第一作者楊婷女，碩士生，1989年生

通信作者周志勇男，博士，研究員，博士生導(dǎo)師，1972年生

郵箱：z.zhou@#edu.cn

中央開槽箱梁渦激共振特性及抑振措施機(jī)理研究

楊婷，周志勇(同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，橋梁結(jié)構(gòu)抗風(fēng)技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200092)

摘要：基于大比例節(jié)段模型風(fēng)洞測(cè)振、測(cè)壓試驗(yàn)及計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamic,CFD)方法進(jìn)行中央開槽箱梁渦激共振特性及抑振措施機(jī)理研究。以蕪湖長江公路二橋?yàn)槔M(jìn)行大比例節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)。結(jié)果顯示，位于氣動(dòng)敏感位置內(nèi)側(cè)檢修車軌道是誘發(fā)渦激共振原因。CFD數(shù)值模擬表明，流過上游斷面底板的氣流遭遇內(nèi)側(cè)檢修車軌道阻擋，會(huì)加大上游斷面尾流死水區(qū)寬度，開槽區(qū)域產(chǎn)生連續(xù)旋渦脫落現(xiàn)象，主導(dǎo)主梁斷面渦振發(fā)生。提出將內(nèi)側(cè)檢修車軌道向主梁中心線偏移一定距離方案，使上游斷面流過梁底的高速氣流在底板內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)角處不受檢修車軌道影響，氣流分離點(diǎn)延后，開槽區(qū)域連續(xù)旋渦脫落現(xiàn)象消失。主梁斷面表面靜態(tài)測(cè)壓試驗(yàn)結(jié)果顯示，此時(shí)氣流沿梁體外形能平穩(wěn)過渡，無明顯流動(dòng)分離現(xiàn)象，上游斷面底板內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)角處負(fù)壓值不會(huì)產(chǎn)生劇烈突變。上、下游斷面整個(gè)內(nèi)腹板的脈動(dòng)壓力減小、能量分散，無一致的卓越頻率。對(duì)改進(jìn)斷面進(jìn)行大比例節(jié)段模型渦振風(fēng)洞試驗(yàn)，并與原型斷面結(jié)果對(duì)比，證實(shí)其為有效的抑振措施。

關(guān)鍵詞：渦振；機(jī)理研究；CFD；中央開槽箱梁；檢修車軌道；大比例節(jié)段模型試驗(yàn)

收稿日期：2014-01-28修改稿收到日期：2014-05-16

中圖分類號(hào):U448.27文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Vortex-induced resonance characteristics and anti-vibration measures’ mechanism of central-slotted box girders

YANGTing,ZHOUZhi-yong(State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Transport Industry Key Laboratory for Wind ResistanceTechnique in Bridge Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Abstract:To study vortex-induced resonance characteristics and anti-vibration measures’ mechanism of central- slotted box girders, the large-scale sectional model vibration measurement, pressure measurement and CFD were employed. A long-span cable-stayed bridge over Yangtze River was taken as an example to conduct wind tunnel tests of large-scale sectional model. The test results indicated that it is the maintenance rails located inside aerodynamic susceptible sites that cause the vortex-induced vibration of the bridge. CFD numerical simulation results showed that the upwind flow passing through the curved soffit plate is hindered by the inside maintenance rails to cause an increased width of dead water region in the wake of upwind box section, a continuous and intensive vortex shedding phenomenon occurs due to velocity gradient and the VIV of the bridge main beam section takes place; accordingly, the inside maintenance rails are proposed to offset the center line of the main beam with a certain distance, they are not an obstacle to the high-speed upwind flow; thus the flow separates at the location far away from the knuckle line and the size of dead water region in the upwind box wake is reduced to prevent the vortex shedding. The static pressure test results showed that when shifting the inside maintenance rails, the negative mean pressure at the soffit plate knuckle line, does not change dramatically, the fluctuating pressures on the upwind and downwind inclined panels can be reduced, and the fluctuating energy is dispersed without a consistent predominant frequency. Wind tunnel tests for the modified section were conducted and the results showed that the VIV of the bridge can be suppressed completely.

Key words:vortex-induced vibration (VIV); mechanism research; CFD; central-slotted box girders; maintenance rails; large-scale sectional model test

大跨度橋梁中央常采用開槽形式，如西堠門大橋(B/H≈10)、香港昂船洲大橋(B/H≈13.5)、南京右汊大橋(B/H≈13.5)、杭州灣嘉紹大橋(B/H≈14)、青島海灣大橋大沽河航道橋(B/H≈13)、港珠澳大橋江海直達(dá)船航道橋(B/H≈10)等。據(jù)已有工程及研究經(jīng)驗(yàn)，開槽有助于提高顫振臨界風(fēng)速，但會(huì)使上游斷面尾部變鈍，常誘發(fā)渦振。因此需對(duì)該類橋梁的渦振特性進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究。

Larose等[1]在對(duì)昂船洲大橋分體鋼箱梁進(jìn)行一系列渦振試驗(yàn)認(rèn)為，梁底氣流經(jīng)導(dǎo)流板后可形成速度壓縮，能干擾中央開槽處形成能量較大旋渦，抑制規(guī)律性旋渦對(duì)結(jié)構(gòu)的驅(qū)動(dòng)，達(dá)到制振目的。Matsuda等[2]用1∶10中央開槽斷面節(jié)段模型對(duì)不同雷諾數(shù)下進(jìn)行定常與非定常氣動(dòng)力系數(shù)分析表明，80°風(fēng)嘴及有無格柵兩種開槽斷面均發(fā)生雷諾數(shù)效應(yīng)，表現(xiàn)為St數(shù)及壓力分布不同；低雷諾數(shù)下風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果偏保守。李玲瑤等[3]采用大比例節(jié)段模型試驗(yàn)方法對(duì)兩種導(dǎo)流板設(shè)置方案的渦振控制效果對(duì)比結(jié)果表明，中央開槽斷面的渦振性能較差，導(dǎo)流板渦振控制效果除與原斷面氣動(dòng)外形及槽寬有關(guān)外，與導(dǎo)流板高度、長度、傾角密切相關(guān)。歐陽克儉等[4]通過1:50節(jié)段模型試驗(yàn)，對(duì)中央開口斷面懸索橋進(jìn)行渦振控制風(fēng)洞試驗(yàn)表明，在人行道板下加底板使橋梁斷面在人行道處形成光滑過渡，能有效抑制渦振。廖海黎等[5]通過1:60與1:20兩種比例節(jié)段模型試驗(yàn)，研究分體式鋼箱梁斜拉橋的渦激振動(dòng)特性和相應(yīng)制振措施表明，背風(fēng)側(cè)底板內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)角區(qū)為主梁的氣動(dòng)敏感區(qū)，在此處安裝導(dǎo)流板能干擾旋渦形成，起到制振作用。汪正華等[6]采用大比例節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，研究中央開槽主梁的渦激振動(dòng)特性，分析不同格柵板樣式及空隙率對(duì)隨風(fēng)速變化的渦振振幅影響知，格柵板空隙率越小抑制渦振效果越好。孟曉亮等[7]通過1:80節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)比較檢修車軌道位置改變引起半封閉分離雙箱梁渦激共振特性表明，檢修車軌道位置變化因改變主梁斷面氣動(dòng)外形而影響主梁的渦振性能。王騎等[8]采用1:60與1:20兩種比例節(jié)段模型試驗(yàn)，分析分體式鋼箱梁的渦振特性、驗(yàn)證導(dǎo)流板與抑振板的制振效果。Larson等[9]通過1:20節(jié)段模型測(cè)壓試驗(yàn)，對(duì)昂船洲大橋進(jìn)行導(dǎo)流板制振機(jī)理分析表明，上游斷面的壓力脈動(dòng)源于底板內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)角處形成的旋渦脫落，下游斷面的壓力脈動(dòng)源于上游產(chǎn)生的旋渦對(duì)其造成的沖擊力。下游斷面壓力脈動(dòng)值遠(yuǎn)大于上游斷面脈動(dòng)值，約為3～4倍。Li等[10]運(yùn)用POD方法對(duì)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的分離雙箱懸索橋平均壓力及脈動(dòng)壓力進(jìn)行分析，觀察斷面周圍流體的時(shí)間-空間變化特性知，規(guī)律的渦脫現(xiàn)象一開始只發(fā)生在開槽區(qū)域及下游斷面尾流區(qū)域；進(jìn)入鎖定區(qū)間后隨主梁振動(dòng)渦脫現(xiàn)象隨之劇烈，區(qū)域擴(kuò)展到整個(gè)下游斷面底表面與上游斷面的尾流區(qū)域，開槽區(qū)域及梁底表面區(qū)域渦區(qū)聚在一起。Kwok等[11]對(duì)5種帶不同槽寬的分離雙箱梁進(jìn)行表面測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)，所得不同風(fēng)攻角下梁體表面平均壓力值與壓力脈動(dòng)值分布表明，槽寬大小會(huì)極大影響梁體表面壓力分布及St數(shù)，揭示出渦振機(jī)理。Watanabe等[12]運(yùn)用LES湍流模型對(duì)中央開槽斷面進(jìn)行三維非定常靜力計(jì)算，實(shí)現(xiàn)流場(chǎng)可視化，結(jié)果表明，主梁迎風(fēng)側(cè)風(fēng)嘴下緣產(chǎn)生的流動(dòng)分離與再附現(xiàn)象導(dǎo)致升力系數(shù)、升力矩系數(shù)增大；若主梁斷面在大風(fēng)攻角下能使迎風(fēng)側(cè)風(fēng)嘴處流動(dòng)分離不易產(chǎn)生，則能保證其在大部分風(fēng)攻角下的氣動(dòng)穩(wěn)定性。Laima等[13]對(duì)分離雙箱梁節(jié)段模型進(jìn)行靜、動(dòng)態(tài)測(cè)試風(fēng)場(chǎng)試驗(yàn)，觀察旋渦脫落現(xiàn)象，并結(jié)合數(shù)值模擬方法分析渦振發(fā)生時(shí)表面壓力分布、流體與模型間動(dòng)能傳遞、流態(tài)演變。結(jié)果顯示，渦結(jié)構(gòu)主要聚集于下游主梁的迎風(fēng)腹板位置。何晗欣等[14]通過1∶45節(jié)段模型試驗(yàn)及CFD分析，研究中央開槽箱型斷面的三種氣動(dòng)措施(增設(shè)不同開孔率底板、改變腹板角度、增設(shè)導(dǎo)流板)的有效性。

本文以在建安徽蕪湖長江公路二橋?yàn)檠芯勘尘?，采用大比例?jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)、表面壓力同步測(cè)量及CFD數(shù)值模擬方法，從宏觀、微觀兩方面對(duì)中央開槽箱梁斷面渦振機(jī)理進(jìn)行分析，提出具體氣動(dòng)措施，以渦振試驗(yàn)結(jié)果、主梁斷面表面壓力分布特性及CFD計(jì)算所得流場(chǎng)形態(tài)，共同驗(yàn)證氣動(dòng)措施的有效性。

1工程背景與試驗(yàn)概況

1.1橋梁概況

蕪湖長江公路二橋?yàn)殡p塔四索面斜拉橋，橋跨布置為100+308+806+308+100(m)，主橋全長1 622 m，整體布置見圖1。斜拉橋采用密索半漂浮結(jié)構(gòu)體系，斜拉索采用平行鋼絲索扇形空間索面布置形式，兩主塔橋面以上高度210.4 m。加勁梁為全寬53 m、槽寬17 m、梁高3.5 m的中央開槽式的雙閉口流線型鋼箱梁，由每隔32 m的橫梁連接成整體。主梁寬高比B/H=15.1，槽寬與梁寬比b/B=0.32。主梁外側(cè)底板采用弧形的魚腹型曲線，避免梁體出現(xiàn)明顯的氣動(dòng)分離點(diǎn)。中央開槽主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面見圖2。

圖1　橋梁立面圖(單位：m) Fig.1 General layout of the cable-stayed bridge (unit:m)

圖2　中央開槽主梁橫斷面圖(單位：m) Fig.2 Cross section of the bridge deck (unit:m)

1.2大比例節(jié)段模型試驗(yàn)

圖3　節(jié)段模型試驗(yàn)裝置圖 Fig.3 Sketch of the testing device

試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)TJ-3風(fēng)洞中進(jìn)行。該風(fēng)洞試驗(yàn)段長15 m，寬14 m，高2 m，試驗(yàn)風(fēng)速范圍為0～17 m/s連續(xù)可調(diào)，均勻流場(chǎng)紊流度≤0.3%。為使試驗(yàn)雷諾數(shù)較大、精確模擬箱梁構(gòu)造細(xì)節(jié)及試驗(yàn)結(jié)果接近實(shí)際，設(shè)計(jì)制作幾何縮尺比為1∶22，長度為7.3 m的大比例節(jié)段模型(長寬比>3)，見圖3。

表1　大比例節(jié)段模型試驗(yàn)主要參數(shù)

試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎脙筛ぷ咒撔景簦?道工字鋼橫梁焊接形成骨架，保證模型有足夠的剛度不發(fā)生局部變形，并外覆3 mm航空板以模擬橋梁的氣動(dòng)外形。橋面護(hù)欄及檢修車軌道等附屬結(jié)構(gòu)采用有機(jī)玻璃雕刻而成。剛體模型由8根彈簧彈性懸掛于洞壁中支架上，通過調(diào)節(jié)整個(gè)系統(tǒng)質(zhì)量及質(zhì)量慣矩并配以適當(dāng)剛度、間距彈簧準(zhǔn)確模擬對(duì)應(yīng)實(shí)橋的一階豎彎、扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)質(zhì)量—?jiǎng)偠认到y(tǒng)。據(jù)節(jié)段模型設(shè)計(jì)相似性要求及模型與實(shí)橋頻率比確定試驗(yàn)風(fēng)速比，獲得實(shí)橋主要參數(shù)與節(jié)段模型主要參數(shù)間對(duì)應(yīng)關(guān)系，見表1。位移信號(hào)用日本Matsushita公司MLS LM10-130 ANR1215型激光位移傳感器測(cè)量，試驗(yàn)共安裝4個(gè)激光位移傳感器，分別對(duì)稱布置于兩根吊臂的4個(gè)測(cè)點(diǎn)(圖3)。

1.3試驗(yàn)結(jié)果

原型斷面成橋狀態(tài)3°、0°及-3°攻角三種工況均在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行，見圖4。原型斷面豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)見圖5。由圖5看出，在風(fēng)攻角3°、0°及-3°工況下，主梁原型斷面均出現(xiàn)明顯的豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象。其中3°風(fēng)攻角工況的豎向渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間為2～3 m/s，最大豎向渦振振幅約達(dá)18 mm；扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間共兩個(gè)，第一個(gè)為5.9～6.4 m/s，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅約達(dá)0.06°，第二個(gè)為12～13.4 m/s，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅約達(dá)0.25°。在0°攻角工況下，豎向渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間為2～3 m/s，最大豎向渦振振幅約達(dá)15 mm，無扭轉(zhuǎn)渦振。 在-3°攻角工況下，豎向渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間為1.8～2.8 m/s，最大豎向渦振振幅約達(dá)12 mm；扭轉(zhuǎn)渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間為5.2～5.8 m/s，最大渦振振幅約達(dá)0.07°。

圖4　風(fēng)洞中大比例節(jié)段模型 Fig.4 Large-scale sectional model in the wind tunnel

圖5　原型斷面豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng) Fig.5 The responses of vertical and torsional VIV

為尋找渦振發(fā)生原因，在3°攻角下利用三種措施進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)。措施1：去除主梁底板外側(cè)檢修車軌道，見圖6(a)；措施2：去除主梁底板內(nèi)側(cè)檢修車軌道，見圖6(b)；措施3：去除主梁底板內(nèi)、外側(cè)檢修車軌道，見圖6(c)。

圖6　針對(duì)檢修軌道布置的三種措施方案 Fig.6 Three arrangements of maintenance rails

風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果顯示，用措施1并不能消減豎彎及扭轉(zhuǎn)渦激共振振幅；用措施2、3時(shí)豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象均消失，見圖7。由試驗(yàn)結(jié)果可初步確定，該主梁斷面渦振現(xiàn)象由內(nèi)側(cè)檢修車軌道所致，而實(shí)際橋梁需要檢修車軌道不能去除，因此須找到對(duì)內(nèi)側(cè)檢修車軌道的優(yōu)化方案。

圖7　豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)對(duì)比結(jié)果(α=3°) Fig.7 Comparison results of vertical and torsional VIV (α=3°)

2渦振產(chǎn)生原因及對(duì)策

2.1主梁斷面繞流流場(chǎng)形態(tài)

本文采用主梁斷面周圍繞流流態(tài)特征理解渦振發(fā)生原因。用ANSYS的FLUENT有限體積法求解器進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

幾何計(jì)算域設(shè)置見圖8，其與風(fēng)洞試驗(yàn)類似，入口為均勻流，出口為固定壓力，其它運(yùn)輸量的梯度變化為零，上下為對(duì)稱性邊界，主梁壁面為無滑移邊界條件。計(jì)算域?yàn)?24D×56D，其中D為主梁斷面高度。在主梁壁面10D×3D附近局部加密，見圖9。該種設(shè)置旨在保證結(jié)果可靠性情況下提高計(jì)算效率。

圖8　計(jì)算域劃分及邊界條件處理 Fig.8 Overview of computational domain and boundary conditions

圖9　計(jì)算域網(wǎng)格劃分 Fig.9 Mesh of the computational domain

FLUENT求解器中計(jì)算參數(shù)見表2，其中雷諾數(shù)Re設(shè)為28300(針對(duì)梁高定義)，與大比例節(jié)段模型試驗(yàn)豎彎渦振區(qū)雷諾數(shù)保持一致。雷諾數(shù)計(jì)算式為

(1)

式中：ρ=1.225 kg/m3為空氣密度；v=2.6 m/s為來流風(fēng)速；D=3.5/22=0.159 m為特征寬度；μ=1.789 4E-5m2/s為空氣粘度系數(shù)。

表2　計(jì)算方法及參數(shù)列表

α=0°、α=+3°、α=-3°風(fēng)攻角下原型斷面及去掉檢修車軌道斷面周圍速度場(chǎng)見圖10、圖11。由圖10看出，三個(gè)攻角下，原型斷面開槽區(qū)域均存在連續(xù)的旋渦脫落現(xiàn)象； 流過上游斷面底板的氣流遭遇內(nèi)側(cè)檢修車軌道阻擋，因而加大上游斷面尾流死水區(qū)寬度；由于速度梯度作用，開槽區(qū)域產(chǎn)生強(qiáng)烈且連續(xù)的旋渦脫落現(xiàn)象，主導(dǎo)主梁斷面渦振發(fā)生。由圖11看出，去除檢修車軌道后繞流流場(chǎng)上游斷面流過梁底的高速氣流在轉(zhuǎn)角處逆壓梯度較小，氣流在該區(qū)域分離基本未分離(類似流線型機(jī)翼)，沿結(jié)構(gòu)外形向上流動(dòng)，使上甲板尾流形成較大死水區(qū)面積急劇減小，開槽區(qū)域連續(xù)旋渦脫落現(xiàn)象消失。

三種風(fēng)攻角下風(fēng)軸阻力系數(shù)Cd對(duì)比結(jié)果見圖12。

圖10　原型斷面速度場(chǎng)圖 Fig.10 Velocity field around original section

圖11　去掉檢修車軌道斷面速度場(chǎng)圖 Fig.10 Velocity field around section without maintenance rails

圖12　三風(fēng)攻角下風(fēng)軸阻力系數(shù)C d對(duì)比結(jié)果 Fig.12 Comparison results of C d under three angles of wind incidence

2.2抑制渦振的氣動(dòng)措施

為盡量減小內(nèi)側(cè)檢修車軌道的阻擋作用，提出抑振措施，即將內(nèi)側(cè)檢修車軌道向主梁中心線平移一定距離(內(nèi)側(cè)斜腹板中點(diǎn)下方，與原位置相距100 mm)，遠(yuǎn)離梁底轉(zhuǎn)角敏感位置，見圖13。

圖13　改進(jìn)斷面示意圖 Fig.13 Sketch of modified section

改進(jìn)斷面在三個(gè)風(fēng)攻角下的周圍速度場(chǎng)見圖14。由圖14看出，內(nèi)側(cè)檢修車軌道向主梁中心線移動(dòng)一定距離后，上游斷面流過梁底的高速氣流在轉(zhuǎn)角處不受內(nèi)側(cè)檢修車軌道影響，氣流在該區(qū)域分離較小，沿結(jié)構(gòu)外形向上流動(dòng)，使上甲板尾流形成的較大死水區(qū)面積減小，連續(xù)旋渦脫落現(xiàn)象消失。

圖14　改進(jìn)斷面速度場(chǎng)圖 Fig.14 Velocity field around modified section

3表面靜態(tài)壓力測(cè)量

為更好揭示三種氣動(dòng)措施抑制渦振機(jī)理，試驗(yàn)中通過固定節(jié)段模型的彈簧系統(tǒng)，令節(jié)段模型保持靜止不動(dòng)，測(cè)量3°攻角時(shí)原型斷面最大渦振振幅對(duì)應(yīng)的風(fēng)速2.6 m/s下節(jié)段模型表面壓力分布。在7.3 m節(jié)段模型上近跨中一開槽段中間位置(圖3)布置一排測(cè)壓點(diǎn)。每排測(cè)壓點(diǎn)布置見圖15，在分離的兩梁體對(duì)稱、均勻布置77個(gè)同步測(cè)量壓力點(diǎn)。

圖15　橫斷面測(cè)壓點(diǎn)位置示意圖 Fig.15 Layout of the pressure taps

表面壓力測(cè)量用美國Pressure System Inc掃描閥公司的ESP-64HD型電子壓力掃描閥與DTC Initium處理器。本試驗(yàn)用1個(gè)DTC Initium處理器與4個(gè)ESP壓力掃描閥模塊，計(jì)256個(gè)測(cè)點(diǎn)。采樣頻率300 Hz，采樣時(shí)長60 s。

3.1平均壓力系數(shù)分布

浸沒在流體中的鈍體表面會(huì)受流體壓力作用，鈍體表面壓力分布會(huì)隨外形不同而不同。由平均壓力分布狀況可判斷氣流在主梁斷面的分離及再附情況。

本文采用無量綱壓力系數(shù)表征表面壓力分布規(guī)律。壓力系數(shù)定義為局部風(fēng)壓與來流動(dòng)壓之比，即

(2)

式中：p為某點(diǎn)處局部風(fēng)壓；ps為掃描閥靜壓；pd為來流動(dòng)壓；pt為掃描閥總壓。當(dāng)p分別為一個(gè)時(shí)間樣本下平均風(fēng)壓與脈動(dòng)風(fēng)壓時(shí)，其壓力系數(shù)即為平均壓力系數(shù)與脈動(dòng)壓力系數(shù)。

圖16　平均壓力系數(shù)分布對(duì)比圖(α=3°) Fig.16 Comparison of mean pressure coefficients (α=3°)

原型斷面與改進(jìn)斷面在3°攻角時(shí)主梁表面平均壓力系數(shù)分布見圖16，并在特征位置標(biāo)注壓力系數(shù)數(shù)值。由圖16看出，①上游斷面迎風(fēng)側(cè)風(fēng)嘴上下斜腹板的壓力均為正壓，表現(xiàn)出由風(fēng)嘴前緣向后迅速衰減趨勢(shì)；流向上甲板的氣流遭遇防撞欄阻擋產(chǎn)生分離，分離區(qū)旋渦使上甲板受吸力作用(負(fù)壓)，且負(fù)壓絕對(duì)值呈由上游向下游衰減趨勢(shì)；而在上游斷面底板上，氣流流經(jīng)檢修車軌道后在其下游附近局部區(qū)域產(chǎn)生死水區(qū)，導(dǎo)致檢修車軌道下游局部位置處突變產(chǎn)生較大負(fù)壓值后向下游減小，直至再次遭遇檢修車軌道阻擋，產(chǎn)生強(qiáng)烈的流動(dòng)分離，負(fù)壓值突增，向下游減??；上游斷面整個(gè)內(nèi)側(cè)斜腹板為尾流區(qū)域，即旋渦聚集地，故作用于此的平均壓力均為負(fù)壓。②與上游斷面平均壓力分布規(guī)律一致，氣流除在下游斷面迎風(fēng)側(cè)斜腹板處產(chǎn)生正壓，其余區(qū)域(包括流動(dòng)分離區(qū)、尾流區(qū))均為負(fù)壓作用區(qū)，且氣流遭遇檢修軌道會(huì)產(chǎn)生負(fù)壓絕對(duì)值突增。③改進(jìn)斷面與原型斷面的平均壓力系數(shù)分布不同之處在于，因內(nèi)側(cè)檢修車軌道向主梁中心線偏移一段距離，氣流沿梁體外形平穩(wěn)過渡，無明顯的流動(dòng)分離現(xiàn)象。故上游斷面底板內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)角處負(fù)壓值無有產(chǎn)生劇烈突變，向下游平穩(wěn)減小。下游斷面亦同。

3.2脈動(dòng)壓力系數(shù)分布

氣流流經(jīng)浸沒的鈍體時(shí)會(huì)在鈍體表面棱角處產(chǎn)生流動(dòng)分離形成旋渦，且隨氣流向下游運(yùn)動(dòng)過程中可能再附在鈍體下游表面形成再附，而旋渦分離、再附必會(huì)產(chǎn)生作用于鈍體表面的脈動(dòng)壓力。

原型斷面及改進(jìn)斷面在3°攻角時(shí)主梁表面脈動(dòng)壓力系數(shù)分布見圖17，并在特征位置標(biāo)注壓力系數(shù)數(shù)值。由圖17看出，① 3°風(fēng)攻角時(shí)作用于下游斷面的脈動(dòng)壓力系數(shù)值明顯大于上游斷面，此因下游斷面整體浸沒在上游斷面產(chǎn)生的紊流中，造成下游斷面產(chǎn)生的整體脈動(dòng)壓力能量大于上游斷面。②脈動(dòng)壓力沿上下游斷面各自表面分布呈一定特征。下游斷面整個(gè)橋面板區(qū)域由于欄桿阻擋處于強(qiáng)烈的氣流分離與再附區(qū)使脈動(dòng)壓力非常顯著，且越往下游脈動(dòng)壓力系數(shù)值越?。唤_槽區(qū)域內(nèi)側(cè)斜腹板由于受上游來的旋渦脫落作用力，壓力脈動(dòng)強(qiáng)烈；在內(nèi)側(cè)檢修車軌道局部位置，由于受該軌道阻擋使流動(dòng)分離十分強(qiáng)烈在局部產(chǎn)生較大脈動(dòng)壓力。對(duì)上游斷面，除在上甲板區(qū)域、檢修車軌道位置及箱梁棱角處受較大脈動(dòng)壓力，其余斷面所受脈動(dòng)壓力較均勻。③將檢修車軌道向主梁中心線偏移后流經(jīng)梁底的高速氣流在底板內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)角處無阻擋，可繼續(xù)沿梁體外形向上流動(dòng)，移動(dòng)后的檢修車軌道距上游斷面較遠(yuǎn)阻擋效應(yīng)大大減小。此時(shí)整個(gè)開槽區(qū)域只剩因橋面板棱角造成的流動(dòng)分離及再附，因而脈動(dòng)壓力大大減小。

圖17　脈動(dòng)壓力系數(shù)分布對(duì)比圖(α=3°) Fig.17 Comparison of fluctuating pressure coefficients (α=3°)

3.3特征測(cè)點(diǎn)脈動(dòng)壓力功率譜

在3°風(fēng)攻角下選主梁上下游兩斷面的兩特征測(cè)點(diǎn)進(jìn)行壓力功率譜分析，見圖18。71#測(cè)點(diǎn)位于兩主梁斷面近開槽區(qū)域內(nèi)側(cè)斜腹板中間，即渦結(jié)構(gòu)聚集地中兩特征點(diǎn)。

圖18　用于功率譜分析的特征測(cè)點(diǎn) Fig.18 Midpoint of upwind and downwind inward inclined panels used for pressure PSD analysis

圖19　原型斷面特征測(cè)點(diǎn)壓力功率譜圖 Fig.19 Pressure PSD on point 71 of original section

原型斷面與改進(jìn)斷面特征測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng)的功率譜見圖19、圖20。由圖19看出，原型斷面靜止時(shí)上下游71#特征測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng)的卓越頻率均為1.90 Hz(接近主梁豎彎渦振頻率)，說明2.6 m/s風(fēng)速下，作用于結(jié)構(gòu)的強(qiáng)迫力頻率恰與其自身頻率吻合，從而引起渦激共振。下游斷面71#測(cè)點(diǎn)的脈動(dòng)壓力在1.90 Hz的能量遠(yuǎn)高于上游斷面特征測(cè)點(diǎn)，說明在上游斷面內(nèi)側(cè)斜

腹板處形成的旋渦在向下游流動(dòng)過程中不斷發(fā)展擴(kuò)大，在下游內(nèi)側(cè)斜腹板上脫落，對(duì)下游內(nèi)側(cè)斜腹板造成巨大沖擊作用，作用力遠(yuǎn)大于上游斷面。由圖20看出，采用改進(jìn)斷面后因內(nèi)側(cè)檢修車軌道偏離，流經(jīng)梁底的高速氣流無阻擋順利向上流動(dòng)，對(duì)原開槽區(qū)域產(chǎn)生的規(guī)律旋渦區(qū)產(chǎn)生沖擊作用，打碎原規(guī)律旋渦，破壞上下游內(nèi)側(cè)斜腹板上各點(diǎn)壓力脈動(dòng)的周期性，表現(xiàn)在特征測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng)的卓越頻率較分散，無相同值，從而能成功抑制渦振的產(chǎn)生。

圖20　改進(jìn)斷面特征測(cè)點(diǎn)壓力功率譜圖 Fig.20 Pressure PSD on point 71 of modified section

圖21　改進(jìn)斷面試驗(yàn)結(jié)果 Fig.21 Test results of modified section

4抑振措施試驗(yàn)結(jié)果

針對(duì)氣動(dòng)措施進(jìn)行大比例節(jié)段模型渦振試驗(yàn)，并與原型斷面結(jié)果對(duì)比，見圖21，圖中未發(fā)現(xiàn)明顯的豎向、扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象。由此看出，所提改進(jìn)斷面可有效抑制渦振。與通過CFD計(jì)算所得流場(chǎng)形態(tài)特征及通過測(cè)壓試驗(yàn)所得平均壓力分布、脈動(dòng)壓力分布、脈動(dòng)壓力功率譜結(jié)果規(guī)律一致。

5結(jié)論

本文基于大比例節(jié)段模型風(fēng)洞測(cè)振、測(cè)壓試驗(yàn)及計(jì)算流體力學(xué)CFD方法進(jìn)行中央開槽箱梁渦激共振特性及抑振措施機(jī)理研究，結(jié)論如下：

(1)由風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果顯示，位于氣動(dòng)敏感位置的內(nèi)側(cè)檢修車軌道是誘發(fā)渦激共振原因。

(2)CFD數(shù)值模擬表明，流經(jīng)上游斷面底板的氣流遭遇內(nèi)側(cè)檢修車軌道阻擋時(shí)會(huì)加大上游斷面尾流死水區(qū)寬度，因速度梯度作用開槽區(qū)域產(chǎn)生強(qiáng)烈且連續(xù)的旋渦脫落現(xiàn)象，主導(dǎo)主梁斷面渦振發(fā)生。

(3)本文內(nèi)側(cè)檢修車軌道向主梁中心線偏移一定距離方案，可使上游斷面流經(jīng)梁底的高速氣流在底板內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)角處不受該軌道影響，氣流分離點(diǎn)延后，開槽區(qū)域連續(xù)旋渦脫落現(xiàn)象消失。

(4)通過主梁斷面表面靜態(tài)測(cè)壓試驗(yàn)知，用本文方案可使氣流沿梁體外形平穩(wěn)過渡，不會(huì)產(chǎn)生明顯的流動(dòng)分離現(xiàn)象，上游斷面底板內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)角處負(fù)壓值不會(huì)產(chǎn)生劇烈突變。且上、下游斷面整個(gè)內(nèi)腹板的脈動(dòng)壓力減小、能量分散，無一致的卓越頻率。

(5)通過對(duì)改進(jìn)斷面進(jìn)行大比例節(jié)段模型渦振風(fēng)洞試驗(yàn)知，原有豎彎渦振與扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象消失，表明該抑振措施有效。

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