胡傳新 趙林 周志勇 葛耀君

摘要：渦激振動是大跨度橋梁在低風速時易發(fā)的自限幅風致振動現(xiàn)象，設置欄桿扶手抑流板為典型渦振抑制措施。以某典型閉口箱梁斷面為研究對象，進行了大尺度節(jié)段模型測振、測壓風洞試驗和CFD數(shù)值模擬，結(jié)合渦振響應、表面風壓時頻特性和流場特征，對比闡述了欄桿扶手抑流板抑振機理。原始斷面在+3°初始攻角下出現(xiàn)明顯豎向渦振現(xiàn)象，且振幅超過規(guī)范允許值。設置欄桿扶手抑流板后，渦振消失。原始斷面渦振主要由氣流分別在邊防撞欄和檢修軌道處誘導并在上下表面中部區(qū)域分別形成的主導渦引起，即‘雙旋渦模式引起的周期性氣動力是渦振發(fā)生的內(nèi)在機理。設置欄桿扶手抑流板主要是改變了斷面上表面區(qū)域流場分布，氣流受抑流板干擾，在其后產(chǎn)生連續(xù)的旋渦脫落，改變了下方氣流移動路徑，下方氣流近乎水平通過邊防撞欄區(qū)域，避免了邊防撞欄橫欄角部的流動分離，抑制了主導原始斷面渦振的上表面主導渦，完全破壞了‘雙旋渦模式，極大降低了局部氣動力與渦激力之間同步相關(guān)性及表面壓力脈動;同時表面氣動力脈動頻率隨機離散化，模型表面各區(qū)域氣動力對渦激力的貢獻均明顯下降，無法激發(fā)整體結(jié)構(gòu)渦振效應，故渦振消失。

關(guān)鍵詞：流線型箱梁;抑流板;渦激振動;抑振機理;時頻特性

中圖分類號：U411⁺.3;TU312⁺.1 文獻標志碼：A 文章編號：1004-4523（2020）01-0001-11

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.01.001

1概述

渦激振動是大跨度橋梁在低風速時易發(fā)的具有強迫和自激雙重性質(zhì)的自限幅風致振動現(xiàn)象，由氣流繞經(jīng)主梁表面時所產(chǎn)生的以某一固定時問問隔有規(guī)律地脫落的旋渦所引起。最新研究表明，渦振發(fā)生發(fā)展過程中，主梁表面氣動力特性與渦振響應具有顯著的同步演化關(guān)系。

盡管渦激振動不會像顫振或馳振那樣導致發(fā)散，但易發(fā)生于低風速條件下，影響行車安全和舒適度，甚至可能誘發(fā)拉索參數(shù)共振等其他氣動不穩(wěn)定問題。常用渦振抑制措施可分為機械措施和氣動措施兩種。機械措施主要通過外加阻尼器提高結(jié)構(gòu)阻尼，以達到抑制風致振動目的，這種方法主要應用于施工階段鋼橋塔渦振和抖振控制，港珠澳工程青州航道橋主梁就是采用安裝TMD（Tuned MaSS Damper，調(diào)諧質(zhì)量阻尼器）的方法抑制渦振。大量的風洞試驗及工程實踐表明，在不改變橋梁結(jié)構(gòu)與使用性能的前提下，氣動措施即適當改變橋梁的外形布置或增設非結(jié)構(gòu)性的導流裝置是抑制渦振的有效方法。其中，在欄桿扶手上設置抑流板為一種有效的抑振手段。例如，中國的東營黃河大橋上安裝了抑流板。表1列出了國內(nèi)外抑流板渦振抑振研究的代表性進展。

以上研究表明，在欄桿扶手上設置抑流板可有效抑制橋梁斷面渦振現(xiàn)象，但其抑振機理尚不明確。方根深等針對某半開口箱梁成橋斷面，采用CFD數(shù)值模擬的方法從流場特性的角度定性揭示了抑流板的抑振機理。許福友等和郭增偉等分別基于某流線箱梁基本斷面和成橋斷面，從箱梁表面氣動力時頻特性的角度分析了欄桿扶手抑流板抑制渦振機理。遺憾的是，上述研究大多著眼于氣動力分布模式及時頻特性，較少關(guān)注分布氣動力對渦振的貢獻作用，更無法區(qū)分分布氣動力對渦激力的增強或減弱作用。同時，也未能指出增設欄桿扶手抑流板引起上述氣動力分布模式及時頻特性變化的深層次原因，對其抑制渦振機理認識尚不深刻。

針對某流線閉口箱梁斷面，采用風洞試驗和CFD數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，闡述了增設欄桿扶手抑流板對原始斷面渦振響應特性的影響，結(jié)合箱梁表面氣動力時頻特性和流場特性變化特征，揭示渦振產(chǎn)生機理及欄桿扶手抑流板抑振機理。研究內(nèi)容：基于主梁節(jié)段模型試驗，對比研究了原始斷面和增設欄桿扶手抑流板斷面的渦振響應特性;選取關(guān)鍵風速結(jié)點，對比研究原始斷面與增設抑流板箱梁表面氣動力時頻特性變化，包括平均風壓系數(shù)、脈動風壓系數(shù)、測點壓力頻譜特性、分布氣動力與整體渦激力相關(guān)性及對渦激力的貢獻，從氣動力時頻特性角度揭示揭示抑流板抑振機理;基于CFD數(shù)值模擬，采用強迫振動方式，對比原始斷面與增設抑流板斷面箱梁附近流場繞流變化特征，并結(jié)合其氣動力時頻特性變化特征，揭示渦振產(chǎn)生機理及欄桿扶手抑流板抑振機理。

2風洞試驗

研究對象為流線型閉口箱梁主梁，模型幾何縮尺比為1：20，模型長度L=3600mm，梁寬B=1900mm，中心處梁高D=177.7mm。其中，下腹板傾角為14°，該角度可有效避免氣流在下腹板與底板交叉處分離。模型中部斷面布置測壓孔，共158個測點，測點問距為20-30mm，測壓管內(nèi)徑為0.8mm，壓力導管長度均為1200mm，主梁斷面尺寸和測壓點布置如圖1所示。原始斷面人行道欄桿扶手及增設抑流板欄桿扶手細部如圖2所示。其中，抑流板傾角為30°。

試驗模型由鋼框架提供整體剛度，防撞欄和檢修軌道采用ABS板雕刻，人行道欄桿采用精加工鋼管焊接，外衣采用薄鋼板鋪裝。節(jié)段模型安裝于風洞內(nèi)支架系統(tǒng)上，保證模型兩端與支架系統(tǒng)內(nèi)壁問隙足夠小且在試驗中不會發(fā)生接觸，以避免三維繞流效應。模型與兩根吊臂相連;吊臂兩端再分別通過上下4根彈簧與支座系統(tǒng)相連，形成彈性懸掛系統(tǒng)，同時在吊臂處各布置一個激光位移傳感器，如圖3所示。

試驗采用日本Matsushita公司MLS LM10-130ANR1215型激光位移傳感器，測量范圍為130±50mm，分辨率為20um，線性度誤差在±0.2%以內(nèi)。表面壓力測試使用美國SCANI-VALVE掃描閥公司生產(chǎn)的量程為±254和±508mm水柱的DSM3000電子式壓力掃描閥系統(tǒng)、PC機和自編的信號采集軟件。采樣頻率為200Hz，采樣時問為60s。試驗在同濟大學TJ-3邊界層風洞中進行，該風洞是一個豎向布置的閉口回流式邊界層風洞，試驗段長14m，矩形斷面（寬15m，高2m）?？诊L洞可控風速范圍為1-17.6m/s，連續(xù)可調(diào)。節(jié)段模型設計嚴格滿足相似比要求。零風速下，采用自由振動衰減法測得豎彎和扭轉(zhuǎn)振動阻尼比均為0.35%，豎向和扭轉(zhuǎn)頻率分別為3.32和8.86Hz，主梁節(jié)段模型的主要參數(shù)如表2所示。為了減小測壓信號畸變的影響，采用測壓管路頻響函數(shù)對測壓信號進行修正，測壓管路頻響函數(shù)見文獻。頻率為3.32Hz時，幅值比為1.02，相位滯后為-6.24°。

3試驗結(jié)果及分析

試驗完成了在-3°，0°和+3°初始風攻角下主梁斷面欄桿扶手無抑流板和有抑流板下的渦振試驗，分別稱為原始斷面和抑流板斷面，試驗風速為1.0-13.0m/s，對應基于主梁特征寬度的雷諾數(shù)范圍為1.28×10⁵-1.67×10⁶。在-3°和0°初始風攻角下，均未發(fā)現(xiàn)明顯的渦振現(xiàn)象;在+3°攻角下，原始斷面出現(xiàn)了明顯的豎向渦振。設置抑流板后，豎彎渦振完全消失，渦振響應如圖4所示。橫坐標表示折減風速u*=U/（fbB），其中u為來流風速，fb為豎彎頻率;縱坐標表示歸一化振幅A/D，其中A為豎向振幅。在折減風速小于2.07風速范圍內(nèi)，存在3階豎向渦振區(qū)，其中第3階渦振鎖定區(qū)間振幅最大，達到O.078，遠大于規(guī)范允許值口，對應折減風速為1.99。

為了探究欄桿扶手抑流板抑振機理，針對原始斷面及抑流板斷面選取典型風速，分別為折減風速1.99和1.91，并對其表面壓力時頻特性進行分析。

4氣動力時頻特性

箱梁表面壓力包含了豐富的信息，可反映斷面氣體繞流情況。根據(jù)節(jié)段模型表面壓力信號，對比分析原始斷面和抑流板斷面箱梁表面氣動力時頻特性，探究抑流板抑振機理。

式中pi（t）為i測點風壓時程，Uo為相應工況下來流平均風速，Cpi（t）為i測點風壓系數(shù)時程。

4.1壓力系數(shù)均值及脈動值

圖5和6分別對比了兩斷面表面壓力系數(shù)均值和根方差空問分布。除迎風側(cè)風嘴為正壓外，其余部分均處于負壓區(qū)。對于原始斷面，在上表面區(qū)域，越接近迎風側(cè)，測點區(qū)域壓力系數(shù)均值越大;在下表面區(qū)域，兩個檢修軌道附近區(qū)域的測點壓力系數(shù)均值明顯高于其余部分。增設抑流板主要改變了上表面的壓力系數(shù)均值分布，上表面壓力明顯小于原始斷面，特別是在-0.25

綜上所述，增設抑流板顯著改變了箱梁表面壓力空問分布特性，特別是箱梁上表面區(qū)域。結(jié)合上節(jié)渦振響應，可推斷原始斷面渦振產(chǎn)生與抑流板抑振機理可能與上述區(qū)域壓力特性有關(guān)。

4.2分布氣動力頻譜特性

結(jié)構(gòu)表面壓力頻譜可反映壓力脈動的頻率特征，卓越頻率則反映了壓力變化的主導頻率。圖7對比了兩斷面表面壓力卓越頻率空問分布特征。原始斷面各測點壓力卓越頻率均與渦振振動頻率一致;增設抑流板后，結(jié)構(gòu)表面不存在一個統(tǒng)一的卓越頻率。

圖8給出了兩斷面各測點振動卓越頻率處壓力系數(shù)Cpi^d空問分布特征。與原始斷面相比，設置抑流板后，Cpi^d急劇減小，數(shù)值較小且分布均勻。為了進一步展現(xiàn)測點振動卓越頻率處壓力系數(shù)空問分布與壓力系數(shù)根方差空問分布之問的內(nèi)在聯(lián)系，圖9給出了振動卓越頻率處壓力系數(shù)與壓力根方差比值空問分布。比值越大，表明振動卓越頻率處壓力脈動對該測點壓力脈動的貢獻越大。對于原始斷面，絕大部分區(qū)域比值約為0.8，表明渦振時斷面結(jié)構(gòu)表面壓力主要以卓越頻率周期性變化;增設抑流板后，絕大部分區(qū)域比值急劇下降至0.2左右，表明增設抑流板破壞了結(jié)構(gòu)表面壓力變化的一致性，不再存在比較顯著的統(tǒng)一的渦脫頻率。

4.3分布氣動力與渦激力相關(guān)性

結(jié)構(gòu)表面壓力與渦激力的相關(guān)性可綜合反映兩者的頻率特征和相位特征。對于測壓試驗得到的各測點風壓時程，忽略欄桿等附屬設施所受氣動力，采用壓力積分的方法獲取總氣動力，轉(zhuǎn)換到風軸坐標系后，減去均值即得渦激力時程。已有研究表明，欄桿等附屬設施氣動力對整體渦激力貢獻很小，故采用上述方法獲得渦激力具有合理性。箱梁表面各測點所受的氣動力與渦激氣動力的相關(guān)系數(shù)脅綜合反映了兩者的頻率特征和相位特征。其定義如下

圖10給出了兩斷面表面測點壓力與渦激力相關(guān)性空問分布特征。對于原始斷面，上表面中上游、風嘴尖角以下區(qū)域氣動力與渦激氣動力相關(guān)性為負相關(guān)，其余區(qū)域為正相關(guān)。上表面下游和下表面下游區(qū)域相關(guān)系數(shù)較大，絕對值達到0.8左右，二者方向相反。設置抑流板后，模型表面各區(qū)域壓力與渦激力的相關(guān)性均有較大程度降低，上表面上游區(qū)域氣動力與渦激力的相關(guān)性由負相關(guān)變正相關(guān)，相關(guān)系數(shù)的絕對值小于O.5。

以上研究表明，與原始斷面對比，增設抑流板破壞了結(jié)構(gòu)表面壓力與渦激力的相關(guān)性。

4.4分布氣動力對渦激力的貢獻

箱梁表面各測點區(qū)域分布氣動力對渦振的貢獻同時取決于測點壓力脈動大小及其與渦激力的相關(guān)性。箱梁表面各測點區(qū)域分布氣動力對渦激力貢獻可表達為

Caero-i=CσIPI（4）式中

CσI為i測點壓力系數(shù)根方差，pi為i測點壓力與渦激力相關(guān)系數(shù);Caero-i為箱梁表面各測點壓力對渦激力貢獻值。當Caero-i為正時，表示i測點區(qū)域分布氣動力對渦激力起增強作用;當Caero為負時，表示i測點區(qū)域分布氣動力對渦激力起減弱作用。

圖11對比了兩斷面測點區(qū)域分布氣動力對渦激力貢獻值空問分布。對于原始斷面，上表面下游、中上游和下表面區(qū)域氣動力對渦激力貢獻較大，其中上表面下游區(qū)域氣動力對渦激力起增強作用，其他區(qū)域氣動力對渦激力起減弱作用;設置抑流板后，模型表面所有區(qū)域氣動力對渦激力貢獻均迅速減小，并趨近于零。

結(jié)合上節(jié)渦振響應，可推斷原始斷面上表面下游區(qū)域氣動力對渦激力起主要增強作用，上表面中上游、下表面區(qū)域氣動力對渦激力起主要減弱作用。抑流板幾乎完全消除了上述區(qū)域氣動力對渦激力的貢獻作用，故渦振消失。

5流場分析

5.1計算設置

基于二維CFD數(shù)值模擬平臺進行數(shù)值計算，該平臺動網(wǎng)格處理基于原創(chuàng)“HOPE算法”，并采用了Dettmer流固弱耦合算法，數(shù)值模擬選用大渦模擬（LES）Smagorinsky亞格子黏性模型。斷面尺寸與節(jié)段模型試驗一致，空氣密度p=1.225kg/m³，壁面y⁺+小于5。計算域尺寸為[-9，24]×[-13，13]，主梁中心位于（0，0），風攻角為+3°，計算域與網(wǎng)格劃分如圖12所示。入口邊界條件為指定速度，壓強為0，上下壁面指定法向速度為0，不指定切向速度，出口為自然邊界。令結(jié)構(gòu)做豎向強迫振動，振動頻率與結(jié)構(gòu)彎頻一致，振幅與模型一致。計算時問為20s。

5.2渦振產(chǎn)生機理

圖13給出了原始斷面在一個振動周期內(nèi)的風速矢量圖?？芍?，氣流沿著迎風側(cè)主梁上斜腹板與來流方向成一定角度斜向上流動，并在人行道欄桿基座處產(chǎn)生分離，在人行道欄桿與邊防撞欄之問形成分離渦，分離后的氣流斜向下通過邊防撞欄基座與第一道橫欄之問區(qū)域，并在第一道橫欄角部產(chǎn)生分離，在其后方形成漩渦負壓區(qū)，逐漸由上游區(qū)域向中部發(fā)展形成大尺度旋渦，即主導渦A。原始斷面上表面主導渦形成機理示意如圖14所示。同時氣流在下表面檢修軌道處也產(chǎn)生規(guī)律性旋渦脫落，并在下表面中部形成主導渦B。主導渦A和主導渦B形成‘雙旋渦模式（如圖15所示），分別貼近上下表面以幾乎恒定速度向下游漂移，且下表面主導渦B漂移速度明顯大于上表面主導渦A。主導渦A和主導渦B運動周期與模型振動周期一致。Larsen在對塔科馬大橋H型主梁斷面分析時也發(fā)現(xiàn)了類似現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)上下表面分別形成的大尺度旋渦及其漂移所產(chǎn)生周期性氣動力是引起塔科馬風毀的本質(zhì)機理。故可推斷上表面和下表面主導渦產(chǎn)生的周期性氣動力是原始斷面渦振產(chǎn)生的內(nèi)在流場機理。

綜上所示，可推斷破壞‘雙旋渦模式是抑制原始斷面渦振關(guān)鍵所在。

5.3抑流板抑振機理

圖16給出了欄桿扶手抑流板斷面風速矢量分布。結(jié)合圖15和16，對比原始斷面和欄桿扶手抑流板斷面流場特征可知，設置欄桿扶手抑流板主要改變了斷面上表面區(qū)域流場分布，由于氣流在抑流板后分離，在其后產(chǎn)生連續(xù)的旋渦脫落，改變了下方氣流移動路徑，下方氣流近乎水平通過邊防撞欄區(qū)域，避免了橫欄角部的流動分離，抑制了主導原始斷面渦振的主導渦A消失，取而代之的為小尺度旋渦，盡管下表面檢修軌道誘導產(chǎn)生的主導渦B仍然存在，但‘雙旋渦模式被完全破壞，引起區(qū)域氣動力與渦激力相關(guān)性極大降低，抑流板斷面上表面主導渦抑振機理示意如圖17所示。

綜合前文分布氣動力與渦激力相關(guān)性以及脈動壓力空問分布特性，增設欄桿扶手抑流板極大降低了二者同步相關(guān)性及表面壓力脈動，模型表面各區(qū)域氣動力對渦激力的貢獻均明顯下降，無法激發(fā)整體結(jié)構(gòu)渦振效應，故渦振消失。

6結(jié)論

針對典型閉口箱梁主梁斷面，進行了大尺度節(jié)段模型測振測壓風洞試驗。渦振響應結(jié)果表明：在+3。初始攻角下，原始斷面在設計風速范圍內(nèi)存在3階豎彎渦振，第3階渦振鎖定區(qū)內(nèi)渦振最大振幅遠超規(guī)范允許值;設置欄桿扶手抑流板，渦振消失。

為了探究原始斷面渦振機理及欄桿扶手抑流板抑振機理，分別選取原始斷面和抑流板斷面典型風速點對箱梁表面區(qū)域氣動力實施了時頻效應分析及基于cFD數(shù)值模擬的流場特性分析。分析結(jié)論如下：

1）原始斷面渦振主要由氣流分別在邊防撞欄和檢修軌道處誘導并在上下表面中部區(qū)域分別形成的主導渦引起，即‘雙旋渦模式引起的周期性氣動力是渦振發(fā)生內(nèi)在機理。

2）設置欄桿扶手抑流板主要改變了斷面上表面區(qū)域流場分布，由于氣流在抑流板后分離，在其后產(chǎn)生連續(xù)的旋渦脫落，改變了下方氣流移動路徑，下方氣流近乎水平通過邊防撞欄區(qū)域，避免了橫欄角部的流動分離，抑制了主導原始斷面渦振的上表面主導渦，取而代之的為小尺度旋渦，盡管下表面檢修軌道誘導產(chǎn)生的主導渦仍然存在，但‘雙旋渦模式被完全破壞，引起區(qū)域氣動力與渦激力相關(guān)性極大降低。

3）綜合箱梁表面氣動力時頻特性分析，增設欄桿扶手抑流板極大降低了二者同步相關(guān)性及表面壓力脈動，模型表面各區(qū)域氣動力對渦激力的貢獻均明顯下降，無法激發(fā)整體結(jié)構(gòu)渦振效應，故渦振消失。

該研究揭示了欄桿扶手抑流板抑制渦振機理，為今后大跨度橋梁流線閉口箱梁渦振抑制措施選型提供借鑒。