中央開(kāi)槽寬度對(duì)箱梁渦振特性的影響機(jī)理

陳星宇 ，徐昕宇 ，鄭曉龍 ，曾永平 ，李永樂(lè)

（1. 中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司，四川 成都 610031；2. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川 成都 610031）

流線型箱梁由于其外形美觀、受力明確、施工方便、氣動(dòng)性能好等優(yōu)點(diǎn)，在大跨度橋梁中得到了廣泛的應(yīng)用. 例如，主跨1 088 m的蘇通大橋、1 624 m的Great Belt Bridge和890 m的Tatara Bridge都采用封閉箱梁. 而主跨1 018 m的昂船洲大橋、1 545 m的Yi Sun-sin Bridge和1650 m的西堠門(mén)大橋均采用中央開(kāi)槽的分離雙箱梁. 隨著橋跨的不斷增大，渦激振動(dòng)、顫振失穩(wěn)和抖振等結(jié)構(gòu)氣動(dòng)響應(yīng)更加突出，風(fēng)致穩(wěn)定性已成為大跨度橋梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的控制因素之一.

大跨度橋梁的顫振失穩(wěn)一般發(fā)生在較高的風(fēng)速下，而在正常的氣候條件下，大跨度橋梁可能發(fā)生渦激共振. 現(xiàn)有研究表明，無(wú)論是封閉箱梁還是開(kāi)槽箱梁，其渦振穩(wěn)定性能往往較差. 象山港大橋、Great Belt Bridge、昂船洲大橋、西堠門(mén)大橋、伶仃洋航道橋等大跨橋梁均在試驗(yàn)研究甚至運(yùn)營(yíng)階段中出現(xiàn)了渦激共振現(xiàn)象.

渦激共振是由一對(duì)從結(jié)構(gòu)斷面上周期性交替脫落的旋渦激發(fā)的. 許多學(xué)者從流場(chǎng)特性的角度研究了橋梁的渦振現(xiàn)象[1-10]. Larsen 等[1]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了昂船洲大橋主梁斷面的渦振性能，表明該斷面的渦振現(xiàn)象主要由中央開(kāi)槽引起，設(shè)置導(dǎo)流板后可有效抑制渦振的發(fā)生；孫延國(guó)等[2]基于大尺度節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行了箱梁的渦振性能研究，發(fā)現(xiàn)風(fēng)攻角和檢修軌道是影響箱梁渦振性能的主要因素；劉君等[3]則系統(tǒng)探討了設(shè)置于檢修車(chē)軌道附近的導(dǎo)流板對(duì)流線型箱梁渦振振幅的影響；楊婷等[4]采用靜態(tài)數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了開(kāi)槽箱梁的渦振特性并進(jìn)行了抑振措施的比選，詳細(xì)分析了內(nèi)側(cè)檢修車(chē)軌道對(duì)箱梁渦振特性的影響；劉小兵等[5]探究了5° 攻角下分離雙箱梁間距分別對(duì)上下游箱梁渦振性能的影響規(guī)律，研究并未考慮分離箱梁共同運(yùn)動(dòng)時(shí)的渦振特性；王騎等[6]對(duì)某分離箱梁斜拉橋的渦振特性進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)研究，分析了抑振板和導(dǎo)流板對(duì)箱梁渦振性能的影響. 現(xiàn)有關(guān)于箱梁渦振特性的研究相對(duì)較多，但研究多針對(duì)于箱梁的氣動(dòng)優(yōu)化措施比選，而中央開(kāi)槽寬度對(duì)箱梁渦振性能的影響規(guī)律及其機(jī)理仍尚不明確.

隨著計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)理論的逐漸完善，數(shù)值模擬方法已成為橋梁風(fēng)工程領(lǐng)域的重要研究手段[11-17].徐楓等[13]對(duì)不同斷面形狀柱體的渦振性能進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，基于試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性；周帥等[14]用數(shù)值模擬方法研究了吊桿的軟

馳振現(xiàn)象，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相吻合；Chen等[15-17]基于數(shù)值模擬方法對(duì)箱梁的渦振特性開(kāi)展了系統(tǒng)研究，并驗(yàn)證了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性.

本文以箱梁為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬方法，基于不同開(kāi)槽寬度箱梁的結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性保持一致的假定，研究了5種開(kāi)槽寬度箱梁斷面的氣動(dòng)力特性，并在?5°～5° 風(fēng)攻角范圍內(nèi)開(kāi)展了箱梁斷面渦振性能研究，隨后分析了中央開(kāi)槽寬度變化對(duì)箱梁的氣動(dòng)力和渦振特性的影響規(guī)律及其流體力學(xué)機(jī)理.

1 數(shù)值模型

以中央開(kāi)槽的流線型箱梁斷面為研究對(duì)象，箱梁?jiǎn)挝婚L(zhǎng)度質(zhì)量為50.61 kg/m，豎向固有頻率fs=2.807 Hz，扭轉(zhuǎn)固有頻率fn= 8.809 Hz，結(jié)構(gòu)阻尼比設(shè)置為0.5%. 箱梁斷面形式如圖1所示，圖中：B為箱梁寬度，為1.6 m；B0為除去風(fēng)嘴的寬度；D為箱梁高度（不計(jì)附屬設(shè)施高度），為0.175 m；L為中央開(kāi)槽寬度. 本文主要針對(duì)中央開(kāi)槽比L/B= 0，0.04，0.08，0.12，0.20的箱梁進(jìn)行了研究，其中L/B= 0的箱梁即為封閉箱梁.

圖1 開(kāi)槽箱梁斷面示意Fig. 1 Sketch of slotted box girder section

根據(jù)已有研究[17]，在進(jìn)行箱梁渦振研究時(shí)，宜將斷面阻塞比控制在2.5%以?xún)?nèi)，因此將計(jì)算域取為19B× 40D的長(zhǎng)方形區(qū)域，如圖2所示. 圖中：U為來(lái)流速度. 在來(lái)流風(fēng)攻角為0° 時(shí)，空氣從左至右運(yùn)動(dòng)，左邊界為速度入口，右邊界為壓力出口，上下邊界設(shè)置為對(duì)稱(chēng)邊界. 隨著風(fēng)攻角的變化，上下邊界相應(yīng)地修改為速度入口或壓力出口. 箱梁斷面設(shè)置為無(wú)滑移壁面邊界.

為了準(zhǔn)確地模擬箱梁的渦激振動(dòng)，要求箱梁近壁面網(wǎng)格足夠小，因此在箱梁附近一定區(qū)域內(nèi)劃分細(xì)密的網(wǎng)格，并將這一區(qū)域設(shè)置為剛體區(qū)域，使其與箱梁斷面共同運(yùn)動(dòng)，保證了渦振過(guò)程中箱梁附近網(wǎng)格的質(zhì)量. 由三角形網(wǎng)格組成的動(dòng)網(wǎng)格區(qū)設(shè)置在剛體區(qū)域的外側(cè). 為了更好地捕捉箱梁的尾跡特征，在箱梁的背風(fēng)側(cè)設(shè)置尾流區(qū)域，并用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行離散. 同時(shí)，為提高計(jì)算效率，外部區(qū)域則采用尺寸稍大的網(wǎng)格進(jìn)行離散.

圖2 計(jì)算域及邊界條件Fig. 2 Computational domain and boundary conditions

Chen等[15]對(duì)本文中封閉箱梁斷面數(shù)值模型的步長(zhǎng)和網(wǎng)格無(wú)關(guān)性進(jìn)行了詳細(xì)地驗(yàn)證，并對(duì)比了箱梁渦振數(shù)值模擬結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了模擬方法的可靠性. 本文數(shù)值模型的所有參數(shù)設(shè)置均與文獻(xiàn)[15]相同，近壁面網(wǎng)格尺寸為0.15 mm，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為4.45×10?4s，湍流模型選取模型.

2 開(kāi)槽寬度對(duì)靜止箱梁氣動(dòng)力的影響

2.1 氣動(dòng)力系數(shù)

圖3為不同開(kāi)槽寬度的箱梁斷面的氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化曲線. 由圖3（a）可見(jiàn)：在?10°～10°風(fēng)攻角范圍內(nèi)，封閉箱梁斷面的阻力系數(shù)始終最小，隨著中央開(kāi)槽寬度的增大，阻力系數(shù)逐漸變大，負(fù)攻角來(lái)流作用下這一增大趨勢(shì)更為明顯.

圖3 不同開(kāi)槽寬度箱梁的氣動(dòng)力系數(shù)Fig. 3 Aerodynamic coefficients of box girders with different slotted widths

由圖3（b）可知：對(duì)于升力系數(shù)，開(kāi)槽箱梁與封閉箱梁也存在一定差別，升力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化趨勢(shì)變化不大，但封閉箱梁的升力系數(shù)絕對(duì)值普遍大于開(kāi)槽箱梁， 在負(fù)攻角來(lái)流作用下，開(kāi)槽箱梁的升力系數(shù)絕對(duì)值隨著開(kāi)槽寬度的增大而增大，當(dāng)開(kāi)槽寬度比達(dá)到0.20時(shí)，開(kāi)槽箱梁升力系數(shù)絕對(duì)值反而接近于封閉箱梁，在?10° 攻角下這一現(xiàn)象最為顯著；在0°～5° 攻角范圍內(nèi)，不同開(kāi)槽寬度的開(kāi)槽箱梁的升力系數(shù)相近，均明顯小于封閉箱梁，隨著風(fēng)攻角的增大，較小開(kāi)槽寬度的開(kāi)槽箱梁的升力系數(shù)逐漸與封閉箱梁接近，箱梁升力系數(shù)則隨開(kāi)槽寬度增大而減小的趨勢(shì)更為明顯.

2.2 壓力分布

0° 風(fēng)攻角時(shí)不同開(kāi)槽寬度流線型箱梁周?chē)臅r(shí)均流線和時(shí)均靜壓云圖如圖4所示. 由圖可知：是否設(shè)置中央開(kāi)槽以及中央開(kāi)槽寬度的變化對(duì)箱梁表面大部分區(qū)域壓力分布不構(gòu)成顯著影響，僅下游檢修車(chē)軌道欄桿前方的正壓區(qū)大小隨著開(kāi)槽寬度的增大而增大. 中央開(kāi)槽寬度的變化對(duì)槽內(nèi)流場(chǎng)影響極為顯著：當(dāng)L/B= 0.04時(shí)，槽內(nèi)底部存在一個(gè)尺度很小的旋渦，上表面氣流較為平順地越過(guò)中央開(kāi)槽直接到達(dá)下游箱梁表面，隨著開(kāi)槽寬度比的增大，槽內(nèi)旋渦尺度變大；當(dāng)L/B= 0.08時(shí)，槽內(nèi)旋渦將整個(gè)槽填滿，但對(duì)上表面的流場(chǎng)影響不大，上表面氣流仍然平順地越過(guò)開(kāi)槽，未受到槽內(nèi)旋渦的阻礙；當(dāng)L/B達(dá)到0.20時(shí)，中央開(kāi)槽寬度已經(jīng)較大，槽內(nèi)出現(xiàn)了兩個(gè)較大的旋渦，一個(gè)旋渦靠近下游箱梁下表面，另一個(gè)則靠近上游箱梁上表面，且略高于上表面，對(duì)上表面的氣流運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生了一定的影響. 從圖4中可以看出：開(kāi)槽箱梁流場(chǎng)存在一個(gè)共同特征，即下表面氣流均會(huì)在靠近槽內(nèi)下游壁面處由下向上運(yùn)動(dòng)，使得槽內(nèi)有旋渦呈逆時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)，而該氣流在上游氣流的裹挾下緊貼下游側(cè)半幅箱梁的上表面繼續(xù)向下游流動(dòng).

圖4 不同開(kāi)槽寬度箱梁的壓力云圖Fig. 4 Pressure cloud charts of box girders with different slot widths

圖5給出了風(fēng)攻角0° 下不同開(kāi)槽寬度的箱梁槽內(nèi)上下游壁面的風(fēng)壓系數(shù)分布. 圖中：Y為距離箱梁中心的距離. 由圖5（a）可見(jiàn)：不同開(kāi)槽寬度箱梁的槽內(nèi)上游壁面平均風(fēng)壓系數(shù)的差異在0.02以?xún)?nèi)，均呈現(xiàn)底部負(fù)壓絕對(duì)值大、頂部負(fù)壓絕對(duì)值小的規(guī)律，但壓力分布有所不同；L/B僅為0.04時(shí)，槽內(nèi)上游壁面大部分區(qū)域壓力相同，約為?0.25，僅靠近底部的一小塊區(qū)域內(nèi)壓力出現(xiàn)了變化，底部負(fù)壓為?0.28；L/B= 0.08，0.12時(shí)，壓力分布規(guī)律相似，槽內(nèi)上游壁面中上部區(qū)域負(fù)壓絕對(duì)值小，中下部區(qū)域負(fù)壓絕對(duì)值大，開(kāi)槽寬度較大的箱梁，其負(fù)壓絕對(duì)值偏小；當(dāng)開(kāi)槽寬度比達(dá)到L/B= 0.20時(shí)，在槽內(nèi)上游壁面中下部區(qū)域負(fù)壓絕對(duì)值最小，越靠近兩端負(fù)壓絕對(duì)值越大. 在圖5（b）中：上游壁面的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)分布隨開(kāi)槽寬度的變化規(guī)律則相對(duì)簡(jiǎn)單，中央開(kāi)槽寬度越大，上游壁面受到越大的負(fù)壓作用.

圖5 不同開(kāi)槽寬度箱梁槽內(nèi)上下游壁面風(fēng)壓系數(shù)分布Fig. 5 Distribution of wind pressure coefficients on upstream and downstream walls of box girders with different slot widths

由圖5（b）可知：對(duì)于槽內(nèi)下游壁面而言，其表面平均壓力系數(shù)隨開(kāi)槽寬度的變化規(guī)律更為明晰；L/B= 0.04時(shí)，槽內(nèi)下游壁面壓力分布與上游壁面相似，底部負(fù)壓絕對(duì)值較小，約為?0.2，而其他大部分區(qū)域壓力相同，為?0.25. 隨著開(kāi)槽寬度比的增大，底部和頂部的負(fù)壓絕對(duì)值逐漸減小，底部的變化幅度大于頂部，而中部區(qū)域的壓力系數(shù)變化不大；當(dāng)L/B=0.20時(shí)，頂部風(fēng)壓系數(shù)為?0.2，而底部已受到正壓作用，壓力系數(shù)約0.05. 而下游壁面脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)則隨著中央開(kāi)槽寬度的增大而增大，始終表現(xiàn)為正壓.

3 中央開(kāi)槽寬度對(duì)箱梁渦振的影響

3.1 渦振響應(yīng)

不同開(kāi)槽寬度箱梁渦振數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果表明：?5°～0° 攻角范圍內(nèi)，開(kāi)槽箱梁未發(fā)生豎向和扭轉(zhuǎn)渦振；在3° 和5° 攻角下開(kāi)槽箱梁發(fā)生了豎向渦振現(xiàn)象，未發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振，且5° 風(fēng)攻角下的最大渦振振幅遠(yuǎn)大于3° 攻角下的振幅. 因此，僅針對(duì)豎向渦振現(xiàn)象最為明顯的工況進(jìn)行后續(xù)分析研究. 5° 風(fēng)攻角下不同開(kāi)槽寬度箱梁的渦振振幅-風(fēng)速變化曲線見(jiàn)圖6. 圖中：ymax為箱梁豎向渦振振幅；f為渦振頻率. 由圖可知：封閉箱梁的渦振振幅最大，開(kāi)槽箱梁的渦振振幅隨著開(kāi)槽寬度的增大而減小，當(dāng)L/B>0.12時(shí)，箱梁渦振最大振幅對(duì)應(yīng)的無(wú)量綱風(fēng)速減小為17.7. 不同開(kāi)槽寬度箱梁的渦振響應(yīng)如表1所示，表中渦振振幅增長(zhǎng)率是以封閉箱梁渦振最大振幅為基準(zhǔn)計(jì)算的相對(duì)變化率，負(fù)值表示振幅減小. 由表可知：當(dāng)開(kāi)槽寬度較小時(shí)，箱梁渦振振幅的減小幅度并不突出，但當(dāng)開(kāi)槽寬度進(jìn)一步增大，箱梁渦振振幅迅速減小. 還可以發(fā)現(xiàn)，設(shè)置中央開(kāi)槽后，箱梁斷面的渦振頻率也未發(fā)生明顯變化，St數(shù)始終在0.09左右略微變化.

圖6 不同開(kāi)槽寬度箱梁的渦振振幅-風(fēng)速變化曲線Fig. 6 VIV amplitudes versus the reduced wind velocity of box girders with different slot widths

表 1 不同開(kāi)槽寬度箱梁的渦振響應(yīng)Tab. 1 VIV responses of box girders with different slot widths

3.2 機(jī)理探究

為探究流線型箱梁設(shè)置中央開(kāi)槽后渦振性能變化的原因，以L/B= 0，0.04，0.20的箱梁為對(duì)象，在渦振穩(wěn)定階段選取時(shí)刻0、π/2、π和3π/2，分別對(duì)應(yīng)平衡位置（正向運(yùn)動(dòng)）、正向最大振幅位置、平衡位置（負(fù)向運(yùn)動(dòng)）、負(fù)向最大振幅位置，分析了不同時(shí)刻表面風(fēng)壓系數(shù)的分布及演變規(guī)律，如圖7所示，并探究了旋渦結(jié)構(gòu)的變化規(guī)律（如圖8）. 其中旋渦結(jié)果通過(guò)渦量等值線[18]表示，如式(1).

式中：Q為渦量等值線；u、v分別為x和y方向的速度.

圖7 不同開(kāi)槽寬度箱梁渦振穩(wěn)定階段不同時(shí)刻壓力系數(shù)分布Fig. 7 Pressure coefficient distribution of box girders with different slot widths at different time in stable stage of VIV

Dubief等[19]證實(shí)了渦量等值線能夠很好地表示旋渦結(jié)構(gòu).

對(duì)于封閉箱梁，箱梁位于平衡位置（正向運(yùn)動(dòng)）時(shí)，一個(gè)巨大的旋渦位于箱梁上表面中央，上表面前緣旋渦已經(jīng)生成. 在時(shí)刻π/2，上表面頂板迎風(fēng)側(cè)行車(chē)道和背風(fēng)側(cè)行車(chē)道上各存在一個(gè)大尺度旋渦，且在上表面上引起較大的吸力. 在箱梁向下運(yùn)動(dòng)期間，上表面上的旋渦向背風(fēng)側(cè)運(yùn)動(dòng)，部分旋渦從上表面尾部脫落，上表面前半部分的吸力峰值向背風(fēng)側(cè)運(yùn)動(dòng)，上表面后半部分的吸力逐漸變?yōu)檎龎? 氣流在下表面迎風(fēng)側(cè)轉(zhuǎn)角處也發(fā)生了分離，由于迎風(fēng)側(cè)檢修車(chē)軌道的阻擋，氣流繞過(guò)軌道并再附于底板上，底板上的壓力呈現(xiàn)越向后正壓越大的趨勢(shì). 迎風(fēng)側(cè)檢修車(chē)軌道后方的旋渦略有減小，來(lái)流在下表面底板上的再附點(diǎn)向前移動(dòng)，由旋渦脫落引起的背風(fēng)側(cè)斜腹板上的壓力差增大. 此外，上表面迎風(fēng)側(cè)轉(zhuǎn)角附近的吸力顯著增大，表明此處來(lái)流分離更加徹底，從而導(dǎo)致上表面空腔區(qū)域高度增大.

圖8 不同開(kāi)槽寬度箱梁渦振穩(wěn)定階段不同時(shí)刻渦量等值線Fig. 8 Vortex contours of box girders with different slot widths at different time in stable stage of VIV

對(duì)L/B= 0.04的箱梁，當(dāng)其處于平衡位置（正向運(yùn)動(dòng)）時(shí)，與封閉箱梁相比，上游側(cè)半幅箱梁上表面負(fù)壓絕對(duì)值普遍減小，而下游側(cè)半幅箱梁上表面的負(fù)壓峰值有所增大，從渦量圖可以看出，受中央開(kāi)槽影響，上表面中央大幅區(qū)域內(nèi)的氣流較為紊亂，上游側(cè)箱梁表面未出現(xiàn)較大尺度的旋渦，而下游側(cè)的旋渦尺度明顯增大. 在時(shí)刻π/2，上游側(cè)箱梁表面旋渦尺度略有減小更靠近于迎風(fēng)側(cè)，下游側(cè)箱梁表面旋渦則更靠近于尾部，因此箱梁上表面大部分區(qū)域的負(fù)壓絕對(duì)值都有所降低. 在時(shí)刻π，由于上游側(cè)箱梁上表面的旋渦尺度和位置幾乎沒(méi)有變化，該區(qū)域的壓力也為出現(xiàn)明顯改變；在下游側(cè)箱梁上表面上，尾部渦脫遺留下的小旋渦更靠近于中部，因此這一區(qū)域內(nèi)的正壓減小，部分位置壓力由正變負(fù). 在時(shí)刻3π/2，上表面的旋渦尺度增大且更靠近箱梁中央，氣流繞過(guò)旋渦俯沖達(dá)到下游側(cè)箱梁表面，因而上游側(cè)上表面負(fù)壓絕對(duì)值增大，下游側(cè)上表面正壓也變大.在箱梁底面上，壓力變化主要集中在中下游區(qū)域，上游側(cè)箱梁底面靠近開(kāi)槽位置，在任意時(shí)刻的負(fù)壓絕對(duì)值都普遍增大，但壓力發(fā)生變化的區(qū)域極小；下游側(cè)箱梁底面上的壓力在時(shí)刻3π/2變化不大，但在時(shí)刻0、π/2和π表面正壓均減小. 由此可見(jiàn)，與封閉箱梁相比，L/B= 0.04的箱梁在正向運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，雖然下游側(cè)半幅箱梁上表面負(fù)壓供能增多，上游側(cè)半幅箱梁上表面負(fù)壓所提供能量減少，且在負(fù)向運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，上游側(cè)半幅箱梁上表面負(fù)壓耗能能力增加. 綜上，當(dāng)箱梁中央開(kāi)槽寬度為0.04B時(shí)，旋渦為箱梁渦振運(yùn)動(dòng)提供的能量減少，但減少幅度并不顯著，所以渦振振幅降低幅度不大.

當(dāng)L/B= 0.20時(shí)，在渦振穩(wěn)定階段一個(gè)周期內(nèi)的時(shí)刻0，箱梁中央槽內(nèi)有一較大尺度旋渦，但上下游兩側(cè)箱梁上表面上的旋渦仍然存在，與L/B= 0.04的箱梁相比，上游旋渦稍大，下游旋渦尺度相當(dāng)，因此上游側(cè)半幅箱梁上表面負(fù)壓絕對(duì)值略微增大，下游箱梁上表面壓力變化不明顯. 在時(shí)刻π/2，上游側(cè)半幅箱梁上表面負(fù)壓絕對(duì)值略有減小，但旋渦尺度未出現(xiàn)明顯變化，壓力的變化可能是由于此處旋渦渦量減小造成的；下游側(cè)半幅箱梁上表面旋渦尺度增大，此處負(fù)壓絕對(duì)值也有所增加. 在時(shí)刻π，上游側(cè)半幅箱梁上表面的旋渦接近于中央槽，有離開(kāi)上游箱梁向下游運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì)，因此上表面負(fù)壓絕對(duì)值略有降低，而在下游側(cè)半幅箱梁表面，旋渦脫落并不徹底，仍有部分旋渦位于箱梁表面，旋渦尺度較大，因此此處負(fù)壓絕對(duì)值明顯大于封閉箱梁和較小開(kāi)槽寬度的開(kāi)槽箱梁. 在時(shí)刻3π/2，上游側(cè)半幅箱梁上表面的大旋渦運(yùn)動(dòng)至中央槽上方，同時(shí)上游箱梁頂面又有新的旋渦生成，因此此處負(fù)壓絕對(duì)值顯著減小，下游側(cè)半幅箱梁上表面仍受到繞流沖擊，表現(xiàn)為正壓.

對(duì)比圖7（b）和（c）中槽內(nèi)下游壁面上的壓力分布可知：當(dāng)中央開(kāi)槽寬度較大時(shí)，槽內(nèi)下游壁面底端會(huì)直接受到下表面氣流作用而呈現(xiàn)為正壓，說(shuō)明下表面上氣流在下游側(cè)半幅箱梁底面轉(zhuǎn)角處出現(xiàn)了較明顯的來(lái)流分離，部分氣流向槽內(nèi)運(yùn)動(dòng)，部分氣流繼續(xù)沿底面向下游運(yùn)動(dòng). 由于來(lái)流分離，下游側(cè)半幅箱梁底面上的正壓較小. 總體而言，上游側(cè)半幅箱梁在渦振穩(wěn)定階段任意周期內(nèi)的表面壓力波動(dòng)較小，下游側(cè)半幅箱梁在時(shí)刻π/2和π的表面負(fù)壓絕對(duì)值增大，其余部位的壓力分布與L/B= 0.04的箱梁差別不大. 對(duì)比可知，雖然下游側(cè)半幅箱梁表面負(fù)壓絕對(duì)值略有增大，為箱梁渦振運(yùn)動(dòng)提供了更多能量，但其耗散的能量也有所增長(zhǎng)，同時(shí)上游側(cè)半幅箱梁表面壓力波動(dòng)減緩，從而使得L/B= 0.20的箱梁的渦振振幅小于封閉箱梁和開(kāi)槽寬度較小的箱梁.

4 結(jié) 論

1） 在?5°～5° 風(fēng)攻角內(nèi)，在一定范圍內(nèi)改變箱梁中央開(kāi)槽的寬度，箱梁在5° 攻角下的渦振穩(wěn)定性能始終最差.

2） 中央開(kāi)槽寬度對(duì)流線型箱梁的氣動(dòng)力特性影響較大，在?10°～10° 風(fēng)攻角范圍內(nèi)，封閉箱梁斷面的阻力系數(shù)始終最小，而其升力系數(shù)絕對(duì)值普遍大于開(kāi)槽箱梁，隨著中央開(kāi)槽寬度的增大，阻力系數(shù)逐漸變大，負(fù)攻角來(lái)流作用下這一增大趨勢(shì)更為明顯.

3） 流線型箱梁設(shè)置中央開(kāi)槽后，下表面氣流會(huì)在靠近槽內(nèi)下游壁面處由下向上運(yùn)動(dòng)，使得槽內(nèi)有旋渦呈逆時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)，而該氣流在上游氣流的裹挾下緊貼下游側(cè)半幅箱梁的上表面繼續(xù)向下游流動(dòng).L/B由0.04增大至0.20后，中央槽內(nèi)旋渦數(shù)量由1個(gè)增至2個(gè).

4） 對(duì)于流線型箱梁而言，在0° 攻角來(lái)流作用下，中央開(kāi)槽寬度變化僅對(duì)背風(fēng)側(cè)半幅箱梁下表面前緣至檢修車(chē)軌道區(qū)域內(nèi)的表面風(fēng)壓系數(shù)產(chǎn)生顯著影響.

5） 中央開(kāi)槽寬度變化對(duì)箱梁的渦振性能影響顯著，開(kāi)槽箱梁的渦振振幅隨著開(kāi)槽寬度的增大而減小，當(dāng)L/B≥ 0.12時(shí)，渦振最大振幅對(duì)應(yīng)的風(fēng)速將會(huì)降低.

6） 隨著中央開(kāi)槽寬度的增大，上游側(cè)半幅箱梁的表面壓力系數(shù)波動(dòng)大幅減緩，下游側(cè)半幅箱梁底面轉(zhuǎn)角處的來(lái)流分離導(dǎo)致下游下表面上的壓力系數(shù)幅值和波動(dòng)都變小，從而使得渦振振幅減小.