內置呼吸方式控制大跨橋梁渦激振動響應

薛志成， 韓 斌

（1. 黑龍江科技大學 建筑工程學院， 哈爾濱 150022； 2. 廣東石油化工學院 建筑工程學院， 廣東 茂名 525000）

在工業(yè)技術日益發(fā)展的今天，現代建筑高度越來越高[1]，現代橋梁跨度越來越大，結構風場的研究得到了普遍關注.大跨橋梁因其結構的愈發(fā)細長和柔性而使主跨整體剛度和阻尼降低，結構抗風性能不斷降低，橋梁風致振動問題越來越突出[2-4]，其中主梁渦激共振作為典型風致振動逐漸成為大跨橋梁設計中需要考慮的關鍵問題.

渦激振動（VIV）是在一定風速下橋梁主梁尾流區(qū)交替產生展向漩渦脫落引發(fā)的，因其常發(fā)生于較低的風速范圍，且持續(xù)時間長，這種現象稱為鎖定現象，lvarez等[5]通過數值模擬研究動態(tài)橋梁節(jié)段模型的渦振響應，利用3DLES湍流模型，在合適的網格分辨率情況下模擬出該現象.這種振動對于橋梁結構疲勞耐久性有較大的影響[6-7].1994年，東京灣大橋在16～17 m/s的風速下產生了以豎彎振動為主的主梁渦激振動，最大振幅超過50 cm[8].

大跨橋梁發(fā)生渦激振動主要是由于大尺度展向渦在前緣發(fā)展，后緣脫落的結果[9]，而三維展向擾動[10]可以通過周期性擾動改變流場中順流向流速的展向分布，使展向渦發(fā)生扭曲成為順流向渦，成對出現的順流向渦相互抑制，削弱了展向渦結構，進而在根源上抑制風致振動.張洪福[11]在對橋梁模型繞流場的觀察中發(fā)現大貝爾特橋東橋在低雷諾數范圍內優(yōu)勢模態(tài)為Mode-A，在高雷諾數范圍內優(yōu)勢模態(tài)為Mode-C，這兩種情況的展向擾動間距相差不大，說明展向擾動間距對雷諾數變化不敏感.

利用三維展向擾動流動控制原理，若在主梁底部通過一定裝置構造出交替發(fā)生的吸氣與吹氣氣流，進而形成內置呼吸方式的氣流存在，可能成為一種有效的橋梁主梁渦振流動控制方法.通過CFD手段探究非流動控制下主梁的流場特性并尋找流動控制最優(yōu)擾動位置，提出基于三維展向擾動的內置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng)，并通過風洞試驗手段驗證內置呼吸方式流動控制方法對橋梁主梁渦激振動的控制效果；同時分析內置呼吸方式流動控制方法的控制機理.

1 非流動控制下主梁流場特性

1.1 數值模擬計算設置

橋梁模型的原型是大貝爾特橋東橋，主梁模型縮尺比為1∶80，模型斷面具體尺寸如圖1所示（單位：mm）.計算域如圖2所示（單位：mm），主梁中心距入口邊界1 000 mm，距出口邊界2 500 mm，距上下邊界750 mm，展向長度為400 mm，阻塞率為3.33%，符合低于5%的要求.計算域尺寸滿足數值模擬要求.數值模擬時，工況選擇為橋梁節(jié)段模型在風洞中受風靜力荷載的狀態(tài)，并觀察主梁繞流場特征和氣動力時程變化，因此對邊界條件的設置為：入口邊界采用速度入口邊界，風速為2.5 m/s，湍流度為0.1%，湍流積分尺度為0.05 m；出口邊界采用壓力出口邊界；上下及前后邊界采用對稱邊界；主梁模型采用無滑壁面邊界；流場設置為空氣流體.

采用ICEM軟件來劃分網格，采用結構化網格，其質量較高而且相對于非結構網格數量較少.橋梁繞流場的漩渦存在在前緣分離，在后緣脫落的現象，同時要考慮邊界層效應，因此網格為了準確模擬漩渦形態(tài)，需要在主梁表面和模型前后緣加密網格.隨著尾流漩渦復雜性的降低，從而減少網格的密集程度.根據Zhang等[12]在數值模擬中的參數設計，貼體網格增長率應小于1.2，選擇增長率為1.05，滿足計算要求.網格劃分情況如圖3所示.

圖1 模型斷面尺寸Fig.1 Size of model section

圖2 數值模擬計算域Fig.2 Computational domain for numerical simulation

數值模擬主要通過FLUENT軟件進行求解，選擇基于壓力求解器，采用瞬態(tài)求解；湍流模型采用基于SSTk-w的延遲分離渦模擬（DDES）求解流體控制方程；選擇PISO算法，計算結果更符合實際情況；時間步長設置為0.000 01 s，并設置氣動阻力系數、氣動升力系數、氣動扭矩系數監(jiān)視器.

1.2 網格分辨率無關性驗證

不同網格分辨率氣動力系數和斯托羅哈數對比如表1所示.表1給出了當Re=6.46×104時，四種網格分辨率的模擬結果和一種風洞試驗結果，其中，Cd為阻力系數，Cl為升力系數，C′d為脈動阻力系數，C′l為脈動升力系數，St為斯托羅哈數.氣動力系數和斯托羅哈數分別采用模型高度和寬度作為特征長度.

通過計算和比較可知，隨著展向網格間距（Δz）和第一層貼體網格中心距壁面尺寸（Δy）的變化，網格量也隨之改變，計算結果相差較小.與Zhang等[12]的數值模擬結果進行對比，發(fā)現計算結果相差較小，說明計算結果具有較高的準確性.由于Zhang等[12]數值模擬所用到的雷諾數Re=1.31×105，進一步說明典型單箱梁氣動力系數對雷諾數變化不敏感.綜上所述，選擇n-2的計算結果作為典型單箱梁流場特征數值模擬的分析對象.

圖3 數值模擬網格剖面Fig.3 Meshing section of numerical simulation

表1 不同網格分辨率氣動力系數和斯托羅哈數對比Tab.1 Comparison of aerodynamic force coefficient and Strouhal number under different meshing resolutions

1.3 流場特性

選取z=0截面，橋梁主梁模型流場瞬時壓力云圖和流線圖如圖4所示.由圖4可知，來流流經主梁模型時在前緣發(fā)生分離，在后緣發(fā)生脫落，由流線可知展向渦周期性脫落，由壓力云圖可知，漩渦正反旋轉方向交替脫落，這也是氣動力周期性變化的原因.底面后緣處產生的漩渦尺度較大，證明經過模型底面發(fā)展和脫落的大尺度展向渦是提供氣動力的敏感位置.

圖4 瞬時壓力云圖和流線圖Fig.4 Instantaneous pressure contour and flow streamlines

選取Q準則來識別橋梁節(jié)段模型繞流場的漩渦結構，當Q=500 s-1時，橋梁節(jié)段模型繞流場瞬時渦結構如圖5所示.由圖5可知，流經結構產生的展向渦和順流向渦結構隨著遠離結構而逐漸消散.圖5a為尾流區(qū)出現大尺度展向渦，但展向渦并未出現典型卡門渦結構，流場三維性較強.由于存在大量順流向渦，導致展向渦二次不穩(wěn)定性扭曲并產生Λ渦，位置位于尾流區(qū)上部，證明頂面產生的展向渦強度較小，更容易發(fā)生失穩(wěn)成為順流向渦，而底面產生的展向渦仍保持近乎直筒狀，是導致風致振動的主要原因.數值模擬結果說明，以大貝爾特橋東橋為模型的典型單箱梁繞流場中，由底面分離、發(fā)展和脫落的大尺度展向渦是導致氣動力周期性正弦波動的主要原因，同時也是風致振動的原因，因此，以主梁底面作為內置呼吸方式的擾動位置是一種最佳選擇，同時在底面后緣布置流動控制有可能抑制展向渦的尺度以及脫落.

2 內置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng)

為了實現在橋梁底面形成空間周期性的，且吸吹氣沿展向交替出現的效果，提出一種內置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng).內置呼吸方式的三維展向擾動控制原理如圖6所示，圖6中，λ為展向擾動間距.內置呼吸方式也是一種三維展向擾動控制的方法，其利用展向周期性布置吸吹氣的方式施加擾動，激發(fā)出三維展向不穩(wěn)定性的優(yōu)勢模態(tài)，令展向渦扭曲變形為Λ渦，從而抑制大尺度展向渦的發(fā)展與脫落，進而抑制風致振動.呼吸裝置的參數中，擾動間距、吸吹氣流量和呼吸裝置放置位置等控制變量是最主要的研究對象，這些參數決定了是否能有效激發(fā)結構二次展向不穩(wěn)定性的最優(yōu)模態(tài).

圖5 橋梁節(jié)段模型瞬時渦結構Fig.5 Instantaneous vortical structures of bridge sectional model

圖6 內置呼吸方式三維展向擾動控制原理

Fig.6 Three-dimensional spanwise disturbance control principle with internal breath-configuration method

呼吸裝置工作原理如圖7所示.呼吸裝置是將一根沿展向通長的管道作為氣流通道，在內部展向方向每間隔出一段距離進行開孔用于實現吸吹氣.氣源通過軸流風機提供，利用風機前后的正負壓來實現管道一端吸氣一端吹氣的效果.為了使吸吹氣流呈現均勻流特征，在風機下游設置蜂窩整流器.內置呼吸方式就是呼吸裝置安裝在橋梁內部，在橋梁建設期間，底板預留通風孔，實現內置呼吸方式，內置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng)如圖8所示.

圖7 呼吸裝置工作原理Fig.7 Working principle of breath device

圖8 內置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng)Fig.8 Internal breath flow generation system

3 內置呼吸方式控制效果

3.1 試驗模型參數

在進行風洞試驗時，模型的選取和數值模擬相同.采用真空泵提供吸氣氣源，空氣壓縮機提供吹氣氣源的方式來等效代替風機.通過流量計自帶調節(jié)閥來改變流量大小，實現穩(wěn)定的流量.通過軟膠管將氣源系統(tǒng)、流量監(jiān)控系統(tǒng)和呼吸裝置相連接，從而實現呼吸裝置的吸吹氣交替出現的效果.

欄桿作為大跨橋梁上的主要附屬結構，會惡化大跨橋梁的風致振動穩(wěn)定性.在驗證內置呼吸方式流動控制方法對大跨橋梁渦激振動響應的控制效果風洞試驗中，選取的橋梁模型是帶有欄桿的.

3.2 試驗環(huán)境與工況

風洞試驗是在東北林業(yè)大學風洞實驗室完成的，風洞試驗段長6 m，截面為1 m×0.85 m的矩形截面，風速連續(xù)可調，風速范圍為2～70.5 m/s，湍流度小于0.5%，不均勻性小于1%.采用自由振動懸掛系統(tǒng)，如圖9所示.

通過控制圖9中彈簧的剛度和彈簧間距調節(jié)系統(tǒng)豎向振動頻率和扭轉振動頻率.彈簧剛度為k=420 N/m.橋梁節(jié)段模型長度為0.8 m，寬度為0.387 5 m，高度為0.05 m，節(jié)段模型每延米的質量為m=4.238 kg，相對應的無量綱值為21.83；轉動慣量為I=0.449m2kg/m，相對應的無量綱值為15.4.通過測試無風狀態(tài)下的自由振動，采用布置在模型端部的激光位移計測試豎向位移和扭轉位移，測得豎向振動頻率為fv=4.52 Hz，豎向振動阻尼比為ξv=0.37%；扭轉振動頻率為ft=6.90 Hz，扭轉振動阻尼比為ξt=0.31%.試驗的測試內容主要包括橋梁節(jié)段模型的豎向位移、扭轉位移，以及尾流區(qū)域的順流向風速.通過激光位移計來測量位移，采樣頻率設為1 000 Hz，采樣時間設為30 s.

圖9 橋梁節(jié)段模型與懸掛系統(tǒng)Fig.9 Bridge sectional model and suspension system

試驗主要控制變量為內置呼吸方式的擾動位置N、F、M、B、FB、FBX（分別對應無控狀態(tài)以及擾動位置為底面前緣、中部、后緣、前后緣對稱與反對稱布置），其中FB指的是在底面前后緣對稱布置內置吸吹氣，在同一個截面中，前后緣同吸同吹；FBX指的是前緣吸氣（或吹氣），后緣吹氣（或吸氣）.

3.3 試驗結果與分析

通過位移均方根值表征結構振動響應.RMS代表均方根值，U/fvB和U/ftB分別為豎彎振動和扭轉振動的折減風速.在零度風攻角下，擾動間距為3H，其中，H為模型梁高，根據劉歡[13]在大跨橋梁內置定常吸氣控制風致振動中的有效流量，參數設計中的流量選為8 L/min，擾動位置對橋梁節(jié)段模型渦激振動的影響如圖10～11所示.

由圖10可知，內置呼吸方式對橋梁節(jié)段模型豎彎渦激振動有一定的抑制作用，振動響應降低，起振風速提高.其中，擾動位置在底面前后緣正對稱布置（FB）的抑制效果最好，基本上完全抑制了橋梁節(jié)段模型豎彎渦振，控制效率為85.4%；擾動位置在底面前緣（F）和后緣（B）雖然都控制了一部分豎向渦激振動，控制效率分別為77.3%和71.5%，但是B工況下起振風速提高量比F工況多，證明在內置呼吸方式中，底面后緣擾動優(yōu)于底面前緣擾動的作用；擾動位置在底面中部時，振動響應的控制效果最差，控制效率為20.4%，起振風速略有提高；前后反對稱布置（FBX）的控制工況并沒有完全抑制模型的豎彎渦激振動，控制效率為76.2%，原因可能是在內置呼吸方式中，反對稱布置的同一截面不同氣流方向會相互抑制彼此的控制效果，使其對振動響應的控制效果與單純的底面前緣或后緣擾動相比提升不高，對起振風速的提高大約在F和B工況之間.

圖10 模型豎彎位移均方根隨折減風速的變化Fig.10 RMS of vertical displacement of model versus reduced velocity

圖11 模型扭轉位移均方根隨折減風速的變化Fig.11 RMS of torsional displacement of model versus reduced velocity

由圖11可知，與無控狀態(tài)相比，所有的控制工況對橋梁節(jié)段模型扭轉渦激振動都有控制效果.B工況的控制效果最好，控制效率達到67.4%，證明內置呼吸方式控制橋梁節(jié)段模型扭轉渦振擾動敏感點在底板后緣；F工況和M工況都使得渦振響應降低，控制效率分別為56.8%和49.2%，起振風速有所提高，FB工況和FBX工況控制效果較差，控制效率分別為36.6%和32.5%，前者比后者起振風速提高得更多，原因可能是內置呼吸方式在控制扭轉渦激振動時，前后緣的吸吹氣流會相互影響，降低了控制效果，且同一截面前后緣吸吹氣不同時，相互制約效果更強.

4 結 論

通過CFD手段研究非流動控制下的主梁流場特征，并得到了控制渦振的最優(yōu)擾動位置，并以降低大跨橋梁渦激振動響應為目的，提出了內置呼吸式流動控制方法.通過風洞試驗驗證了該方法在不同擾動位置對橋梁節(jié)段模型渦激振動的控制效果.主要研究結論如下：

1） 在典型單箱梁繞流場中，大尺度展向渦周期性脫落會導致氣動力正弦波動，當渦脫頻率與主梁豎彎或扭轉自振頻率相同時會導致渦激振動的發(fā)生.根據瞬時渦結構圖分析可知，在頂面產生的展向渦結構由于尺度較小，會在尾流中迅速轉化為順流向渦，而在底面產生的展向渦結構在尾流中仍保持較高的穩(wěn)定性，因此在底面產生、發(fā)展和脫落的展向渦是導致渦激振動發(fā)生的主要因素，而橋梁底面后緣是擾動的最佳位置，能夠有效抑制漩渦脫落.

2） 在不改變橋梁主梁原本外形的基礎上，基于三維展向擾動方式提出的內置呼吸式流動控制方法的控制原理是通過周期性（空間上的周期性）吸吹氣的方式控制激發(fā)大尺度展向渦二次不穩(wěn)定性，將展向渦扭轉成成對出現的順流向渦，并相互抑制，從而降低展向渦尺度，進而在根源上控制橋梁模型渦激振動響應.

3） 通過風洞試驗結果可知，內置呼吸式流動控制方法能夠降低橋梁節(jié)段模型豎彎和扭轉渦激振動響應，在零度風攻角下，呼吸流量為8 L/min，擾動間距為3H時，擾動位置為底面前后緣對稱布置時對豎彎渦振的控制效果最好，控制效率為85.4%；底面后緣布置對扭轉渦激振動的控制效果最好，控制效率為67.4%.這說明在底面后緣是否施加擾動對內置呼吸式流動控制方法控制大跨橋梁渦激振動的效果影響很大.