矩形鋼箱梁鐵路斜拉橋渦振性能及氣動控制措施研究

黃 林，董佳慧，王 騎，李志國，高 貴，李世文

(1.西南交通大學(xué) 風(fēng)工程試驗研究中心，成都 610031；2.風(fēng)工程四川省重點實驗室，成都 610031；3.武九鐵路客運專線湖北有限責(zé)任公司，武漢 430201；4.中鐵大橋勘察設(shè)計院有限公司，武漢 430050)

隨著經(jīng)濟和社會的發(fā)展，在世界范圍內(nèi)，人們對大跨度鐵路橋梁的需求也日漸增長。由于剛度上的更高要求，跨越大江大河的鐵路橋多以斜拉橋為主，而其主梁形式也多采用鋼桁架梁。以往普遍采用的鋼箱梁，其體積質(zhì)量更大，建造和維護成本也更高，因此開發(fā)適合鐵路用的鋼箱梁斜拉橋具備很大的市場前景。由于扁平鋼箱梁相對于桁架梁，其豎、橫向以及扭轉(zhuǎn)剛度均較小，無法滿足大跨度鐵路斜拉橋的設(shè)計要求，為了保證主梁剛度，在采用箱梁作為主梁截面時，就需要增大其腹板傾角以及增大梁高，這使最終滿足剛度要求的箱形斷面成為了寬高比較小(寬高比在7以下)的矩形斷面。大量的研究表明[1-5]，對于大部分外形具有典型鈍體特征的結(jié)構(gòu)，例如矩形鋼箱梁，當氣流流經(jīng)這些鈍體結(jié)構(gòu)時，流動會產(chǎn)生分離和剪切層，出現(xiàn)漩渦的產(chǎn)生、合并和脫落現(xiàn)象，剪切層的再附以及與尾跡的相互作用將形成復(fù)雜的繞流形態(tài)，并產(chǎn)生周期性的非定常氣動力。因此當矩形斷面應(yīng)用在柔性結(jié)構(gòu)上時，會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)渦激振動現(xiàn)象。大跨度斜拉橋是柔性體系橋梁，因此當其主梁斷面為矩形時，也會發(fā)生渦激振動現(xiàn)象[6]。

渦激振動是一種帶有自激性質(zhì)的限幅振動。當來流流經(jīng)結(jié)構(gòu)并發(fā)生分離后，會產(chǎn)生交替性的漩渦脫落，從而對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生周期性的渦激力，當其頻率與結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率接近時，就會引起渦激共振現(xiàn)象。渦激振動現(xiàn)象是大跨度橋梁在低風(fēng)速下出現(xiàn)的一種風(fēng)致振動現(xiàn)象，丹麥大貝爾特東橋[7]與中國西堠門大橋等[8]均出現(xiàn)過渦振現(xiàn)象。盡管渦激振動不會像顫振一樣帶來災(zāi)難性的發(fā)散振動，但其發(fā)生在常遇低風(fēng)速范圍，出現(xiàn)頻率較高，振幅較大，除了影響正常交通外，還可能導(dǎo)致構(gòu)件的疲勞損傷。2020年，我國已建成的武漢鸚鵡洲長江大橋和廣東虎門大橋也發(fā)生了渦激振動現(xiàn)象，嚴重影響了正常交通，也對輿情有不利的影響。對于鐵路橋，渦激振動會嚴重影響列車的行駛安全，尤其是高速鐵路的行車安全，在設(shè)計中需要堅決避免。

針對如何改善鋼箱梁渦振性能這個主題，國內(nèi)外學(xué)者已開展了相關(guān)研究，并提出了一些切實有效的氣動措施。Larsen等[9]對香港昂船洲橋主橋斷面進行不同尺度的節(jié)段模型風(fēng)洞對比試驗，研究了該橋的氣動性能，并針對導(dǎo)流板的抑振機理進行討論。Nagao等[10]的研究表明，護欄的類型及位置對鋼箱梁主梁的渦激共振有顯著影響。李永樂等[11-12]提出了一種風(fēng)嘴措施，可較好地抑制分離式雙箱梁的豎彎渦振以及扭轉(zhuǎn)渦振，同時也發(fā)現(xiàn)改變?nèi)诵械雷o欄類型與導(dǎo)流板放置位置對扁平鋼箱梁的渦振性能有著明顯的影響。Wang等[13]發(fā)現(xiàn)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。李明等[14]通過1∶50及1∶27節(jié)段模型風(fēng)洞試驗研究了風(fēng)嘴、檢修車軌道、導(dǎo)流板、抑振板和檢修道欄桿對寬幅流線型箱梁渦振性能的影響。孟曉亮等[15]通過風(fēng)洞試驗發(fā)現(xiàn)較尖的風(fēng)嘴角度可以有效提高全封閉鋼箱梁的渦振性能。日本抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范里，也列舉了多種抑制不同形式鋼箱梁渦振的措施。

目前，已有的文獻都是針對扁平箱梁或帶挑臂的梯形箱梁渦激振動所提出的制振措施，但幾乎沒有關(guān)于矩形鋼箱梁鐵路橋渦振制振研究的報道。同時，由于鐵路行車還需要有軌道板、軌道以及中央防拋網(wǎng)等措施，這些構(gòu)件均會降低主梁的渦振性能[16-17]，因此相比較于簡單的幾何矩形斷面，實際中加裝了各種橋梁附屬構(gòu)件的橋梁主梁斷面的渦振性能會出現(xiàn)一定程度上的降低。為了保障大跨度鐵路斜拉橋的行車安全，需要有效抑制矩形鋼箱梁主梁的渦激振動，并提出一種簡便適用的制振措施。

本文以某主跨為672 m的矩形鋼箱梁鐵路斜拉橋為工程背景，在借鑒已有研究成果的基礎(chǔ)上，分別采用1∶50及1∶25節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，研究了矩形斷面主梁的渦激共振及制振措施。在對比了裙板、導(dǎo)流板、欄桿透風(fēng)率以及風(fēng)嘴等氣動措施的制振效果基礎(chǔ)上，提出了一種帶平臺的三角形下行風(fēng)嘴的制振措施，利用計算流體動力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)方法研究了主梁渦振的發(fā)生機理與帶平臺三角形下行風(fēng)嘴的制振機理。

1 主梁渦振性能及氣動措施研究

1.1 試驗參數(shù)

斜拉橋主梁采用矩形閉口鋼箱梁，主梁高4.8 m，全寬32.2 m，寬高比6.71，其上布置有四線鐵路(兩線高鐵和兩線普鐵)，以及檢修道、軌道板、管線槽等附屬設(shè)施。由于高鐵行車安全的需要，在普速線路和高速線路之間增設(shè)了防拋網(wǎng)，位置在主梁上表面的中間位置，高度為3 m，透風(fēng)率為65%，具體如圖1所示。

圖1 原始主梁斷面示意圖(cm)Fig.1 Cross section of prototype deck model (cm)

根據(jù)上述主梁斷面尺寸、試驗段尺寸以及試驗相關(guān)要求，在滿足幾何外形相似、彈性參數(shù)相似、慣性參數(shù)相似以及阻尼參數(shù)相似的情況下，選取試驗?zāi)Ｐ涂s尺比為1∶50，模型長度L=2.095 m，寬度B=0.644 m，高度H=0.096 m。節(jié)段模型外衣內(nèi)部采用木質(zhì)框架，外表采用木板蒙皮制成，軌道板、欄桿、中央防拋網(wǎng)以及梁底的檢修車軌道采用ABS塑料板制作并確保外形及透風(fēng)率相似，試驗中采用激光位移傳感器測量并記錄主梁位移響應(yīng)，兩個傳感器固定在節(jié)段模型下部一定高度處，用以采集試驗過程中節(jié)段模型的位移數(shù)據(jù)。采用彈簧懸掛的方式安裝模型，如圖2所示。渦振試驗在西南交通大學(xué)XNJD-1風(fēng)洞第二試驗段進行，該試驗段截面尺寸為2.4 m×2.0 m，風(fēng)速范圍為1.0～45.0 m/s。

圖2 彈簧懸掛節(jié)段模型Fig.2 Spring-suspended sectional model

由于目前尚沒有針對大跨度鋼箱梁鐵路橋風(fēng)洞試驗阻尼比取值的相關(guān)規(guī)定，參考陳平等[18]針對鐵路橋開展的風(fēng)洞試驗的阻尼比取值，本次試驗中，豎彎阻尼比取值為0.52%，扭轉(zhuǎn)阻尼比取值為0.49%。

對于鐵路橋梁的渦振限制，目前國內(nèi)外還沒有相關(guān)規(guī)范條文出臺，因此本文對渦振振幅的評判參考了以下規(guī)范：我國發(fā)布的TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》[19]中關(guān)于主梁豎彎和扭轉(zhuǎn)振幅限值、JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》[20]、英國發(fā)布的BD 49/01《Design rules for aerodynamic effects on bridges》[21](以下簡稱英規(guī))的加速度限值以及日本《Wind resistant design manual for highway bridges in Japan》[22](以下簡稱日本指南)，采用四種規(guī)范計算得到本文中鐵路橋渦振振幅的限值，如表1所示。從表1中可以看出，日本指南對于豎彎渦振振幅限值的取值相對更加嚴格，因此參考該規(guī)范計算豎彎渦振振幅限值是偏于安全的。

表1 各國規(guī)范渦振振幅限值Tab.1 The allowable value of VIV displacement in various countries

實際上，若鐵路橋梁發(fā)生渦振，其變換的振幅對鐵路行車影響是動態(tài)的，此時振幅的限值會比通過靜態(tài)轉(zhuǎn)角確定的限值要小，因此，在這里取四種規(guī)范計算得到的渦振振幅限值的最小值。

大跨度橋梁的豎向渦振通常表現(xiàn)為單一模態(tài)的振動，但大跨度橋梁模態(tài)密集，在橋梁正常運營風(fēng)速限值25 m/s內(nèi)，固有頻率在0.6 Hz以內(nèi)的豎彎模態(tài)都有發(fā)生渦振的可能[23]?？紤]到實際橋梁中主梁的扭轉(zhuǎn)頻率要比豎彎頻率高，橋梁在常遇風(fēng)速下發(fā)生高階扭轉(zhuǎn)渦振的可能性較小[24]，表2列舉了前5階豎彎模態(tài)的渦振振幅限值以供參考。

表2 前5階豎彎模態(tài)渦振振幅限值Tab.2 The first five allowable value of vertical VIV displacement

由于第1階模態(tài)對應(yīng)的渦振風(fēng)速最低，因此在節(jié)段模型渦振試驗的相關(guān)參數(shù)中，模態(tài)頻率選擇了豎向和扭轉(zhuǎn)振動的基頻，具體如表3所示。并取豎彎渦振振幅限值為142 mm，扭轉(zhuǎn)渦振振幅限值為0.179°。

表3 1∶50節(jié)段模型試驗動力參數(shù)Tab.3 Dynamic parameters of 1∶50 section model tests

1.2 原設(shè)計矩形斷面的渦振性能

渦激振動試驗在均勻流場中進行，風(fēng)洞中的風(fēng)速范圍為0.5～6.0 m/s(實橋風(fēng)速范圍為3.5～42.0 m/s)，風(fēng)洞中風(fēng)速間隔為0.15 m/s(實橋風(fēng)速間隔約為1.00 m/s)。分別在0°，±3°，±5°攻角下測試了主梁豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振，如圖3所示 (圖中風(fēng)速和振幅數(shù)據(jù)均已換算成實橋)。

圖3 原設(shè)計矩形斷面主梁渦振振幅(縮尺比1∶50)Fig.3 VIV displacement of the main girder with original deck (scale ratio:1∶50)

(1) 在0°風(fēng)攻角下，原設(shè)計矩形斷面存在兩個豎彎渦振區(qū)間與兩個扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間，其中兩個豎彎渦振區(qū)間的振幅均沒有超過限值，但高風(fēng)速下扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間IB內(nèi)的扭轉(zhuǎn)渦振振幅最大超過渦振限值1.54倍；

(2) 在±3°，±5°風(fēng)攻角下，存在一個高風(fēng)速下豎彎渦振區(qū)間IA(20.0～25.0 m/s風(fēng)速下)與一個高風(fēng)速下扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間IB(26.0～33.0 m/s風(fēng)速下)，且振幅均顯著超過限值，其中豎彎渦振振幅最大超過渦振限值32.29%，扭轉(zhuǎn)渦振振幅最大超過渦振限值1.67倍。

因此，為保障橋梁運營期間鐵路行車的安全性，需要對主梁的渦振性能進行優(yōu)化，提出合理有效、簡便易行的制振措施。

1.3 主梁渦振制振措施研究

主梁斷面的氣動外形對其渦振性能有著重要影響，參考已有的研究成果[25-27]，本文采用設(shè)置裙板、導(dǎo)流板、風(fēng)嘴以及改變外側(cè)人行道欄桿透風(fēng)率這幾種氣動措施，如表4所示。測試了不同工況下主梁渦振的振幅。試驗重點考察了風(fēng)嘴(實際長度均為4 m)的渦振控制效果，其中，風(fēng)嘴尖角位于對稱線以上的稱為上行風(fēng)嘴，風(fēng)嘴尖角位于對稱線以下的稱為下行風(fēng)嘴，風(fēng)嘴尖角位于對稱線的稱為對稱風(fēng)嘴，如圖4所示。試驗中分別選取了三角形上行風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅰ)，三角形對稱風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅱ)以及三角形下行風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅲ)。

表4 節(jié)段模型渦振制振氣動措施示意圖Tab.4 Aerodynamic measures and structural details cm

圖4 風(fēng)嘴分類示意圖Fig.4 Diagram of wind fairing classification

通過對原設(shè)計矩形斷面的渦振性能試驗結(jié)果可知，該主梁在各風(fēng)攻角下均發(fā)生了渦激振動?？紤]到其代表性和特殊性，在考察制振措施的風(fēng)洞試驗中，選取0°風(fēng)攻角和振幅最大時對應(yīng)的+5°風(fēng)攻角開展相關(guān)測試。各種氣動措施對應(yīng)的最大渦振振幅如圖5與圖6所示(圖中數(shù)據(jù)均已換算成實橋)。

由圖5與圖6可知，在六種氣動措施中，除了將外側(cè)人行道欄桿進行間隔封閉的措施無效外(該氣動措施甚至還會增大主梁渦振振幅)。在裙板、導(dǎo)流板和風(fēng)嘴這三種措施的測試結(jié)果中，主梁的豎彎最大渦振振幅均低于規(guī)范限值，說明這幾種氣動措施起到了一定的制振作用。其中：在0°風(fēng)攻角下三角形風(fēng)嘴均能將主梁豎彎最大渦振振幅降低87%以上(降低率以原設(shè)計矩形斷面相對應(yīng)工況為基準計算)；在+5°風(fēng)攻角下三角形風(fēng)嘴均能將主梁豎彎最大渦振振幅降低56%以上，三角形風(fēng)嘴對于主梁豎彎渦振的制振能力明顯優(yōu)于裙板與導(dǎo)流板。

圖5 各工況最大豎彎渦振幅值Fig.5 Vertical maximum VIV displacement of each working condition

圖6 各工況最大扭轉(zhuǎn)渦振幅值Fig.6 Torsional maximum VIV displacement of each working condition

如圖6所示，風(fēng)嘴Ⅰ、風(fēng)嘴Ⅱ與風(fēng)嘴Ⅲ三種風(fēng)嘴對于主梁扭轉(zhuǎn)最大渦振振幅的降低率依次分別為20.83%，27.08%與41.67%，三種風(fēng)嘴對主梁渦振制振能力排序為風(fēng)嘴Ⅲ>風(fēng)嘴Ⅱ>風(fēng)嘴Ⅰ，即下行風(fēng)嘴效果更佳。但其他措施對扭轉(zhuǎn)渦振的抑制效果均較差。

2 帶平臺的三角形風(fēng)嘴制振措施研究

通過風(fēng)洞試驗結(jié)果可知，三角形風(fēng)嘴作為一種氣動措施可以有效地抑制主梁的豎彎渦振，但對于抑制主梁扭轉(zhuǎn)渦振的效果不佳。綜合之前所得到的下行風(fēng)嘴制振能力較好的結(jié)論，在三角形下行風(fēng)嘴上部設(shè)置一個實際長度為75 cm的平臺(改變氣流在梁體上部的分離點)，提出了一種帶平臺的三角形下行風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅳ)，措施具體細節(jié)如圖7所示。

圖7 風(fēng)嘴Ⅳ示意圖(cm)Fig.7 Diagram of wind fairing Ⅳ (cm)

對加裝了風(fēng)嘴Ⅳ的主梁進行1∶50節(jié)段模型渦振試驗，在0°，±3°，±5°攻角和0.5%阻尼比下，主梁豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振振幅，如圖8所示(圖中數(shù)據(jù)均已換算成實橋)。

由圖8(a)可知，加裝風(fēng)嘴Ⅳ后，主梁的豎彎渦激振動得到了顯著抑制，僅在+5°風(fēng)攻角下發(fā)生明顯豎彎渦激振動，風(fēng)速區(qū)間為10.0～15.0 m/s，且最大振幅值為40 mm，遠遠小于渦振振幅限值，在+3°風(fēng)攻角下發(fā)生輕微豎彎渦激振動，最大振幅值僅為12 mm。在其余風(fēng)攻角下，主梁的豎彎渦激振動均被完全消除。

由圖8(b)可知，加裝風(fēng)嘴Ⅳ后，主梁的扭轉(zhuǎn)渦激振動得到了極大的抑制，主梁僅在+5°與+3°風(fēng)攻角下發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦激振動，風(fēng)速區(qū)間為20.0 ～28.0 m/s，最大振動幅值分別為0.046°與0.033°，均遠小于渦振振幅限值。在其余風(fēng)攻角下，扭轉(zhuǎn)渦激振動幾乎消失。

圖8 工況風(fēng)嘴Ⅳ斷面主梁渦振振幅(縮尺比1∶50)Fig.8 VIV displacement of the main girder with case wind fairing Ⅳ (scale ratio:1∶50)

通過1∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，可以發(fā)現(xiàn)風(fēng)嘴Ⅳ作為一種帶平臺的三角形下行風(fēng)嘴對主梁渦振的抑制效果十分顯著，滿足相應(yīng)的渦振振幅規(guī)范要求。需要說明的是，采用此風(fēng)嘴后，在沒有中間防拋網(wǎng)的條件下，主梁的豎向和扭轉(zhuǎn)渦振在不同攻角下都可以完全消除。

此外，通過風(fēng)洞試驗還發(fā)現(xiàn)，平臺的長度對渦振的制振效果也有一定的影響，以平臺長度為75 cm的風(fēng)嘴Ⅳ為基礎(chǔ)，在僅改變風(fēng)嘴平臺長度的情況下，主梁在0°與+5°風(fēng)攻角下的最大渦振振幅，如表5所示。當平臺長度為50 cm時，主梁渦振較大，制振效果不好，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅超過限值。當平臺長度為100 cm時，主梁的扭轉(zhuǎn)渦振振幅雖然低于限值，但是大于平臺長度為75 cm時的值，因此在不改變風(fēng)嘴總長度的情況下，平臺長度過大或者過小都會影響風(fēng)嘴的制振效果。

表5 不同平臺長度風(fēng)嘴下渦振振幅Tab.5 VIV displacement under wind fairing with different platform lengths

3 大比例尺節(jié)段模型渦振試驗

由于常規(guī)尺度(1∶50)節(jié)段模型尺寸較小，對橋梁結(jié)構(gòu)模擬不夠精細，加上風(fēng)速比大，從而導(dǎo)致對實橋渦振性能的評估存在一定偏差[28]。采用大尺度主梁節(jié)段模型(通常為1∶15～1∶30)進行風(fēng)洞試驗是克服上述弊端的有效方法之一[29-30]。為此，有必要開展大比例尺節(jié)段模型渦振風(fēng)洞試驗，進一步驗證風(fēng)嘴Ⅳ對主梁渦激振動的制振效果。

加裝了風(fēng)嘴Ⅳ的主梁大尺度節(jié)段模型風(fēng)洞試驗縮尺比為1∶25，試驗在XNJD-3大氣邊界層風(fēng)洞中(試驗斷面寬22.5 m，高4.5 m)的專用裝置上進行，風(fēng)洞試驗照片如圖9所示。節(jié)段模型的主要試驗參數(shù)，如表6所示。試驗風(fēng)速比為1.00∶4.45，在來流風(fēng)攻角分別為0°，±3°，±5°的均勻流下進行，結(jié)構(gòu)阻尼比為0.47%。

圖9 1∶25節(jié)段模型風(fēng)洞布置圖Fig.9 Layout of the 1∶25 section model wind tunnel test

表6 1∶25節(jié)段模型試驗動力參數(shù)Tab.6 Dynamic parameters of 1∶25 section model tests

圖10為加裝了風(fēng)嘴Ⅳ后主梁渦激振動響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線，風(fēng)致響應(yīng)及風(fēng)速均已換算至實橋值。

由圖10(a)可知，加裝風(fēng)嘴Ⅳ后，通過1∶25節(jié)段模型風(fēng)洞試驗得到的主梁豎彎渦激振動結(jié)果與通過1∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗得到的主梁豎彎渦激振動結(jié)果相比，+5°風(fēng)攻角下，最大豎彎渦振振幅由40 mm降低至21 mm，風(fēng)速區(qū)間由10.0～15.0 m/s前移并縮小至9.0～11.0 m/s。同時，在1∶50節(jié)段模型試驗中+3°風(fēng)攻角下觀測到的豎彎渦激振動現(xiàn)象消失。

圖10(b)可知，加裝風(fēng)嘴Ⅳ后，通過1∶25節(jié)段模型風(fēng)洞試驗得到的主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動結(jié)果與通過1∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗得到的主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動結(jié)果相比，+5°風(fēng)攻角下，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅由0.046°降低至0.028°，但風(fēng)速區(qū)間沒有發(fā)生變化。同時，主梁在+3°風(fēng)攻角下的扭轉(zhuǎn)渦激振動現(xiàn)象消失。綜上所述，1∶25大比例尺節(jié)段模型風(fēng)洞試驗結(jié)果驗證了風(fēng)嘴Ⅳ對主梁渦振的抑制效果。

圖10 工況風(fēng)嘴Ⅳ斷面主梁渦振振幅(縮尺比1∶25)Fig.10 VIV displacement of the main girder with case wind fairing Ⅳ (scale ratio:1∶25)

4 矩形箱梁渦振誘因及風(fēng)嘴制振機理

4.1 數(shù)值模擬計算工況及參數(shù)

為了對鐵路斜拉橋矩形鋼箱梁的渦激振動有更直觀的認識，本文借助計算流體動力學(xué)數(shù)值模擬軟件，分別對原設(shè)計矩形斷面、加裝三角形對稱風(fēng)嘴斷面與加裝風(fēng)嘴Ⅳ斷面(見圖11)的非定常繞流進行仿真模擬，再現(xiàn)氣體在橋梁斷面的繞流情況。通過對氣流分離、旋渦的脫落及再附現(xiàn)象的可視化，展現(xiàn)周期漩渦脫落對梁體的作用，并為下行風(fēng)嘴氣動措施的制振作用作出解釋。

圖11 計算斷面簡圖Fig.11 Calculated cross-section diagram

本文借助Fluent計算流體動力學(xué)仿真軟件進行非定常繞流計算，采用了Menter[31]提出的SSTk-ω湍流模型，設(shè)置湍流長度尺度為0.05 m，湍流強度為0.5%，計算時間步長為0.000 1 s，選擇 SIMPLE算法，收斂項殘差控制在10×10-5。數(shù)值模擬研究僅在0°風(fēng)攻角下進行，計算模型縮尺比為1∶50，并考慮橋面上的軌道板、中央防拋網(wǎng)、檢修道欄桿和線槽等附屬設(shè)置，計算風(fēng)速按照風(fēng)洞試驗結(jié)果，取發(fā)生渦振時的風(fēng)速3 m/s。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(chǎn)生的自激氣動力。

計算區(qū)域設(shè)置如圖12所示。由外至內(nèi)分別采用結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，計算域總尺寸為12B×20B(B為原設(shè)計矩形斷面模型寬度)，內(nèi)層網(wǎng)格采用非結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，為了能夠準確獲得模型表面旋渦的生成、演化和再附現(xiàn)象，第一層網(wǎng)格厚度設(shè)置為7.6×10-5m，網(wǎng)格總數(shù)在40萬～50萬。計算得到各斷面的y+值均在7以下，此時劃分好的網(wǎng)格可以成功捕獲旋渦的生成、演化發(fā)展和再附現(xiàn)象。

圖12 CFD計算域與網(wǎng)格劃分Fig.12 CFD computing domain and mesh generation

4.2 原設(shè)計矩形箱梁繞流形態(tài)與渦振誘因

通過CFD數(shù)值模擬得到的計算風(fēng)速下原設(shè)計矩形斷面的瞬時渦量演化圖，如圖13所示。由于斷面各個位置處的旋渦脫落情況不一致，為了能觀察到所有位置處完整的旋渦脫落情況，選擇旋渦脫落周期最長處的旋渦脫落周期作為觀察周期，即把該斷面下表面迎風(fēng)側(cè)的旋渦脫落周期作為一個觀察分析的周期，某個完整周期內(nèi)原設(shè)計矩形斷面的氣體繞流及旋渦演化過程，如圖13所示。

由圖13可知，來流受到上游矩形截面的阻礙分別向上、下側(cè)分流。下側(cè)氣流在矩形截面下側(cè)轉(zhuǎn)角附近發(fā)生分離，形成一個大型旋渦B1，旋渦B1的寬度為0.7倍主梁寬度，高度與主梁高度幾乎相同，隨著旋渦的發(fā)展，旋渦B1逐漸擴大并向下游移動，與斷面下表面板后緣處旋渦B2一起形成了一個大型的旋渦并發(fā)生旋渦脫落。上側(cè)氣流由于人行道欄桿與中央防拋網(wǎng)的存在，并沒有形成尺寸較大的大型旋渦，而是形成了一系列密集的小旋渦，但也在上表面板后緣處發(fā)生了明顯的旋渦脫落現(xiàn)象，與下表面板后緣處脫落的旋渦一起在尾流區(qū)形成典型的卡門渦街。其中，梁體下表面發(fā)生的較大尺度旋渦脫落再附現(xiàn)象將產(chǎn)生周期性的壓力差，是激勵矩形斷面發(fā)生渦激振動的原因。

圖13 原設(shè)計矩形斷面非定常繞流瞬時渦量演化圖Fig.13 Transient vorticity evolution diagram of unsteady flow around the original rectangular section

橋梁主梁斷面的三分力系數(shù)是表示主梁斷面在受到平均風(fēng)的作用下受力大小的無量綱系數(shù)。作用于主梁斷面上的三分力可按選取坐標系不同分為體軸坐標系下三分力和風(fēng)軸坐標系下三分力。本文中采用體軸坐標系，三分力系數(shù)定義表達式為

阻力系數(shù)

(1a)

升力系數(shù)

(1b)

力矩系數(shù)

(1c)

通過三分力試驗和數(shù)值模擬分別得到了主梁斷面的靜力三分力系數(shù)(對獲得的非定常氣動力取平均值)，如表7所示，并與風(fēng)洞試驗得到的結(jié)果相對比，誤差均在10%以內(nèi)，因此可以認為數(shù)值模擬可以較好地重現(xiàn)主梁段面的非定常繞流狀態(tài)和非定常氣動力。

表7 三分力系數(shù)表Tab.7 Three-component force coefficient table

通過數(shù)值模擬得到原設(shè)計矩形斷面的三分力系數(shù)時程，如圖14所示。對渦振有較大影響的升力系數(shù)變化范圍在-0.170 9～-0.294 1，幅值為0.061 6，力矩系數(shù)變化范圍在-0.005 1～-0.024 0，幅值達到0.009 45。

圖14 CFD數(shù)值模擬三分力時程圖Fig.14 CFD numerical simulation three-component force time history diagram

4.3 設(shè)置風(fēng)嘴后的繞流特性以及制振機理探討

采用與4.2節(jié)同樣的數(shù)值分析方法，對三角形對稱風(fēng)嘴與風(fēng)嘴Ⅳ這兩種氣動控制措施進行繞流模擬和制振機理分析。

如圖15(a)所示，設(shè)置三角形對稱風(fēng)嘴后，較原設(shè)計矩形斷面，氣體繞流特性和旋渦演化路徑已明顯改變。可以發(fā)現(xiàn)在斷面上游下表面處生成的旋渦B1尺寸明顯減小，旋渦寬度減小為0.4倍主梁寬度，旋渦高度減小為0.5倍主梁高度，旋渦B1并沒有擴大并向下游移動，而是出現(xiàn)了再附現(xiàn)象，從而導(dǎo)致下表面后緣處脫落的旋渦尺寸減小。但是，相比較于原設(shè)計斷面，上表面處的旋渦大小與運動規(guī)律沒有發(fā)生明顯變化。

通過數(shù)值模擬得到三角形對稱風(fēng)嘴斷面的三分力時程，如圖14所示，與原設(shè)計矩形斷面的三分力系數(shù)相比較，斷面升力系數(shù)變化幅值降低至0.039 3，降幅36.2%，力矩系數(shù)幅值降低至0.006 6，降幅30.2%。

三角形對稱風(fēng)嘴對于表面流場的影響在于，顯著減小了上游側(cè)斷面下表面處的旋渦尺寸，減小了上、下表面的壓力差和升力幅值。但沒有減小上、下游壓力合力即扭矩幅值。因此三角形對稱風(fēng)嘴對于主梁豎彎渦振的抑制能力較好，但對于扭轉(zhuǎn)渦振的抑制能力有限。

加裝風(fēng)嘴Ⅳ后斷面非定常繞流瞬時渦量演化圖，如圖15(b)所示，可以發(fā)現(xiàn)該斷面氣體繞流特性和旋渦演化規(guī)律與原設(shè)計矩形斷面及加裝三角形對稱風(fēng)嘴斷面的區(qū)別在于，上游上表面處的旋渦A1明顯減小。同時，消除了下表面迎風(fēng)側(cè)轉(zhuǎn)角處形成的大尺寸旋渦，顯著減小了下表面后緣處脫落的旋渦尺寸，因此顯著減弱了尾流區(qū)卡門渦脫的能量，起到了抑制渦振的作用。

圖15 加裝風(fēng)嘴斷面非定常繞流瞬時渦量演化圖Fig.15 Transient vorticity evolution diagram of unsteady flow around the section with wind fairings

通過數(shù)值模擬得到風(fēng)嘴Ⅳ斷面的三分力時程，如圖14所示，與原設(shè)計矩形斷面的三分力系數(shù)相比較，斷面升力系數(shù)變化幅值降低至0.028 2，降幅54.2%，力矩系數(shù)變化幅值降低至0.001 6，降幅83.1%。

再對比圖14(b)與圖14(c)可以發(fā)現(xiàn)相比于力矩系數(shù)之間較大的差異，三角形對稱風(fēng)嘴對梁體升力系數(shù)的改變(包括mean值與RMS值)和加裝風(fēng)嘴Ⅳ后引起的改變更加接近，這也印證了風(fēng)洞試驗結(jié)果，三角形風(fēng)嘴與風(fēng)嘴Ⅳ均能降低原設(shè)計矩形斷面的豎彎渦激振動，兩種風(fēng)嘴的渦振制振性能差距主要體現(xiàn)在對主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動的抑制效果。

綜上所述，風(fēng)嘴Ⅳ與三角形對稱風(fēng)嘴對原設(shè)計矩形斷面的流場影響區(qū)別在于，三角形對稱風(fēng)嘴僅能降低下表面處的旋渦尺寸，而風(fēng)嘴Ⅳ能同時降低上、下表面處的旋渦尺寸，從而顯著降低斷面上、下表面的壓力差，同時也降低了升力和扭矩幅值，從而抑振了渦振的發(fā)生。

5 結(jié) 論

對某大跨鐵路斜拉橋矩形鋼箱梁斷面進行節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，并借助計算流體動力學(xué)數(shù)值方法，系統(tǒng)研究了該斷面的渦振性能。對比分析了人行道欄桿、裙板、導(dǎo)流板以及風(fēng)嘴形式等多種氣動控制措施的影響，主要得出以下結(jié)論：

(1) 原設(shè)計矩形鋼箱梁斷面在阻尼比0.5%條件下存在較明顯的豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振，且振幅較大。

(2) 三角形風(fēng)嘴可降低矩形主梁斷面的豎彎渦振振幅，但對降低主梁的扭轉(zhuǎn)渦振振幅作用有限。

(3) 帶平臺的三角形下行風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅳ)可顯著降低、甚至消除矩形鋼箱梁的渦激振動。

(4) 計算流體動力學(xué)的模擬結(jié)果表明，矩形鋼箱梁斷面發(fā)生的大尺度漩渦及由此產(chǎn)生的周期性氣動力是導(dǎo)致其發(fā)生渦振的主要原因；帶平臺的三角形下行風(fēng)嘴能顯著減小主梁斷面的旋渦尺寸，減小周期性的升力和力矩，從而起到了抑振主梁渦振的作用。