Page 203 - 《振动工程学报》2026年第3期

第 3 期 马伟猛，等： 结构阻尼对 Π 型主梁断面竖向涡振响应的影响及响应峰值预测 803

加工制成，具有较小的表面粗糙度；桥面附属设施等 力特性参数无关，且在桥梁抗风设计中重点关注主
采用 ABS 板精细雕刻制成，能够满足与实桥主梁的 梁涡振响应峰值，故将主梁涡振响应峰值处对应的
相似性要求；模型两端设置有木端板和铝制连接板， 系统机械阻尼比取为其名义值，能够同时体现出气
并在铝制连接板外侧安装有阻尼调节装置。其中， 动阻尼比的大小，在较大程度上降低系统机械阻尼
木端板用于保证模型周围气流的二元流特性，尺寸 的非线性对主梁涡振响应峰值预测结果的影响。对
为 2.0 m（长）×0.5 m（宽）×0.005 m（高），横截面带 于未发生涡振的工况，可以认为模型系统在涡振风
有 0.1 m 直径的圆弧倒角，铝制连接板用于连接螺 速区间内仅产生微小振幅的振动。小振幅下对系统
旋 弹 簧 ，尺 寸 为 2.2 m（长）×0.3 m（宽）×0.01 m 机械阻尼比的识别存在较大误差，故而可将 0.01D
（高）。阻尼调节装置采用永磁板式电涡流阻尼器， 振幅所对应的结果作为其名义值。
能够精细调节模型系统的机械阻尼，且基本不会增
加系统刚度和阻尼的非线性 ［18⁃19］ 。在试验时，采用激 表 1 节段模型的试验工况及参数
Tab. 1 Experimental working conditions and parameters
光位移计来记录节段模型的振动位移时程，激光位
of sectional model
移计的型号为基恩士 IL⁃300，测量范围为±140 mm，
工况 风攻角/(°) 阻尼比 ξ h,n /% Sc 数
最高分辨率为 30 μm，采样频率取为 1000 Hz。
V⁃5-0 5 0.15 6.06
V-3-0 3 0.15 6.15
V-3-1 3 0.26 10.36
V-3-2 3 0.42 16.73
V-3-3 3 0.63 25.08
V-3-4 3 0.87 34.66
V-3-5 3 1.07 42.47
V-0-0 0 0.17 6.77
图 2 主梁节段模型弹簧悬挂系统 V-0-1 0 0.26 10.36
Fig. 2 Spring suspension system of the main girder sectional V-0-2 0 0.41 16.33
model V-0-3 0 0.61 24.30
V-0-4 0 0.85 33.86
1. 2 试验工况及参数 V-0-5 0 0.96 38.24

V-(-3)-0 -3 0.14 5.62
风洞试验在湖南大学 HD⁃2 风洞中进行，流场
V-(-5)-0 -5 0.13 5.22
条件为均匀流（湍流强度小于 1%），风速比为 1∶1.04，
试验工况如表 1 所示。其中，V⁃j⁃i 表示 j°风攻角 下
第 i 个系统机械阻尼比对应的工况，i=0 时表示系
2 竖向涡振响应及结构阻尼的影响
统原始机械阻尼比。各工况下节段模型系统的单位

长度质量 m 和竖弯频率 f h 均不变，分别为 64.93 kg/m
2. 1 主梁原始断面的竖向涡振性能
和 2.411 Hz。Sc 数表达式为 ［16］ ：
图 3 所示为 0°、±3°和±5°共 5 个风攻角下节段
4πmξ h，n
Sc = （1）
ρBD 模型系统的竖向原始机械阻尼比。其中 ξ h0，j 表示 j°
式中，ρ 为空气密度；B 和 D 分别为模型的宽度和高
度；ξ h，n 为系统机械阻尼比的名义值。
对于具有幅变特征的系统机械阻尼比，本文将
采用参考文献［20］中提出的系统阻尼比识别方法对
其进行识别，并采用主梁节段模型涡振响应峰值处
对应的系统机械阻尼比作为其名义值，对于未出现
涡振的试验工况，取 0.01D 振幅处对应的结果作为
其名义值。这样取值的原因为：根据能量守恒定律，
在锁定区间内的单一风速条件下，当主梁节段模型
图 3 不同风攻角下的模型系统竖向原始机械阻尼比
达到稳态涡振振幅时，模型系统的机械阻尼与气动 Fig. 3 Vertical original mechanical damping ratios of the
阻尼相等。鉴于气动阻尼与结构的阻尼、频率等动 model system under different wind attack angles