隨著交通量的日益增加，橋梁必須具有更寬的橋面和更多的車道才能滿足通行需求．然而諸多力學(xué)方面的難題限制了橋面寬度，比如橋面太寬將導(dǎo)致主梁橫向彎矩過大，畸變和剪力滯問題嚴(yán)重，而且從美學(xué)因素考慮，橋面寬度也不宜過大，因此，一般單幅橋梁橋面寬度在40m左右，容納8個(gè)車道．此外，為了增大既有橋梁的通行能力，實(shí)際工程中經(jīng)常會在其附近新建一座類似橋梁，從而構(gòu)成平行雙幅橋梁，平行雙幅橋可分為兩類：第一類是同時(shí)新建的平行雙幅橋，第二類是對已有橋梁擴(kuò)建從而構(gòu)成的平行雙幅橋。
近年來，平行雙幅橋以其更大的通行能力越來越多地被設(shè)計(jì)應(yīng)用，如美國的FredHartman大橋和Tacoma大橋，日本的尾道大橋和名港西大橋以及我國廣東省佛山市平勝大橋和山東省青島海灣紅島航道橋等等．然而由于平行雙幅橋橋面距離較近，氣流流經(jīng)時(shí)會在上、下風(fēng)側(cè)橋面之間產(chǎn)生復(fù)雜的氣動干擾效應(yīng)，可能對大橋的靜力和動力抗風(fēng)性能產(chǎn)生顯著影響。為此，Akihiro Honda對三幅相互平行的連續(xù)箱梁橋進(jìn)行了氣動穩(wěn)定性研究，結(jié)果表明橋面之間的氣動干擾對橋梁的靜動力特性都有明顯影響。Sarkar 在1994年也對平行雙幅橋顫振性能進(jìn)行了研究，研究表明均勻流場中氣動干擾效應(yīng)對顫振導(dǎo)數(shù)稍有影響，紊流場中影響很小，但是Sarkar研究的平行雙幅橋橋面間距過大，氣動干擾效應(yīng)可能已不明顯。2005年Irwin對新老Tacoma大橋氣動干擾效應(yīng)進(jìn)行了研究并指出兩橋之間的氣動干擾效應(yīng)幾乎可以忽略，但由于新、老Tacoma大橋橋面之間距離較遠(yuǎn)，且主梁為透風(fēng)較好的桁架梁，因而氣動干擾效應(yīng)不明顯。在此之后，Kimura以及我國學(xué)者陳政清等也對平行雙幅橋的氣動干擾效應(yīng)做了一定程度的研究，研究表明氣動干擾效應(yīng)與橋面間距和來流風(fēng)向有關(guān)，并且氣動干擾效應(yīng)引起的振動響應(yīng)十分復(fù)雜，在進(jìn)行振動響應(yīng)研究時(shí)不可忽略。
本文以天津塘沽海河既有獨(dú)塔斜拉橋拓寬工程的初步設(shè)計(jì)方案為背景，基于一系列彈簧懸掛節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，著重介紹箱形分離平行雙幅橋面之間氣動干擾效應(yīng)對成橋狀態(tài)顫振穩(wěn)定性和渦振特性影響的研究結(jié)果。
1.工程背景及試驗(yàn)概況
如圖1和圖2所示，已建成的天津塘沽海河大橋(以下簡稱既有橋)為一座獨(dú)塔雙索面混合斜拉橋，全長500m，其中主跨為總長310m的分離雙箱鋼箱梁，邊跨為總長190m的分離雙箱混凝土箱梁，橋面寬度(B)為23m，主梁高為3 m，拓寬擴(kuò)建中新橋(以下簡稱新建橋) 與既有橋呈對稱分布，主跨仍為310m，邊跨220m，主梁標(biāo)準(zhǔn)截面形式及沿縱橋向分布與既有橋類似，兩幅橋軸線距離為35m，橋面凈距離(D)為12m即D/B=0.52，既有橋和新建橋均為混合斜拉橋，主跨均為分離雙箱鋼箱梁，邊跨為預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁。
顫振和渦激共振節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)均在同濟(jì)大學(xué)TJ一2大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行，該風(fēng)洞的試驗(yàn)段尺寸為3.0(寬)×2.5(高)×15.0m(長)，風(fēng)洞可達(dá)到的最大風(fēng)速為68m/s 。
顫振和渦激共振的節(jié)段模型試驗(yàn)中主梁外形以以主跨鋼箱梁標(biāo)準(zhǔn)斷面為模擬對象，用于模型設(shè)計(jì)的實(shí)橋基本參數(shù)如表l所示，其中質(zhì)量和質(zhì)量慣矩考慮了全橋振動和空間振動效應(yīng)．模型的幾何縮尺比取為1/50，單幅橋模型主梁寬度為0.460m，高度為0.060m．剛體節(jié)段模型的骨架由金屬構(gòu)成，金屬框架長1.700m，橋面用三夾板和豪適板( 高密度泡沫塑料板) 來模擬以保證外形的幾何相似性，檢修車軌道、檢修道護(hù)欄及防撞欄用ABS塑料板由電腦雕刻制成。
既有橋和新建橋的二元?jiǎng)傮w節(jié)段模型均用8根彈簧懸掛在風(fēng)洞中，如圖3，4所示，兩者的相對位置與實(shí)橋相似。在顫振試驗(yàn)中，為了盡可能地獲得顫振臨界風(fēng)速，需要采用較小的風(fēng)速比，故所用彈簧剛度相應(yīng)也較小。但在渦激共振試驗(yàn)中，渦振發(fā)生風(fēng)速相對顫振臨界風(fēng)速要低得多，因此，為了提高風(fēng)速的分辨率，需要采用比顫振試驗(yàn)更大的風(fēng)速比，相應(yīng)的彈簧剛度較顫振試驗(yàn)的大。試驗(yàn)中，可以通過調(diào)節(jié)懸掛彈簧的前后絲桿的相對高度來改變模型姿勢，從而模擬上、下風(fēng)側(cè)橋正負(fù)風(fēng)攻角狀況，其中圖5即為3度風(fēng)攻角的試驗(yàn)工況．采用加速度傳感器來測量節(jié)段模型的風(fēng)振響應(yīng)。為了研究氣動干擾效應(yīng)對其上風(fēng)側(cè)和下風(fēng)側(cè)顫振穩(wěn)定性和渦振性能的影響，這里分別進(jìn)行了單幅橋和雙幅橋兩種結(jié)構(gòu)狀態(tài)下的試驗(yàn)，其中，雙幅橋試驗(yàn)中同時(shí)對上、下風(fēng)側(cè)兩個(gè)梁進(jìn)行加速度響應(yīng)測量，模型試驗(yàn)的參數(shù)如表2所示。
2.氣動干擾效應(yīng)對顫振性能影響研究
2.1氣動干擾效應(yīng)對顫振臨界風(fēng)速的影響
單、雙幅橋面的顫振試驗(yàn)風(fēng)速均為1-20m/s ，臨界風(fēng)速試驗(yàn)結(jié)果如表3 所示。結(jié)果顯示：當(dāng)風(fēng)攻角為3度時(shí)，在試驗(yàn)風(fēng)速范圍內(nèi)單幅橋和雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋均發(fā)生了豎彎和扭轉(zhuǎn)耦合顫振，其中，上風(fēng)側(cè)橋和下風(fēng)側(cè)橋的顫振臨界風(fēng)速分別比單幅橋的顫振臨界風(fēng)速下降15.0%和17.0%，而下風(fēng)側(cè)橋的顫振臨界風(fēng)速又比上風(fēng)側(cè)橋的顫振臨界風(fēng)速低了2.3%。
當(dāng)風(fēng)攻角為0度時(shí)，在試驗(yàn)風(fēng)速范圍內(nèi)雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋均發(fā)生了顫振，單幅橋未發(fā)生顫振并且其扭轉(zhuǎn)阻尼比還處于上升階段．下風(fēng)側(cè)橋的顫振臨界風(fēng)速比上風(fēng)側(cè)橋的顫振臨界風(fēng)速低了9.4%。
當(dāng)風(fēng)攻角為-3度時(shí)，在試驗(yàn)風(fēng)速范圍內(nèi)，單幅橋和雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋都沒有發(fā)生顫振，且單幅橋的扭轉(zhuǎn)阻尼比還處于上升階段，但上、下風(fēng)側(cè)橋的阻尼比均已進(jìn)入衰減階段，并且下風(fēng)側(cè)橋比上風(fēng)側(cè)橋的阻尼比衰減快，因此，雙幅橋比單幅橋顫振臨界風(fēng)速低，下風(fēng)側(cè)橋又比上風(fēng)側(cè)橋顫振臨界風(fēng)速低．延長上、下風(fēng)側(cè)橋的阻尼比曲線( 如圖6所示) 可預(yù)測其顫振臨界風(fēng)速(見表3)，由此可知，下風(fēng)側(cè)橋的顫振臨界風(fēng)速比上風(fēng)側(cè)橋的顫振臨界風(fēng)速低約9.3%。
綜上所述，由于雙幅橋之間的氣動干擾效應(yīng)，結(jié)構(gòu)相同、橫向間距較小的上、下風(fēng)側(cè)兩座橋梁的顫振穩(wěn)定性均要明顯差于相同結(jié)構(gòu)單幅橋的顫振穩(wěn)定性，而且下風(fēng)側(cè)橋梁的顫振穩(wěn)定性最差．因此，在對既有橋梁拓寬擴(kuò)建時(shí)有必要考慮雙幅橋之間的氣動干擾效應(yīng)，檢驗(yàn)雙幅橋狀態(tài)下既有橋和新建橋是否仍然滿足顫振穩(wěn)定性要求。
2.2 氣動干擾效應(yīng)對氣動導(dǎo)數(shù)的影響
為了研究氣動干擾效應(yīng)對平行雙幅橋氣動導(dǎo)數(shù)的影響，利用自由衰減振動法和同濟(jì)大學(xué)丁泉順博士基于改進(jìn)最小二乘法提出的氣動導(dǎo)數(shù)識別方法，提取了單、雙幅橋的氣動導(dǎo)數(shù)進(jìn)行比較．雙幅橋氣動導(dǎo)數(shù)識別時(shí)上、下風(fēng)側(cè)橋面模型都按二元彈性狀態(tài)懸掛于風(fēng)洞中，兩模型參數(shù)與顫振臨界風(fēng)速測試時(shí)完全一致，提取上風(fēng)側(cè)橋氣動導(dǎo)數(shù)時(shí)，對上風(fēng)側(cè)橋面進(jìn)行脈沖激勵(lì)使之在風(fēng)場中自由衰減，而下風(fēng)側(cè)橋面則保持自然振動狀態(tài)，下風(fēng)側(cè)橋氣動導(dǎo)數(shù)識別時(shí)則反之。由此得出各風(fēng)攻角下單、雙幅橋氣動導(dǎo)數(shù)變化曲線如圖7所示。
由圖7可知，當(dāng)風(fēng)攻角為0度時(shí)，雙幅橋的上風(fēng)側(cè)橋與單幅橋的氣動導(dǎo)數(shù)隨著折減風(fēng)速增加的變化趨勢接近，在試驗(yàn)的折減風(fēng)速(U/fB) 范圍內(nèi)仍處于下降狀態(tài)；而對于雙幅橋的下風(fēng)側(cè)橋梁，雖然在低折減風(fēng)速(U/fB<3)時(shí)其曲線與單幅橋的接近，但在U/fB=3附近出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，隨U/fB的增加開始由遞減變?yōu)檫f增，并在U/fB=5.5附近由負(fù)變?yōu)檎?開始提供氣動負(fù)阻尼．由此可知，0攻角時(shí)，氣動干擾效應(yīng)對上風(fēng)側(cè)橋的氣動導(dǎo)數(shù)影響不是很明顯，而對下風(fēng)側(cè)橋的氣動導(dǎo)數(shù)影響較大，其氣動導(dǎo)數(shù)轉(zhuǎn)折點(diǎn)較大幅度地提前， 這可能是上、下風(fēng)側(cè)橋振動產(chǎn)生的紊流對順風(fēng)向影響較大，而對逆風(fēng)向影響較小的緣故．3度風(fēng)攻角時(shí)，雙幅橋的上風(fēng)側(cè)橋與單幅橋的氣動導(dǎo)數(shù)隨著U/fB增加的變化趨勢與0度風(fēng)攻角時(shí)的情況相似，在試驗(yàn)的U/fB范圍內(nèi)仍處于下降狀態(tài)，但雙幅橋的上風(fēng)側(cè)橋的A 曲線的下降速度更快．然而，上風(fēng)側(cè)橋的A 曲線在U/fB=4.0附近下降速度突然變慢，接近于變?yōu)樯仙厔莸霓D(zhuǎn)折點(diǎn)．雙幅橋下風(fēng)側(cè)橋曲線的變化趨勢與其在0。攻角時(shí)的情況類似，但轉(zhuǎn)折點(diǎn)出現(xiàn)的更早，在U/fB=2附近，并且在U/fB=3.5附近由負(fù)變?yōu)檎?，開始提供氣動負(fù)阻尼。由此可知， 3度風(fēng)攻角時(shí)，氣動干擾效應(yīng)使得上、下風(fēng)側(cè)橋的曲線均較早地出現(xiàn)了從下降到上升的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，而且下風(fēng)側(cè)橋的曲線轉(zhuǎn)折點(diǎn)出現(xiàn)得更早。
-3度風(fēng)攻角時(shí)，在試驗(yàn)風(fēng)速范圍內(nèi)三種工況下氣動導(dǎo)數(shù)的變化趨勢比較接近，但雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋的A 曲線末端(U/fB=5～6) 已開始呈現(xiàn)明顯得處上升趨勢，其中上風(fēng)側(cè)橋曲線的上升趨勢更明顯．由此可見，-3度風(fēng)攻角時(shí)在低風(fēng)速區(qū)，兩幅橋的氣動干擾效應(yīng)對氣動導(dǎo)數(shù)影響相對其它兩個(gè)風(fēng)攻角時(shí)的影響要小。
3.氣動干擾效應(yīng)對渦激共振影響研究
試驗(yàn)中，雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋均發(fā)生了豎彎和扭轉(zhuǎn)渦激共振，并且與單幅橋的渦振特性有較大差別。試驗(yàn)所得的單幅橋和雙幅橋上、下風(fēng)側(cè)橋的豎彎和扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)隨風(fēng)速變化曲線如圖8，9所示，相應(yīng)的渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間、最大振幅、斯脫羅哈數(shù)等結(jié)果如表4所示。下面將通過考察表征渦激共振特性的三個(gè)重要特征參數(shù)(最大振幅、鎖定風(fēng)速區(qū)間以及斯脫羅哈數(shù)) 來討論平行雙幅橋之間的氣動干擾效應(yīng)對其渦激共振特性的影響規(guī)律。
3.1 氣動干擾效應(yīng)對渦振振幅的影響
由表4和圖8可見，0度風(fēng)攻角時(shí)單幅橋豎彎渦振振幅最大值為0.021m，振幅相對較小，并小于按規(guī)范公式計(jì)算的豎彎渦振允許振幅0.104m，雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋的豎彎渦振最大振幅為0.060m和0.066m，分別為單幅橋振幅的2.82倍和3.10倍，并且下風(fēng)側(cè)橋要比上風(fēng)側(cè)橋的振幅高；3度風(fēng)攻角時(shí)單、雙幅橋試驗(yàn)均分別發(fā)生了兩次豎彎振，單幅橋的豎彎渦振振幅最大值為0.068m，雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋的豎彎渦振最大振幅分別為0.083m和0.169m，分別為單幅橋振幅的1.21倍和2.45倍，其中下風(fēng)側(cè)橋兩 次豎彎渦振最大振幅均已超過豎彎渦振允許振幅；-3度風(fēng)攻角時(shí)，單幅橋未發(fā)生明顯的渦振現(xiàn)象，但雙幅橋時(shí)上、下風(fēng)側(cè)橋均出現(xiàn)了振幅較小的豎彎渦振．綜上所述，氣動干擾效應(yīng)對平行雙幅橋下風(fēng)側(cè)橋的渦振振幅影響比對上風(fēng)側(cè)橋的渦振振幅影響更大，同時(shí)3度仍然為發(fā)生渦振的最不利風(fēng)攻角。
試驗(yàn)過程中也明顯看出下風(fēng)側(cè)橋比上風(fēng)側(cè)橋渦振振幅大，這可能是因?yàn)樯巷L(fēng)側(cè)橋振動對其尾流會產(chǎn)生顯著的橫向擾動，這種擾動引起的旋渦或周期性交變氣動力又將擴(kuò)散和傳遞至其下風(fēng)側(cè)區(qū)域，并對下風(fēng)側(cè)橋產(chǎn)生直接的附加作用力，從而使其渦振振幅大幅度增加．而下風(fēng)側(cè)橋的振動雖然也會對周圍流場產(chǎn)生擾動，但這種擾動引起的旋渦或周期性交變氣動力也將擴(kuò)散和傳遞至其下風(fēng)側(cè)區(qū)域，但其對處于逆風(fēng)向的上風(fēng)側(cè)橋的作用應(yīng)該主要是通過波動的形式傳遞，因此對其振幅影響相對較?。杀?和圖9可見， 0度風(fēng)攻角時(shí)，單幅橋狀態(tài)扭轉(zhuǎn)渦振只發(fā)生了一次，但雙幅橋狀態(tài)下上、下風(fēng)側(cè)橋均發(fā)生了兩次扭轉(zhuǎn)渦振．單幅橋扭轉(zhuǎn)渦振振幅最大值為0.10，振幅較小，并小于按規(guī)范公式 計(jì)算的扭轉(zhuǎn)渦振振幅允許值0 .183度．雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋的扭轉(zhuǎn)渦振最大振幅分別為0.094度和0.330度，分別為單幅橋振幅的0.87倍和3.06倍，并且下風(fēng)側(cè)橋的最大振幅已明顯超過了扭轉(zhuǎn)渦振允許振幅．3風(fēng)攻角時(shí)，單幅橋扭轉(zhuǎn)渦振最大振幅為0.199度，雙幅橋中上、下風(fēng)側(cè)橋的扭轉(zhuǎn)渦振最大振幅分別為0.288度和1.399度，分別為單幅橋振幅的1.45倍和7.03倍，并均大于扭轉(zhuǎn)渦振允許振幅．-3度風(fēng)攻角時(shí)，單幅橋扭轉(zhuǎn)渦振最大振幅為0.103度，雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋的扭轉(zhuǎn)渦振最大振幅分別為0.179度和0.273度，分別為單幅橋振幅的1.74倍和2.65倍 。
試驗(yàn)結(jié)果表明， 平行雙幅橋的氣動干擾效對扭轉(zhuǎn)渦振振幅的影響十分明顯，相比于對豎向渦振的影響，扭轉(zhuǎn)渦振振幅增大幅度更加顯著．其原因首先在于上、下風(fēng)側(cè)兩幅橋之間的透風(fēng)槽區(qū)域是流動干擾和交換的最主要部位，因此氣動干擾產(chǎn)生的附加氣動力對下風(fēng)側(cè)橋梁的上游風(fēng)嘴和上風(fēng)側(cè)橋梁的下游風(fēng)嘴這兩處離開各自扭轉(zhuǎn)軸較遠(yuǎn)的部位的作用最直接也較強(qiáng)，從而產(chǎn)生較大的附加交變扭矩，引起較大的扭轉(zhuǎn)渦振．另一個(gè)可能的原因是氣動干擾效應(yīng)對平行雙幅橋渦振振幅的影響程度應(yīng)該與橋面振動程度有關(guān)， 橋面振動越強(qiáng)烈，兩橋之間的氣動干擾效應(yīng)越明顯。
3 .2 氣動干擾效應(yīng)渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間和斯脫羅哈數(shù)的影響
由表4可知，各工況的斯脫羅哈數(shù)均在0.1～0.2范圍內(nèi)，而雷諾數(shù)也在10左右．3度風(fēng)攻角時(shí)，平行雙幅橋上風(fēng)側(cè)橋與單幅橋的豎彎渦振和扭轉(zhuǎn)渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間基本相同，并且斯脫羅哈數(shù)也保持一致．與單幅橋相比，下風(fēng)側(cè)橋的豎彎和扭轉(zhuǎn)渦振的起振風(fēng)速要低，風(fēng)速鎖定區(qū)間要分別長57%～65%和31%左右，斯脫羅哈數(shù)要分別高出11 %～18 %和6%。
0度風(fēng)攻角時(shí)，平行雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋的豎向渦振起振風(fēng)速、風(fēng)速鎖定區(qū)間和斯脫羅哈數(shù)相同，并且與單幅橋相比，起振風(fēng)速均略低，風(fēng)速鎖定區(qū)間要長23%．對于扭轉(zhuǎn)渦振，平行雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋均在兩個(gè)風(fēng)速區(qū)間出現(xiàn)渦激共振，且下風(fēng)側(cè)橋的起振風(fēng)速略低、斯脫羅哈數(shù)略高，下風(fēng)側(cè)橋的兩個(gè)風(fēng)速鎖定區(qū)間比上風(fēng)側(cè)橋的分別要長 57%和30%．而此時(shí)，單幅橋只在其中的一個(gè)較低風(fēng)速區(qū)問出現(xiàn)渦激共振．在這個(gè)較低的風(fēng)速鎖定區(qū)間，與單幅橋相比，雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋的起振風(fēng)速略高，斯脫羅哈數(shù)均要低3%左右，風(fēng)速鎖定區(qū)間分別要長38%和118%。
-3度風(fēng)攻角時(shí)，單幅橋沒有發(fā)生明顯的豎向渦激共振，而雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋均出現(xiàn)的小振幅豎向渦激共振，且它們的起振風(fēng)速、風(fēng)速鎖定區(qū)間和斯脫羅哈數(shù)基本相同．對于扭轉(zhuǎn)渦振，單幅橋和雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋均在一個(gè)風(fēng)速區(qū)間發(fā)生和渦激共振，三者的起振風(fēng)速、斯脫羅哈數(shù)基本相同，雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋的渦振風(fēng)速鎖定區(qū)問基本一致，并比單幅橋的長21%左右。
綜上所述，與單幅橋相比，平行雙幅橋的上、下風(fēng)側(cè)橋的渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間均要長，起振風(fēng)速低，斯脫羅哈數(shù)大，發(fā)生渦激共振的風(fēng)速區(qū)間數(shù)可能也要多，因此發(fā)生渦振可能性也更大．而在平行雙幅橋中，與上風(fēng)側(cè)橋相比，下風(fēng)側(cè)橋的渦振起振風(fēng)速一般不會高，尤其是在3度風(fēng)攻角情況下，其起振風(fēng)速明顯要低，相應(yīng)的斯脫羅哈數(shù)明顯要高，風(fēng)速鎖定區(qū)間明顯要長，發(fā)生渦激共振的概率也明顯要高．這可能是因?yàn)樯巷L(fēng)側(cè)橋的振動對下風(fēng)側(cè)橋產(chǎn)生的拍振作用較大，迫使下風(fēng)側(cè)橋在更低和更高的風(fēng)速下發(fā)生渦振；而下風(fēng)側(cè)橋振動引起的拍振作用對上風(fēng)側(cè)橋的影響由于平均風(fēng)的作用而減小。
4.結(jié)論
通過單幅橋和平行雙幅橋的節(jié)段模型測振對比風(fēng)洞試驗(yàn)，對箱形平行雙幅橋之問的氣動干擾效應(yīng)作用下的上、下風(fēng)側(cè)橋顫振臨界風(fēng)速、氣動導(dǎo)數(shù)、以及渦振振幅、起振風(fēng)速、風(fēng)速鎖定區(qū)問、斯脫羅哈數(shù)等參數(shù)的影響規(guī)律以及對這種氣動干擾效應(yīng)的重要性有了較為全面的感性認(rèn)識，從中可總結(jié)出以下結(jié)論：
(1)氣動干擾效應(yīng)使得平行雙幅橋的顫振臨界風(fēng)速明顯降低，氣動導(dǎo)數(shù)曲線由遞減向遞增變化的轉(zhuǎn)折點(diǎn)均大幅度提前，并且3度風(fēng)攻角下的平行雙幅橋下風(fēng)側(cè)橋梁的顫振臨界風(fēng)速最低，比單幅橋的顫振臨界風(fēng)速降低了約17%。
(2)不同風(fēng)攻角下，氣動干擾效應(yīng)對平行雙幅橋的渦振振幅影響大小不同，以3度風(fēng)攻角下的影響最大，0度風(fēng)攻角下影響次之，-3度風(fēng)攻角下影響最小?？傮w而言，雙幅橋的渦振振幅顯著地大于單幅橋，而其中又以下風(fēng)側(cè)橋的渦激共振振幅最大。
(3)與單幅橋相比，氣動干擾效應(yīng)使平行雙幅橋的渦振起振風(fēng)速降低、風(fēng)速鎖定區(qū)間變長，斯脫羅哈數(shù)變大，發(fā)生渦激共振的概率增加，而其中又以下風(fēng)側(cè)橋發(fā)生渦激共振的概率最高。
