導(dǎo)流板傾斜角度對Π型疊合梁渦振性能的影響研究

摘要

Π型疊合梁被廣泛應(yīng)用于大跨度斜拉橋建設(shè)中，但該類斷面較差的渦振性能嚴(yán)重影響了其應(yīng)用前景。以某主跨為530 m的Π型疊合梁雙塔斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘埃ㄟ^風(fēng)洞試驗(yàn)對Π型主梁的渦振性能及氣動(dòng)優(yōu)化措施進(jìn)行研究。試驗(yàn)結(jié)果表明，原設(shè)計(jì)Π型斷面在各風(fēng)攻角下均存在顯著渦激振動(dòng)，通過在斷面工字梁下緣處設(shè)置導(dǎo)流板與下中央穩(wěn)定板可降低梁體的渦振振幅，且導(dǎo)流板傾斜角度的改變對該組合氣動(dòng)措施的制振效果影響顯著，其中30°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施的制振效果最優(yōu)，可在規(guī)范要求阻尼比1.0%下顯著抑制甚至消除梁體的渦激振動(dòng)。通過CFD數(shù)值模擬對該組合氣動(dòng)措施的制振機(jī)理與導(dǎo)流板傾斜角度的變化對組合氣動(dòng)措施制振性能的影響機(jī)理進(jìn)行了研究，計(jì)算結(jié)果表明，30°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施中的迎風(fēng)側(cè)導(dǎo)流板可顯著改善上游斷面的氣體繞流狀態(tài)，并配合下中央穩(wěn)定板削弱Π型斷面尾流的卡門渦脫，從而起到抑制主梁渦振的效果，改變導(dǎo)流板傾斜角度會(huì)在影響導(dǎo)流板自身附近旋渦生成的同時(shí)，影響下中央穩(wěn)定板對斷面下側(cè)旋渦脫落狀態(tài)的改善作用，從而對該組合氣動(dòng)措施的制振性能產(chǎn)生顯著影響。

關(guān)鍵詞

Π型疊合梁; 渦激振動(dòng); 組合氣動(dòng)措施; 導(dǎo)流板角度; CFD

引 言

鋼?混疊合梁是一種下部由鋼縱梁為主構(gòu)成，與上部混凝土橋面板組合形成的一種主梁形式。該結(jié)構(gòu)充分利用了鋼材良好的抗拉性能與混凝土的抗壓性能，這帶來了良好的結(jié)構(gòu)與使用性能，同時(shí)也使該結(jié)構(gòu)具備施工周期短與綜合經(jīng)濟(jì)效益高等優(yōu)點(diǎn)［1?3］。結(jié)合斜拉橋主梁的受力特點(diǎn)，鋼?混疊合梁被廣泛于我國大跨度斜拉橋設(shè)計(jì)與建造中［4?6］，其中下部縱梁采用工字型雙邊鋼主梁的Π型鋼?混疊合梁應(yīng)用最為廣泛。

對于此類Π型疊合梁，已有的研究均表明，其較鈍的氣動(dòng)外形及開口的截面特性均會(huì)使得梁體表面處的氣體繞流狀態(tài)更加復(fù)雜，且易出現(xiàn)大尺度的流體分離與旋渦脫落，使得采用該類型梁體的大跨度斜拉橋在風(fēng)的作用下渦激振動(dòng)問題較為突出［7?9］。2020年，已建成的武漢鸚鵡洲長江大橋發(fā)生了顯著的渦振現(xiàn)象，該橋主梁采用的便是Π型鋼?混疊合梁，雖然此次渦激振動(dòng)沒有對橋梁造成毀滅性的破壞，但振幅之大也影響了橋梁的正常運(yùn)營。因此需要針對Π型斷面，研究一系列氣動(dòng)措施用以改善其渦振性能，保障大跨度Π型疊合梁橋在常遇風(fēng)速下的正常使用。

目前，針對Π型疊合梁的渦激振動(dòng)，國內(nèi)外學(xué)者已開展了相關(guān)研究，并提出了多種不同類型的氣動(dòng)措施對斷面的渦振性能進(jìn)行優(yōu)化。Irwin［10］通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了下穩(wěn)定板對Π型疊合梁渦振性能的優(yōu)化作用，并與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果進(jìn)行了對比驗(yàn)證。Lee等［11］研究發(fā)現(xiàn)調(diào)整Π型疊合梁的邊主梁間距會(huì)對斷面的渦振性能產(chǎn)生顯著影響。楊光輝等［12］通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證了下中央穩(wěn)定板對Π型斷面渦振性能的優(yōu)化作用，并通過CFD數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)下中央穩(wěn)定板超過梁底1/5倍梁高時(shí)，下中央穩(wěn)定板制振效果較好。李歡等［13］通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了兩道下穩(wěn)定板對Π型疊合梁渦振性能的影響，研究表明該措施能夠顯著抑制斷面的豎彎渦激振動(dòng)，但負(fù)攻角下制振能力較弱。吳拓［14］通過對三種不同寬高比及開口率的Π型斷面進(jìn)行節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在+3°與+5°風(fēng)攻角下，三種Π型斷面均發(fā)生顯著渦激振動(dòng)，但采用下穩(wěn)定板或尖角處于中間或朝下的風(fēng)嘴則能一定程度上減小各斷面的渦振振幅。李銳［15］通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)倒L型導(dǎo)流板可以有效降低Π型疊合梁的渦振振幅。王峰等［16］的研究結(jié)果也肯定了倒L型導(dǎo)流板對Π型斷面渦振性能的優(yōu)化作用，并詳細(xì)研究了倒L型導(dǎo)流板尺寸變化對措施制振性能的影響。張?zhí)煲淼龋?7?18］通過研究某寬幅雙箱疊合梁的渦振性能及氣動(dòng)制振措施發(fā)現(xiàn)，在橋面板兩側(cè)設(shè)置豎直裙板可以有效抑制梁體的渦激振動(dòng)，但該措施在+3°風(fēng)攻角下制振效果較差。顏宇光等［19］通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了風(fēng)嘴、導(dǎo)流板、穩(wěn)定板與擾流板對某Π型疊合梁的抑制作用，結(jié)果表明相較單一氣動(dòng)措施，將下四分點(diǎn)穩(wěn)定板與位于外側(cè)防撞欄桿頂處設(shè)置的擾流板相結(jié)合制振效果最佳。賀耀北等［20］同樣以某Π型疊合梁為背景，通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了導(dǎo)流板、穩(wěn)定板、風(fēng)嘴以及改變欄桿透風(fēng)率對斷面渦振性能的優(yōu)化作用，研究結(jié)果表明相較于單一氣動(dòng)措施，組合氣動(dòng)措施的制振效果更優(yōu)。

綜上所述，針對Π型疊合梁渦激振動(dòng)的氣動(dòng)控制措施研究表明，設(shè)置下穩(wěn)定板能夠在一定程度上抑制梁體渦振，但制振能力有限。倒L型導(dǎo)流板的制振效果較好，但對于某些斜拉索錨固外置的Π型斷面，不宜安裝。較單一氣動(dòng)措施，適當(dāng)?shù)慕M合氣動(dòng)措施制振效果較優(yōu)，考慮到已有的有效組合氣動(dòng)措施構(gòu)造相對復(fù)雜，因此需要針對Π型疊合梁，提出一種構(gòu)造簡單且方便安裝的渦振制振措施。

本文以某主跨為530 m的Π型疊合梁雙塔斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘埃ㄟ^1︰50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)對Π型主梁的渦振性能及氣動(dòng)控制措施進(jìn)行了研究，在借鑒已有研究成果的基礎(chǔ)上，研究了單一下中央穩(wěn)定板、導(dǎo)流板以及組合氣動(dòng)措施對主梁的渦振制振效果，從而提出了一種有效的導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施，并就導(dǎo)流板傾斜角度變化對該組合氣動(dòng)措施制振效果的影響進(jìn)行了研究，得出了制振最優(yōu)角度。最后利用CFD數(shù)值模擬研究了該導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施的制振機(jī)理，并研究了導(dǎo)流板傾斜角度變化對組合氣動(dòng)措施制振性能的影響機(jī)理。

1 原Π型斷面渦振性能研究

1.1 工程背景

本文以某主跨為530 m的雙塔雙索面斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘埃摌驑蚩绮贾萌鐖D1所示，為200+530+245+80=1055 m。主梁采用Π型斷面，由雙邊工字型鋼縱梁為主構(gòu)成的鋼板格構(gòu)體系與混凝土橋面板組合形成鋼?混疊合梁，梁高3.5 m，全寬25.5 m，雙邊工字型鋼縱梁間距23.5 m，并在工字型縱梁上部，位于橋面兩側(cè)處設(shè)有供水管道，主跨標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖2所示。

1.2 節(jié)段模型渦振試驗(yàn)

風(fēng)洞試驗(yàn)在西南交通大學(xué)XNJD?1風(fēng)洞第二試驗(yàn)段進(jìn)行，該試驗(yàn)段截面尺寸為2.4 m（寬）×2.0 m（高）×16.0 m（長）。為滿足風(fēng)洞試驗(yàn)要求，試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂s尺比選用1∶50，模型尺寸為2.095 m（長）、0.51 m（寬）和0.07 m（高），阻塞度小于5%。梁體兩側(cè)縱向通長的工字型梁采用玻璃鋼板制作，模型上表面進(jìn)行蒙皮，欄桿由工程塑料板制成。節(jié)段模型通過8根拉伸彈簧懸掛于洞壁外的支架上，確保梁體可以發(fā)生豎彎與扭轉(zhuǎn)振動(dòng)，同時(shí)在模型兩端支架處均設(shè)置油阻尼器，用以調(diào)節(jié)試驗(yàn)阻尼比，具體試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D3所示。

節(jié)段模型試驗(yàn)具體參數(shù)如表1所示，試驗(yàn)中采用TFI眼鏡蛇三維脈動(dòng)風(fēng)速測量儀對來流風(fēng)速進(jìn)行測量，經(jīng)測量試驗(yàn)過程中風(fēng)洞風(fēng)速間隔范圍均為0.15～0.25 m/s，該試驗(yàn)豎彎及扭轉(zhuǎn)風(fēng)速比均為3.8，故實(shí)橋風(fēng)速間隔范圍為0.57～0.95 m/s，可認(rèn)為能夠準(zhǔn)確地采集到梁體的渦振響應(yīng)及區(qū)間。根據(jù)中國發(fā)布的《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG/T 3360?01—2018）［21］，計(jì)算得到該橋豎向渦振容許幅值為154.8 mm、扭轉(zhuǎn)渦振容許幅值為0.274°。同時(shí)大量文獻(xiàn)表明［17，20，22?23］，該類Π型疊合梁在低試驗(yàn)阻尼比下的渦振風(fēng)速區(qū)間與振幅均大于高試驗(yàn)阻尼比下的試驗(yàn)結(jié)果，為了能夠較為準(zhǔn)確地采集到梁體的渦振風(fēng)速區(qū)間以及渦振響應(yīng)，對該主梁的渦振性能有較可靠的初步評估，風(fēng)速試驗(yàn)首先在盡可能低的試驗(yàn)阻尼比（豎向試驗(yàn)阻尼比ξh=0.37%、扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)阻尼比ξα=0.18%）下進(jìn)行，并在后續(xù)進(jìn)行不同試驗(yàn)阻尼比下主梁的渦振響應(yīng)測試。

節(jié)段模型渦振試驗(yàn)分別在0°，±3°，±5°風(fēng)攻角下的均勻流中進(jìn)行，試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示（圖中風(fēng)速和振幅數(shù)據(jù)均已換算成實(shí)橋）。可以發(fā)現(xiàn)在各風(fēng)攻角下，該Π型斷面主梁均發(fā)生豎向與扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)，其中5個(gè)測試風(fēng)攻角下梁體的豎向渦振振幅均超過規(guī)范允許值，同時(shí)在除+5°攻角外的其余4個(gè)測試風(fēng)攻角下，梁體的扭轉(zhuǎn)渦振振幅也均超過規(guī)范允許值。

考慮到-5°風(fēng)攻角下該Π型斷面的豎向與扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)均最為顯著，且渦振風(fēng)速區(qū)間均處于常遇風(fēng)速范圍內(nèi)（5～20 m/s風(fēng)速），故將-5°風(fēng)攻角設(shè)為不利風(fēng)攻角，并基于此風(fēng)攻角開展不同阻尼比下該Π型斷面的節(jié)段模型渦振試驗(yàn)，用以研究阻尼比變化對該橋渦振響應(yīng)的影響，試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。可以發(fā)現(xiàn)該Π型斷面的渦振響應(yīng)與試驗(yàn)阻尼比呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，且在1.0%試驗(yàn)阻尼比（抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范建議值）下仍發(fā)生超過規(guī)范允許值的渦激振動(dòng)，因此需要針對該Π型斷面主梁的渦振響應(yīng)研究相應(yīng)的制振措施，保障該橋在運(yùn)營期間的正常使用。

2 氣動(dòng)控制措施

2.1 下中央穩(wěn)定板

氣動(dòng)控制措施是提高橋梁斷面渦振性能的常用方法，大量文獻(xiàn)［12，20，24］表明下中央穩(wěn)定板對Π型疊合梁的渦振性能優(yōu)化效果顯著，且當(dāng)下中央穩(wěn)定板高度超過梁底時(shí)制振效果更優(yōu)，參考已有的研究成果，本文設(shè)置325 cm高下中央穩(wěn)定板（該穩(wěn)定板超過梁底10 cm），對設(shè)置了下中央穩(wěn)定板的斷面（斷面編號XZDM，斷面詳圖如圖6所示）進(jìn)行-5°不利風(fēng)攻角下的節(jié)段模型渦振試驗(yàn)。為了能夠較為準(zhǔn)確地采集到梁體的渦振響應(yīng)，對氣動(dòng)措施的制振性能有較可靠的初步評估，針對加裝不同氣動(dòng)措施斷面的節(jié)段模型渦振試驗(yàn)試均首先在低試驗(yàn)阻尼比（ξh=0.37%，ξα=0.18%）下進(jìn)行，并對渦振性能較好的斷面增設(shè)高試驗(yàn)阻尼比下的渦振響應(yīng)測試。-5°不利風(fēng)攻角下XZDM斷面最大渦振振幅如表2所示。

由表2可知，在-5°攻角下，設(shè)置下中央穩(wěn)定板能夠減小該Π型疊合梁的渦激響應(yīng)，將斷面最大豎向渦振振幅降低22.5%，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低9.3%，但抑制能力有限；同時(shí)在-5°攻角下，通過測試各高阻尼比下XZDM斷面的渦振響應(yīng)（試驗(yàn)結(jié)果如圖7所示）可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)扭轉(zhuǎn)阻尼比增至0.67%時(shí)，梁體的扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)被完全消除，但在1.0%的高阻尼比下XZDM斷面仍然存在超過規(guī)范允許值的豎向渦激振動(dòng)。

2.2 導(dǎo)流板

結(jié)合Π型疊合梁的氣動(dòng)外形特點(diǎn)，斷面兩側(cè)的工字型縱梁下邊緣轉(zhuǎn)角處是來流發(fā)生分離與旋渦脫落的重要部位［10］，故本文通過在該處設(shè)置一傾斜角度為30°的1.8 m長導(dǎo)流板，以期打亂并削弱該處的旋渦脫落現(xiàn)象，從而達(dá)到抑制渦振的目的。考慮到排水問題，為了不引起積水，在該導(dǎo)流板與工字型縱梁間設(shè)有20 cm間隙用于雨水的排出，設(shè)僅加裝傾斜角度為30°的該導(dǎo)流板斷面編號為DL30，斷面詳圖如圖8所示。

XZDM斷面的渦振試驗(yàn)結(jié)果表明下中央穩(wěn)定板對該Π型斷面的渦振性能具有一定的優(yōu)化作用，故據(jù)此將導(dǎo)流板與下中央穩(wěn)定板相結(jié)合形成一種導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施，將同時(shí)設(shè)置下中央穩(wěn)定板與30°傾斜角導(dǎo)流板的斷面設(shè)為XZDL30斷面，斷面詳圖如圖9所示。

在0.37%豎彎阻尼比與0.18%扭轉(zhuǎn)阻尼比下，通過1︰50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)對-5°風(fēng)攻角下各斷面的渦振響應(yīng)進(jìn)行測試，各斷面對應(yīng)的最大渦振振幅如圖10與圖11所示（圖中振幅均已換算至實(shí)橋）。

可以發(fā)現(xiàn)，在-5°風(fēng)攻角下導(dǎo)流板能夠有效降低該Π型斷面的渦振響應(yīng)，能將斷面的最大豎向渦振振幅降低28.6%，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低50.0%，抑制效果優(yōu)于下中央穩(wěn)定板，但DL30斷面仍然存在顯著渦振響應(yīng)。將下中央穩(wěn)定板與30°傾斜角導(dǎo)流板結(jié)合形成的組合氣動(dòng)措施則能顯著地抑制甚至消除該Π型斷面的渦振響應(yīng)，設(shè)置該組合氣動(dòng)措施后的XZDL30斷面的最大豎向渦振振幅僅為10.9 mm，為規(guī)范允許值的7.04%，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅僅為0.094°，為規(guī)范允許值的34.3%。

3 導(dǎo)流板傾角對組合氣動(dòng)措施制振性能的影響

通過節(jié)段模型渦振試驗(yàn)可以發(fā)現(xiàn)，下中央穩(wěn)定板與導(dǎo)流板結(jié)合形成的組合氣動(dòng)措施可以在-5°不利風(fēng)攻角下有效抑制甚至消除原設(shè)計(jì)Π型疊合梁的渦激振動(dòng)。考慮到導(dǎo)流板傾斜角度的變化會(huì)對斷面的流體分離與旋渦脫落造成較大影響，本文通過設(shè)置不同傾斜角度α的導(dǎo)流板與下中央穩(wěn)定板組合（如圖12所示），采用風(fēng)洞試驗(yàn)研究導(dǎo)流板傾斜角度變化對該組合氣動(dòng)措施制振性能的影響，試驗(yàn)仍在0.37%豎彎阻尼比、0.18%扭轉(zhuǎn)阻尼比以及-5°風(fēng)攻角下進(jìn)行，具體試驗(yàn)斷面如表3所示。

通過節(jié)段模型渦振試驗(yàn)得到各斷面最大渦振振幅如圖13與圖14所示（圖中數(shù)據(jù)均已換算至實(shí)橋）。可以發(fā)現(xiàn)，在-5°風(fēng)攻角下，XZDL30斷面的豎向與扭轉(zhuǎn)渦振振幅均為最低，即當(dāng)導(dǎo)流板傾斜角度為30°時(shí)該導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施的制振能力最優(yōu)。且導(dǎo)流板傾斜角度的變化對導(dǎo)流板制振能力影響效果顯著，相比較30°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施能將原設(shè)計(jì)Π型斷面最大豎向渦振振幅降低97.6%、最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低93.2%，其余角度傾角的導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施僅能將原設(shè)計(jì)斷面最大豎向渦振振幅降低在39.5%以內(nèi)、最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低在52.4%以內(nèi)。

試驗(yàn)表明在-5°風(fēng)攻角下，30°傾斜角導(dǎo)流板與下中央穩(wěn)定板組合形成的氣動(dòng)措施可以在低阻尼比下顯著抑制該Π型疊合梁的渦激振動(dòng)，為了全面考察該組合氣動(dòng)措施的有效性，在原試驗(yàn)阻尼比基礎(chǔ)上進(jìn)行了0°，±3°與±5°風(fēng)攻角下XZDL30斷面的渦振響應(yīng)測試，試驗(yàn)結(jié)果如圖15所示（圖中數(shù)據(jù)均已換算至實(shí)橋）。

可以發(fā)現(xiàn)設(shè)置30°傾角導(dǎo)流組合氣動(dòng)措施后，該Π型斷面的渦振響應(yīng)發(fā)生了顯著變化，在0.37%的低豎彎阻尼比下，XZDL30斷面僅在0°，+3°與+5°下發(fā)生豎向渦激振動(dòng)，且均沒有超過規(guī)范限值；在0.18%的低扭轉(zhuǎn)阻尼比下，相較于原設(shè)計(jì)Π型斷面的扭轉(zhuǎn)渦振風(fēng)速區(qū)間（10～23 m/s），XZDL30斷面的扭轉(zhuǎn)風(fēng)速區(qū)間縮小并后移至15～25 m/s，且最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅小于原設(shè)計(jì)Π型斷面的值。可以發(fā)現(xiàn)雖然斷面的不利風(fēng)攻角發(fā)生了改變，由之前的負(fù)風(fēng)攻角下渦振振幅較大變?yōu)榱苏L(fēng)攻角下渦振振幅較大，但斷面的整體渦振性能得到了顯著的提升。

考慮到前文試驗(yàn)為了試驗(yàn)現(xiàn)象明顯，采用試驗(yàn)阻尼比較低，尤其是扭轉(zhuǎn)阻尼比僅為0.18%，實(shí)際鋼?混疊合梁斜拉橋的阻尼比應(yīng)高于此值，參考規(guī)范阻尼比取值建議，對氣動(dòng)外形優(yōu)化后的XZDL30斷面進(jìn)行高阻尼比（豎彎阻尼比0.98%、扭轉(zhuǎn)阻尼比0.67%）下渦振響應(yīng)測試，試驗(yàn)結(jié)果如圖16所示（圖中數(shù)據(jù)均已換算至實(shí)橋）。可以發(fā)現(xiàn)在0.98%豎彎阻尼比下，XZDL30斷面僅在+5°風(fēng)攻角下發(fā)生輕微豎向渦激振動(dòng)，最大振幅為22.7 mm，明顯小于規(guī)范限值；在0.67%扭轉(zhuǎn)阻尼比下，XZDL30斷面在各風(fēng)攻角下均未發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)。

試驗(yàn)結(jié)果表明，在0.37%豎彎阻尼比與0.67%扭轉(zhuǎn)阻尼比下，30°傾斜角導(dǎo)流板與下中央穩(wěn)定板結(jié)合形成的組合氣動(dòng)措施可以顯著抑制Π型疊合梁的渦激響應(yīng)至規(guī)范限值以下，而在0.98%豎彎阻尼比與0.67%扭轉(zhuǎn)阻尼比下，該組合氣動(dòng)措施幾乎可以消除該Π型疊合梁的渦激振動(dòng)。

4 導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施制振機(jī)理研究

4.1 CFD數(shù)值模擬計(jì)算工況及參數(shù)設(shè)置

為了研究最優(yōu)導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施（即30°傾斜角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施）的制振機(jī)理以及導(dǎo)流板角度變化對該組合氣動(dòng)措施制振性能的影響機(jī)理，本文以原設(shè)計(jì)Π型斷面、XZDL15斷面、XZDL30斷面與XZDL60斷面為基礎(chǔ)，借助FLUENT 18.2軟件對各斷面（計(jì)算斷面如圖17所示）的非定常繞流進(jìn)行仿真模擬并提取非定常氣動(dòng)力進(jìn)行機(jī)理初探。

為了減小流域上下對稱邊界對計(jì)算斷面周圍的流動(dòng)干擾，同時(shí)考慮到計(jì)算模型沿順風(fēng)向的阻塞率應(yīng)小于5%［25］，將計(jì)算域總尺寸設(shè)為14B×28B（B為原設(shè)計(jì)Π型斷面模型寬度），數(shù)值模擬研究僅在-5°風(fēng)攻角下進(jìn)行，計(jì)算模型縮尺比為1︰50，各計(jì)算斷面的y+（無量綱壁面距離）值均小于7，計(jì)算域詳情與參數(shù)設(shè)置如圖18所示。

考慮到橋梁的渦激振動(dòng)是氣流流經(jīng)主梁斷面時(shí)產(chǎn)生的規(guī)律性旋渦脫落導(dǎo)致的周期性氣動(dòng)力與結(jié)構(gòu)固有頻率相同時(shí)，所引發(fā)的一種共振現(xiàn)象，雖然起振后斷面的氣體繞流狀態(tài)會(huì)發(fā)生改變，但靜態(tài)模擬下斷面的旋渦脫落形態(tài)仍能有效反映渦振起振（梁體未振動(dòng)）時(shí)的繞流特性，因此本文以靜止模型的斷面繞流狀態(tài)為基礎(chǔ)，對最優(yōu)導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施的制振機(jī)理進(jìn)行闡釋，并對不同角度導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施的制振效果差異性進(jìn)行對比分析。

通過將CFD數(shù)值模擬得到的原設(shè)計(jì)Π型斷面在-5°風(fēng)攻角下的氣動(dòng)升力系數(shù)時(shí)程圖進(jìn)行傅里葉變換，得到升力系數(shù)CL（t）CL（t）頻譜圖如圖19所示。圖中共存在3個(gè)卓越頻率：ft1=1.248 Hzft1=1.248 Hz，ft2=5.302 Hzft2=5.302 Hz與ft3=10.604 Hzft3=10.604 Hz。對比之前風(fēng)洞試驗(yàn)所得到的原設(shè)計(jì)Π型斷面在-5°風(fēng)攻角下的兩個(gè)豎向渦振區(qū)間起振風(fēng)速，第一渦振區(qū)間的起振風(fēng)速V1=5.3 m/sV1=5.3 m/s，第二渦振區(qū)間的起振風(fēng)速V2=9.5 m/sV2=9.5 m/s，并通過計(jì)算將數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)所得到的StSt進(jìn)行對比（具體結(jié)果如表4所示），可以發(fā)現(xiàn)通過風(fēng)洞試驗(yàn)所得到的兩個(gè)渦振起振風(fēng)速所對應(yīng)的StSt均與數(shù)值模擬結(jié)果相對應(yīng)，且誤差均在10%以內(nèi)，由此表明本文的模擬結(jié)果可以較準(zhǔn)確地模擬計(jì)算斷面的氣體繞流與旋渦脫落情況。

為了對計(jì)算模型的網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行檢驗(yàn)，在已確定計(jì)算域尺寸與參數(shù)設(shè)置的基礎(chǔ)上，僅通過改變底層網(wǎng)格厚度，對比了三種網(wǎng)格數(shù)量下原設(shè)計(jì)Π型計(jì)算斷面升力系數(shù)時(shí)程的StSt數(shù)與試驗(yàn)結(jié)果的誤差，用以確定數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

不同規(guī)格網(wǎng)格數(shù)量下的數(shù)值模擬結(jié)果如表5所示，可以發(fā)現(xiàn)在44萬網(wǎng)格總數(shù)以內(nèi)，隨著網(wǎng)格的加密，計(jì)算誤差呈遞減趨勢。其中粗糙與中等兩種規(guī)格網(wǎng)格間數(shù)量相差12萬，斷面兩個(gè)StSt數(shù)間的計(jì)算誤差分別相差3.8%與4.6%，中等與精細(xì)兩種規(guī)格網(wǎng)格間數(shù)量相差13萬，斷面兩個(gè)StSt數(shù)間的計(jì)算誤差僅分別相差0.7%與1.0%。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量較低時(shí)，加密網(wǎng)格對StSt數(shù)的改善程度較為明顯，能夠有效提高計(jì)算精度，但超過31萬網(wǎng)格數(shù)量后，加密網(wǎng)格對計(jì)算精度的提高十分有限，而采用精細(xì)規(guī)格的網(wǎng)格計(jì)算會(huì)成倍的增加計(jì)算資源消耗，因此，本文采用中等規(guī)格網(wǎng)格進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。

4.2 最優(yōu)導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施制振機(jī)理

通過數(shù)值模擬得到的各計(jì)算斷面升力系數(shù)時(shí)程圖如圖19所示，可以發(fā)現(xiàn)原設(shè)計(jì)Π型斷面的升力系數(shù)隨一個(gè)主要頻率變化，結(jié)合頻譜圖分析得到的頻率占比最高值為ft2=5.302 Hzft2=5.302 Hz，可以發(fā)現(xiàn)該頻率對應(yīng)著斷面的主要旋渦脫落頻率，故以該頻率對應(yīng)的一個(gè)完整周期為觀察周期，用以觀測斷面各位置處主要旋渦的脫落情況。

原設(shè)計(jì)Π型斷面瞬時(shí)渦量演化圖如圖20所示。可以發(fā)現(xiàn)該斷面主要存在兩個(gè)大型旋渦脫落，位于斷面上側(cè)的旋渦U2與斷面下側(cè)的旋渦B2，其中旋渦U2由斷面下游外側(cè)欄桿導(dǎo)致的一系列小型旋渦脫落發(fā)展形成，而旋渦B2則是由上游斷面工字梁下緣處生成的旋渦B1發(fā)生旋渦脫落后所形成。旋渦U2與B2分別在斷面上下側(cè)尾流處發(fā)生交替脫落，形成典型的卡門渦街現(xiàn)象。

設(shè)置了制振效果最優(yōu)的30°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施后斷面的瞬時(shí)渦量演化圖如圖21所示，可以發(fā)現(xiàn)設(shè)置該組合氣動(dòng)措施后，斷面的氣體繞流特性發(fā)生了顯著改變。由于迎風(fēng)側(cè)導(dǎo)流板的存在，改善了該斷面上游工字梁處氣動(dòng)外形較鈍的情況，使得U1區(qū)域處生成的一系列密集旋渦尺寸降低，進(jìn)而導(dǎo)致斷面上側(cè)尾流處脫落的旋渦U2尺寸與能量均發(fā)生顯著降低。同時(shí)迎風(fēng)側(cè)導(dǎo)流板能夠降低斷面下側(cè)旋渦B1的尺寸（本文將渦量值大于560部分的尺寸作為衡量該旋渦大小的依據(jù)），較原設(shè)計(jì)Π型斷面，旋渦B1寬度降低36.8%，高度降低34.6%，且由于下中央穩(wěn)定板的存在，會(huì)在X1區(qū)域阻擋一部分旋渦向下游發(fā)展，使得由旋渦B1發(fā)展而成的旋渦B2渦量值均低于280，旋渦能量顯著降低且不發(fā)生脫落。上述變化均會(huì)影響斷面尾流處卡門渦街的形成并降低尾流渦脫的能量，從而起到抑制斷面渦振的作用。

通過數(shù)值模擬得到的對斷面渦振性能影響較大的CLCL和CMCM時(shí)程圖如圖22與圖23所示。相較原設(shè)計(jì)Π型斷面CLCL變化幅值0.3155與CMCM變化幅值0.0474，設(shè)置30°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施后的XZDL30斷面CLCL變化幅值僅為0.0058，降幅98.2%，CMCM變化幅值僅為0.0011，降幅97.7%。結(jié)合之前的分析可以發(fā)現(xiàn)，能夠顯著減弱斷面的旋渦脫落現(xiàn)象，進(jìn)而導(dǎo)致斷面所受的周期性氣動(dòng)力下降，是30°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施能夠有效抑制甚至消除該Π型斷面主梁渦激振動(dòng)的主要原因。

4.3 導(dǎo)流板傾角對組合氣動(dòng)措施制振性能的影響機(jī)理

設(shè)置60°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施后斷面的瞬時(shí)渦量演化圖如圖24所示，與XZDL30斷面相比可以發(fā)現(xiàn)，導(dǎo)流板傾斜角度的改變對斷面流場的影響十分顯著。相較30°傾角導(dǎo)流板，迎風(fēng)側(cè)60°傾角導(dǎo)流板對于斷面上表面由于欄桿而形成的一系列小型旋渦脫落改善效果減弱，同時(shí)在尾流X3區(qū)域的背風(fēng)側(cè)導(dǎo)流板會(huì)在其內(nèi)側(cè)生成一個(gè)旋渦，并最終與旋渦U2一起形成一個(gè)較大的旋渦并發(fā)生脫落。對于斷面的下側(cè)流場，迎風(fēng)側(cè)60°傾角導(dǎo)流板仍然能夠有效降低旋渦B1的尺寸，但由于導(dǎo)流板傾角過大會(huì)使得生成的旋渦B1過于遠(yuǎn)離斷面，從而減弱了下中央穩(wěn)定板在X1區(qū)域?qū)π郎uB1的阻擋作用，使得由旋渦B1脫落形成的旋渦B2依然具有較高的能量，并最終與斷面上側(cè)的旋渦U2一起在尾流發(fā)生交替脫落，形成卡門渦街。

結(jié)合圖22與圖23，相比30°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施對于CLCL和CMCM的降幅均在95%以上，XZDL60斷面CLCL變化幅值為0.1298，較原設(shè)計(jì)斷面降幅58.9%，CMCM變化幅值為0.0225，較原設(shè)計(jì)斷面降幅52.5%，XZDL60斷面所受到的周期性氣動(dòng)力顯著高于XZDL30斷面，這也印證了風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，30°與60°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施均能對Π型斷面的渦激振動(dòng)產(chǎn)生抑制作用，但30°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施的制振效果更優(yōu)。

通過對比XZDL30與XZDL15斷面的瞬時(shí)渦量演化圖（如圖21和圖25所示）可以發(fā)現(xiàn)，兩斷面的氣體繞流與旋渦脫落情況沒有存在顯著區(qū)別，僅在X2區(qū)域處存在一定差異，XZDL15斷面在該處導(dǎo)流板外側(cè)生成的旋渦較大。通過對CLCL和CMCM的時(shí)程數(shù)據(jù)分析表示，XZDL15斷面CLCL變化幅值為0.0074，較原設(shè)計(jì)斷面降幅為97.7%，CMCM變化幅值為0.0014，較原設(shè)計(jì)斷面降幅為97.0%，降幅均只略低于XZDL30斷面。

為了更加清晰地表現(xiàn)該處的變化，采集了XZDL15斷面、 XZDL30斷面與XZDL60斷面的繞流跡線圖（如圖26所示），可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)導(dǎo)流板傾斜角度為30°時(shí)，迎風(fēng)側(cè)X2與背風(fēng)側(cè)X3區(qū)域處的導(dǎo)流板均不存在旋渦附著的現(xiàn)象；當(dāng)改變導(dǎo)流板傾角至15°后，X2區(qū)域?qū)Я靼宓耐鈧?cè)產(chǎn)生了一個(gè)明顯的旋渦繞流；而將導(dǎo)流板傾角改為60°后，迎風(fēng)側(cè)導(dǎo)流板外側(cè)的旋渦繞流消失，但在X2與X3區(qū)域?qū)Я靼宓膬?nèi)側(cè)均產(chǎn)生了一個(gè)旋渦繞流。存在的旋渦會(huì)對斷面產(chǎn)生一定的周期性氣動(dòng)力，這也從另一方面解釋了導(dǎo)流板傾斜角度變化對該導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施制振性能的影響機(jī)理。

5 結(jié) 論

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

（1） 在常遇風(fēng)速（0～25 m/s）內(nèi)，原設(shè)計(jì)Π型疊合梁斷面在1.0%阻尼比范圍內(nèi)，存在超過規(guī)范允許值的渦振響應(yīng)，整體渦振性能較差；

（2） 將導(dǎo)流板與下中央穩(wěn)定板結(jié)合形成的組合氣動(dòng)措施可抑制該Π型主梁的渦激振動(dòng)，且研究表明導(dǎo)流板傾斜角度對該組合氣動(dòng)措施的制振效果影響顯著，當(dāng)導(dǎo)流板傾斜角度為30°時(shí)組合氣動(dòng)措施制振效果最優(yōu)，可在1.0%阻尼比下顯著抑制甚至消除該Π型主梁的渦激振動(dòng)；

（3） CFD數(shù)值模擬結(jié)果表明，迎風(fēng)側(cè)導(dǎo)流板能夠顯著改善上游斷面的氣體繞流狀態(tài)，并配合下中央穩(wěn)定板削弱甚至消除斷面尾流的卡門渦街現(xiàn)象及由此產(chǎn)生的周期性氣動(dòng)力，這是30°傾角導(dǎo)流板組合氣動(dòng)措施能夠有效抑制Π型斷面渦激振動(dòng)的主要原因，改變導(dǎo)流板角度會(huì)在影響導(dǎo)流板自身附近旋渦生成的同時(shí)，影響下中央穩(wěn)定板對Π型斷面下側(cè)旋渦脫落狀態(tài)的改善作用，從而對組合氣動(dòng)措施的制振性能產(chǎn)生顯著影響。

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