基于CFD的雙邊鈍體箱梁渦振性能及抑振措施研究

摘 要：【目的】為了掌握雙邊鈍體箱梁在低風速下的風致振動情況，有必要對其渦振性能以及抑振措施進行研究。【方法】基于雷諾平均方法（RANS）和SST [k-ω]模型，采用CFD（Computational Fluid Dynamics）方法，對雙邊鈍體箱形斷面進行數(shù)值模擬，研究其在低風速下的風場信息和產(chǎn)生渦激共振的情況。【結(jié)果】得到原截面與各增設(shè)內(nèi)挑式水平隔流板的工況下的壓力、流場詳情及振動情況。【結(jié)論】內(nèi)挑式水平隔流板可有效抑制橋梁的渦激共振，且在各工況中增設(shè)1.5 m內(nèi)挑式水平隔流板抑振效果最佳。

關(guān)鍵詞：橋梁工程；渦激共振；CFD；雙邊鈍體箱梁；內(nèi)挑式水平隔流板

中圖分類號：U441.3" " "文獻標志碼：A" " 文章編號：1003-5168（2024）20-0055-06

DOI：10.19968/j.cnki.hnkj.1003-5168.2024.20.011

Study of the Vortex-Induced Vibration Performance of Double Bluff Body Box Girder and the Vibration Suppression Measures Based on CFD

Abstract： [Purposes] In order to study the wind-induced vibration of double bluff body box girder under low wind speed， it is necessary to study its vortex-induced vibration and vibration suppression measures. [Methods] Based on the Reynolds average method （RANS） and the SST" "[k-ω] model， a numerical simulation of the double bluff body box section was carried out by means of Computational Fluid Dynamics（CFD） to study the wind field information and vortex-induced vibration at low wind speed. [Findings] The pressure， flow field details and vibration conditions of the original section and each additional internal lift horizontal baffle are obtained. [Conclusions] The vortex-induced vibration of the bridge can be effectively reduced by the internal lift horizontal baffle， and the vibration suppression effect of adding 1.5 m internal lift horizontal baffle in each working condition is the best .

Keywords： bridge engineering; vortex-induced vibration; CFD; double bluff body box girder; internal lift horizontal baffle

0 引言

根據(jù)交通運輸部發(fā)布的《2022年交通運輸行業(yè)發(fā)展統(tǒng)計公報》顯示，截至2022年底，我國公路橋梁已有103.32萬座，共計8 576.49萬m。其中，特大橋梁8 816座、1 621.44萬m，大橋15.96萬座、4 431.93萬m。我國擁有世界最多數(shù)量、最大規(guī)模的公路橋梁基礎(chǔ)設(shè)施，實現(xiàn)了跨越式發(fā)展。而隨著大跨橋梁的增多，風致振動已經(jīng)成為大跨橋梁結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵控制因素之一［1-2］，特別是在我國西堠門大橋和虎門大橋發(fā)生渦振以后，大跨橋梁抗風問題尤其是渦振問題已經(jīng)成為橋梁工程亟須解決的技術(shù)難題［3］。

橋梁抗風問題的研究起始于1940年Tacoma Narrows 大橋風毀事件，國內(nèi)外學者對于發(fā)生風致振動的橋梁進行了大量的研究，Li等［4-5］針對西侯門大橋進行了大量的實橋檢測和風洞試驗，通過研究其風致振動情況，以進一步探索大跨度懸索橋風致振動機理。Masaru等［6］和Larscn等［7-8］以Tacoma大橋為原型進行橋梁風致振動機理的探索，揭示了主梁斷面振動時風與主梁相互作用的過程。Ge等［9］以虎門大橋為基礎(chǔ)，探索橋梁渦振機理。Shinichi［10］研究了大貝爾特東橋的箱形主梁斷面在不同風攻角下的氣動性能。Lee等［11］對韓國明海大橋和西海大橋的渦振現(xiàn)象進行了研究。Sarwar等［12-13］研究了風嘴和導流板對箱梁渦振性能的影響，并提出了一種基于強迫振動預(yù)測渦振最大振幅的方法。Mannini等［14］對Sunshine Skyway橋的箱梁斷面繞流開展了模擬研究，并肯定了數(shù)值模擬方法捕捉復數(shù)雷諾數(shù)效應(yīng)的能力。而在橋梁抗風研究中，渦激共振日益受到相關(guān)學者重視。渦振是一種兼具自激和強迫特性的自限幅振動現(xiàn)象，由繞經(jīng)結(jié)構(gòu)表面的周期性脫落漩渦引起。當漩渦脫落的頻率與橋梁某階模態(tài)頻率吻合時，會導致橋梁出現(xiàn)較大幅度的振動。大幅振動又會影響漩渦的脫落，出現(xiàn)諸如鎖定、穩(wěn)定分支等氣動非線性現(xiàn)象。雖然渦振具有自限幅特性，不會像顫振一樣直接引起結(jié)構(gòu)的動力失穩(wěn)破壞，但其發(fā)生風速較低，常常處于設(shè)計風速范圍內(nèi)，且大幅渦振會威脅行車安全并減少結(jié)構(gòu)使用壽命，影響結(jié)構(gòu)正常服役性能。因此，對在役橋梁的渦振隱患識別和風險防控也是十分必要的。

雙邊鈍體箱形截面作為開口斷面，抗風性能并不優(yōu)異，目前大跨橋梁已經(jīng)很少采用這一斷面，也鮮有學者對其渦振性能進行研究。但是在21世紀初，我國有大量采用雙邊鈍體箱形截面的大跨橋梁，并且一些中跨徑橋梁因其良好的抗彎性能依然會采用雙邊鈍體箱形截面作為主梁截面，因此為了在役橋梁的安全與隱患排查，研究該截面的抗風性能依然具有實際意義。

目前，對于橋梁風致振動的研究方法主要有風洞試驗和數(shù)值模擬。風洞試驗不僅受到模型尺寸、研究周期等的限制，并且測量風場信息往往需要用到例如煙線流場顯示技術(shù)或者粒子圖像測速（PIV）等，不僅成本高昂，并且結(jié)果由于受諸多因素干擾而具有一定的隨機性。近年來，隨著計算流體力學（CFD）的發(fā)展，使得風場信息可視化，荷載效應(yīng)獲取高效化，并且計算結(jié)果經(jīng)過了大量的對比論證。本文結(jié)合工程實例，采用數(shù)值模擬的方法對雙邊鈍體箱梁渦振性能進行研究，并進一步研究內(nèi)挑式水平隔流板的抑振效果。

1 雙邊鈍體箱梁的數(shù)值模擬

1.1 工程概況

勝利黃河大橋主橋為五孔雙塔連續(xù)鋼斜拉橋，其跨徑布置為（60.5+136.5+288+136.5+60.5） m，斷面型式為雙邊鈍體箱梁。橋面全寬19.5 m，梁高為2.4 m。勝利黃河大橋位于東營市墾利區(qū)城東北側(cè)，年平均風速在2 m/s左右。勝利黃河大橋主梁典型截面如圖1所示。

1.2 設(shè)置計算域

在豎直方向，為確保計算域不會干擾到橋梁的流場，應(yīng)保證阻塞率不超過3%。將計算域高度設(shè)置為10B（B為梁寬），梁截面中心位于中心水平線上，此時的阻塞率為1.2%，滿足要求。在水平方向，梁截面距來流入口距離為5B，距出口距離為10B，保證尾流有足夠的空間充分發(fā)展。具體情況如圖2所示。

1.3 選擇湍流模型

SST [k-ω]模型，是在標準[k-ε]模型和標準[k-ω]模型的基礎(chǔ)上更進一步提出的雷諾平均方法（RANS），該模型在外部和自由剪切層中采用[k-ε]模型，在近壁區(qū)采用[k-ω]模型，兩者通過混合函數(shù)實現(xiàn)過渡，其表達式見式（1）。

式中：ρ為流體密度；k為湍動能；ω=ε/k為湍流耗散與湍動能的比值；[u]為時均速度；Gk和Gω為湍流動能；Γk和Γω分別為k和ω的有效擴散項；Yk和Yω分別為k和ω的發(fā)散項；Dω為正交擴散項；Sk和Sω為用戶自定義項。

該模型有效避免了標準[k-ε]模型對分離流動、逆壓流動等繞流問題模擬效果差和標準[k-ω]模型對湍流強度過于敏感的問題，集合了標準[k-ε]模型和標準[k-ω]模型的優(yōu)點，既可以對邊界層進行準確模擬，也可以模擬充分發(fā)展的湍流。

1.4 劃分網(wǎng)格

本研究整個計算域全部采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在主梁截面附近對網(wǎng)格進行加密，確保準確展示流場的變化，在變化較緩慢的區(qū)域采用較為稀疏的網(wǎng)格，在中間區(qū)域進行過渡，使得網(wǎng)格大小的增長率不超過1.1，確保結(jié)果準確。具體的網(wǎng)格劃分和細部處理如圖3所示。

由于采用的湍流模型為SST [k-ω]模型，要求壁面第一層網(wǎng)格節(jié)點全部落在黏性子層，也就是Y+lt;5。一般壁面對數(shù)值模擬結(jié)果十分重要時，要求會更高。壁面第一層網(wǎng)格無量綱高度Y+統(tǒng)計情況如圖4所示。

2 數(shù)值模擬分析

2.1 雙邊鈍體箱形截面分析

對梁截面在-3°～3°情況下進行數(shù)值模擬，得到的三分力系數(shù)與該橋1986年的抗風報告結(jié)果相吻合。對梁截面在不同風攻角下流場模擬得到的速度與壓力分布情況如圖5、圖6所示。

由圖5可知，正壓力區(qū)主要集中在箱梁迎風側(cè)箱室外腹板處和頂板迎風側(cè)處，而負壓力區(qū)主要出現(xiàn)在頂板迎風側(cè)和兩個箱室之間。

根據(jù)圖6流速跡線圖可知，兩個箱室之間出現(xiàn)了較明顯的速度漩渦，很可能是梁截面產(chǎn)生風致振動的原因之一，因此考慮通過添加內(nèi)挑式水平隔流板來嘗試抑制。

2.2 設(shè)置內(nèi)挑式水平隔流板

分別在雙邊鈍體箱形截面增設(shè)1.0、1.5、2.0 m三種內(nèi)挑式水平隔流板。將三種工況進行模擬，得到的速度分布情況如圖7至圖9所示。由圖可知，內(nèi)挑式水平隔流板對于箱室之間的速度漩渦起到了明顯的影響。

一方面，內(nèi)挑式水平隔流板有效影響了兩側(cè)箱室內(nèi)側(cè)腹板與頂板夾角處的渦旋，尤其是背風側(cè)處，渦旋產(chǎn)生了較明顯的變化。另一方面，兩側(cè)內(nèi)挑式水平隔流板也極大地影響了箱室之間渦旋的發(fā)展情況以及與頂板的接觸位置。

箱梁表面平均壓力系數(shù)的分布狀況表征氣流在模型表面的總體分布特征，以此能夠判斷氣流在箱梁斷面上的分離和再附情況。本研究對箱室間（兩側(cè)箱室內(nèi)側(cè)腹板和頂板底部）所受平均壓力系數(shù)進行分析，發(fā)現(xiàn)迎風側(cè)箱室與附近的頂板底側(cè)壓力變化不明顯，而對于頂板底側(cè)負壓極值的分布位置和背風側(cè)箱梁內(nèi)側(cè)腹板所受壓力則有較大影響，具體情況如圖10所示。

本研究對原截面和增設(shè)內(nèi)挑式水平隔流板的三種工況進行渦激振動模擬，結(jié)果顯示，內(nèi)挑式水平隔流板有效降低了箱梁的豎向振幅，1.0、1.5、2 m三種內(nèi)挑式水平隔流板分別使箱梁的最大豎向振幅降低了約31%、41%、33%，結(jié)果如圖11所示。

3 結(jié)語

本文針對雙邊鈍體箱梁抗風性能進行研究，以東營黃河大橋為工程實例，采用CFD數(shù)值模擬方法對橋梁斷面進行模擬，發(fā)現(xiàn)雙邊鈍體箱梁負壓力區(qū)主要出現(xiàn)在頂板迎風側(cè)和兩個箱室之間，而采用內(nèi)挑式水平隔流板的措施抑振效果較好，同時相較于1.0 m和2.0 m的隔流板，1.5 m抑振效果最佳。

參考文獻：

［1］項海帆，葛耀君.大跨度橋梁抗風技術(shù)挑戰(zhàn)與基礎(chǔ)研究［J］.中國工程科學， 2011，13（9）：8-21.

［2］葛耀君.大跨度拱式橋抗風［M］.北京：人民交通出版社，2014.

［3］葛耀君，趙林，許坤.大跨橋梁主梁渦激振動研究進展與思考［J］.中國公路學報，2019，32（10）：1-18.

［4］LI H，LAIMA S J，OU J P，et al.Investigation of vortex-induced vibration of a suspension bridge with two separated steel box girders based on field measurements［J］.Engineering Structures，2011，33（6）：1894-1907.

［5］LI H，LAIMA S J，ZHANG Q Q， et al.Field monitoring and validation of vortex-induced vibrations of a long-span suspension bridge［J］.Journal of Wind Engineering amp; Industrial Aerodynamics，2014，124：54-67.

［6］MASARU M，HIROMICHI S，TOMOMI Y，et al.Effects of aerodynamic interferences between heaving and torsional vibration of bridge decks： the case of tacoma narrows bridge［J］.Journal of Wind Engineering amp; Industrial Aerodynamics，2003，91（12）：1547-1557.

［7］LARSEN A， WALTHER J H. Aeroelastic analysis of bridge girder sections based on discrete vortex simulations［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1997，67：253-265.

［8］LARSEN A， WALTHER J H. A two dimensional discrete vortex method for bridge aerodynamics applications［J］.Journal of Wind Engineering amp; Industrial Aerodynamics amp; 68 Elsevier Science， 2002.

［9］GE Y J，ZHAO L，CAO J X. Case study of vortex-induced vibration and mitigation mechanism for a long-span suspension bridge［J］. Journal of Wind Engineering amp; Industrial Aerodynamics， 2022， 220： 104866.

［10］SHINICHI K. Numerical simulation of flow around a box girder of a long span suspension bridge［J］. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1997，67： 239-252.

［11］LEE S， LEC J S， KIM J D. Prediction of vortex-induced wind loading on long-span bridges［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1997，67： 267-278.

［12］SARWAR M W，ISHIHARA T，SHIMADA K， et al. Prediction of aerodynamic characteristics of a box girder bridge section using the LES turbulence mode［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 2008，96（10-11）： 1895-1911.

［13］SARWAR M W， ISHIHARA T. Numerical study on suppression of vortex-induced vibrations of box girder bridge section by aerodynamic countermeasures［J］. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2010，98（12）：701-711.

［14］MANNINI C， ?ODA A， VOβ R， et al. Unsteady RANS simulations of flow around a bridge section［J］. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 2010， 98（12）： 742-753.