李加武，徐敏建，王子健,3，邢 松

(1. 長安大學(xué)公路學(xué)院，陜西西安 710064； 2. 長安大學(xué)風洞實驗室，陜西西安 710064；3. 中國市政工程華北設(shè)計研究總院有限公司，天津 300074)

0引 言

近年來，雙邊箱式Π型梁因施工便利、受力合理、經(jīng)濟效益好等優(yōu)點在現(xiàn)代橋梁中應(yīng)用廣泛。Π型梁是一種典型的開口鈍體斷面[1]，梁體抗扭剛度小，氣動分離明顯，繞流情況復(fù)雜，在風荷載的作用下易發(fā)生渦激振動。主梁的渦激振動是一種多發(fā)生在低風速區(qū)間的風致限幅振動現(xiàn)象，雖不會直接引起結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)破壞，但容易導(dǎo)致構(gòu)件疲勞損傷，對行車、行人的舒適性也會產(chǎn)生不利影響[2-5]。因此，改善Π型梁的渦振(VIV)性能從而提高其在大跨度橋梁選型中的競爭力具有重要的工程意義。根據(jù)現(xiàn)有研究，斷面寬高比[6]、邊板梁間距[7]等結(jié)構(gòu)參數(shù)和風嘴[8]、導(dǎo)流板[9]、中央穩(wěn)定板[10]、欄桿[11-13]等氣動措施均對Π型斷面的渦振性能有一定的影響。

風嘴有利于提高結(jié)構(gòu)的氣動穩(wěn)定性，增大結(jié)構(gòu)抗扭剛度且利于檢修，因此在主梁設(shè)計中具有很好的適用性。目前，許多學(xué)者研究了風嘴措施對橋梁結(jié)構(gòu)渦振性能的影響。陳強[14]通過風洞試驗與數(shù)值模擬手段研究了Π型梁斷面加裝40°風嘴后的渦振性能，發(fā)現(xiàn)風嘴使氣流過渡平滑，揭示了破壞尾流區(qū)漩渦形成的渦振抑振機理。王陽[15]采用中下偏心小風嘴有效抑制了0°風攻角下雙邊箱式Π型梁斷面的渦激振動。錢國偉等[16]通過風洞試驗發(fā)現(xiàn)將風嘴角度改小可以有效抑制Π型疊合梁的渦激共振，角度越小抑振效果越好。黃林等[17]發(fā)現(xiàn)帶平臺的三角形下行風嘴能有效抑制矩形鋼箱梁的渦振。孟曉亮等[18]發(fā)現(xiàn)采用較尖的風嘴可以有效改善封閉和半封閉箱梁的渦振性能。周志勇等[19]針對港珠澳大橋大懸臂箱梁的主梁設(shè)計了梯形、翼形和小翼形3種風嘴結(jié)構(gòu)，通過大比例節(jié)段模型試驗發(fā)現(xiàn)3種措施均可以不同程度抑制主梁的豎彎渦振。李春光等[20]研究了風嘴角度對寬幅鋼箱梁渦振響應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)減小風嘴角度對抑制豎彎渦振的效果較好。王騎等[21]提出短而鈍的風嘴會弱化流線型鋼箱梁斷面的渦振性能，風嘴并不是越寬越尖越好，對特定的主梁斷面會存在最優(yōu)值。

以往的研究多聚焦于風嘴單個參數(shù)變化對結(jié)構(gòu)渦振性能的影響，無法全面表征風嘴長度、角度、朝向等參數(shù)變化對結(jié)構(gòu)的影響。本文以某雙邊箱式Π型梁節(jié)段模型為研究對象，通過測振試驗研究了風嘴幾何參數(shù)(風嘴長度與尖端高度)對其渦振性能的影響，結(jié)合計算流體動力學(xué)方法模擬了斷面周圍的流場特性，從而較為全面地探討了不同風嘴措施的渦振抑制效果和機理，為工程實踐和進一步研究提供參考。

1風洞試驗

1.1試驗?zāi)Ｐ?/h3>

剛體節(jié)段模型測振試驗在長安大學(xué)CA-01回流式風洞中進行，試驗段長15 m，寬3 m，高2.5 m，風速在0～53 m·s-1連續(xù)可調(diào)，流場品質(zhì)優(yōu)良。

根據(jù)流動相似準則、試驗段尺寸及試驗要求，選取節(jié)段模型的幾何相似比λL=1/40，模型長度1.5 m，雙邊箱式Π型梁原斷面模型橫截面尺寸見圖1。節(jié)段模型主要由鋁合金芯梁、木制外衣和電工板材橫隔板組成，通過內(nèi)支架由8根剛度一定的彈簧懸掛于試驗段內(nèi)，見圖2。通過控制整個系統(tǒng)的質(zhì)量與質(zhì)量慣性矩模擬了設(shè)計的一階豎彎頻率和一階扭轉(zhuǎn)頻率，具體設(shè)計參數(shù)見表1。

圖1原斷面節(jié)段模型橫截面(單位：mm)Fig.1Cross Section of Original Section Segment Model (Unit:mm)

圖2節(jié)段模型Fig.2Segmental Model

表1模型主要設(shè)計參數(shù)Table 1Main Design Parameters of Model

1.2試驗工況

雙邊箱式Π型梁兩側(cè)風嘴的幾何參數(shù)通過控制風嘴長度l和風嘴端部距主梁頂面的豎向距離(尖端高度)h進行改變，根據(jù)風嘴長度l與梁高D的比值分為3組工況，試驗工況見表2。其中，l/D根據(jù)實際情況合理設(shè)置為0.667、0.866和1，h/D依次設(shè)置為1/6、2/6、3/6、4/6、5/6，通過更換風嘴實現(xiàn)，不同幾何參數(shù)的風嘴形式見圖3。

表2試驗工況Table 2Experiment Conditions

圖3風嘴外形及尺寸Fig.3Shape and Size of Wind Fairings

2試驗結(jié)果

2.1原斷面渦振性能

圖4為雙邊箱式Π型梁原斷面在0°、±3°風攻角下量綱一的豎向振幅與扭轉(zhuǎn)角隨試驗風速的變化曲線。3個風攻角下，該Π型梁均可觀察到明顯的渦激共振現(xiàn)象，出現(xiàn)了1個豎彎渦振區(qū)間和2個扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間。

圖4Π型梁原斷面振幅-風速曲線Fig.4Amplitude-wind Velocity Curve of Original Section of Π-shaped Girder

由圖4可知，隨著風攻角從-3°～+3°變化，Π型梁原斷面的豎彎渦振起振風速從3 m·s-1增大至3.6 m·s-1時，最大量綱一的振幅從0.099 4增大至0.163 4，鎖定區(qū)間長度呈增大趨勢。原斷面的扭轉(zhuǎn)渦振起振風速同樣增大，但最大量綱一的振幅和鎖定區(qū)間長度呈減小趨勢。0°風攻角時，原斷面在試驗風速3.2 m·s-1左右進入豎彎渦振區(qū)間，在4.4 m·s-1附近豎彎渦振量綱一的幅值達到峰值0.104 6，之后隨試驗風速的增加，豎彎渦振振幅快速衰減。原斷面的第一渦振區(qū)間為2.4～3.4 m·s-1，此時扭轉(zhuǎn)角振幅較小，當試驗風速為4.4～6.1 m·s-1時，進入第二扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間，最大扭轉(zhuǎn)角振幅可達0.150 9°。

不同風攻角下，原斷面的渦振發(fā)展規(guī)律較為相似，隨著試驗風速的增加，斷面從第一扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間進入豎彎渦振區(qū)間，在豎彎渦振區(qū)間的下降段向第二扭轉(zhuǎn)區(qū)間發(fā)展，此時豎彎與扭轉(zhuǎn)渦振存在部分重疊。可以看出，在很長的風速范圍內(nèi)雙邊箱式Π型梁原斷面一直存在渦振，豎彎渦振與扭轉(zhuǎn)渦振存在“此消彼長”的現(xiàn)象。

2.2風嘴幾何參數(shù)影響

針對原斷面出現(xiàn)的渦激共振現(xiàn)象，以0°風攻角下的Π型梁為主要控制對象，測試并記錄了13個不同風嘴措施下雙邊箱式Π型梁的振動時程，研究風嘴長度和尖端高度等風嘴幾何參數(shù)對雙邊箱式Π型梁渦振性能的影響，從而探究最佳的渦激共振控制措施。

圖5為Π型梁斷面在不同風嘴下量綱一的豎向振幅隨試驗風速的變化曲線。由圖5可知，0°風攻角下，3組不同的風嘴僅工況3(l/D=0.667，h/D=3/6)和工況6(l/D=0.866，h/D=2/6)未能有效抑制雙邊箱式Π型梁的豎彎渦振，其余風嘴措施抑振效果顯著。相較于原斷面，工況3和工況6都能一定程度上降低最大豎向振幅和提高豎彎渦振起振風速，但工況3激發(fā)出了低風速區(qū)的豎彎渦振且使鎖定區(qū)間變長，抑振效果最差。

圖5不同風嘴形式下的Π型梁豎彎渦振響應(yīng)Fig.5Vertical Bending Vortex Response of Π-shaped Girder Under Different Wind Fairing Forms

圖6為Π型梁斷面在不同風嘴氣動控制措施下扭轉(zhuǎn)角隨試驗風速的變化曲線。由圖6可知，0°風攻角下，大多數(shù)風嘴措施都能一定程度上減小斷面的最大扭轉(zhuǎn)角和渦振鎖定區(qū)間長度。除工況2(l/D=0.667，h/D=2/6)和工況3(l/D=0.667，h/D=3/6)增大了第一扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間的最大扭轉(zhuǎn)角外，其他措施都有效抑制了第一扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間的形成。

圖6不同風嘴形式下的Π型梁扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)Fig.6Torsional Vortex Response of Π-shaped Girder Under Different Wind Fairing Forms

綜合比較圖5、6所示結(jié)果，不同風嘴幾何參數(shù)下完全抑制住雙邊箱式Π型梁渦振響應(yīng)的工況有工況5和工況13，可以看出h/D=5/6時，風嘴能有效抑制該類Π型梁斷面的渦激共振現(xiàn)象。

為進一步評價上述風嘴幾何參數(shù)對雙邊箱式Π型梁渦激振動的抑制效果，針對Π型梁的渦振最大量綱一的振幅、鎖定區(qū)間長度和起振風速進行了分析，通過渦振抑制率綜合表征各風嘴措施的抑振效果。由于Π型梁第一扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間的振動情況相對第二扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間較小，故不視作風嘴抑振效果的評價指標。

表3～5分別給出了Π型梁的渦振最大量綱一的振幅、鎖定區(qū)間長度和起振風速在不同風嘴措施下的試驗結(jié)果。可以看出：當h/D=2/6、4/6、5/6及l(fā)/D=1時，Π型梁未發(fā)生豎彎渦振，說明多數(shù)風嘴措施有抑制豎彎渦振的效果；多數(shù)情況下，當h/D一定時，l/D的值越大，Π型梁的渦振最大扭轉(zhuǎn)角越小，鎖定區(qū)間長度越短，起振風速越高，扭轉(zhuǎn)渦振抑制效果越好；當l/D一定時，施加風嘴措施的Π型梁最大扭轉(zhuǎn)角和鎖定區(qū)間長度隨h的增大多呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，當h/D=2/6時，抑振效果最差。

分析可知，雙邊箱式Π型梁的渦振最大量綱一的振幅和鎖定區(qū)間長度越小，起振風速越大，表明風嘴措施對其渦振的抑制效果越好，因此將風嘴的渦振抑制率ηi定義為

(1)

(2)

表3各工況下的渦振最大量綱一的振幅Table 3Maximum Dimensionless VIV Amplitude Under Various Conditions

表4各工況下的渦振鎖定區(qū)間長度Table 4VIV Lock-in Length Under Various Conditions

表5各工況下的渦振起振風速Table 5VIV Starting Wind Speed Under Various Conditions

(3)

式中：A0、Ai分別為Π型梁原斷面和施加風嘴措施斷面對應(yīng)的最大渦振量綱一的振幅；l0、li分別為Π型梁原斷面和施加風嘴措施斷面對應(yīng)的渦振鎖定區(qū)間長度；v0、vi分別為Π型梁原斷面和施加風嘴措施斷面對應(yīng)的渦振區(qū)間起振風速。

圖7給出了風嘴的渦振抑制率隨風嘴長度、尖端高度的變化情況。從整體上看，風嘴長度l越長，尖端高度h越大，即風嘴扁平且尖端朝下時，對雙邊箱式Π型梁的渦振抑制效果越顯著。

圖7不同形式風嘴的渦振抑制率Fig.7VIV Suppression Rates of Different Wind Fairing Forms

3CFD數(shù)值模擬

3.1計算模型

通過計算流體動力學(xué)方法可以有效表征結(jié)構(gòu)周圍的流場特性，從而為定性解釋風嘴幾何參數(shù)變化對雙邊箱式Π型梁氣動性能的影響提供直觀依據(jù)。本文采用SST k-ω模型進行原斷面、工況3、工況11和工況13下Π型梁斷面的靜態(tài)繞流模擬。

以0°風攻角為例，進行雙邊箱式Π型梁斷面的渦振數(shù)值模擬。定義主梁寬度B為參照長度，計算域長25B，寬10B，Π型梁模型距上下側(cè)邊界的距離均為5B，距離上游入口邊界和下游出口邊界分別為5B和20B。計算域邊界條件為：上游速度入口邊界(velocity-inlet)設(shè)置湍流度0.5%的均勻來流，湍流黏性比為10%；下游壓力出口邊界設(shè)置為pressure-outlet；上下對稱邊界條件定義為symmetry。采用SIMPLE算法進行計算，時間步長取為0.000 5 s，收斂殘差控制為1×10-5。圖8為計算域設(shè)置示意圖。圖9為不同工況下斷面網(wǎng)格劃分示意圖，對應(yīng)的網(wǎng)格總數(shù)為130 000～160 000。

圖8計算域設(shè)置示意圖Fig.8Schematic Diagram of Calculation Domain Setting

圖9不同工況下斷面的網(wǎng)格劃分Fig.9Grid Division of Section Under Different Conditions

3.2計算結(jié)果

圖10為0°風攻角下雙邊箱式Π型梁原斷面對應(yīng)1個周期不同時刻的靜態(tài)繞流渦量演化圖(n為周期數(shù)，T為1個周期的時間)。對比分析施加不同風嘴措施前后Π型梁斷面周圍流場的演變情況。

圖10原斷面靜態(tài)繞流渦量Fig.10Static Vorticity Around Flow of Original Section

一般而言，具有較高能量和較大尺度的漩渦是影響主梁斷面流場的主導(dǎo)漩渦。由圖10可知，Π型梁原斷面工況中來流受阻于斷面后，在Π型梁的上下轉(zhuǎn)角位置發(fā)生了氣流分離，在斷面前緣及后緣產(chǎn)生了較高能量的漩渦脫落，后伴隨著一個能量削弱但漩渦尺度較大的尾流區(qū)域。值得注意的是，隨著時間推移，斷面前緣下表面產(chǎn)生的漩渦逐漸向后緣移動，下表面漩渦處于不斷產(chǎn)生與向下游移動的演變過程。

對比1個周期4個時刻的瞬時渦量演化圖，Π型梁周圍的漩渦穩(wěn)定產(chǎn)生、脫落并移動，漩渦的主要變化區(qū)域在斷面下表面及后緣轉(zhuǎn)角處，同時在尾流區(qū)出現(xiàn)交替脫落且存在匯流現(xiàn)象的“卡門渦街”。nT時刻，來流受阻于斷面在其上表面形成一個能量較高且狹長的負渦U_V1，再附著后于后緣形成一個高能量小尺度的負渦U_V2；斷面下表面前緣的小尺度正渦D_V1初步形成，在其下游已有一個高能量正渦D_V3發(fā)生脫落并帶動外側(cè)負渦D_V2的產(chǎn)生；下表面后緣轉(zhuǎn)角位置的正渦D_V4初具形態(tài)，其下游的正渦D_V5已經(jīng)脫落，負渦D_V6的能量正在消減。隨著時間的推移，在nT+T/4時刻，Π型梁上表面漩渦變化較小，下表面漩渦持續(xù)發(fā)展，正渦D_V3向下游方向移動，帶動負渦D_V2尺度變大但能量消減；斷面前緣下表面轉(zhuǎn)角處的正渦D_V1逐漸成型；斷面后緣下表面轉(zhuǎn)角處形成新的漩渦X_V1；尾流區(qū)漩渦尺度增大，能量一定程度上減弱。到了nT+2T/4時刻，多數(shù)漩渦向下游發(fā)展，尺度持續(xù)增大，而能量消減；正渦D_V1尺度增大而能量基本不變，其左側(cè)開始形成新的負渦X_V2；漩渦D_V2及D_V3移動至Π型梁中間位置；上表面負渦U_V2在下游脫落出現(xiàn)一個新的負渦S_V1；尾流區(qū)處正渦D_V4、D_V5和D_V6匯流形成一個大尺度的漩渦DV。在nT+3T/4時刻，漩渦充分發(fā)展，存在斷面前緣能量增加、后緣能量消減的現(xiàn)象；漩渦D_V2及D_V3移動至Π型梁尾部；正渦X_V1即將脫落，尾部形成新的正渦X_V3，負渦D_V3消散趨勢更加明顯。

圖11為0°風攻角下雙邊箱式Π型梁施加風嘴工況3(l/D=0.667，h/D=3/6)的斷面靜態(tài)繞流渦量演化圖。由圖11可知，施加風嘴工況3后Π型梁斷面在1個周期內(nèi)的靜態(tài)繞流渦量演化圖存在一定程度的變化，氣流流經(jīng)Π型梁斷面后漩渦能量變化不大但漩渦尺度相對減小，相對原斷面工況，Π型梁上表面流動分離產(chǎn)生的較大狹長漩渦顯著減小且流動分離明顯減弱，Π型梁前緣下表面的漩渦變小，而后緣上下轉(zhuǎn)角處的漩渦能量和尺度有所增大，尾流區(qū)漩渦仍交替脫落但不發(fā)生氣體匯流現(xiàn)象。

圖11工況3靜態(tài)繞流渦量Fig.11Static Vorticity Around Flow of Condition 3

可以看出，風嘴工況3可以使原Π型梁斷面扁平化，有效減弱了氣體流經(jīng)斷面時發(fā)生的流動分離現(xiàn)象，同時使漩渦尺度減小。另一方面，Π型梁下表面的漩渦D_V1、D_V2和D_V3仍表現(xiàn)為穩(wěn)定產(chǎn)生、脫落和向下游移動，Π型梁后緣也同樣存在穩(wěn)定的漩渦脫落。結(jié)合圖5(a)和圖6(a)可知，工況3僅在一定程度上降低了Π型梁的豎彎和扭轉(zhuǎn)渦振振幅，但未能抑制渦振的發(fā)生。由此推斷，安裝風嘴使斷面扁平化可以減弱上表面的流動分離現(xiàn)象，減小漩渦尺度，從而減小Π型梁的渦振振幅。

圖12為0°風攻角下雙邊箱式Π型梁施加風嘴工況11(l/D=1，h/D=3/6)的斷面靜態(tài)繞流渦量演化圖。由圖12可知，施加風嘴工況11后Π型梁斷面在1個周期內(nèi)的靜態(tài)繞流漩渦能量和尺度均一定程度減小，Π型梁上表面的狹長漩渦轉(zhuǎn)變?yōu)榱鹘?jīng)風嘴后基本不發(fā)生流動分離的小漩渦，尾流區(qū)漩渦仍交替脫落且存在較弱的氣體匯流現(xiàn)象。

圖12工況11靜態(tài)繞流渦量Fig.12Static Vorticity Around Flow of Condition 11

可以看出，增大風嘴長度可以使Π型梁斷面更加扁平，有效減弱了Π型梁上表面的氣體流動分離，同時減小了漩渦能量及尺度，尾流區(qū)的漩渦脫落規(guī)律性降低，但是Π型梁下表面及尾流區(qū)的漩渦仍穩(wěn)定產(chǎn)生、脫落和移動。結(jié)合圖5(c)和圖6(c)可知，工況11抑制了豎彎渦振的發(fā)生，對扭轉(zhuǎn)渦振也有較好的消減作用，但無法完全抑制扭轉(zhuǎn)渦振的發(fā)生。由此推斷，安裝更長的風嘴來增大斷面扁平度可以有效減弱Π型梁上表面的流動分離，減小漩渦能量和尺度，從而降低Π型梁發(fā)生豎彎渦振的概率，但由于Π型梁下表面形成的周期性漩渦脫落，所以無法完全抑制扭轉(zhuǎn)渦振的發(fā)生。

圖13為0°風攻角下雙邊箱式Π型梁施加風嘴工況13(l/D=1，h/D=5/6)的斷面靜態(tài)繞流渦量演化圖。由圖13可知，施加工況13風嘴后，來流流經(jīng)斷面時僅發(fā)生微弱的氣流分離便很快再附著于結(jié)構(gòu)表面，分別在上下表面產(chǎn)生穩(wěn)定且狹長的負渦和正渦，漩渦尺度大但能量不集中，漩渦強度明顯減小，Π型梁斷面周圍和尾流區(qū)尤其是下表面原有的周期性漩渦脫落消失不見。該工況下氣體的靜態(tài)繞流基本處于穩(wěn)定狀態(tài)，斷面渦量保持不變。

圖13工況13靜態(tài)繞流渦量Fig.13Static Vorticity Around Flow of Condition 13

結(jié)合圖5(c)、6(c)以及圖10～13可知，風嘴工況13采用尖端朝下的布置形式使Π型梁下表面更加接近流線型，在斷面下方轉(zhuǎn)角處氣流分離產(chǎn)生的漩渦轉(zhuǎn)變?yōu)閹讉€大尺度較低能量的漩渦且不再發(fā)生脫落，尾流區(qū)交替脫落的“卡門渦街”不再形成，因此有效抑制了結(jié)構(gòu)豎彎渦振和扭轉(zhuǎn)渦振的發(fā)生。由此推斷，雙邊箱式Π型梁下表面形成的周期性漩渦脫落是誘發(fā)其發(fā)生渦振的驅(qū)動性因素，安裝尖端朝下的風嘴措施可以使Π型梁下表面更加接近流線型從而減少漩渦脫落，抑制渦振的發(fā)生。從流場的宏觀角度來看，雙邊箱式Π型梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振的條件是斷面下表面出現(xiàn)周期性漩渦脫落現(xiàn)象。

4結(jié)語

(1)風嘴幾何參數(shù)變化會對雙邊箱式Π型梁的渦振性能產(chǎn)生影響，施加風嘴措施可以有效抑制多數(shù)豎彎渦振，同時降低扭轉(zhuǎn)渦振振幅。當h/D=5/6時，風嘴能完全抑制該類Π型梁的渦激共振。

(2)多數(shù)情況下，風嘴長度l越長，其尖端高度h越大，即風嘴扁平且尖端朝下時，Π型梁的渦振越大，量綱一的振幅和鎖定區(qū)間長度越小，起振風速越大，風嘴措施對雙邊箱式Π型梁的渦振抑制效果越顯著。

(3)安裝風嘴有效減小了漩渦尺度，對改善Π型梁斷面的渦振性能有利。雙邊箱式Π型梁下表面周期性脫落并移動的漩渦是誘發(fā)其扭轉(zhuǎn)渦振的主要原因，尖端朝下的風嘴可以有效抑制雙邊箱式Π型梁下表面的漩渦脫落，從而抑制渦振的發(fā)生。

(4)本文僅就0°風攻角下幾個特殊長度與尖端高度下風嘴對雙邊箱式Π型梁渦振性能的影響進行了研究，考慮到實際結(jié)構(gòu)成橋和施工狀態(tài)下氣動外形和所處環(huán)境的復(fù)雜性，未來還需分析其他風攻角、存在欄桿和檢修車軌道等附屬設(shè)施及Π型梁斷面幾何參數(shù)變化下結(jié)構(gòu)的渦振性能，為雙邊箱式Π型梁的減振抑振提供更多參考。