董佳慧，黃 林，王 騎，江舜堯，廖海黎

(1.西南交通大學(xué) 風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心，成都 610031；2.西南交通大學(xué) 風(fēng)工程四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

疊合梁自20世紀(jì)70年代被首次使用后，便十分受歡迎，在國(guó)內(nèi)外得到廣泛應(yīng)用[1-2]。鋼-混疊合梁能夠充分發(fā)揮鋼材的抗拉性能以及混凝土材料的承壓性能，并因其受力性能優(yōu)越、構(gòu)造簡(jiǎn)單、施工便利、造價(jià)經(jīng)濟(jì)等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用在大跨度斜拉橋設(shè)計(jì)中[3]，其中，雙工字鋼Π型疊合梁應(yīng)用范圍最為廣泛。然而，Π型斷面較鈍的氣動(dòng)外形以及梁體下方復(fù)雜的流場(chǎng)，使得該類型斷面的漩渦脫落顯著，周期性渦激力較大，導(dǎo)致該類型橋梁的渦激共振問(wèn)題突出[4]。2020年，我國(guó)已建成的武漢鸚鵡洲長(zhǎng)江大橋(Π型鋼-混疊合梁斷面)也發(fā)生了顯著的渦激振動(dòng)現(xiàn)象，此次渦振的發(fā)生使橋梁的正常運(yùn)營(yíng)受到影響，同時(shí)也引起了不小的輿論風(fēng)波。因此需采取一系列氣動(dòng)控制措施改善Π型斷面的渦振性能，使得該類主梁斷面在常遇的作用下能夠正常使用是十分必要的。

針對(duì)以上主題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開(kāi)展了相關(guān)研究，并提出了一些解決方案。文獻(xiàn)[5]和文獻(xiàn)[6]分別研究了邊主梁的中心間距對(duì)于Π型斷面渦振性能的影響，但由于交通量決定了橋梁的寬度和梁高，因而實(shí)際中無(wú)法通過(guò)調(diào)整邊主梁的中心間距來(lái)改善渦振性能。Irwin[7]結(jié)合節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的結(jié)果，驗(yàn)證了主梁底部豎向穩(wěn)定板對(duì)Π型梁渦激振動(dòng)的抑制效果。董銳等[8]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)水平導(dǎo)流板只能改善顫振性能，而對(duì)抑制渦激振動(dòng)效果不大。錢國(guó)偉等[9]以某跨海Π型疊合梁斜拉橋?yàn)檠芯繉?duì)象，發(fā)現(xiàn)在橋梁斷面底部雙主肋轉(zhuǎn)角處設(shè)置水平隔流板可作為一種有效的渦振制振措施。張志田等[10]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)上中央穩(wěn)定板+三道下穩(wěn)定板的組合氣動(dòng)措施可以有效抑制Π型斷面的渦激振動(dòng)。楊光輝[11]借助計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)仿真技術(shù)發(fā)現(xiàn)當(dāng)下穩(wěn)定板伸出Π型斷面橫梁底面1/5倍梁高時(shí)抑制渦振的效果更好。李歡等發(fā)現(xiàn)隔流板對(duì)Π型斷面渦激振動(dòng)幅值的減幅效果有限，增設(shè)兩道下穩(wěn)定板對(duì)Π型梁豎彎渦振有明顯的抑制作用。李銳[12]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)倒“L”型導(dǎo)流板可以有效抑制Π型疊合梁的渦振。張?zhí)煲淼萚13]提出了一種豎直裙板可以完全消除0°與-3°攻角下Π型主梁的渦激振動(dòng)，但對(duì)3°攻角下的主梁渦激振動(dòng)抑制效果有限。

綜上所述，針對(duì)Π型鋼-混疊合梁的渦振制振措施，已有的文獻(xiàn)所提出的有效氣動(dòng)控制措施只能在一定程度和一定風(fēng)攻角條件下抑制渦振，還沒(méi)有一種氣動(dòng)措施能夠同時(shí)消除0°，±3°和±5°風(fēng)攻角下Π型斷面的渦振，Π型梁的渦振問(wèn)題沒(méi)有獲得根本性解決。此外，當(dāng)斜拉索錨固于主梁外側(cè)時(shí)，以上文獻(xiàn)所提出的大部分渦振制振措施(如風(fēng)嘴、倒“L”型導(dǎo)流板和豎直裙板)在實(shí)際中均無(wú)法安裝，因此對(duì)于該類錨固類型的Π型疊合梁，需要提出一種在低阻尼下可以完全消除梁體渦激振動(dòng)的氣動(dòng)措施。

為研究Π型斷面主梁的渦振性能及其渦振制振措施，本文以某主跨為650 m的Π型鋼-混疊合梁斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘埃?∶50及1∶20兩種比例尺下開(kāi)展了一系列節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)。通過(guò)對(duì)比導(dǎo)流板、裙板、下穩(wěn)定板以及整流罩的制振效果，提出了一種可完全消除該類斷面渦振的整流罩組合措施，最后通過(guò)CFD獲得了原始主梁斷面和安裝了有效措施的主梁斷面的繞流特性，通過(guò)對(duì)比三種斷面繞流，對(duì)主梁渦振的發(fā)生機(jī)理與整流罩組合措施的制振機(jī)理進(jìn)行了解釋。

1 原設(shè)計(jì)斷面渦振性能及氣動(dòng)措施

1.1 試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置

本橋?yàn)橐蛔骺鐬?50 m的雙索面斜拉橋，主梁采用Π型鋼-混疊合梁，主梁高3.65 m，全寬27.6 m，其斜拉索錨固于Π型主梁兩側(cè)“工”型主縱梁的腹板上，采用半漂浮體系，主梁斷面細(xì)節(jié)如圖1所示。

圖1 原設(shè)計(jì)主梁斷面示意圖(cm)Fig.1 Cross section of prototype deck(cm)

常規(guī)尺度節(jié)段模型試驗(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(zhǎng))?；谥髁杭帮L(fēng)洞斷面尺寸，為滿足風(fēng)洞試驗(yàn)要求，試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂s尺比選用1∶50。因此模型長(zhǎng)度、寬度和高度分別為2.095 m，0.552 m和0.073 m，阻塞度小于5%。為保證模型剛度和氣動(dòng)外形模擬的準(zhǔn)確性，模型縱向通長(zhǎng)的工字型梁以及橫梁采用玻璃鋼板制作，主梁上表面蒙皮、欄桿以及梁底的檢修車軌道采用ABS塑料板制作，欄桿還須確保透風(fēng)率相似。節(jié)段模型通過(guò)8根拉伸彈簧懸掛在風(fēng)洞中以確保模型可以發(fā)生豎彎和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)，如圖2所示。

圖2 節(jié)段模型Fig.2 Section model in wind tunnel

諸多研究表明，主梁斷面的渦激振動(dòng)幅值與結(jié)構(gòu)的阻尼比存在明顯的負(fù)相關(guān)關(guān)系[14]。我國(guó)發(fā)布的JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]建議鋼混結(jié)合梁橋的阻尼比取為1%，但考慮到該大跨度斜拉橋的實(shí)際阻尼比可能低于該建議值的情況，為了確保節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的可靠性，本次試驗(yàn)中豎彎阻尼比和扭轉(zhuǎn)阻尼比均取值在0.66%?；贘TG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算得到該斷面豎向和扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)容許幅值分別為159 mm和0.245°。節(jié)段模型試驗(yàn)主要參數(shù)如表1所示。

表1 1∶50節(jié)段模型試驗(yàn)動(dòng)力參數(shù)Tab.1 Dynamic parameters of 1∶50 section model tests

1.2 原設(shè)計(jì)Π型斷面的渦振性能

風(fēng)洞試驗(yàn)分別在0°，±3°，±5°風(fēng)攻角下的均勻流中進(jìn)行，試驗(yàn)中風(fēng)速范圍為0.5 m/s～6.5 m/s，對(duì)應(yīng)實(shí)橋風(fēng)速范圍2.3 m/s～30.2 m/s，風(fēng)速間隔0.15 m/s，對(duì)應(yīng)實(shí)橋風(fēng)速間隔約0.7 m/s。試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示(圖中風(fēng)速和振幅數(shù)據(jù)均已換算成實(shí)橋)。

圖3 原設(shè)計(jì)Π型斷面主梁渦振響應(yīng)Fig.3 VIV displacement of the main girder with original Π-shaped section

具體現(xiàn)象描述如下：

(1) 在0°，±3°，±5°風(fēng)攻角下，原設(shè)計(jì)Π型斷面均存在一個(gè)豎彎渦振區(qū)間(10 m/s～15 m/s風(fēng)速)，其中-3°與-5°風(fēng)攻角下的最大振幅超過(guò)規(guī)范允許值，其余3個(gè)風(fēng)攻角下的最大振幅也均超過(guò)120 mm；

(2) 在0°，±3°，5°風(fēng)攻角下，原設(shè)計(jì)Π型斷面均存在一個(gè)高風(fēng)速下扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間(15 m/s～25 m/s風(fēng)速)，且最大振幅均超過(guò)0.2°，-5°風(fēng)攻角下的扭轉(zhuǎn)渦振振幅超過(guò)限值51.23%。

為了研究阻尼比對(duì)該橋渦振響應(yīng)的影響，增加了阻尼比分別為0.55%和1%下的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)。主梁最大渦振振幅隨阻尼比的變化曲線如圖4所示，渦振響應(yīng)均已換算至實(shí)橋值。試驗(yàn)結(jié)果表明，主梁斷面的渦激振動(dòng)幅值與結(jié)構(gòu)的阻尼比存在明顯的非線性關(guān)系，且在抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范建議的1%阻尼比下，主梁仍發(fā)生了顯著的渦激振動(dòng)，必須要采取制振措施，保障橋梁運(yùn)營(yíng)期間的行車安全性。

圖4 不同阻尼比渦激振動(dòng)幅值Fig.4 VIV displacement of the girder with different damping ratios

1.3 渦振制振措施研究

主梁的渦振性能對(duì)其氣動(dòng)外形的變化十分敏感[16]。參考已有的研究成果[17-18]，本文設(shè)計(jì)并制作安裝了導(dǎo)流板、裙板、下穩(wěn)定板、整流罩以及整流罩+下中央穩(wěn)定板等氣動(dòng)措施(如表2所示)，在0.66%阻尼比下測(cè)試了不同工況下主梁的渦振振幅。

表2 氣動(dòng)措施示意圖Tab.2 Aerodynamic measures and structural details cm

通過(guò)前文對(duì)原設(shè)計(jì)Π型斷面的渦振試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在-5°風(fēng)攻角下，該斷面的豎彎渦振響應(yīng)最為顯著，豎彎渦振振幅最大，且處于較為不利的常遇風(fēng)速范圍內(nèi)(10 m/s～15 m/s風(fēng)速)，因此，本研究選擇在-5°風(fēng)攻角下對(duì)各氣動(dòng)措施渦振制振效果進(jìn)行考察。圖5與圖6對(duì)比了安裝不同氣動(dòng)措施后主梁最大渦振振幅(圖中風(fēng)速及振幅均已換算至實(shí)橋)。

圖5 最大豎彎渦振幅值對(duì)比Fig.5 Comparison of maximum vertical VIV amplitudes

圖6 最大扭轉(zhuǎn)渦振幅值對(duì)比Fig.6 Comparison of maximum torsional VIV amplitudes

由圖5與圖6可知，在措施A1～A6中，除了2道下穩(wěn)定版(措施A2)與“L”型裙板(措施A4)無(wú)效外，其余4種措施(下中央穩(wěn)定板、導(dǎo)流板、整流罩與整流罩+下中央穩(wěn)定板組合措施)均能將原設(shè)計(jì)Π型斷面扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低75%以上，能夠顯著地抑制甚至消除主梁的渦激振動(dòng)。針對(duì)主梁的豎彎渦激振動(dòng)，措施A1～A6均能起到一定的制振作用，其中措施A2～A5對(duì)于的豎向渦振振幅的降低率在30%以內(nèi)，下中央穩(wěn)定板(措施A1)能將主梁的豎向渦振振幅降低53.5%。6種措施中，將下中央穩(wěn)定板(A1)與整流罩(A5)組合而成的措施A6(以下簡(jiǎn)稱整流罩組合措施)制振能力最優(yōu)，能將主梁的豎彎最大渦振振幅降低75.8%。

2 整流罩組合制振措施優(yōu)化研究

通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果可知，整流罩與下中央穩(wěn)定板組合所形成的氣動(dòng)措施可以同時(shí)有效地抑制主梁的豎彎以及扭轉(zhuǎn)渦振，但加裝該措施后，在常遇風(fēng)速下(10 m/s～15 m/s)主梁仍然存在40 mm左右的豎向渦振振幅。為了進(jìn)一步提升該措施的制振性能，在措施A6的基礎(chǔ)上，將豎直板高度由150 cm增加至225 cm形成措施A7，具體如圖7所示，并據(jù)此開(kāi)展了1∶50節(jié)段模型渦振試驗(yàn)。為了全面考察該組合氣動(dòng)措施的有效性，試驗(yàn)在0°，±3°與±5°風(fēng)攻角下進(jìn)行，試驗(yàn)阻尼比為0.66%，試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示(圖中風(fēng)速及振幅均已換算至實(shí)橋)。

圖7 措施A7示意圖(cm)Fig.7 Diagram of measure A7 (cm)

圖8 加裝措施A7斷面渦振振幅Fig.8 VIV displacement of the main girder with measure A7

由圖8可知，安裝措施A7后，在-5°風(fēng)攻角下觀測(cè)到最大幅值僅為11 mm的豎彎渦振，其余風(fēng)攻角下的豎彎渦振及5個(gè)風(fēng)攻角下的扭轉(zhuǎn)渦振均被完全消除。

此外，以豎直板高度為225 cm的整流罩組合措施為基礎(chǔ)，在僅改變豎直板高度的情況下，研究了豎直板高度對(duì)制振效果的影響。主要試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。由表3可知，在0°風(fēng)攻角下，3種豎直板高度對(duì)應(yīng)的整流罩組合措施均能有效消除主梁的渦激振動(dòng)，豎直板高度對(duì)制振能力的影響主要體現(xiàn)在-5°風(fēng)攻角下。在-5°風(fēng)攻角下，當(dāng)豎直板高度為150 cm時(shí)，主梁的最大渦振振幅大于豎直板高度分別為225 cm和250 cm時(shí)的幅值，當(dāng)豎直板高度分別為225 cm和250 cm時(shí)，主梁的渦振振幅幾乎相等。因此當(dāng)豎直板達(dá)到某一高度時(shí)，整流罩組合措施才能完全消除渦振。

表3 不同豎直板高度組合措施下主梁渦振振幅Tab.3 VIV displacement of the main girder with combined measures with different vertical plate height

3 大比例尺節(jié)段模型渦振試驗(yàn)驗(yàn)證

大尺度節(jié)段模型通常采用比例尺為1∶15～1∶30，相較于常規(guī)尺度模型，大尺度節(jié)段模型具有尺寸大，對(duì)于模型細(xì)部構(gòu)件的模擬較為準(zhǔn)確，風(fēng)速比小等優(yōu)點(diǎn)，且由于雷諾數(shù)效應(yīng)的存在，大尺度節(jié)段模型渦振試驗(yàn)結(jié)果更接近實(shí)際橋梁渦振性能[19-23]。

為進(jìn)一步驗(yàn)證A7措施的制振效果，本文開(kāi)展了1∶20 大尺度節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，對(duì)安裝措施A7后的主梁渦振性能進(jìn)行了詳細(xì)的測(cè)試。試驗(yàn)在XNJD-3風(fēng)洞中進(jìn)行，試驗(yàn)斷面尺寸為寬22.5 m，高4.5 m，大尺度節(jié)段模型通過(guò)8根拉伸彈簧安裝在專用裝置上，如圖9所示。表4為主要試驗(yàn)參數(shù)，風(fēng)洞試驗(yàn)分別在0°，±3°，±5°風(fēng)攻角下的均勻流中進(jìn)行，風(fēng)速比為1/1.83。同時(shí)為了驗(yàn)證A7措施的有效性，使可能潛在的渦激振動(dòng)振幅更加明顯，在前文1∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)所采用的的阻尼比(0.66%)基礎(chǔ)上，本次1∶20節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)阻尼比做進(jìn)一步降低，試驗(yàn)豎向阻尼比采用0.52%，扭轉(zhuǎn)阻尼比采用0.55%。

圖9 1∶20節(jié)段模型Fig.9 1∶20 section model in XNJD-3 wind tunnel

表4 1∶20節(jié)段模型試驗(yàn)動(dòng)力參數(shù)Tab.4 Dynamic parameters of 1∶20 section model tests

試驗(yàn)結(jié)果如圖10所示，將1∶20節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)得到的主梁豎彎渦激振動(dòng)結(jié)果與通過(guò)1∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)得到的試驗(yàn)結(jié)果相比，在1∶50節(jié)段模型試驗(yàn)中觀測(cè)到的-5°風(fēng)攻角下的主梁豎彎渦激振動(dòng)現(xiàn)象消失，可以發(fā)現(xiàn)即使在更低的阻尼比條件下，主梁在0°，±3°，±5°風(fēng)攻角下也均未發(fā)生渦激振動(dòng)。綜上所述，兩種比例尺節(jié)段模型試驗(yàn)均表明措施A7可以很好的抑制Π型主梁渦振。

圖10 加轉(zhuǎn)措施A7斷面主梁渦振振幅Fig.10 VIV displacement of the main girder with measure A7

4 數(shù)值模擬

4.1 參數(shù)設(shè)置

CFD作為一種方便高效的可以實(shí)現(xiàn)可視化的技術(shù)，被廣泛應(yīng)用在橋梁工程中。通過(guò)CFD技術(shù)模擬得到的主梁周圍的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)可以幫助定性分析主梁的渦振激發(fā)機(jī)理和有效措施的制振機(jī)理。本文借助Fluent軟件，分別對(duì)原設(shè)計(jì)Π型斷面、加裝措施A6(豎直板高度150 cm整流罩+下中央穩(wěn)定板組合措施)與加裝措施A7(豎直板高度225 cm整流罩+下中央穩(wěn)定板組合措施)斷面在靜止?fàn)顟B(tài)下的非定常繞流進(jìn)行仿真模擬，計(jì)算斷面如圖11所示。本次數(shù)值模擬計(jì)算采用Menter[24]在1994年所提出的SSTk-ω湍流模型，流體從左邊界流向右邊界。

圖11 計(jì)算斷面簡(jiǎn)圖Fig.11 Calculated cross-section diagram

計(jì)算模型縮尺比選為1∶50，計(jì)算在0°風(fēng)攻角下進(jìn)行，風(fēng)速取6 m/s，收斂項(xiàng)殘差控制在10×10-5，其余計(jì)算參數(shù)如表5所示。

表5 數(shù)值模擬參數(shù)設(shè)置Tab.5 Parameters of the numerical simulation

計(jì)算域設(shè)置如圖12所示，計(jì)算域總尺寸為14B×28B(B為原設(shè)計(jì)Π型斷面模型寬度)。其中內(nèi)層采用非結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，底層網(wǎng)格厚度設(shè)為2×10-5m，外層采用結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)在90萬(wàn)～100萬(wàn)，各斷面的y+<7。

圖12 CFD計(jì)算域Fig.12 CFD computational domain

由于篇幅限制，本文的研究?jī)H限于對(duì)渦振起振時(shí)(梁體未振動(dòng))的繞流特性以及非定常氣動(dòng)力，不涉及梁體振動(dòng)后產(chǎn)生的自激氣動(dòng)力。

4.2 原設(shè)計(jì)Π型疊合梁繞流形態(tài)與渦振誘因

渦激振動(dòng)是氣流繞經(jīng)結(jié)構(gòu)時(shí)周期性漩渦脫落的頻率與結(jié)構(gòu)某階固有頻率一致所引發(fā)的共振現(xiàn)象，漩渦結(jié)構(gòu)及其脫落模式對(duì)渦振的發(fā)生起決定性作用。

圖13為原設(shè)計(jì)Π型斷面在6 m/s計(jì)算風(fēng)速下的氣動(dòng)升力CL(t)的頻譜圖，頻譜圖中共存在5個(gè)卓越頻率，其值分別是：4.281 Hz，8.563 Hz，12.844 Hz，17.126 Hz 與21.407 Hz。通過(guò)前文風(fēng)洞試驗(yàn)得到原設(shè)計(jì)Π型主梁在0°風(fēng)攻角下豎彎渦振起振風(fēng)速V1為9.1 m/s、扭轉(zhuǎn)渦振起振風(fēng)速V2為15.7 m/s，由此可計(jì)算得到V1點(diǎn)對(duì)應(yīng)的St(v1)=0.101 8，V2點(diǎn)對(duì)應(yīng)的St(v2)=0.149 0。通過(guò)數(shù)值模擬得到的原設(shè)計(jì)Π型主梁在0°風(fēng)攻角下St2(St2=0.104 2)與St3(St3=0.156 3)分別與通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)得到的St(v1)與St(v2)相比，誤差均在5%以內(nèi)，由此表明本文的模擬結(jié)果可較準(zhǔn)確地再現(xiàn)測(cè)試斷面的漩渦脫落與發(fā)展情況。

圖13 原設(shè)計(jì)Π型斷面CL(t)頻譜圖Fig.13 CL(t) spectrum of original Π-shaped section

計(jì)算風(fēng)速下原設(shè)計(jì)Π型斷面的瞬時(shí)渦量演化圖，如圖14所示。選擇St1=0.052 1對(duì)應(yīng)的脫落周期作為觀察周期，這樣能夠觀察到斷面周圍各個(gè)位置處旋渦的演化情況，一個(gè)完整周期內(nèi)原始斷面周圍繞流和旋渦演化過(guò)程為：

圖14 原設(shè)計(jì)Π型斷面瞬時(shí)渦量演化圖Fig.14 The instantaneous vorticity magnitude evolution diagram around the original Π-shaped section

當(dāng)流體經(jīng)過(guò)主梁時(shí)，在上游梁端部發(fā)生流動(dòng)分離，其中，由于人行道欄桿與防撞欄桿的影響，上側(cè)氣流在斷面上游處形成了一系列密集的小旋渦A1，但隨著旋渦的發(fā)展，最終也在尾流區(qū)域發(fā)展成為大型旋渦A2。下側(cè)氣流在上游處的工字梁下緣處附近發(fā)生分離，形成一個(gè)較大尺度的旋渦B1，其高度為1.84倍主梁高度，寬度為0.34倍主梁寬度。隨著旋渦的發(fā)展，旋渦B1逐漸向下游移動(dòng)并發(fā)生脫落，最終在尾流區(qū)域削弱成為尺度稍小的旋渦B2，與梁體上方形成的旋渦A2一起在尾流區(qū)交替脫落，并對(duì)梁體產(chǎn)生周期性的壓力差。

圖15為通過(guò)數(shù)值模擬得到的原設(shè)計(jì)Π型斷面的靜力三分力系數(shù)時(shí)程，由于升力和力矩系數(shù)對(duì)斷面渦振性能影響較大，因此僅對(duì)這兩種系數(shù)進(jìn)行分析。升力系數(shù)變化范圍在0.151 9～0.655 1，幅值為0.251 6，力矩系數(shù)變化范圍在-0.002 0～-0.127 3，幅值達(dá)到0.064 6。從圖15中可以看出，由于上下表面壓力差的變化而產(chǎn)生的周期性變化的較大渦激力和力矩是誘發(fā)梁體發(fā)生渦激振動(dòng)的直接原因。

圖15 數(shù)值模擬靜力三分力時(shí)程圖Fig.15 Time history diagram of the static coefficients in numerical simulation

4.3 改進(jìn)后主梁斷面的繞流特性以及制振機(jī)理

采用分析原設(shè)計(jì)斷面時(shí)相同的數(shù)值模擬方法，對(duì)措施A6與措施A7這兩種均采用整流罩與下中央穩(wěn)定板相組合的氣動(dòng)控制措施進(jìn)行繞流模擬，進(jìn)而對(duì)制振機(jī)理進(jìn)行分析。

加裝措施A6后斷面的瞬時(shí)渦量演化圖，如圖16所示，較原設(shè)計(jì)Π型斷面，氣體繞流特性和旋渦演化路徑已顯著改變。在原設(shè)計(jì)Π型斷面中所發(fā)現(xiàn)的旋渦B1顯著減小，且由于下中央穩(wěn)定板的存在，旋渦B1被困在梁底不再向后移動(dòng)，從而導(dǎo)致尾流處下方旋渦脫落的尺寸顯著減小。加裝整流罩后，斷面上游側(cè)整流罩與工字梁之間形成了不移動(dòng)的旋渦A0，并在一定程度上減小了梁體上方旋渦A1的尺寸，從而導(dǎo)致斷面上表面后緣處脫落的旋渦尺寸減小。

圖16 安裝措施A6主梁斷面瞬時(shí)渦量演化圖Fig.16 The instantaneous vorticity magnitude evolution diagram around the section with measure A6

如圖15所示，安裝措施A6后，主梁斷面升力系數(shù)和力矩系數(shù)波動(dòng)幅值分別降低至0.043 7和0.006 7，較原設(shè)計(jì)Π型斷面，降幅分別達(dá)到82.6%和89.6%。由此表明，由于周期性渦激力顯著降低，渦振振幅也隨之減小。

加裝措施A7后斷面非定常繞流瞬時(shí)渦量演化圖如圖17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(jì)Π型斷面及加裝措施A6斷面的區(qū)別在于，上游上表面處的旋渦A1進(jìn)一步減小，同時(shí)上游側(cè)整流罩與工字梁之間形成的旋渦A0尺寸增大。通過(guò)對(duì)比加裝措施A6與A7后該處的壓力云圖(如圖16、圖17所示)可以發(fā)現(xiàn)，上游側(cè)整流罩與工字梁之間旋渦A0尺寸的增大會(huì)伴隨著梁體表面上下壓力差的降低。通過(guò)數(shù)值模擬得到加裝措施A7斷面的三分力時(shí)程，如圖15所示，較原設(shè)計(jì)Π型斷面，升力系數(shù)變化幅值降低至0.020 9，降幅91.7%，力矩系數(shù)幅值降低至0.003 2，降幅95%，兩者的降幅均達(dá)到90%以上，且均大于A6措施帶來(lái)的降幅。此結(jié)果也印證了措施A7的制振效果優(yōu)于措施A6。

圖17 安裝措施A7主梁斷面瞬時(shí)渦量演化圖Fig.17 The instantaneous vorticity magnitude evolution diagram around the section with measure A7

5 結(jié) 論

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

(1) 在阻尼比1%條件下，原設(shè)計(jì)Π型鋼-混疊合梁斷面存在顯著渦激振動(dòng)，且超過(guò)抗風(fēng)規(guī)范限值。

(2) 整流罩組合措施(措施A6)可顯著降低Π型主梁斷面的渦振振幅，當(dāng)豎直板增加至一定高度后(措施A7)，可在不同風(fēng)攻角及0.5%的低阻尼條件下完全消除Π型主梁斷面的渦激振動(dòng)。

(3) 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)的模擬結(jié)果表明，上下表面大型漩渦脫落對(duì)Π型主梁的渦振起主要誘發(fā)作用，整流罩+下中央穩(wěn)定板的組合氣動(dòng)措施能有效改善主梁表面的漩渦脫落形態(tài)并有效降低漩渦尺寸，進(jìn)而起到制振的作用。