劉志文 肖晗 王雷 盛捷 陳政清

摘 要：Π型鋼-混凝土結(jié)合梁由于其良好的受力性能和經(jīng)濟(jì)性，廣泛應(yīng)用于大跨徑斜拉 橋中，但其氣動(dòng)性能相對(duì)略差，若設(shè)計(jì)不當(dāng)則容易出現(xiàn)渦激振動(dòng)現(xiàn)象，從而影響行車(chē)舒適性、安全性或結(jié)構(gòu)疲勞壽命等.本文以廣東潮汕大橋?yàn)閷?shí)際工程依托，該橋?yàn)橹骺?205m的獨(dú)塔雙 索面Π型鋼-混凝土結(jié)合梁斜拉橋，開(kāi)展了Π型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面渦激振動(dòng)及氣動(dòng)控制措 施研究.首先，采用幾何縮尺比為1∶50的主梁節(jié)段模型對(duì)該橋原設(shè)計(jì)方案主梁斷面運(yùn)營(yíng)期渦 激振動(dòng)進(jìn)行了試驗(yàn)研究;然后，分別采用下穩(wěn)定板、導(dǎo)流板、裙板、上穩(wěn)定板等氣動(dòng)控制措施對(duì)主梁渦激振動(dòng)響應(yīng)的控制效果進(jìn)行了研究;最后，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法（Computational Fluid Dynamics，CFD）對(duì)主梁斷面最終采用氣動(dòng)控制措施機(jī)理進(jìn)行了研究.結(jié)果表明：主梁原 設(shè)計(jì)方案在設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)存在大幅渦激共振現(xiàn)象，渦激振動(dòng)幅值超過(guò)規(guī)范限值;采用“三道 下穩(wěn)定板+兩側(cè)豎向裙板+上中央穩(wěn)定板”組合氣動(dòng)控制措施后，主梁渦激振動(dòng)響應(yīng)得到明顯抑制;該組合氣動(dòng)控制措施對(duì)Π型鋼-混凝土結(jié)合梁渦激振動(dòng)的控制機(jī)理主要表現(xiàn)為：設(shè)置三 道下穩(wěn)定板可有效破壞 Π型主梁下側(cè)較大旋渦，Π型主梁兩側(cè)設(shè)置豎向裙板改善了其氣動(dòng)流 線(xiàn)型程度，設(shè)置上中央穩(wěn)定板可有效阻止主梁上側(cè)較大旋渦的運(yùn)動(dòng).

關(guān)鍵詞：Π型鋼-混凝土結(jié)合梁;渦激振動(dòng);氣動(dòng)控制措施;風(fēng)洞試驗(yàn);數(shù)值模擬中圖分類(lèi)號(hào)：U448.27? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Vortex-induced Vibration of a ∏-Shaped Steel-concrete Composite Girder and Its Aerodynamic Countermeasures

LIU Zhiwen1，2?，XIAO Han1，2，WANG Lei3，SHENG Jie3，CHEN Zhengqing1，2

（1.Hunan Provincial Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering，Hunan University，Changsha410082，China;2.College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha410082，China;3.Guangdong Communication Planning & Design Institute Group Co，Ltd，Guangzhou 510507，China）

Abstract：Due to the excellentmechanical and economic performances of the Π-shaped steel-concrete compos-ite girder， it is widely used in long-span cable-stayed bridges.However， the aerodynamics performance of the girder is relatively poor， and the vortex-induced vibration（VIV）of the girder is prone to occur for the improper aerodynamic design， which affects driving comfort and safety， or structural fatigue.Based on Chao-Shan Bridge in Guangdong， asingle-pylon cable-stayed bridge with amain span of 205mand Π-shaped steel-concrete composite deck， the in-vestigations on the VIV and aerodynamic countermeasures of the Π-shaped steel-concrete composite deck were con-ducted.Firstly， the VIV of the original girder section in-service state was studied by applying wind tunnel tests of the rigid segmentmodel with a length scale of1∶50.Then， the effects of aerodynamic countermeasures on the VIV of the Π-shaped steel-concrete composite girder， such as the lower stability plate， the deflectors， the skirt plates， and the upper central stability plate were studied， respectively.Finally， the computational fluid dynamics（CFD）method was adopted to study the controlmechanismof the aerodynamic countermeasures.The results show that there is a large vortex vibration of the original girder section within the design wind speed， and the peak value of the VIV exceeds the limit value of the specification.The VIV of the girder can be controlled remarkably with the combined countermea-sures of three lower stability plates， vertical skirt plates on both sides of the girder， and an upper central stability plate.The controlmechanismof the combined countermeasures on the VIV of the Π-shaped steel-concrete compos-ite deck ismainly as follow： the three lower stability plates can effectively destroy the large vortexes on the lower side of the girder; the vertical skirt plates set on both sides of the girder can improve the aerodynamic streamline of the girder and the upper central stability plate can effectively prevent themovement of the larger vortexes on the top side of the girder.

Key words：Π-shaped steel-concrete composite girder;vortex-induced vibration;aerodynamic countermea-sures;wind tunnel tests;numerical simulation

Π型鋼-混凝土結(jié)合梁由于其具有良好的受力性能和經(jīng)濟(jì)性，廣泛應(yīng)用于大跨度斜拉橋中[1].但由于該類(lèi)斷面外形較鈍，容易發(fā)生渦激振動(dòng)現(xiàn)象，當(dāng)橋 梁跨度較大時(shí)其顫振穩(wěn)定性也值得關(guān)注[2].

渦激振動(dòng)是大跨度橋梁在低風(fēng)速下容易出現(xiàn)的一種風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象，渦激振動(dòng)具有強(qiáng)迫振動(dòng)與自激 振動(dòng)的特征，雖然渦激振動(dòng)不像顫振和馳振等具有發(fā)散性，且往往對(duì)結(jié)構(gòu)造成重大破壞，但由于在頻遇 風(fēng)速下容易發(fā)生，當(dāng)振動(dòng)幅度較大時(shí)會(huì)影響行車(chē)舒 適性與安全性，長(zhǎng)期振動(dòng)可能會(huì)影響結(jié)構(gòu)的疲勞壽 命.如東京灣大橋[3]鋼箱梁在架設(shè)完成后發(fā)生了明顯的豎向渦激振動(dòng)現(xiàn)象，風(fēng)速鎖定區(qū)為13.0～18.0m/s，最大振幅達(dá)到 50.0 cm.丹麥大帶東橋[4]在施工過(guò)程中當(dāng)風(fēng)速為18.0m/s時(shí)發(fā)生了嚴(yán)重的豎向渦激振動(dòng)，通車(chē)后依然可以觀察到較大幅值的豎向渦激振動(dòng).巴西 Rio-Niteroi 橋[5]在風(fēng)速接近16.0m/s時(shí)觀察到 大幅豎向渦激振動(dòng)現(xiàn)象，并因此導(dǎo)致橋梁關(guān)閉.自2020 年4 月下旬以來(lái)，國(guó)內(nèi)報(bào)道了多座大橋在運(yùn)營(yíng) 期發(fā)生明顯的渦激共振現(xiàn)象，如武漢鸚鵡洲長(zhǎng)江大橋在風(fēng)速為6.0～9.0m/s時(shí)發(fā)生了較為明顯的渦激 振動(dòng)現(xiàn)象，最大振幅達(dá)到0.54m.廣東虎門(mén)大橋在風(fēng)速 達(dá) 到 8.0～9.0m/s時(shí)，也 發(fā)生了明顯的豎 向 渦 激振動(dòng)現(xiàn)象.綜上所述，在施工或成橋階段避免渦激共振或限制其振幅在可接受的范圍之內(nèi)是十分必 要的[6].

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)Π型斷面渦激振動(dòng)的問(wèn)題開(kāi)展了大量的研究工作[7-9].Kubo 等[10]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了Π型梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)時(shí)的氣流特點(diǎn).Daito 等[11]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了主梁寬高比固定的前提 下，不同主縱梁類(lèi)型（“I”形、箱形、圓形）及主縱梁間距對(duì)Π型斷面渦振性能的影響.Irwin等[12]通過(guò)風(fēng)洞 試驗(yàn)，針對(duì)主梁開(kāi)口斷面，對(duì)采取利用擋風(fēng)板改變護(hù) 欄透風(fēng)率的方法控制渦激振動(dòng)進(jìn)行了研究.張志田 等[13]以某大跨開(kāi)口截面斜拉橋進(jìn)行節(jié)段模型風(fēng)洞試 驗(yàn)，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)該橋在相當(dāng)廣泛的阻尼比范圍內(nèi)均存 在渦振現(xiàn)象，且不滿(mǎn)足規(guī)范要求，為抑制主梁渦激共 振，研究了不同位置和高度的梁底穩(wěn)定板對(duì)主梁渦 激振動(dòng)性能的影響.李春光等[14]以某大跨雙邊主梁鋼-混疊合梁斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了欄桿、水平穩(wěn)定板、豎向穩(wěn)定板、抑流板、風(fēng)嘴等對(duì)主梁渦激振動(dòng)性能的影響.張?zhí)煲淼萚15]以宜賓鹽坪 壩長(zhǎng)江大橋?yàn)楸尘埃ㄟ^(guò)節(jié)段模型試驗(yàn)，研究了風(fēng)嘴、中央穩(wěn)定板、封閉欄桿、裙板、內(nèi)側(cè)隔流板、箱梁下導(dǎo)流板等常見(jiàn)措施對(duì)雙箱疊合梁斷面渦激振動(dòng)性能的影響.賀耀北等[16]以某大跨度雙邊鋼梁-UHPC組合梁斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，對(duì)+3°風(fēng)攻角下的主梁渦振性能進(jìn)行了研究，并開(kāi)展了導(dǎo)流板、穩(wěn)定板、風(fēng)嘴、欄桿透風(fēng)率等單一和組合氣動(dòng)措施對(duì)主梁渦振性能抑振措施的優(yōu)化 研究.李加武等[17]通過(guò)風(fēng)洞測(cè)振及測(cè)力試驗(yàn)，對(duì)雙層Π型梁斜拉橋的渦振性能以及三分力系數(shù)進(jìn)行了研究，研究結(jié)果表明：在+3°風(fēng)攻角下，雙層Π型梁的渦 激振動(dòng)較為嚴(yán)重，且豎彎渦振振幅隨上、下層梁間距的增大呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì)，且雙層Π型梁的升力系數(shù)較單層時(shí)有所降低，而阻力系數(shù)和力矩系數(shù)有所提高.

近年來(lái)，部分學(xué)者采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法開(kāi) 展了渦激振動(dòng)數(shù)值模擬研究工作.Sakai 等[18]通過(guò)風(fēng) 洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬，研究了寬高比為4和8的雙“I”型結(jié)合梁的渦振性能，并提出了通過(guò)在主梁兩端設(shè) 置導(dǎo)流板（Tip Plate）對(duì)渦激共振進(jìn)行控制的方案. Kubo 等[19]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)及數(shù)值模擬，針對(duì)簡(jiǎn)化的Π 型斷面，通過(guò)調(diào)整兩邊主梁間距、橋面附屬設(shè)施高度 提出了詳細(xì)的氣動(dòng)優(yōu)化方案，并通過(guò)識(shí)別主梁氣動(dòng) 阻尼和流場(chǎng)情況解釋了該措施減振機(jī)理.楊光輝 等[20]以某大跨度斜拉橋?yàn)檠芯繉?duì)象，通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)檢驗(yàn)中央穩(wěn)定板及改變欄桿透風(fēng)率的氣動(dòng)措施有效性;并通過(guò)CFD（Computational Fluid Dynamics）數(shù)值 模擬對(duì)氣動(dòng)措施抑制渦激振動(dòng)的機(jī)理進(jìn)行了探索. 李歡等[21]以某大跨度三塔斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘埃ㄟ^(guò)節(jié)段模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)主梁存在明顯的豎向渦激共振現(xiàn)象，且在規(guī)范規(guī)定的阻尼比范圍內(nèi)渦振振幅均大于規(guī)范限值;為抑制主梁渦振，研究了隔流板和下穩(wěn)定板等氣動(dòng)措施對(duì)渦激振動(dòng)性能的 影響，并通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)振動(dòng)機(jī)理進(jìn)行了初步探討.

綜合考慮，雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)主梁開(kāi)口斷面渦激共振與氣動(dòng)控制措施進(jìn)行了大量研究，并取得了大量研究成果，但由于主梁開(kāi)口斷面渦激振動(dòng)的復(fù)雜性，主梁渦激振動(dòng)響應(yīng)對(duì)斷面氣動(dòng)外形較為敏 感，不同主梁斷面氣動(dòng)控制措施效果存在較大差異，且控制機(jī)理研究相對(duì)不足.因此，開(kāi)展 Π型鋼-混凝 土結(jié)合梁斷面渦激振動(dòng)與氣動(dòng)控制措施研究仍具有十分重要的價(jià)值和意義.

1工程概況

廣東省潮汕大橋?yàn)橐蛔?Π型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面獨(dú)塔斜拉橋，主橋結(jié)構(gòu)跨徑布置為205.0m+205.0m=410.0m.主梁采用“工”字形鋼邊縱梁、橫 梁、小縱梁及混凝土橋面組成，主梁寬為35.0m，梁高為3.05m，兩鋼邊縱梁中心間距28.7m，圖1為主梁原設(shè)計(jì)方案斷面圖.考慮到該橋靠近汕頭市，為臺(tái) 風(fēng)災(zāi)害頻發(fā)地區(qū)，為保證大橋在施工和運(yùn)營(yíng)階段的安全性及舒適性，有必要對(duì)該橋主梁渦激振動(dòng)性能進(jìn)行研究.

2 主梁原設(shè)計(jì)方案渦激振動(dòng)試驗(yàn)

2.1試驗(yàn)參數(shù)

主梁原設(shè)計(jì)方案節(jié)段模型測(cè)振試驗(yàn)在長(zhǎng)沙理工 大學(xué)風(fēng)工程與風(fēng)環(huán)境研究中心大型邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行，該風(fēng)洞試驗(yàn)段高3.0m，寬4.0m，長(zhǎng)17.0m.該風(fēng)洞風(fēng)速的調(diào)節(jié)和控制采用計(jì)算機(jī)終端集中控制的可 控硅直流調(diào)速系統(tǒng)，試驗(yàn)風(fēng)速最高可達(dá)到 60.0m/s，風(fēng)速連續(xù)可調(diào)，流場(chǎng)不均勻性小于0.55%（30.0m/s 風(fēng)速），紊流強(qiáng)度小于0.37%.風(fēng)速測(cè)量采用澳大利亞TFI眼鏡蛇三維脈動(dòng)風(fēng)速探針，風(fēng)速步長(zhǎng)在渦激振動(dòng)鎖定區(qū)內(nèi)取0.25m/s，非鎖定區(qū)取0.5m/s.

綜合考慮確定主梁節(jié)段模型幾何縮尺比為λL=1/50.主梁節(jié)段模型骨架采用不銹鋼板與鋁合金框 架制作而成，橋面系與桁架桿件采用ABS 板制作，以保證幾何外形的相似.模型兩端采用木質(zhì)膠合板作為端板，以保證主梁斷面附近氣流的二元特性.主梁上的防撞護(hù)欄及欄桿采用ABS 板雕刻而成，并模擬了防撞護(hù)欄的形狀，風(fēng)洞試驗(yàn)具體的設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示.主梁節(jié)段模型懸掛系統(tǒng)對(duì)應(yīng)的豎彎阻尼比為ξh=0.54%，扭轉(zhuǎn)阻尼比為ξα=0.68%.

數(shù)據(jù)采集采用東華 DH5922N 激光位移計(jì)，測(cè)振 試驗(yàn)采用mICRO-EPSILON 激光位移計(jì)，其測(cè)量精 度為0.001mm，兩個(gè)激光位移計(jì)對(duì)稱(chēng)布置在模型上、下游，通過(guò)同步測(cè)試獲得模型振動(dòng)響應(yīng)信號(hào)，試驗(yàn)采 樣頻率為500 Hz，采樣時(shí)間為60 s，圖2所示為置于風(fēng)洞中的主梁彈性懸掛節(jié)段模型照片.

2.2 允許幅值與試驗(yàn)結(jié)果

2.2.1允許幅值

根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG/T3360-01—2018）[22]第8.2.9 條規(guī)定，潮汕大橋主橋結(jié)構(gòu)成橋 狀態(tài)主梁豎彎渦激共振及扭轉(zhuǎn)渦激共振允許幅值分別為：

圖3為主梁原設(shè)計(jì)方案節(jié)段模型對(duì)應(yīng)實(shí)橋主梁豎向與扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)響應(yīng)幅值隨實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速的變化曲線(xiàn).由圖3可知，風(fēng)攻角為+3°時(shí)，在低阻 尼比條件下（ξh =0.54%、ξ α =0.68%），當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為30.0～50.0m/s時(shí)，存在明顯的豎向渦激 共振現(xiàn)象，最大振幅為0.25m，超過(guò)規(guī)范允許值，不能滿(mǎn)足要求.

3 渦激振動(dòng)氣動(dòng)控制措施

3.1工況設(shè)置

考慮到在+3°風(fēng)攻角下，主梁原設(shè)計(jì)方案渦激振 動(dòng)幅值不滿(mǎn)足規(guī)范要求，故針對(duì)+3°風(fēng)攻角進(jìn)行不同 氣動(dòng)控制措施研究.在綜合已有研究文獻(xiàn)的基礎(chǔ)上，初步擬定了5 種氣動(dòng)控制措施，具體的措施布置如圖4所示，相應(yīng)試驗(yàn)工況如表2所示.

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

圖5所示為在+3°風(fēng)攻角下、主梁斷面原設(shè)計(jì)方 案采取不同氣動(dòng)控制措施后，主梁渦激振動(dòng)響應(yīng)幅 值隨橋面高度處風(fēng)速變化曲線(xiàn).由圖5可知，工況1（兩道下穩(wěn)定板）、工況2（三道下穩(wěn)定板）以及工況3（三道下穩(wěn)定板、上中央穩(wěn)定板）條件下，在設(shè)計(jì)風(fēng)速 范圍內(nèi)主梁斷面發(fā)生了較為明顯的豎向和扭轉(zhuǎn)渦激 共振現(xiàn)象，不能有效抑制主梁斷面渦激振動(dòng)響應(yīng).

工況4（三道下穩(wěn)定板、兩側(cè)斜向?qū)Я靼澹l件下，當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為16.6～25.0m/s時(shí)，主梁豎向渦激振動(dòng)響應(yīng)最大幅值為0.094m，超過(guò)規(guī)范允 許值;當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為38.2～47.0m/s時(shí)，主梁豎向渦激振動(dòng)響應(yīng)最大幅值為0.035m，小于規(guī)范允許值;當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為25.0～38.2m/s時(shí)，主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)響應(yīng)最大振幅為0.212°，超過(guò)規(guī) 范允許值.

工況5（三道下穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向裙板）條件下，當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為17.8～25.0m/s時(shí)，主梁豎 向渦激振動(dòng)響應(yīng)最大振幅為0.082m，超過(guò)規(guī)范允許 值;當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為37.5～50.0m/s時(shí)，主梁豎向渦激振動(dòng)響應(yīng)最大幅值為0.187m，超過(guò)規(guī)范允 許值;當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為38.9～51.5m/s時(shí)，主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)響應(yīng)最大振幅為0.043°，小于規(guī)范允許值.

工況6（三道下穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向裙板）條件下，可將主梁節(jié)段模型阻尼比提高至 ξα =0.72%、ξh =0.7%.當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為18.4～23.8m/s時(shí)，主梁豎向渦激振動(dòng)響應(yīng)最大幅值為0.043m，小于規(guī)范允許值;當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為36.3～46.2m/s時(shí)，主梁豎向渦激振動(dòng)響應(yīng)最大幅值為0.09m，超過(guò)規(guī) 范允許值;在設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)，主梁未見(jiàn)明顯扭轉(zhuǎn)渦 激振動(dòng).

工況7（三道下穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向裙板、上中央穩(wěn)定板、高阻尼比 ξh =0.72%、ξ α =0.7%）條件下，當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為18.4～23.8m/s時(shí)，主梁豎向渦激振動(dòng)響應(yīng)最大幅值為0.038m，小于規(guī)范允許值;在設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)，主梁未見(jiàn)明顯扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng).

綜上所述，在采取氣動(dòng)控制措施（三道下穩(wěn)定板、上中央穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向裙板及高阻尼比 ξh =0.72%、ξ α =0.7%）條件下，主梁豎向及扭轉(zhuǎn)渦激共振 均得到了控制，滿(mǎn)足規(guī)范要求.

對(duì)采取最終氣動(dòng)控制措施方案（三道下穩(wěn)定板、上中央穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向 裙板及高阻尼比 ξh =0.72%、ξ α =0.7%）的主梁斷面，分別進(jìn)行了風(fēng)攻角為0°及-3°的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn).圖6所示為主梁最終氣動(dòng)控制措施方案節(jié)段模型在不同風(fēng)攻角下隨實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速的變化曲線(xiàn).由圖6可知，在試驗(yàn)風(fēng)速范圍內(nèi)，風(fēng)攻角為0°及-3°時(shí)，未發(fā)生渦激 振動(dòng)現(xiàn)象;在風(fēng)攻角為+3°時(shí)，發(fā)生了小幅渦激振動(dòng)現(xiàn)象，渦振振幅小于規(guī)范限值.

4 機(jī)理探討

針對(duì)主梁原設(shè)計(jì)方案和最終推薦氣動(dòng)控制措施 方案，采用大型流體力學(xué)軟件FLUENT進(jìn)行數(shù)值模 擬研究，進(jìn)而對(duì)Π型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面渦激振動(dòng)氣動(dòng)控制措施機(jī)理進(jìn)行研究，以為后續(xù)類(lèi)似橋梁主梁斷面渦激振動(dòng)控制措施研究提供參考.

4.1計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

主梁原設(shè)計(jì)方案和最終推薦氣動(dòng)控制措施方案 CFD計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖7所示，其中計(jì)算模型考慮了人行道欄桿、防撞欄桿等.主梁斷面CFD計(jì)算幾何縮尺比 取 λL =1/50.

主梁斷面計(jì)算域確定如下：計(jì)算域左側(cè)入口邊 界距主梁剪切中心 6B，計(jì)算域右側(cè)出口距主梁剪切中心14B，計(jì)算域上、下邊界距離主梁剪切中心分別為40D，其中B為主梁寬度，D為主梁高度.主梁斷面阻塞率約為1.25%，小于要求的5.0%.計(jì)算域邊界條件確定如下：主梁斷面（含欄桿、防撞護(hù)欄及氣動(dòng)措 施等）設(shè)置為無(wú)滑移壁面邊界（Wall），計(jì)算域左側(cè) 邊界設(shè)為速度入口邊界（Velocity-inlet），即v=10.0m/s，計(jì)算域右側(cè)邊界設(shè)為壓力出口邊界（Pressure-outlet），計(jì)算域上、下側(cè)邊界均設(shè)為對(duì)稱(chēng)邊界（Sym-metry）.計(jì)算域及邊界條件設(shè)置如圖8所示.

網(wǎng)格劃分采用分塊化思路，即在主梁斷面附屬 設(shè)施附近區(qū)域內(nèi)設(shè)置較密的網(wǎng)格，在遠(yuǎn)離主梁斷面處網(wǎng)格較為稀疏，以保證計(jì)算效率.圖9所示為主梁斷面網(wǎng)格劃分示意圖.

湍流模型采用大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES）亞格子 Smagorinsky 黏性模型，壓力-速度耦合 問(wèn)題 采 用SIMPLEC算法 求 解，時(shí)間步長(zhǎng)統(tǒng)一 取0.0005s，入口邊界湍流強(qiáng)度設(shè)置為0.5%，湍流黏性比設(shè)置為2.

4.2 CFD計(jì)算模型驗(yàn)證

針對(duì)最終主梁斷面氣動(dòng)外形，在+3°風(fēng)攻角下進(jìn)行網(wǎng)格、時(shí)間步無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，以驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性[23].表3所示為不同網(wǎng)格、不同時(shí)間步長(zhǎng)對(duì)應(yīng)的主梁斷面三分力系數(shù)計(jì)算結(jié)果.由表3可知，不同 網(wǎng)格對(duì)應(yīng)的計(jì)算結(jié)果總體較為一致，且針對(duì)網(wǎng)格 2不同時(shí)間步長(zhǎng)的計(jì)算結(jié)果也較為接近，綜合計(jì)算精 度與效率，選擇網(wǎng)格 2 與時(shí)間步長(zhǎng)為0.0005s進(jìn)行其余工況計(jì)算.

為了進(jìn)一步驗(yàn)證數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，針對(duì)主梁最終斷面，即在主梁斷面原設(shè)計(jì)方案的基礎(chǔ)上采取 最終推薦氣動(dòng)控制措施并設(shè)置了防拋網(wǎng)、檢修車(chē)軌 道及排水管等附屬設(shè)施，進(jìn)行了主梁節(jié)段模型測(cè)力試驗(yàn)，如圖10所示.表4所示對(duì)比了數(shù)值模擬及風(fēng)洞測(cè)力試驗(yàn)的三分力系數(shù)結(jié)果.

由表4可知，數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的阻力系數(shù)較主梁節(jié)段模型測(cè)力試驗(yàn)結(jié)果略顯偏小，其原因可能是由于測(cè)力試驗(yàn)中考慮了防拋網(wǎng)、檢修車(chē)軌道及排水管等附屬設(shè)施的影響，如圖11所示，導(dǎo)致斷面主梁阻力系數(shù)略大.綜上，CFD 數(shù)值模擬精度總體滿(mǎn)足 要求.

4.3氣動(dòng)控制措施機(jī)理分析

為了進(jìn)一步分析主梁斷面渦激共振及其氣動(dòng)控 制措施激勵(lì)，采用主梁斷面周?chē)牧鲌?chǎng)渦量和流線(xiàn) 來(lái)分析.渦量是描述流體旋渦運(yùn)動(dòng)最重要的物理量之一，其定義為流體速度矢量的旋度，即

式中：ν為速度矢量;Ω 稱(chēng)為渦量，它不僅依賴(lài)于點(diǎn)的空間位置r，也依賴(lài)于時(shí)間t.

圖12所示為主梁原設(shè)計(jì)方案及最終推薦氣動(dòng)控制措施方案斷面三分力系數(shù)時(shí)程及一個(gè)周期瞬時(shí)時(shí)刻值（0、T/4、T/2、3T/4）.

圖13～16所示分別為+3°風(fēng)攻角下，主梁原設(shè)計(jì)方案、最終氣動(dòng)控制方案斷面在0、T/4、T/2、3T/4時(shí)刻的瞬時(shí)渦量圖及流線(xiàn)圖.由圖13和圖14可知，主梁斷面原設(shè)計(jì)方案來(lái)流受到橋面板前緣的影響分別 向斷面上、下側(cè)分離，大部分氣流流經(jīng)主梁斷面上表面.上表面氣流在橋面板前緣發(fā)生分離，形成一個(gè)大尺度的旋渦，并逐漸遠(yuǎn)離斷面，對(duì)結(jié)構(gòu)影響較小;在欄桿處形成少量小尺度旋渦，附著明顯并緩慢向下游移動(dòng).下表面氣流在上游工字梁下翼緣處發(fā)生分離形成旋渦，在經(jīng)過(guò)沿主梁橫向四分點(diǎn)處下穩(wěn)定板時(shí)再次發(fā)生分離，形成小尺度旋渦并附著在斷面上.這一現(xiàn)象導(dǎo)致旋渦形態(tài)及運(yùn)動(dòng)規(guī)律不斷變化，整個(gè)下表面的旋渦形態(tài)具有不規(guī)則性，工字梁下翼緣處 及下游橋面板后緣由于氣流的分離也交替產(chǎn)生了旋 渦的脫落，與之前脫落的旋渦一起在尾部形成了卡 門(mén)渦街.

綜上所述，主梁斷面原設(shè)計(jì)方案下表面大部分小尺度旋渦具有明顯的附著現(xiàn)象，而上表面大尺度旋渦逐漸遠(yuǎn)離斷面，僅有小部分的小尺度旋渦附著在斷面上，對(duì)結(jié)構(gòu)影響較小.因此，在一定風(fēng)速條件下，氣流在主梁上、下表面會(huì)形成較大的壓力差，同時(shí)與尾流區(qū)卡門(mén)渦街形成的周期性壓力差共同作用，導(dǎo)致主梁原設(shè)計(jì)方案斷面產(chǎn)生較大的豎向渦激力，從而引起主梁斷面發(fā)生豎向渦激共振現(xiàn)象.

由圖15和圖16可知，主梁斷面最終氣動(dòng)控制措 施方案來(lái)流在上游豎向裙板處分離，在斷面上、下側(cè) 均形成旋渦.上表面形成的大尺度旋渦沿?cái)嗝嫦蛳掠芜\(yùn)動(dòng)，在流經(jīng)上中央穩(wěn)定板時(shí)再次分離，形成小尺 度旋渦，附著明顯并緩慢向斷面下游運(yùn)動(dòng).氣流在上 游裙板下側(cè)形成的小尺度旋渦并未附著在斷面上;氣流在上游工字梁下翼緣處發(fā)生分離形成旋渦，在經(jīng)過(guò)沿主梁橫向四分點(diǎn)處下穩(wěn)定板及中央穩(wěn)定板時(shí)再次發(fā)生分離，形成小尺度旋渦并附著在斷面上，小部分雜渦呈現(xiàn)不規(guī)則運(yùn)動(dòng).因?yàn)橄掠呜Q向裙板的存 在，后緣旋渦的生成及脫落的狀態(tài)發(fā)生了改變，主梁斷面趨近于流線(xiàn)型化.

綜上所述，主梁斷面最終氣動(dòng)控制措施方案主旋渦均呈對(duì)稱(chēng)分布附著在斷面上.因此，在一定風(fēng)速 條件下，氣流在主梁上、下表面壓力差明顯減小;同時(shí)因下游豎向裙板的存在，尾流區(qū)卡門(mén)旋渦能量減 弱.在兩者的共同作用下，豎向渦激力明顯減小，從 而使渦激共振得到有效控制.

5 結(jié)論

依托廣東潮汕大橋工程，針對(duì)Π型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面渦激振動(dòng)及氣動(dòng)控制措施進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并對(duì)氣動(dòng)控制措施機(jī)理進(jìn)行了探討，得到如下主要結(jié)論：

1）Π型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面原設(shè)計(jì)方案在+3°風(fēng)攻角下，當(dāng)實(shí)橋橋面高度處風(fēng)速為30.0～50.0m/s時(shí)，存在明顯的豎向渦激共振現(xiàn)象，最大振幅為0.25m，超過(guò)規(guī)范允許值，不能滿(mǎn)足要求.

2）對(duì)于本橋主梁斷面僅采取一種氣動(dòng)控制措施不能有效抑制渦激振動(dòng)響應(yīng)，而采取組合氣動(dòng)措施后，渦激振動(dòng)響應(yīng)得到抑制，且采取“三道下穩(wěn)定板+兩側(cè)豎向裙板+上中央穩(wěn)定板”組合氣動(dòng)控制措施時(shí)，抑振效果最好.

3）Π型鋼-混凝土結(jié)合斷面梁渦激振動(dòng)氣動(dòng)控 制措施機(jī)理主要表現(xiàn)為：設(shè)置三道下穩(wěn)定板可有效破壞 Π型主梁下側(cè)較大旋渦，Π型主梁兩側(cè)設(shè)置豎 向裙板改善了其氣動(dòng)流線(xiàn)型程度，設(shè)置上中央穩(wěn)定板可有效阻止主梁上側(cè)較大旋渦的運(yùn)動(dòng).

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