随着桥梁建设技术的进步及现代桥梁美学的不断发展^[1]，在实际工程中考虑地形复杂性和经济等因素，有时会放弃采用常用的对称截面，将桥梁主梁断面设计成为非对称形式。相比于对称形式的主梁断面，非对称主梁能有效利用空间资源，但是否对桥梁结构的自身安全造成影响还需进一步研究。

通常非对称桥梁断面设计多着重于其受力性能。姜晓彬^[2]通过对不对称箱梁截面桥受力特性的分析，发现箱梁腹板在恒载和活载作用下受力不均匀，且恒载作用下会产生较大扭转问题，需通过构造措施优化箱梁截面。随着桥梁跨径增大，结构趋于轻柔且阻尼较小，对风荷载作用十分敏感^[3]，主梁的气动性能成为桥梁设计过程中考虑的重要因素。主梁的气动外形是重要的影响因素^[4-5], 主梁上的风嘴、栏杆及气动措施等都会对主梁的气动性能构成重要影响^[6-8]。例如风嘴的角度可以改善封闭和半封闭箱梁涡振和颤振性能^[9]、栏杆的分流对箱梁断面涡振特性的影响^[10]、中央稳定板提高颤振临界风速^[11-12]等。关于桥梁主梁的气动性能研究，相关文献多为对称形式的主梁断面，而关于非对称形式的主梁断面气动性能研究较少。因此非对称桥梁不仅要满足受力的要求，也要具备足够的抗风性能。李明^[13]研究了非对称П型梁和流线型箱梁的气动性能，指出断面的非对称性会严重影响不同来流风向下梁的涡振性能，包括出现涡振的风攻角、涡振响应振幅、起振风速及锁定区间等。

廊架作为供游人休息、景观点缀之用的建筑体，可应用于各种类型的园林绿地或居住区绿地，常设置在风景优美的地方供休息和点景^[14-15]，而关于将桥面廊架应用于非对称主梁断面，其对桥梁气动性能影响的研究较少。因此本研究将廊架与不对称箱梁断面相结合，分析了不同尺寸的廊架对桥梁的风致振动响应。

试验对象为一跨度为120 m的公园步行景观桥，桥梁结构形式为曲线斜腿刚构。桥梁理论跨度为(20+75+25)=120 m，桥梁宽度为5.24 m，全桥等宽，桥梁上部设有不等高廊架。桥梁立面布置如图 1所示。

图 1 桥梁立面图(单位：mm) Fig. 1 Bridge elevation (unit: mm)

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在风洞实验室CA\|01大气边界层风洞中进行节段模型试验，试验断面为非对称钢箱梁断面。由于试验断面的非对称性和迎风面的不同，导致节段模型在不同廊架下的三分力系数和涡振响应各异。需考虑迎风面的工况，并设置3种尺寸不同的廊架，进行测振测力试验，并与无廊架工况作对比，分析廊架对试验断面的影响。大、中、小3种廊架的尺寸及安装位置如图 2所示。根据迎风面的不同，定义试验断面迎风面窄的一侧为迎风侧窄，迎风面宽的一侧为迎风侧宽。

图 2 工况示意图(单位：mm) Fig. 2 Working condition diagrams (unit: mm)

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静力三分力系数为表征平均风作用下结构断面受力大小的无量纲系数，反映了风对结构的定常作用^[16-17]。在风轴坐标下，主梁的静力三分力系数可定义为^[18]：

式中，C_L (α)为升力系数；C_D (α)为阻力系数；C_M (α)为力矩系数；α为来流攻角；F为静风荷载；0.5ρU²为气流动压；H，B，L分别为节段模型的高度、宽度和长度。

为研究非对称主梁断面安装廊架时的静力三分力系数，在均匀流场中分别进行了不同迎风侧下的静力三分力试验，试验攻角α为- 10°~10°，各攻角下的三分力系数如图 3所示。

图 3 三分力系数 Fig. 3 Three-component force coefficients

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由图 3可知，廊架的安装对升力系数的影响较大，其升力系数均低于无廊架断面，且廊架断面升力系数较接近，但其总体变化趋势与无廊架断面相同。这是由于主梁断面上气流的运动产生上升的黏滞力作用，廊架影响了主梁表面比较平稳的气流，使黏滞力变小。

无廊架的阻力系数明显比安装廊架时的阻力系数小。这主要是因为廊架的存在必然会导致主梁断面的迎风面积增大，引起的阻力要比没有廊架时的大，阻力系数随廊架尺寸的增大而增大。

迎风侧窄工况下，中小廊架力矩系数接近，与无廊架断面力矩系数的变化趋势相同，大廊架力矩系数变化平稳且值很小，稳定在0.1左右。这说明大廊架在该工况下能有效维持主梁断面稳定。迎风侧宽工况下，在- 10°~5°攻角范围内，廊架断面力矩系数大于无廊架状态，这主要是由于主梁断面上气流运动产生的黏滞力作用使得表面气流流动产生的扭转力矩比较大；在5°~10°攻角范围内，无廊架力矩系数趋于稳定，接近各廊架力矩系数。

为测试不同尺寸的廊架在各个风攻角下的涡振响应，设置了试验断面在迎风侧窄和迎风侧宽2种工况下- 5°，- 3°，0°，3°，5°共5种风攻角下的涡振试验数据。试验过程中发现结构未发生扭转涡振，因此只考虑竖弯涡振。

迎风侧窄涡振试验结果如图 4所示。迎风侧窄工况下，各个攻角均出现了竖弯涡振现象。- 5°，- 3°，0°攻角下，中、小廊架均出现明显涡振，且振幅较大，大廊架虽出现涡振，但振幅比中、小廊架较低。可见负攻角下廊架的存在恶化了主梁断面的涡振性能。3°和5°攻角下，无廊架出现振幅较大的涡振，小廊架和中廊架出现振幅较小的涡振，而大廊架未出现涡振。这说明正攻角下无廊架易发生涡振现象，大廊架则起到明显抑制涡振的作用。

图 4 迎风侧窄涡振试验结果 Fig. 4 Vortex vibration test results on narrow windward side

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迎风侧宽涡振试验结果如图 5所示。迎风侧宽工况下，各个攻角也均出现了竖弯涡振现象。- 5°和- 3°攻角下，中廊架与小廊架均出现明显涡振，且振幅较大，大廊架和无廊架未出现涡振；0°攻角下小廊架出现明显涡振，其他工况未出现明显涡振。3°攻角下，无廊架和小廊架出现振幅较大的涡振，中廊架涡振振幅较小。5°攻角下无廊架出现明显的涡振，而中、大廊架未出现涡振。这说明大廊架在迎风侧宽的工况下能显著提高各个攻角下的涡振性能。

图 5 迎风侧宽涡振试验结果 Fig. 5 Vortex vibration test results on wide windward side

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综上，随着廊架尺寸的增大，对涡振性能的改善效果越明显。为更直观体现大廊架对涡振的抑制效果，各个工况下振幅峰值如图 6所示。由图可见，迎风侧窄工况下，无廊架在5°攻角下振幅最高达28.72 mm，小廊架在- 3°攻角下振幅最高达26.95 mm，中廊架在- 5°攻角下振幅最高达26.43 mm，对比相同工况下大廊架的振幅只有0.86，10.39，8.46 mm，降幅为97.01%，61.45%，67.99%。迎风侧宽工况下，无廊架在5°攻角下振幅最高达20.64 mm，小廊架在- 5°攻角下振幅最高达24.54 mm，中廊架在- 5°攻角下振幅最高达23.15 mm，对比相同工况下大廊架的振幅只有0.54，1.47，1.47 mm，降幅为97.38%，94.01%，93.65%。其他工况下振幅也有不同程度的降低，特别是在迎风侧宽工况下，大廊架各个攻角均未出现涡振，与同攻角下出现的涡振峰值相比，降幅稳定在90%作用，可见大廊架对主梁断面涡振的抑制作用非常明显。

图 6 竖向振幅对比 Fig. 6 Comparison of vertical amplitude

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为准确分析廊架对主梁断面气动性能的影响机理，采用三维数值模拟的方法对廊架断面的流场进行模拟，并与无廊架断面流场进行对比，从而深入分析廊架对流场的影响。结合图 5和图 6可知，在正攻角下，与无廊架断面相比，大廊架均对主梁断面涡振性能产生明显影响。本研究仅选取迎风侧窄3°攻角工况做流场特性分析，判断廊架影响涡振的原因。

对无廊架工况采用二维模拟^[19]，结果如图 7所示。通过对断面流场速度和压力分布分析，发现主梁断面上表面流速小于下表面流速，在下表面腹板拐点处有较大的局部负压区，由此造成的压力差也是主梁发生涡振的主要原因。

图 7 无廊架迎风侧窄流场分布 Fig. 7 v

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由于廊架沿断面展向布置，为便于对比分析，设置2个切面，如图 8所示。图中2条虚线表示2个切面，切面A位于廊架立柱之间，切面B位于廊架中间。廊架基本不会改变主梁断面下表面的流体特征，但会对上表面流场产生干扰，并会影响相邻廊架之间断面的二维绕流。

图 8 切面位置示意图 Fig. 8 Schematic diagram of section position

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相比于无廊架工况，廊架的安装造成断面上表面沿廊架高度方向的流速明显减小(见图 9)，上表面压力增大(见图 10)，导致升力系数减小，达到抑制涡振的作用。同时注意到，无廊架断面的主梁上表面左侧位置存在一个较为明显的负压区，随着廊架尺寸的增大，负压区区域明显减少，可判断该位置可能为涡振的诱发位置。

图 9 迎风侧窄速度场分布 Fig. 9 Velocity distribution on narrow windward side

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图 10 迎风侧窄压力场分布 Fig. 10 Pressure distribution on narrow windward side

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通过流场可以基本判断主梁断面发生涡振的诱发区域均位于上表面，廊架的安装不仅改变了断面表面的流场特性，相邻廊架之间的流场特性也与之相似。

在均匀流场中对2种状态的非对称主梁进行颤振稳定性试验，无廊架工况下的竖弯阻尼比和扭转阻尼比分别为0.14%和0.13%，廊架工况下的竖弯阻尼比和扭转阻尼比分别为0.35%和0.50%。对于非对称桥梁断面，有廊架状态下试验测得的颤振临界风速为13.0 m/s, 换算到实桥的颤振临界风速为63.7 m/s; 无廊架状态下试验测得的颤振临界风速为12.0 m/s, 换算到实桥的颤振临界风速为60.0 m/s; 其中廊架状态下的颤振检验风速为57.1 m/s，无廊架状态下的颤振检验风速为48.0 m/s。结果表明该主梁断面在- 3°，0°，3°风攻角下，廊架状态及无廊架状态的颤振临界风速均大于颤振检验风速，满足颤振稳定性要求。廊架的安装在一定程度上可以小幅度提高非对称桥梁断面的颤振临界风速。

全桥气弹模型试验分别在均匀流场和大气边界层紊流场中进行。试验测试了均匀流场和紊流场中- 3°，0°，3°攻角下主梁跨中的竖向位移响应, 试验结果如图 11所示。由图 11(a)可知，在均匀流场中，主梁在- 3°和3°攻角下，跨中的竖向位移值很小，0°攻角下，竖向位移值随风速增大缓慢升高；由图 11(b)可知，在紊流场中，- 3°和0°攻角下主梁未发生明显的竖向位移，3°攻角在低风速下的竖向位移值较小。对比节段模型试验中发生涡振的现象，全桥气弹模性试验验证了大廊架的安装在一定程度上改变了断面的气动特性，有效地抑制了涡振。

图 11 全桥模型试验结果 Fig. 11 Full-bridge model test results

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本研究以非对称箱梁断面为研究对象，通过风洞测振及测力试验，研究了不同廊架及风攻角下非对称箱梁的涡振性能，并总结了廊架对非对称箱梁的三分力系数影响。

(1) 对于非对称无廊架箱梁断面，迎风侧的不同对三分力系数影响较小, 与无廊架断面相比，廊架断面升力系数普遍降低，阻力系数提升。

(2) 对于非对称箱梁断面，主梁迎风侧窄比迎风侧宽更容易出现竖弯涡振现象，相同条件下，迎风侧窄的振幅更大。

(3) 正攻角下，廊架的安装有利于降低涡振的振幅，在大、中、小3种廊架中，廊架越大，对涡振性能的改善效果越明显。

(4) 大尺寸廊架的安装不仅有利于降低涡振的振幅或抑制涡振的发生，也可小幅度提高颤振性能，并可以起到美观作用，可考虑作为一种新的抑振措施，为同类型的桥梁提供借鉴。

(5) 在非对称桥梁断面设计中，应使宽的一侧处于迎风面，并可通过在桥面安装大尺寸廊架改善断面的涡振性能。