拟，再现气体在桥梁断面的绕流情况。通过对气流分离、旋涡的脱落及再附现象的可视化，展现周期漩涡脱落对梁体的作用，并为下行风嘴气动措施的制振作用作出解释。

图11 计算断面简图Fig.11 Calculated cross-section diagram

本文借助Fluent计算流体动力学仿真软件进行非定常绕流计算，采用了Menter[31]提出的SSTk-ω湍流模型，设置湍流长度尺度为0.05 m，湍流强度为0.5%，计算时间步长为0.000 1 s，选择 SIMPLE算法，收敛项残差控制在10×10-5。数值模拟研究仅在0°风攻角下进行，计算模型缩尺比为1∶50，并考虑桥面上的轨道板、中央防抛网、检修道栏杆和线槽等附属设置，计算风速按照风洞试验结果，取发生涡振时的风速3 m/s。由于篇幅限制，本文的研究仅限于对涡振起振时(梁体未振动)的绕流特性以及非定常气动力，不涉及梁体振动后产生的自激气动力。

计算区域设置如图12所示。由外至内分别采用结构化四边形网格和非结构化四边形网格，计算域总尺寸为12B×20B(B为原设计矩形断面模型宽度)，内层网格采用非结构化四边形网格，为了能够准确获得模型表面旋涡的生成、演化和再附现象，第一层网格厚度设置为7.6×10-5m，网格总数在40万～50万。计算得到各断面的y+值均在7以下，此时划分好的网格可以成功捕获旋涡的生成、演化发展和再附现象。

图12 CFD计算域与网格划分Fig.12 CFD computing domain and mesh generation

4.2 原设计矩形箱梁绕流形态与涡振诱因

通过CFD数值模拟得到的计算风速下原设计矩形断面的瞬时涡量演化图，如图13所示。由于断面各个位置处的旋涡脱落情况不一致，为了能观察到所有位置处完整的旋涡脱落情况，选择旋涡脱落周期最长处的旋涡脱落周期作为观察周期，即把该断面下表面迎风侧的旋涡脱落周期作为一个观察分析的周期，某个完整周期内原设计矩形断面的气体绕流及旋涡演化过程，如图13所示。

由图13可知，来流受到上游矩形截面的阻碍分别向上、下侧分流。下侧气流在矩形截面下侧转角附近发生分离，形成一个大型旋涡B1，旋涡B1的宽度为0.7倍主梁宽度，高度与主梁高度几乎相同，随着旋涡的发展，旋涡B1逐渐扩大并向下游移动，与断面下表面板后缘处旋涡B2一起形成了一个大型的旋涡并发生旋涡脱落。上侧气流由于人行道栏杆与中央防抛网的存在，并没有形成尺寸较大的大型旋涡，而是形成了一系列密集的小旋涡，但也在上表面板后缘处发生了明显的旋涡脱落现象，与下表面板后缘处脱落的旋涡一起在尾流区形成典型的卡门涡街。其中，梁体下表面发生的较大尺度旋涡脱落再附现象将产生周期性的压力差，是激励矩形断面发生涡激振动的原因。

图13 原设计矩形断面非定常绕流瞬时涡量演化图Fig.13 Transient vorticity evolution diagram of unsteady flow around the original rectangular section

桥梁主梁断面的三分力系数是表示主梁断面在受到平均风的作用下受力大小的无量纲系数。作用于主梁断面上的三分力可按选取坐标系不同分为体轴坐标系下三分力和风轴坐标系下三分力。本文中采用体轴坐标系，三分力系数定义表达式为

阻力系数

(1a)

升力系数

(1b)

力矩系数

(1c)

通过三分力试验和数值模拟分别得到了主梁断面的静力三分力系数(对获得的非定常气动力取平均值)，如表7所示，并与风洞试验得到的结果相对比，误差均在10%以内，因此可以认为数值模拟可以较好地重现主梁段面的非定常绕流状态和非定常气动力。

表7 三分力系数表Tab.7 Three-component force coefficient table

通过数值模拟得到原设计矩形断面的三分力系数时程，如图14所示。对涡振有较大影响的升力系数变化范围在-0.170 9～-0.294 1，幅值为0.061 6，力矩系数变化范围在-0.005 1～-0.024 0，幅值达到0.009 45。

图14 CFD数值模拟三分力时程图Fig.14 CFD numerical simulation three-component force time history diagram

4.3 设置风嘴后的绕流特性以及制振机理探讨

采用与4.2节同样的数值分析方法，对三角形对称风嘴与风嘴Ⅳ这两种气动控制措施进行绕流模拟和制振机理分析。

如图15(a)所示，设置三角形对称风嘴后，较原设计矩形断面，气体绕流特性和旋涡演化路径已明显改变。可以发现在断面上游下表面处生成的旋涡B1尺寸明显减小，旋涡宽度减小为0.4倍主梁宽度，旋涡高度减小为0.5倍主梁高度，旋涡B1并没有扩大并向下游移动，而是出现了再附现象，从而导致下表面后缘处脱落的旋涡尺寸减小。但是，相比较于原设计断面，上表面处的旋涡大小与运动规律没有发生明显变化。

通过数值模拟得到三角形对称风嘴断面的三分力时程，如图14所示，与原设计矩形断面的三分力系数相比较，断面升力系数变化幅值降低至0.039 3，降幅36.2%，力矩系数幅值降低至0.006 6，降幅30.2%。

三角形对称风嘴对于表面流场的影响在于，显著减小了上游侧断面下表面处的旋涡尺寸，减小了上、下表面的压力差和升力幅值。但没有减小上、下游压力合力即扭矩幅值。因此三角形对称风嘴对于主梁竖弯涡振的抑制能力较好，但对于扭转涡振的抑制能力有限。

加装风嘴Ⅳ后断面非定常绕流瞬时涡量演化图，如图15(b)所示，可以发现该断面气体绕流特性和旋涡演化规律与原设计矩形断面及加装三角形对称风嘴断面的区别在于，上游上表面处的旋涡A1明显减小。同时，消除了下表面迎风侧转角处形成的大尺寸旋涡，显著减小了下表面后缘处脱落的旋涡尺寸，因此显著减弱了尾流区卡门涡脱的能量，起到了抑制涡振的作用。

图15 加装风嘴断面非定常绕流瞬时涡量演化图Fig.15 Transient vorticity evolution diagram of unsteady flow around the section with wind fairings

通过数值模拟得到风嘴Ⅳ断面的三分力时程，如图14所示，与原设计矩形断面的三分力系数相比较，断面升力系数变化幅值降低至0.028 2，降幅54.2%，力矩系数变化幅值降低至0.001 6，降幅83.1%。

再对比图14(b)与图14(c)可以发现相比于力矩系数之间较大的差异，三角形对称风嘴对梁体升力系数的改变(包括mean值与RMS值)和加装风嘴Ⅳ后引起的改变更加接近，这也印证了风洞试验结果，三角形风嘴与风嘴Ⅳ均能降低原设计矩形断面的竖弯涡激振动，两种风嘴的涡振制振性能差距主要体现在对主梁扭转涡激振动的抑制效果。

综上所述，风嘴Ⅳ与三角形对称风嘴对原设计矩形断面的流场影响区别在于，三角形对称风嘴仅能降低下表面处的旋涡尺寸，而风嘴Ⅳ能同时降低上、下表面处的旋涡尺寸，从而显著降低断面上、下表面的压力差，同时也降低了升力和扭矩幅值，从而抑振了涡振的发生。

5 结 论

对某大跨铁路斜拉桥矩形钢箱梁断面进行节段模型风洞试验，并借助计算流体动力学数值方法，系统研究了该断面的涡振性能。对比分析了人行道栏杆、裙板、导流板以及风嘴形式等多种气动控制措施的影响，主要得出以下结论：

(1) 原设计矩形钢箱梁断面在阻尼比0.5%条件下存在较明显的竖弯及扭转涡振，且振幅较大。

(2) 三角形风嘴可降低矩形主梁断面的竖弯涡振振幅，但对降低主梁的扭转涡振振幅作用有限。

(3) 带平台的三角形下行风嘴(风嘴Ⅳ)可显著降低、甚至消除矩形钢箱梁的涡激振动。

(4) 计算流体动力学的模拟结果表明，矩形钢箱梁断面发生的大尺度漩涡及由此产生的周期性气动力是导致其发生涡振的主要原因；带平台的三角形下行风嘴能显著减小主梁断面的旋涡尺寸，减小周期性的升力和力矩，从而起到了抑振主梁涡振的作用。