董佳慧，黃 林，王 騎，江舜堯，廖海黎

(1.西南交通大學 風工程試驗研究中心，成都 610031；2.西南交通大學 風工程四川省重點實驗室，成都 610031)

疊合梁自20世紀70年代被首次使用后，便十分受歡迎，在國內(nèi)外得到廣泛應(yīng)用[1-2]。鋼-混疊合梁能夠充分發(fā)揮鋼材的抗拉性能以及混凝土材料的承壓性能，并因其受力性能優(yōu)越、構(gòu)造簡單、施工便利、造價經(jīng)濟等優(yōu)點，廣泛應(yīng)用在大跨度斜拉橋設(shè)計中[3]，其中，雙工字鋼Π型疊合梁應(yīng)用范圍最為廣泛。然而，Π型斷面較鈍的氣動外形以及梁體下方復雜的流場，使得該類型斷面的漩渦脫落顯著，周期性渦激力較大，導致該類型橋梁的渦激共振問題突出[4]。2020年，我國已建成的武漢鸚鵡洲長江大橋(Π型鋼-混疊合梁斷面)也發(fā)生了顯著的渦激振動現(xiàn)象，此次渦振的發(fā)生使橋梁的正常運營受到影響，同時也引起了不小的輿論風波。因此需采取一系列氣動控制措施改善Π型斷面的渦振性能，使得該類主梁斷面在常遇的作用下能夠正常使用是十分必要的。

針對以上主題，國內(nèi)外學者已開展了相關(guān)研究，并提出了一些解決方案。文獻[5]和文獻[6]分別研究了邊主梁的中心間距對于Π型斷面渦振性能的影響，但由于交通量決定了橋梁的寬度和梁高，因而實際中無法通過調(diào)整邊主梁的中心間距來改善渦振性能。Irwin[7]結(jié)合節(jié)段模型風洞試驗與現(xiàn)場實測的結(jié)果，驗證了主梁底部豎向穩(wěn)定板對Π型梁渦激振動的抑制效果。董銳等[8]通過風洞試驗研究發(fā)現(xiàn)水平導流板只能改善顫振性能，而對抑制渦激振動效果不大。錢國偉等[9]以某跨海Π型疊合梁斜拉橋為研究對象，發(fā)現(xiàn)在橋梁斷面底部雙主肋轉(zhuǎn)角處設(shè)置水平隔流板可作為一種有效的渦振制振措施。張志田等[10]通過風洞試驗發(fā)現(xiàn)上中央穩(wěn)定板+三道下穩(wěn)定板的組合氣動措施可以有效抑制Π型斷面的渦激振動。楊光輝[11]借助計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)仿真技術(shù)發(fā)現(xiàn)當下穩(wěn)定板伸出Π型斷面橫梁底面1/5倍梁高時抑制渦振的效果更好。李歡等發(fā)現(xiàn)隔流板對Π型斷面渦激振動幅值的減幅效果有限，增設(shè)兩道下穩(wěn)定板對Π型梁豎彎渦振有明顯的抑制作用。李銳[12]通過風洞試驗發(fā)現(xiàn)倒“L”型導流板可以有效抑制Π型疊合梁的渦振。張?zhí)煲淼萚13]提出了一種豎直裙板可以完全消除0°與-3°攻角下Π型主梁的渦激振動，但對3°攻角下的主梁渦激振動抑制效果有限。

綜上所述，針對Π型鋼-混疊合梁的渦振制振措施，已有的文獻所提出的有效氣動控制措施只能在一定程度和一定風攻角條件下抑制渦振，還沒有一種氣動措施能夠同時消除0°，±3°和±5°風攻角下Π型斷面的渦振，Π型梁的渦振問題沒有獲得根本性解決。此外，當斜拉索錨固于主梁外側(cè)時，以上文獻所提出的大部分渦振制振措施(如風嘴、倒“L”型導流板和豎直裙板)在實際中均無法安裝，因此對于該類錨固類型的Π型疊合梁，需要提出一種在低阻尼下可以完全消除梁體渦激振動的氣動措施。

為研究Π型斷面主梁的渦振性能及其渦振制振措施，本文以某主跨為650 m的Π型鋼-混疊合梁斜拉橋為工程背景，在1∶50及1∶20兩種比例尺下開展了一系列節(jié)段模型風洞試驗。通過對比導流板、裙板、下穩(wěn)定板以及整流罩的制振效果，提出了一種可完全消除該類斷面渦振的整流罩組合措施，最后通過CFD獲得了原始主梁斷面和安裝了有效措施的主梁斷面的繞流特性，通過對比三種斷面繞流，對主梁渦振的發(fā)生機理與整流罩組合措施的制振機理進行了解釋。

1 原設(shè)計斷面渦振性能及氣動措施

1.1 試驗參數(shù)設(shè)置

本橋為一座主跨為650 m的雙索面斜拉橋，主梁采用Π型鋼-混疊合梁，主梁高3.65 m，全寬27.6 m，其斜拉索錨固于Π型主梁兩側(cè)“工”型主縱梁的腹板上，采用半漂浮體系，主梁斷面細節(jié)如圖1所示。

圖1 原設(shè)計主梁斷面示意圖(cm)Fig.1 Cross section of prototype deck(cm)

常規(guī)尺度節(jié)段模型試驗在西南交通大學XNJD-1風洞第二試驗段進行，該試驗段截面尺寸為2.4 m(寬)×2.0 m(高)×16.0 m(長)。基于主梁及風洞斷面尺寸，為滿足風洞試驗要求，試驗?zāi)Ｐ涂s尺比選用1∶50。因此模型長度、寬度和高度分別為2.095 m，0.552 m和0.073 m，阻塞度小于5%。為保證模型剛度和氣動外形模擬的準確性，模型縱向通長的工字型梁以及橫梁采用玻璃鋼板制作，主梁上表面蒙皮、欄桿以及梁底的檢修車軌道采用ABS塑料板制作，欄桿還須確保透風率相似。節(jié)段模型通過8根拉伸彈簧懸掛在風洞中以確保模型可以發(fā)生豎彎和扭轉(zhuǎn)振動，如圖2所示。

圖2 節(jié)段模型Fig.2 Section model in wind tunnel

諸多研究表明，主梁斷面的渦激振動幅值與結(jié)構(gòu)的阻尼比存在明顯的負相關(guān)關(guān)系[14]。我國發(fā)布的JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設(shè)計規(guī)范》[15]建議鋼混結(jié)合梁橋的阻尼比取為1%，但考慮到該大跨度斜拉橋的實際阻尼比可能低于該建議值的情況，為了確保節(jié)段模型風洞試驗結(jié)果的可靠性，本次試驗中豎彎阻尼比和扭轉(zhuǎn)阻尼比均取值在0.66%?；贘TG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設(shè)計規(guī)范》計算得到該斷面豎向和扭轉(zhuǎn)渦激振動容許幅值分別為159 mm和0.245°。節(jié)段模型試驗主要參數(shù)如表1所示。

表1 1∶50節(jié)段模型試驗動力參數(shù)Tab.1 Dynamic parameters of 1∶50 section model tests

1.2 原設(shè)計Π型斷面的渦振性能

風洞試驗分別在0°，±3°，±5°風攻角下的均勻流中進行，試驗中風速范圍為0.5 m/s～6.5 m/s，對應(yīng)實橋風速范圍2.3 m/s～30.2 m/s，風速間隔0.15 m/s，對應(yīng)實橋風速間隔約0.7 m/s。試驗結(jié)果如圖3所示(圖中風速和振幅數(shù)據(jù)均已換算成實橋)。

圖3 原設(shè)計Π型斷面主梁渦振響應(yīng)Fig.3 VIV displacement of the main girder with original Π-shaped section

具體現(xiàn)象描述如下：

(1) 在0°，±3°，±5°風攻角下，原設(shè)計Π型斷面均存在一個豎彎渦振區(qū)間(10 m/s～15 m/s風速)，其中-3°與-5°風攻角下的最大振幅超過規(guī)范允許值，其余3個風攻角下的最大振幅也均超過120 mm；

(2) 在0°，±3°，5°風攻角下，原設(shè)計Π型斷面均存在一個高風速下扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間(15 m/s～25 m/s風速)，且最大振幅均超過0.2°，-5°風攻角下的扭轉(zhuǎn)渦振振幅超過限值51.23%。

為了研究阻尼比對該橋渦振響應(yīng)的影響，增加了阻尼比分別為0.55%和1%下的節(jié)段模型風洞試驗。主梁最大渦振振幅隨阻尼比的變化曲線如圖4所示，渦振響應(yīng)均已換算至實橋值。試驗結(jié)果表明，主梁斷面的渦激振動幅值與結(jié)構(gòu)的阻尼比存在明顯的非線性關(guān)系，且在抗風設(shè)計規(guī)范建議的1%阻尼比下，主梁仍發(fā)生了顯著的渦激振動，必須要采取制振措施，保障橋梁運營期間的行車安全性。

圖4 不同阻尼比渦激振動幅值Fig.4 VIV displacement of the girder with different damping ratios

1.3 渦振制振措施研究

主梁的渦振性能對其氣動外形的變化十分敏感[16]。參考已有的研究成果[17-18]，本文設(shè)計并制作安裝了導流板、裙板、下穩(wěn)定板、整流罩以及整流罩+下中央穩(wěn)定板等氣動措施(如表2所示)，在0.66%阻尼比下測試了不同工況下主梁的渦振振幅。

表2 氣動措施示意圖Tab.2 Aerodynamic measures and structural details cm

通過前文對原設(shè)計Π型斷面的渦振試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在-5°風攻角下，該斷面的豎彎渦振響應(yīng)最為顯著，豎彎渦振振幅最大，且處于較為不利的常遇風速范圍內(nèi)(10 m/s～15 m/s風速)，因此，本研究選擇在-5°風攻角下對各氣動措施渦振制振效果進行考察。圖5與圖6對比了安裝不同氣動措施后主梁最大渦振振幅(圖中風速及振幅均已換算至實橋)。

圖5 最大豎彎渦振幅值對比Fig.5 Comparison of maximum vertical VIV amplitudes

圖6 最大扭轉(zhuǎn)渦振幅值對比Fig.6 Comparison of maximum torsional VIV amplitudes

由圖5與圖6可知，在措施A1～A6中，除了2道下穩(wěn)定版(措施A2)與“L”型裙板(措施A4)無效外，其余4種措施(下中央穩(wěn)定板、導流板、整流罩與整流罩+下中央穩(wěn)定板組合措施)均能將原設(shè)計Π型斷面扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低75%以上，能夠顯著地抑制甚至消除主梁的渦激振動。針對主梁的豎彎渦激振動，措施A1～A6均能起到一定的制振作用，其中措施A2～A5對于的豎向渦振振幅的降低率在30%以內(nèi)，下中央穩(wěn)定板(措施A1)能將主梁的豎向渦振振幅降低53.5%。6種措施中，將下中央穩(wěn)定板(A1)與整流罩(A5)組合而成的措施A6(以下簡稱整流罩組合措施)制振能力最優(yōu)，能將主梁的豎彎最大渦振振幅降低75.8%。

2 整流罩組合制振措施優(yōu)化研究

通過風洞試驗結(jié)果可知，整流罩與下中央穩(wěn)定板組合所形成的氣動措施可以同時有效地抑制主梁的豎彎以及扭轉(zhuǎn)渦振，但加裝該措施后，在常遇風速下(10 m/s～15 m/s)主梁仍然存在40 mm左右的豎向渦振振幅。為了進一步提升該措施的制振性能，在措施A6的基礎(chǔ)上，將豎直板高度由150 cm增加至225 cm形成措施A7，具體如圖7所示，并據(jù)此開展了1∶50節(jié)段模型渦振試驗。為了全面考察該組合氣動措施的有效性，試驗在0°，±3°與±5°風攻角下進行，試驗阻尼比為0.66%，試驗結(jié)果如圖8所示(圖中風速及振幅均已換算至實橋)。

圖7 措施A7示意圖(cm)Fig.7 Diagram of measure A7 (cm)

圖8 加裝措施A7斷面渦振振幅Fig.8 VIV displacement of the main girder with measure A7

由圖8可知，安裝措施A7后，在-5°風攻角下觀測到最大幅值僅為11 mm的豎彎渦振，其余風攻角下的豎彎渦振及5個風攻角下的扭轉(zhuǎn)渦振均被完全消除。

此外，以豎直板高度為225 cm的整流罩組合措施為基礎(chǔ)，在僅改變豎直板高度的情況下，研究了豎直板高度對制振效果的影響。主要試驗結(jié)果如表3所示。由表3可知，在0°風攻角下，3種豎直板高度對應(yīng)的整流罩組合措施均能有效消除主梁的渦激振動，豎直板高度對制振能力的影響主要體現(xiàn)在-5°風攻角下。在-5°風攻角下，當豎直板高度為150 cm時，主梁的最大渦振振幅大于豎直板高度分別為225 cm和250 cm時的幅值，當豎直板高度分別為225 cm和250 cm時，主梁的渦振振幅幾乎相等。因此當豎直板達到某一高度時，整流罩組合措施才能完全消除渦振。

表3 不同豎直板高度組合措施下主梁渦振振幅Tab.3 VIV displacement of the main girder with combined measures with different vertical plate height

3 大比例尺節(jié)段模型渦振試驗驗證

大尺度節(jié)段模型通常采用比例尺為1∶15～1∶30，相較于常規(guī)尺度模型，大尺度節(jié)段模型具有尺寸大，對于模型細部構(gòu)件的模擬較為準確，風速比小等優(yōu)點，且由于雷諾數(shù)效應(yīng)的存在，大尺度節(jié)段模型渦振試驗結(jié)果更接近實際橋梁渦振性能[19-23]。

為進一步驗證A7措施的制振效果，本文開展了1∶20 大尺度節(jié)段模型風洞試驗，對安裝措施A7后的主梁渦振性能進行了詳細的測試。試驗在XNJD-3風洞中進行，試驗斷面尺寸為寬22.5 m，高4.5 m，大尺度節(jié)段模型通過8根拉伸彈簧安裝在專用裝置上，如圖9所示。表4為主要試驗參數(shù)，風洞試驗分別在0°，±3°，±5°風攻角下的均勻流中進行，風速比為1/1.83。同時為了驗證A7措施的有效性，使可能潛在的渦激振動振幅更加明顯，在前文1∶50節(jié)段模型風洞試驗所采用的的阻尼比(0.66%)基礎(chǔ)上，本次1∶20節(jié)段模型風洞試驗阻尼比做進一步降低，試驗豎向阻尼比采用0.52%，扭轉(zhuǎn)阻尼比采用0.55%。

圖9 1∶20節(jié)段模型Fig.9 1∶20 section model in XNJD-3 wind tunnel

表4 1∶20節(jié)段模型試驗動力參數(shù)Tab.4 Dynamic parameters of 1∶20 section model tests

試驗結(jié)果如圖10所示，將1∶20節(jié)段模型風洞試驗得到的主梁豎彎渦激振動結(jié)果與通過1∶50節(jié)段模型風洞試驗得到的試驗結(jié)果相比，在1∶50節(jié)段模型試驗中觀測到的-5°風攻角下的主梁豎彎渦激振動現(xiàn)象消失，可以發(fā)現(xiàn)即使在更低的阻尼比條件下，主梁在0°，±3°，±5°風攻角下也均未發(fā)生渦激振動。綜上所述，兩種比例尺節(jié)段模型試驗均表明措施A7可以很好的抑制Π型主梁渦振。

圖10 加轉(zhuǎn)措施A7斷面主梁渦振振幅Fig.10 VIV displacement of the main girder with measure A7

4 數(shù)值模擬

4.1 參數(shù)設(shè)置

CFD作為一種方便高效的可以實現(xiàn)可視化的技術(shù)，被廣泛應(yīng)用在橋梁工程中。通過CFD技術(shù)模擬得到的主梁周圍的流場結(jié)構(gòu)可以幫助定性分析主梁的渦振激發(fā)機理和有效措施的制振機理。本文借助Fluent軟件，分別對原設(shè)計Π型斷面、加裝措施A6(豎直板高度150 cm整流罩+下中央穩(wěn)定板組合措施)與加裝措施A7(豎直板高度225 cm整流罩+下中央穩(wěn)定板組合措施)斷面在靜止狀態(tài)下的非定常繞流進行仿真模擬，計算斷面如圖11所示。本次數(shù)值模擬計算采用Menter[24]在1994年所提出的SSTk-ω湍流模型，流體從左邊界流向右邊界。

圖11 計算斷面簡圖Fig.11 Calculated cross-section diagram

計算模型縮尺比選為1∶50，計算在0°風攻角下進行，風速取6 m/s，收斂項殘差控制在10×10-5，其余計算參數(shù)如表5所示。

表5 數(shù)值模擬參數(shù)設(shè)置Tab.5 Parameters of the numerical simulation

計算域設(shè)置如圖12所示，計算域總尺寸為14B×28B(B為原設(shè)計Π型斷面模型寬度)。其中內(nèi)層采用非結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，底層網(wǎng)格厚度設(shè)為2×10-5m，外層采用結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)在90萬～100萬，各斷面的y+<7。

圖12 CFD計算域Fig.12 CFD computational domain

由于篇幅限制，本文的研究僅限于對渦振起振時(梁體未振動)的繞流特性以及非定常氣動力，不涉及梁體振動后產(chǎn)生的自激氣動力。

4.2 原設(shè)計Π型疊合梁繞流形態(tài)與渦振誘因

渦激振動是氣流繞經(jīng)結(jié)構(gòu)時周期性漩渦脫落的頻率與結(jié)構(gòu)某階固有頻率一致所引發(fā)的共振現(xiàn)象，漩渦結(jié)構(gòu)及其脫落模式對渦振的發(fā)生起決定性作用。

圖13為原設(shè)計Π型斷面在6 m/s計算風速下的氣動升力CL(t)的頻譜圖，頻譜圖中共存在5個卓越頻率，其值分別是：4.281 Hz，8.563 Hz，12.844 Hz，17.126 Hz 與21.407 Hz。通過前文風洞試驗得到原設(shè)計Π型主梁在0°風攻角下豎彎渦振起振風速V1為9.1 m/s、扭轉(zhuǎn)渦振起振風速V2為15.7 m/s，由此可計算得到V1點對應(yīng)的St(v1)=0.101 8，V2點對應(yīng)的St(v2)=0.149 0。通過數(shù)值模擬得到的原設(shè)計Π型主梁在0°風攻角下St2(St2=0.104 2)與St3(St3=0.156 3)分別與通過風洞試驗得到的St(v1)與St(v2)相比，誤差均在5%以內(nèi)，由此表明本文的模擬結(jié)果可較準確地再現(xiàn)測試斷面的漩渦脫落與發(fā)展情況。

圖13 原設(shè)計Π型斷面CL(t)頻譜圖Fig.13 CL(t) spectrum of original Π-shaped section

計算風速下原設(shè)計Π型斷面的瞬時渦量演化圖，如圖14所示。選擇St1=0.052 1對應(yīng)的脫落周期作為觀察周期，這樣能夠觀察到斷面周圍各個位置處旋渦的演化情況，一個完整周期內(nèi)原始斷面周圍繞流和旋渦演化過程為：

圖14 原設(shè)計Π型斷面瞬時渦量演化圖Fig.14 The instantaneous vorticity magnitude evolution diagram around the original Π-shaped section

當流體經(jīng)過主梁時，在上游梁端部發(fā)生流動分離，其中，由于人行道欄桿與防撞欄桿的影響，上側(cè)氣流在斷面上游處形成了一系列密集的小旋渦A1，但隨著旋渦的發(fā)展，最終也在尾流區(qū)域發(fā)展成為大型旋渦A2。下側(cè)氣流在上游處的工字梁下緣處附近發(fā)生分離，形成一個較大尺度的旋渦B1，其高度為1.84倍主梁高度，寬度為0.34倍主梁寬度。隨著旋渦的發(fā)展，旋渦B1逐漸向下游移動并發(fā)生脫落，最終在尾流區(qū)域削弱成為尺度稍小的旋渦B2，與梁體上方形成的旋渦A2一起在尾流區(qū)交替脫落，并對梁體產(chǎn)生周期性的壓力差。

圖15為通過數(shù)值模擬得到的原設(shè)計Π型斷面的靜力三分力系數(shù)時程，由于升力和力矩系數(shù)對斷面渦振性能影響較大，因此僅對這兩種系數(shù)進行分析。升力系數(shù)變化范圍在0.151 9～0.655 1，幅值為0.251 6，力矩系數(shù)變化范圍在-0.002 0～-0.127 3，幅值達到0.064 6。從圖15中可以看出，由于上下表面壓力差的變化而產(chǎn)生的周期性變化的較大渦激力和力矩是誘發(fā)梁體發(fā)生渦激振動的直接原因。

圖15 數(shù)值模擬靜力三分力時程圖Fig.15 Time history diagram of the static coefficients in numerical simulation

4.3 改進后主梁斷面的繞流特性以及制振機理

采用分析原設(shè)計斷面時相同的數(shù)值模擬方法，對措施A6與措施A7這兩種均采用整流罩與下中央穩(wěn)定板相組合的氣動控制措施進行繞流模擬，進而對制振機理進行分析。

加裝措施A6后斷面的瞬時渦量演化圖，如圖16所示，較原設(shè)計Π型斷面，氣體繞流特性和旋渦演化路徑已顯著改變。在原設(shè)計Π型斷面中所發(fā)現(xiàn)的旋渦B1顯著減小，且由于下中央穩(wěn)定板的存在，旋渦B1被困在梁底不再向后移動，從而導致尾流處下方旋渦脫落的尺寸顯著減小。加裝整流罩后，斷面上游側(cè)整流罩與工字梁之間形成了不移動的旋渦A0，并在一定程度上減小了梁體上方旋渦A1的尺寸，從而導致斷面上表面后緣處脫落的旋渦尺寸減小。

圖16 安裝措施A6主梁斷面瞬時渦量演化圖Fig.16 The instantaneous vorticity magnitude evolution diagram around the section with measure A6

如圖15所示，安裝措施A6后，主梁斷面升力系數(shù)和力矩系數(shù)波動幅值分別降低至0.043 7和0.006 7，較原設(shè)計Π型斷面，降幅分別達到82.6%和89.6%。由此表明，由于周期性渦激力顯著降低，渦振振幅也隨之減小。

加裝措施A7后斷面非定常繞流瞬時渦量演化圖如圖17所示，可以發(fā)現(xiàn)該斷面氣體繞流特性和旋渦演化規(guī)律與原設(shè)計Π型斷面及加裝措施A6斷面的區(qū)別在于，上游上表面處的旋渦A1進一步減小，同時上游側(cè)整流罩與工字梁之間形成的旋渦A0尺寸增大。通過對比加裝措施A6與A7后該處的壓力云圖(如圖16、圖17所示)可以發(fā)現(xiàn)，上游側(cè)整流罩與工字梁之間旋渦A0尺寸的增大會伴隨著梁體表面上下壓力差的降低。通過數(shù)值模擬得到加裝措施A7斷面的三分力時程，如圖15所示，較原設(shè)計Π型斷面，升力系數(shù)變化幅值降低至0.020 9，降幅91.7%，力矩系數(shù)幅值降低至0.003 2，降幅95%，兩者的降幅均達到90%以上，且均大于A6措施帶來的降幅。此結(jié)果也印證了措施A7的制振效果優(yōu)于措施A6。

圖17 安裝措施A7主梁斷面瞬時渦量演化圖Fig.17 The instantaneous vorticity magnitude evolution diagram around the section with measure A7

5 結(jié) 論

基于本文涉及的節(jié)段模型風洞試驗和數(shù)值模擬結(jié)果，得出主要結(jié)論如下：

(1) 在阻尼比1%條件下，原設(shè)計Π型鋼-混疊合梁斷面存在顯著渦激振動，且超過抗風規(guī)范限值。

(2) 整流罩組合措施(措施A6)可顯著降低Π型主梁斷面的渦振振幅，當豎直板增加至一定高度后(措施A7)，可在不同風攻角及0.5%的低阻尼條件下完全消除Π型主梁斷面的渦激振動。

(3) 計算流體動力學的模擬結(jié)果表明，上下表面大型漩渦脫落對Π型主梁的渦振起主要誘發(fā)作用，整流罩+下中央穩(wěn)定板的組合氣動措施能有效改善主梁表面的漩渦脫落形態(tài)并有效降低漩渦尺寸，進而起到制振的作用。