摘要：為研究寬高比為10∶1的邊主梁疊合梁氣動特性，采用CFD數(shù)值計算的方法分別對不同梁寬（44 m、31 m與22 m）的10∶1寬高比邊主梁疊合梁斷面繞流狀態(tài)及三分力特性進行研究，斷面流場模擬結果表明，不同寬度的邊主梁疊合梁斷面旋渦脫落方式幾乎一致，但在脫落頻率上存在一定差異，其中寬度較小的斷面存在一個頻率較高的旋渦脫落頻率，同時下中央穩(wěn)定板能夠顯著改善各寬度斷面的繞流特性，且對寬度較大的斷面改善作用較好。斷面三分力系數(shù)模擬結果表明，寬度較小的斷面受到的氣動扭轉力矩作用較大，寬度較大的斷面受到的氣動升力較大。

關鍵詞：邊主梁疊合梁; 氣動特性; CFD數(shù)值模擬; 三分力系數(shù)

中圖分類號：U441+.3文獻標志碼：A

0引言

疊合梁20世紀70年代被首次使用后，因其良好的受力性能及工程經濟適用性，而得到了廣泛使用［1-2］。近年來在我國的大跨度斜拉橋設計中，采用雙邊主梁形式的疊合梁得到了大量的應用，該類型主梁設計采用梁體兩側的鋼邊主梁提供主要剛度支撐，并充分利用梁頂?shù)幕炷量箟盒裕诒ＷC了受力性能的同時，也充分考慮了工程造價經濟性［3-4］。

但邊主梁疊合梁的斷面類型屬于鈍體式斷面，且由于梁體下側屬于開口型斷面，大量研究表明［5-7］，該類邊主梁疊合梁存在氣動性能較差的現(xiàn)象，董佳慧等［8］通過對某梁寬為25.5 m的邊主梁疊合梁渦振性能進行研究表明，該主梁在0.2%～1.0%試驗阻尼比下均存在超過規(guī)范限值的渦激振動，在其下側設置下中央穩(wěn)定板能夠將渦振振幅降低30%。張?zhí)煲淼龋?］對某寬度為40 m，寬高比為10∶1的寬幅邊主梁疊合梁的節(jié)段模型風洞試驗結果表示，該斷面同樣存在渦振性能較差的現(xiàn)象，即使在1.0%試驗阻尼比下也存在顯著的渦激振動。賀耀北等［10］對某寬度為31 m，寬高比為10∶1的雙邊鋼主梁－UHPC組合梁的渦振性能研究表明，當豎向試驗阻尼比提升到1.7%時，該主梁的豎向渦振振幅滿足規(guī)范要求（121 mm），但扭轉試驗阻尼比0.5%時，主梁的扭轉渦振振幅也顯著低于規(guī)范要求（0.271°）。

綜上所述，邊主梁疊合梁存在氣動特性較差的現(xiàn)象，且對于同一寬高比的主梁斷面，主梁寬度的變化也會顯著影響其渦振特性，因此，本文以張?zhí)煲?、賀耀北等［9-10］所研究的實際橋梁主梁為參考，通過CFD數(shù)值計算對主梁寬度分別為40 m、31 m與22 m的寬高比均為10∶1的邊主梁疊合梁斷面繞流及三分力系數(shù)時程變化進行模擬，從而對10∶1寬高比的邊主梁疊合梁斷面氣動特性進行研究。

1研究斷面及計算參數(shù)設置

1.1研究斷面

為了研究不同梁寬的邊主梁疊合梁氣動特性，以張?zhí)煲?、賀耀北等［9-10］所研究的實際橋梁主梁為參考，對寬高比為10∶1，且主梁寬度分別為40 m、31 m與22 m的邊主梁疊合梁斷面氣動特性進行研究，以往大量研究成果［11-14］均表明，該類主梁斷面的渦振性能主要由梁體下方的旋渦脫落決定，為了使研究成果具有普遍意義，本文的研究斷面均不設置橋面欄桿等橋梁附屬結構，具體研究斷面如圖1所示。

1.2CFD參數(shù)設置

本文采用CFD數(shù)值計算的方式，對各研究斷面的流場及三分力系數(shù)變化進行模擬，數(shù)值模擬采用Fluent軟件進行。

為了減小計算量，針對W40DM、W31DM以及W22DM斷面采用1∶50比例尺的計算模型進行數(shù)值計算，計算面域及參數(shù)設置如圖2所示，其中B為各研究斷面采用1∶50比例尺縮尺后斷面寬度，由于各斷面高度的不同，數(shù)值模擬中針對W40DM、W31DM、W22DM斷面的湍流長度分別設置為0.080 m、0.062 m以及0.044 m。

2斷面繞流及三分力系數(shù)分析

2.1斷面繞流狀態(tài)

斷面的氣動特性，尤其是渦振特性與斷面表面的旋渦脫落方式有著明顯的聯(lián)系，因此針對各寬度邊主梁疊合梁斷面的旋渦脫落研究有著極大必要性。本文通過CFD數(shù)值模擬分別得到的W40DM、W31DM與W22DM斷面渦量圖分別如圖3～圖5所示（其中T代表一個周期），針對各個計算斷面，均給出了一個周期內的渦量圖。

其中各個斷面的旋渦脫落方式基本一致，即：在迎風側邊主梁前緣及內側分別生成大型旋渦G2與G1，并向下游移動并發(fā)生脫落，該兩個旋渦也是整個斷面的最主要脫落旋渦，而背風側邊主梁的后緣也會生成一個尺寸略小的旋渦G3并發(fā)生脫落。上述3個旋渦G1～G3均生成在斷面的下側，而在斷面的上側僅在尾流側有一脫落旋渦F1生成，且該旋渦尺寸較小。

可以發(fā)現(xiàn)雖然主梁的寬度有區(qū)別，但針對寬高比均為10∶1的三種斷面，其旋渦脫落方式基本一致，主要以斷面下側的旋渦脫落為主，因此針對該類型斷面的氣動性能改善，應針對其斷面下側開口部分的流場改善來進行。

2.2斷面三分力系數(shù)

斷面的渦量圖表明不同寬度的各研究斷面在旋渦脫落方式上幾乎一致，但需要對其旋渦脫落的頻率及由此造成的氣動力進行研究，通過提取各研究斷面的阻力、升力與力矩系數(shù)時程如圖6～圖8所示。

針對斷面氣動特性影響較大的升力系數(shù)與力矩系數(shù)模擬結果表明，W40DM斷面的升力系數(shù)變化幅值最大，為0.464 5，W31DM斷面略有降低，但當主梁寬度變?yōu)?2 m寬度時，升力系數(shù)變化幅值發(fā)生顯著降低，W22DM斷面較W40DM斷面降低93.0%。而針對于力矩系數(shù)，W22DM斷面的變化幅值最大，為0.805 8，W31DM與W40DM斷面的值均較小，僅為W22DM斷面變化幅值的10.5%左右。可以發(fā)現(xiàn)W22DM斷面受到的氣動扭轉力矩作用較大，而W31DM與W40DM斷面受到的氣動升力較大。

通過對各斷面升力及力矩系數(shù)進行FFT傅里葉變化得到的頻譜圖如圖9與圖10所示，得到了各斷面在來流下所受到的氣動力卓越頻率。

由于橋梁渦激振動的發(fā)生主要與流動分離和旋渦脫落有關，當結構受到氣動力的作用頻率與結構物某一階固有頻率接近時，就會引起渦激振動現(xiàn)象，針對同一斷面，其St數(shù)是固定的，如式（1）所示。

St=DTs=nsD（1）

式中：［Ts］為旋渦脫落周期；［ns］為旋渦脫落頻率；［D］為物體垂直于來流平面的投影特征尺寸；［］為來流的平均速度。

通過計算得到各斷面的St數(shù)如表1所示，可以發(fā)現(xiàn)，較W40DM斷面，W22DM與W31DM斷面多存在一個St數(shù)，且數(shù)值較大，由于對于實際的橋梁斷面，其固有頻率是一定的，而斷面St數(shù)一定且較大的情況下，其對應的起振風速則較低，故針對實際橋梁時，采用寬度較小的邊主梁疊合梁斷面，應在設計時對其低風速下的渦激振動響應進行關注。

3下中央穩(wěn)定板改善效果對比

參考以往的大量研究成果［10-12、15］均表明，在邊主梁疊合梁下側設置下中央穩(wěn)定板，能夠有效地改善斷面的繞流狀態(tài)，提高斷面的渦振性能，故本文針對W40DM、W31DM與W22DM斷面均設置與梁體高度一致的下中央穩(wěn)定板，設置穩(wěn)定板后的斷面分別命名為X40DM、X31DM與X22DM斷面，具體如圖11所示。

設置下中央穩(wěn)定板后的各研究斷面典型時刻渦量如圖12所示，可以發(fā)現(xiàn)下中央穩(wěn)定板對不同寬度邊主梁疊合梁斷面的繞流狀態(tài)均有顯著的改善作用，設置下中央穩(wěn)定板后，迎風側邊主梁內側的旋渦G1以及背風側邊主梁后緣處生成的旋渦G3均被消除，迎風側邊主梁前緣處生成的旋渦G2尺寸被顯著降低。但針對該處旋渦G3的尺寸降低作用，各寬度斷面的表現(xiàn)存在一定的差異，其中主梁寬度最大的X40DM斷面中旋渦G2尺寸最小，而主梁寬度最小的X22DM斷面中旋渦G2尺寸最大，同時因為下中央穩(wěn)定板的存在而形成的旋渦G0在尺寸上也存在與旋渦G2相同的差異，即X22DM斷面中的旋渦G0最大，X40DM斷面中的最小。

綜上可以發(fā)現(xiàn)，下中央穩(wěn)定針對梁寬較大的邊主梁疊合梁旋渦脫落狀態(tài)改善作用較好，對梁寬較小的斷面改善作用較差。

4結論

本文利用CFD數(shù)值計算對常用梁寬（40 m、31 m與22 m）的10∶1寬高比邊主梁疊合梁的斷面繞流及三分力系數(shù)變化特性進行了模擬，得出幾點主要結論。

（1）針對不同主梁寬度的10∶1寬高比邊主梁疊合梁，其旋渦脫落方式幾乎一致，但在脫落頻率上存在一定差異，較40 m梁寬斷面，梁寬較小的斷面存在一個頻率較高的旋渦脫落頻率，較易引起實橋在低風速下的渦激振動，設計時應重點關注。

（2）主梁寬度較小的邊主梁疊合梁斷面受到的氣動扭轉力矩作用較大，而主梁寬度較大的斷面受到的氣動升力較大。

（3）下中央穩(wěn)定板能夠顯著改善寬高比為10∶1的寬高比邊主梁疊合梁斷面繞流特性，其中對梁寬較大的斷面改善作用較好。

參考文獻

［1］高翔，周尚猛，陳開利.混合梁斜拉橋鋼混結合段試驗研究技術新進展［J］.鋼結構，2015，30（6）：1-4.

［2］李鵬飛，馮楚祥，諸成烽，等.預應力陶?；炷怜B合梁疲勞性能試驗研究［J］.工業(yè)建筑，2022，52（8）：103-110.

［3］衛(wèi)星，強士中.大跨鋼-混凝土結合梁斜拉橋傳力機理［J］.西南交通大學學報，2013，48（3）：402-408.

［4］李繼蘭，李國芬，陳耀章.連續(xù)鋼-混疊合梁橋負彎矩區(qū)預壓應力效應［J］.公路交通科技，2012，29（6）：53-59.

［5］錢國偉，曹豐產，葛耀君.Ⅱ型疊合梁斜拉橋渦振性能及氣動控制措施研究［J］.振動與沖擊，2015，34（2）：176-181.

［6］張志田，卿前志，肖瑋，等.開口截面斜拉橋渦激共振風洞試驗及減振措施研究［J］.湖南大學學報（自然科學版），2011，38（7）：1-5.

［7］戰(zhàn)慶亮，周志勇，葛耀君.開口疊合梁斷面氣動性能的試驗研究［J］.橋梁建設，2017，47（1）：17-22.

［8］董佳慧，黃林，王騎，等.Π型鋼-混疊合梁斜拉橋渦振性能及整流罩制振措施研究［J］.振動與沖擊，2022，41（16）：50-57+92.

［9］張?zhí)煲?，孫延國，李明水，等.寬幅雙箱疊合梁渦振性能及抑振措施試驗研究［J］.中國公路學報，2019，32（10）：107-114+168.

［10］賀耀北，周洋，華旭剛.雙邊鋼主梁-UHPC組合梁渦振抑制氣動措施風洞試驗研究［J］.振動與沖擊，2020，39（20）：142-148.

［11］楊光輝，屈東洋，牛晉濤，等.π型截面渦激振動風洞試驗及氣動抑制措施研究［J］.石家莊鐵道大學學報（自然科學版），2015，28（1）：34-39.

［12］李歡，何旭輝，王漢封，等.π型斷面超高斜拉橋渦振減振措施風洞試驗研究［J］.振動與沖擊，2018，37（7）：62-68.

［13］李春光，黃靜文，張記，等.邊主梁疊合梁渦振性能氣動優(yōu)化措施風洞試驗研究［J］.振動與沖擊，2018，37（17）：86-92.

［14］顏宇光，楊詠昕，周銳.開口斷面主梁斜拉橋的渦激共振控制試驗研究［J］.中國科技論文，2015，10（7）：760-764+787.

［15］王嘉興，牛華偉，靳俊中，等.鋼-砼疊合邊主梁斜拉橋穩(wěn)定板氣動措施研究［J］.振動與沖擊，2017，36（8）：48-54.

［作者簡介］左云（1979—），男，碩士，高級工程師，研究方向為道路、橋梁勘察設計。