外置縱向排水管對扁平鋼箱梁渦振性能的影響及氣動控制措施研究

黃 林, 董佳慧, 王 騎, 喬雷濤, 廖海黎, 王 濤

(1.西南交通大學 橋梁工程系，成都 610031； 2.西南交通大學 風工程四川省重點實驗室，成都 610031；3.中鐵第一勘察設計院集團有限公司，西安 710043)

隨著近年來我國大跨度橋梁建設的發展，扁平鋼箱梁因其質量輕、截面剛度大、穩定性好的特點，被廣泛應用于大跨度懸索橋與斜拉橋設計中[1]。扁平箱梁是一種近流線型斷面，相比桁架梁與開口箱梁這類鈍體斷面，其渦振性能受橋面附屬結構(如橋面欄桿、檢修車軌道)的影響較大，極易被誘發渦激振動[2-5]。盡管渦激振動不會像顫振一樣帶來災難性的發散振動，但其發生在常遇低風速范圍且出現頻率較高，除了影響正常交通外，還可能導致構件的疲勞損傷。2020年，我國已建成的廣東虎門大橋(扁平鋼箱梁斷面)也發生了顯著的渦激振動現象，此次渦振的發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。因此有必要開展扁平鋼箱梁的渦振性能及制振措施研究。

針對如何改善扁平鋼箱梁渦振性能，國內外學者已開展了一系列相關研究。Larsen等[6-7]研究了橋面外形的改變對扁平箱梁渦振性能的影響，發現橋面欄桿會顯著降低箱梁的渦振性能，而導流板則能有效抑制箱梁的渦激振動。Nagao等[8]通過風洞試驗研究了護欄的位置與尺寸對扁平箱梁的豎彎渦振響應的影響規律。李浩弘等[9]通過風洞試驗與CFD仿真技術研究了橋面附屬構件對某寬高比為12的寬體扁平箱梁渦激振動性能的影響，發現提高人行護欄透風率或內移檢修車軌道均可有效降低斷面渦振振幅，且提高人行護欄透風率還可縮短+3°和+5°風攻角下的主梁渦振風速鎖定區間。朱思宇等[10]通過風洞試驗研究了大攻角來流作用下檢修車軌道位置和檢修車軌道導流板位置、橋面防撞護欄類型、人行道防撞護欄類型以及阻尼比對扁平鋼箱梁渦激振動性能的影響。Wang等[11]發現15°斜腹板傾角可以顯著提高流線型箱梁的顫振和渦振性能。孫延國等[12]通過節段模型風洞試驗發現，在檢修軌道內側布置導流板能將扁平箱梁底部的氣流引離尾部，從而抑制梁體的渦激振動。Li等[13-14]采用1∶50節段模型風洞試驗研究了風嘴、檢修車軌道、導流板、抑振板和檢修道欄桿對扁平箱梁渦振性能的影響，并通過1∶27節段模型試驗驗證了高透風率檢修道欄桿的制振效果。Zhan等[15]通過節段模型風洞試驗發現采用適當波長與高度的外側欄桿可顯著提高某整體式箱梁的渦振性能。胡傳新等[16-17]通過結合大尺度節段模型測振、測壓風洞試驗以及CFD數值模擬分析，發現欄桿處的抑流板可有效消除某扁平鋼箱梁的渦激振動，并對該氣動措施的制振機理進行了闡釋。

如今節約和保護水資源已成為我國一重大國策，環保對橋梁設計提出了更高的要求。2016年9月，國務院印發了《長江經濟帶發展規劃綱要》，指出要注重保護和修復長江生態環境，對于跨越敏感水域(如長江、自然保護區、飲用水源保護區)的橋梁，橋面環保排水是橋梁設計與建設時必須考慮的一項重大問題[18]。

將橋面污水通過豎向泄水管匯入縱向排水管收集后排至沉淀池內進行集中處理是目前最有效的環保橋面排水方案[19]，但已有的針對扁平箱梁渦激振動研究的文獻幾乎沒有考慮過外置縱向排水管對主梁渦振性能的影響。對于扁平鋼箱梁，氣動外形的改變對其渦振性能的影響顯著，因此，需要就外置縱向排水管對扁平鋼箱梁渦振性能的影響進行研究。

本文以某主跨為760 m的扁平鋼箱梁跨長江大橋為工程背景，采用1∶50節段模型風洞試驗，研究了外置縱向排水管對扁平鋼箱梁渦振性能的影響及其特點。在對比設置導流板、水平穩定板以及改變欄桿透風率制振效果的基礎上，提出了一種將水平穩定板、導流板與間隔封閉欄桿結合形成的組合氣動制振措施，并借助計算流體動力學方法(CFD)對比了不同斷面的繞流特性，對主梁渦振的發生機理與該組合措施的制振機理進行了探究。

1 原設計扁平箱梁渦振性能研究

1.1 試驗參數

本文依托的背景工程為210+760+240=1 210 m跨徑布置的扁平鋼箱梁懸索橋，主梁采用扁平鋼箱梁，梁高3 m，全寬30 m，寬高比為10，采用半漂浮體系，鉛垂雙索面布置，主梁斷面細節如圖1所示。

圖1 主梁斷面示意圖(cm)Fig.1 Cross section of the main girder(cm)

節段模型風洞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，試驗模型縮尺比選用1∶50，模型長度、寬度和高度分別為2.095 m、0.6 m和0.06 m，阻塞度小于5%。主梁上表面進行蒙皮，欄桿與檢修車軌道采用ABS塑料板制作，其中欄桿確保了透風率相似。節段模型通過8根拉伸彈簧懸掛在風洞中以確保模型可以發生豎彎和扭轉振動，如圖2所示。

我國發布的JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設計規范》[20]建議鋼箱梁橋的阻尼比取值為0.3%，故本次試驗中豎彎阻尼比取為0.29%、扭轉阻尼比取為0.22%。并根據規范計算得到該斷面豎向渦激振動容許幅值為203 mm、扭轉渦激振動容許幅值為0.281°。節段模型試驗主要參數如表1所示。

表1 節段模型試驗參數Tab.1 Section model test parameters

1.2 原設計扁平箱梁斷面渦振性能

風洞試驗分別在0°、±3°風攻角下的均勻流中進行，試驗中風速范圍為0.5～7.5 m/s，對應實橋風速范圍1.7～25 m/s，風速間隔0.15 m/s，對應實橋風速間隔約0.5 m/s。試驗結果如圖3所示，圖中數據均已換算成實橋。

可以發現，在0°、±3°風攻角下，原設計扁平箱梁斷面未發生豎彎渦激振動，但存在一個扭轉渦振區間(13～18 m/s風速)，且最大振幅均超過0.2°，0°風攻角下梁體的扭轉渦振振幅最大達到渦振限值的2.84倍。

為了對該扁平箱梁及加裝外置縱向排水管后斷面的渦振性能進行研究，將原設計扁平箱梁斷面命名為YSDM，裝有外置縱向排水管的斷面命名為DPDM，并通過設置導流板、水平穩定板以及間隔封閉欄桿等一系列氣動措施用以改善主梁的渦振性能，具體試驗斷面分類如表2所示(表中數據均為實橋數據)。

表2 試驗斷面說明Tab.2 Description of test section

1.3 原設計斷面渦振制振措施研究

扁平箱梁的渦振性能對其氣動外形的變化十分敏感，參考已有的研究成果[21-22]，本文采用節段模型風洞試驗研究了導流板以及外側防撞欄桿透風率對扁平箱梁渦振性能的影響，具體措施細節如表3所示。

表3 氣動措施示意圖Tab.3 Aerodynamic measures and structural details mm

通過試驗發現，設置氣動措施后，主梁在+3°風攻角下渦振振幅最大，各工況在+3°風攻角下對應的最大渦振振幅如表4所示，表中數據均已換算至實橋。

表4 各斷面最大渦振幅值Tab.4 The maximum VIV displacement of the main girder with different measures

由表4可知，單獨使用檢修車軌道內側導流板(措施S1)會增大主梁扭轉渦振振幅(最大達到渦振限值的3.81倍)。但在設置內側導流板的同時，將外側防撞欄桿按照隔二封一的方式進行間隔封閉則可以將主梁扭轉渦振振幅降低至規范限值以下。

2 外置縱向排水管對扁平鋼箱梁渦振性能影響研究

2.1 裝有排水管的扁平箱梁斷面渦振性能

由于該橋為跨長江大橋，為避免在運營期道路雨水直接流入長江以及危險品運輸泄漏事故對長江水質造成影響[23]，需要在主梁斜腹板處設置外置縱向排水管(具體如圖4所示)。為了研究排水管對扁平箱梁渦振性能的影響，在0°、±3°攻角，豎向阻尼比0.29%，扭轉阻尼比0.22%下，測試了裝有外置縱向排水管的扁平箱梁斷面(DPDM斷面)的渦激振動，試驗結果如圖5所示，圖中數據均已換算至實橋。

圖4 DPDM斷面示意圖(mm)Fig.4 Diagram of the DPDM section (mm)

由圖5可知，加裝排水管后，扁平箱梁斷面的豎彎渦振性能發生顯著變化，與原設計斷面相比，+3°風攻角下，排水管斷面出現了一個豎彎渦振區間(7～10 m/s)，最大振幅282 mm，超過渦振限值38.9%。斷面的扭轉渦振性能也發生了顯著改變，最不利風攻角由0°變為了+3°，且最大渦振振幅也由0.96°增大至1.69°，增幅達76%。

研究表明設置外置縱向排水管會顯著降低扁平箱梁的渦振性能，為了抑制梁體的渦激振動，在排水管斷面加裝前文中發現的原有效措施S2。通過節段模型風洞試驗發現，設置措施S2后，排水管斷面與原設計斷面表現相似，梁體均在+3°風攻角下渦振振幅最大，+3°風攻角下梁體最大渦振振幅如表5所示。

表5 加裝措施S2后主梁最大渦振幅值Tab.5 The maximum VIV displacement of the main girder with measure S2

可以發現，在+3°風攻角下措施S2可以完全消除DPDM-S2斷面的豎彎渦激振動，但針對扭轉渦激振動，措施S2僅能將斷面最大扭轉渦振振幅降低30.8%，加裝措施S2后斷面的最大扭轉渦振振幅仍遠高于渦振限值(最大達到渦振限值的4.16倍)。設置外置縱向排水管后，措施S2對該主梁渦振振幅的抑制能力顯著降低。

2.2 流場分析

大跨度橋梁渦激振動制振措施的主要研究方法是通過風洞試驗，但由于相同制振措施對不同斷面主梁的制振效果可能存在較大差別，故制振措施的試驗研究往往存在一定的嘗試性和盲目性。計算機技術的發展為風工程研究提供了一種新的途徑，即“數值風洞”[24]。借助CFD方法對主梁斷面周圍的速度場和壓力場進行分析，能將氣流分離、旋渦的脫落及再附現象的可視化，從而為制振措施的研究與設計提供方向。

為了對扁平鋼箱梁的渦激振動有更直觀的認識，并研究外置縱向排水管對扁平箱梁斷面表面氣體繞流的影響，本文借助Fluent軟件，分別對YSDM-S2斷面和DPDM-S2斷面在靜止狀態下的非定常繞流進行仿真模擬，為裝有排水管斷面的渦振制振措施研究提供理論依據。

2.2.1 數值模擬計算工況及參數

數值模擬計算斷面如圖6所示。計算模型縮尺比選為1∶50，計算在+3°風攻角下進行，風速取2.5 m/s，收斂項殘差控制在10×10-5，其余計算參數如表6所示。

表6 數值模擬參數設置Tab.6 Parameters of the numerical simulation

計算域設置如圖7所示，計算域總尺寸為15B×28B(B為YSDM-S2斷面模型寬度)。其中內層采用非結構化四邊形網格，底層網格厚度設為7×10-5m，外層采用結構化四邊形網格，網格總數在40萬～50萬，各斷面的y+值均小于7。

圖7 CFD計算域Fig.7 CFD computing 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生的自激氣動力。

2.2.2 主梁繞流形態

渦激振動是氣流繞經結構時周期性旋渦脫落的頻率與結構某階固有頻率一致所引發的共振現象，旋渦結構及其脫落模式對渦振的發生起決定性作用。

圖8為YSDM-S2斷面在2.5 m/s計算風速下靜態繞流的氣動力矩CM(t)的頻譜圖，圖中橫坐標值為將氣動力矩CM(t)隨時間變化的時域數據進行傅里葉變換后得到的氣動力矩CM(t)中所含有的頻率成分，可以發現頻譜圖中共存在4個卓越頻率，其值分別是：0.344 Hz、2.064 Hz、3.956 Hz與4.816 Hz。通過前文風洞試驗得到YSDM-S2斷面在+3°風攻角下扭轉渦振起振風速V1為13.8 m/s，由此可計算得到V1點對應的St(v1)=0.099 3。通過數值模擬得到的YSDM-S2斷面在+3°風攻角下St3(St3=0.094 9)與通過風洞試驗得到的St(v1)相比，誤差僅為4.43%，由此表明本文的模擬結果可較準確地再現計算斷面的旋渦脫落與發展情況。

圖8 YSDM-S2斷面CM(t)頻譜圖Fig.8 CM(t) spectrum of YSDM-S2 section

本文通過提取各斷面在不同時刻渦量變化的計算結果，分析斷面旋渦脫落規律，從而確定引起梁體渦振的主要原因，為后續的制振措施研究提供設計方向。

選擇St3=0.094 9對應的脫落周期作為觀察周期，這樣能夠觀察到引起斷面振動的主要漩渦的演化情況，計算風速下YSDM-S2斷面與DPDM-S2斷面瞬時渦量演化圖如圖9所示。可以發現，YSDM-S2斷面在A1與B1處并沒有發生明顯旋渦脫落現象，設置外置縱向排水管后，斷面迎風側斜腹板A1處生成一系列密集脫落的小尺寸旋渦，背風側斜腹板B1處形成了一個大型的旋渦X1并發生旋渦脫落，且與梁體上方形成的旋渦一起在尾流區交替脫落形成典型的卡門渦街，同時對比新生成的漩渦脫落尺寸可以發現，尾部新形成的漩渦X1尺寸遠大于迎風側斜腹板A1處生成的一系列漩渦，同時相關文獻均表明背風側斜腹板處的尾流漩渦是引起該類扁平鋼箱梁渦激振動的主要原因，因此能夠增大背風側斜腹板處的尾流渦脫，是外置排水管會顯著降低該扁平箱梁渦振性能的主要原因。但設置外置排水管后斷面A1與B1處產生的旋渦均沒有影響到主梁底部C1處的旋渦尺寸與分布形態。

(a) YSDM-S2斷面

(b) DPDM-S2斷面圖9 計算斷面瞬時渦量演化圖Fig.9 Transient vorticity evolution diagram around the calculated section

綜上所述，外置排水管是引起主梁斜腹板旋渦形成及脫落的主要構件，但并不會影響主梁底部的繞流狀態，因此后續的渦振制振措施設計與研究應針對如何改善主梁斜腹板處的氣體繞流狀態進行。

3 制振措施研究與制振機理初探

3.1 制振措施研究

通過風洞試驗以及數值模擬結果可知，設置外置縱向排水管會顯著改變扁平箱梁斷面下表面斜腹板處旋渦脫落形態，從而降低主梁渦振性能，并使原有效制振措施(措施S2)制振能力顯著降低至達不到規范要求。據此，開展了以措施S2為基礎的組合氣動措施研究，通過將措施S2(檢修車軌道內側導流板+外側防撞欄桿封二封一)、導流板(設置于外置縱向排水管處)以及水平穩定板相組合，提出了4種組合氣動措施(具體如表7所示)，并據此開展了1∶50節段模型渦振試驗。

表7 氣動措施示意圖Tab.7 Aerodynamic measures and structural details mm

通過前文對排水管扁平箱梁斷面的渦振試驗結果可以發現，在+3°風攻角下，該斷面的渦振響應最為顯著。因此本研究針對+3°最不利風攻角工況(豎向阻尼比0.29%、扭轉阻尼比0.22%)開展主梁渦振性能優化試驗研究。各工況對應渦振振幅如圖10與圖11所示，圖中數據均已換算至實橋。

圖10 各工況豎彎渦振響應Fig.10 Vertical VIV displacement of each working condition

圖11 各工況扭轉渦振響應Fig.11 Torsional VIV displacement of each working condition

由圖10與圖11可知，措施S3～S6均能將排水管斷面豎向渦振振幅降低94.8%以上，能夠顯著地抑制甚至消除主梁的豎彎渦激振動。針對主梁的扭轉渦激振動，措施S3～S5均能起到一定的制振作用，但對應的扭轉渦振振幅的降低率在40%以內，在措施S4的基礎上增設水平穩定板形成的組合氣動措施S6制振能力最優，能將主梁的扭轉最大渦振振幅降低95.6%，該組合氣動措施能夠有效地同時抑制主梁的豎彎與扭轉渦激振動。

為了進一步驗證措施S6的制振性能，在0°、±3風攻角下，對DPDM-S6斷面進行節段模型風洞試驗，梁體渦振響應如圖12所示。可以發現，加裝措施S6后，梁體未發生豎彎渦激振動，僅在+3°與-3°風攻角下發生輕微扭轉渦激振動，最大振動幅值分別為0.074°與0.078°，均遠小于渦振振幅限值。試驗結果表明該組合氣動措施能夠有效抑制裝有外置縱向排水管的扁平箱梁斷面的渦激振動。

3.2 制振機理初探

采用與第2章同樣的數值分析方法，對DPDM-S6斷面進行繞流模擬和制振機理分析，計算斷面如圖13所示。

圖13 DPDM-S6計算斷面簡圖Fig.13 Calculated section of DPDM-S6 section

計算風速下DPDM-S6斷面的瞬時渦量演化圖如圖14所示，與DPDM-S2斷面相比，該斷面在迎風側斜腹板A1處并沒有產生一系列密集脫落的小旋渦，而是在排水管內側導流板處形成一個尺寸較大的旋渦，但該旋渦并沒有發生脫落。但斷面繞流狀態的主要改變在于，背風側斜腹板處的導流板與水平穩定板極大減弱了斷面下游斜腹板處的旋渦脫落現象，從而顯著降低了尾流區卡門渦脫的能量，起到抑制渦振的作用。這也印證了前文對DPDM-S2斷面繞流形態的分析結果，會增大背風側斜腹板處的尾流渦脫，是外置排水管降低該扁平箱梁渦振性能的主要原因，而組合措施S6能夠減弱該處的漩渦脫落則是該措施能夠顯著降低甚至消除DPDM斷面渦激振動的主要原因。

圖14 DPDM-S6斷面瞬時渦量演化圖Fig.14 Transient vorticity evolution diagram around DPDM-S6 section

通過提取數值模擬所得到的對渦振有較大影響的升力系數與力矩系數(如表8所示)，可以發現加裝不同組合措施后，斷面的三分力系數發生了較大的變化。與DPDM-S2斷面的三分力系數相比較，DPDM-S6斷面升力系數變化幅值由0.037 2降至0.008 9，降幅76.1%，力矩系數幅值由0.007 6降至0.002 2，降幅71.1%，兩者的降幅均達到70%以上。對于每一種斷面，三分力系數隨時間的變化，本質上是由旋渦脫落引起的，由于周期性渦激力顯著降低，渦振振幅也隨之減小，這也印證了風洞試驗結果，措施S6的制振效果優于措施S2。

表8 CFD數值模擬CL與CM數值統計表Tab.8 CFD numerical simulation CL and CM numerical statistics table

數值模擬結果表明，能夠有效降低斷面斜腹板處生成的旋渦尺寸并抑制了該處的旋渦脫落現象，從而導致斷面所受到的氣動力變化幅值下降，是組合氣動措施S6能夠屏蔽外置縱向排水管的影響，抑制扁平箱梁渦激振動，提高斷面渦振性能的主要原因。

4 結 論

基于本文涉及的節段模型風洞試驗和數值模擬結果，得出以下主要結論：

(1) 沿橋縱向設置外置排水管會顯著降低扁平鋼箱梁渦振性能，并會極大地減弱原有效制振措施(措施S2)的制振效果，裝有外置縱向排水管的扁平鋼箱梁斷面在抗風規范建議阻尼比0.3%條件下存在較顯著渦激振動，且振幅超過規范允許值。

(2) 組合措施(措施S6)可在不同風攻角下完全消除裝有外置縱向排水管的扁平鋼箱梁斷面的豎彎渦激振動，并顯著抑制扭轉渦激振動。

(3) CFD的模擬結果表明，外置縱向排水管會加劇斷面下表面(尤其是背風側)斜腹板處的旋渦脫落現象，在排水管處設置導流板與水平穩定板(措施S6)能顯著減弱斜腹板處的旋渦脫落現象，起到抑振主梁渦振的作用。

需要指出的是，梁體在渦激振動與靜止時，周圍流場存在顯著差異，后續試驗研究中將考慮采用PIV與動網格CFD數值模擬相結合的技術，對該有效氣動措施的制振機理進行更深入的研究。