程 怡，周 銳，楊詠昕，葛耀君

(1.福州大學(xué) 陽光學(xué)院，福建 福州 350015；2.深圳大學(xué) 城市智慧交通與安全運(yùn)維研究院，廣東 深圳 518060;3.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

當(dāng)橋梁結(jié)構(gòu)在風(fēng)洞試驗(yàn)或者實(shí)橋運(yùn)營中出現(xiàn)了顫振或大振幅渦振等現(xiàn)象不能滿足抗風(fēng)要求時(shí)，就需要采取有效的抗風(fēng)控制措施來改善橋梁的整體抗風(fēng)性能，使其滿足抗風(fēng)要求[1-2].橋梁結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)控制措施主要分為氣動(dòng)措施、結(jié)構(gòu)措施和機(jī)械措施.其中，氣動(dòng)措施是通過附加外部裝置或修改結(jié)構(gòu)的截面外形，改善其周圍的繞流狀態(tài)，從而提高抗風(fēng)穩(wěn)定性，減小風(fēng)致振動(dòng)的幅度，由于這種方法可靠性好，對結(jié)構(gòu)改變相對較小，經(jīng)濟(jì)代價(jià)較低，因此是一種很實(shí)用的控制方法[3].常見的氣動(dòng)控制措施主要有兩大類：① 采用中央開槽、豎向穩(wěn)定板和導(dǎo)流板等措施；② 對主梁附屬裝置如欄桿、檢修車軌道等的位置和形狀做適當(dāng)調(diào)整[4-5].現(xiàn)有的幾座大跨度橋梁針對可能的風(fēng)致振動(dòng)問題，都采取了氣動(dòng)措施來改善橋梁的抗風(fēng)性能，例如，舟山西堠門大橋采用了分體雙箱梁，香港青馬大橋和潤揚(yáng)長江大橋采用了中央穩(wěn)定板，明石海峽大橋采用了加穩(wěn)定板形式的桁梁等.

當(dāng)一種氣動(dòng)控制措施的控制效果還不能完全達(dá)到預(yù)期控制目標(biāo)時(shí)，可以嘗試兩種或更多措施的組合控制[6].例如，昂船洲大橋和嘉紹大橋的中央開槽和梁底導(dǎo)流板的組合時(shí)的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)兩者共同作用時(shí)有良好效果，可消除各個(gè)攻角下主梁的渦激共振[7-8]；對于開口斷面只有同時(shí)采用穩(wěn)定板和擾流板才能有效地將渦振振幅控制在規(guī)范的允許值內(nèi)[9]；抑流板對于半開口分體箱梁的渦振控制效果要優(yōu)于水平翼板[10]；針對閉口箱梁的中央開槽和中央穩(wěn)定板組合顫振控制效果研究表明，在中央開槽措施基礎(chǔ)上，組合穩(wěn)定板措施能進(jìn)一步提升顫振控制效果[11].目前多種氣動(dòng)措施的組合都是基于經(jīng)驗(yàn)來判斷和不斷嘗試，將這些氣動(dòng)措施應(yīng)用到實(shí)際橋梁結(jié)構(gòu)前，都要經(jīng)過風(fēng)洞試驗(yàn)或數(shù)值模擬，來驗(yàn)證其控制效果.

雖然被動(dòng)氣動(dòng)措施是目前最常用的橋梁氣動(dòng)措施，但在找到有效的顫振(或渦振)控制措施后，還必須重新檢驗(yàn)施加措施后結(jié)構(gòu)的其他風(fēng)振性能，如渦振(或顫振)、抖振、風(fēng)致靜力穩(wěn)定性和風(fēng)荷載等[12].而且，控制措施具有很強(qiáng)的氣動(dòng)敏感性，同一種控制措施的尺寸和位置不同時(shí)的作用效果差異很大[13].例如，不同開槽率下分體箱梁的顫振穩(wěn)定性能不同，不同高度的豎向穩(wěn)定板對閉口箱梁的顫振控制效果也不同.研究發(fā)現(xiàn)，不同高度的中央穩(wěn)定板和中央開槽組合措施下的顫振控制效果明顯不同[14].然而，目前還沒有人針對中央穩(wěn)定板和中央開槽這種組合措施下的渦振控制效果進(jìn)行校驗(yàn).為了系統(tǒng)地研究中央開槽和中央穩(wěn)定板組合措施的渦激共振控制效果，本文以常用的20%開槽率的分體箱梁橋梁為背景，首先，利用節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了6種典型高度的上中央穩(wěn)定板(UVCS)和下中央穩(wěn)定板(DVCS)作用時(shí)，分體箱梁的豎向渦振和扭轉(zhuǎn)渦振發(fā)生的鎖定風(fēng)速區(qū)間和峰值響應(yīng)；然后，通過計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)分別對這些中央穩(wěn)定板作用下分體箱梁的渦振控制效果和機(jī)理進(jìn)行了對比研究，并比選出最佳的控制方法.該研究對于合理選擇氣動(dòng)措施來改善分體箱梁橋梁的整體抗風(fēng)性能具有重要的意義.

1 渦振控制試驗(yàn)

1.1 節(jié)段模型試驗(yàn)

以主跨1 650 m的西堠門大橋?yàn)楣こ瘫尘埃x取了1∶60幾何縮尺比，不考慮欄桿等附屬結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)了6個(gè)具有代表性的上、下中央穩(wěn)定板：穩(wěn)定板相對高度h/H(h為穩(wěn)定板高度，H為主梁高度)取0、0.2、0.4、0.6、0.8和1.0.節(jié)段模型的具體參數(shù)和實(shí)橋斷面尺寸分別如表1和圖1所示.節(jié)段模型長為1.74 m.為了研究加穩(wěn)定板后氣動(dòng)外形改變對橋梁氣動(dòng)性能的影響，假設(shè)結(jié)構(gòu)參數(shù)不變.采用彈簧懸掛二元?jiǎng)傮w節(jié)段模型，在同濟(jì)大學(xué)TJ-1風(fēng)洞開展渦振試驗(yàn)，在均勻流場中進(jìn)行了+3°、0°和-3°三個(gè)風(fēng)攻角的試驗(yàn)，節(jié)段模型渦振試驗(yàn)如圖2所示.

圖1 帶中央穩(wěn)定板的分體箱梁斷面圖 (單位：m)Fig.1 Sectional model of twin-box girder with VCS (unit:m)

表1 帶中央穩(wěn)定板的分體箱梁橋梁的結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structural parameters of twin-box girder with VCS

1.2 上穩(wěn)定板的渦振響應(yīng)

對比了+3°、0°和-3°三個(gè)風(fēng)攻角下帶不同上中央穩(wěn)定板的分體箱梁的豎向渦振響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)+3°攻角是最不利攻角.圖3描述了6種高度的上中央穩(wěn)定板的豎向和扭轉(zhuǎn)渦振位移響應(yīng)的均方根(RMS)值.圖3a表明，0.8h/H上中央穩(wěn)定板的豎向渦振位移響應(yīng)最大，約達(dá)到0.26 m；其次是1.0h/H和0.6h/H上穩(wěn)定板，分別約為0.23 m和0.22 m；而

a 無中央穩(wěn)定板

b 上中央穩(wěn)定板

c 下中央穩(wěn)定板

0.2h/H和0.4h/H上穩(wěn)定板的豎向渦振響應(yīng)卻小于無穩(wěn)定板的，分別約為0.14 m和0.13 m.此外，這6種工況都呈現(xiàn)2個(gè)鎖定區(qū)間，帶上中央穩(wěn)定板后最大峰值對應(yīng)的風(fēng)速明顯變小，特別是0.4h/H對應(yīng)的折減風(fēng)速Ur=U/fhB=6.5/(0.324×36)=0.56.因此，帶上中央穩(wěn)定板后分體箱梁橋梁的豎向渦振振幅峰值順序從小到大依次為0.4h/H、0.2h/H、0、0.6h/H、1.0h/H、0.8h/H;加0.2h/H和0.4h/H上中央穩(wěn)定板，有利于減小該分體箱梁橋梁的豎向渦振.圖3b表明，0.6h/H和0.8h/H上中央穩(wěn)定板的扭轉(zhuǎn)渦振位移響應(yīng)都很大，約0.3°，其次是1.0h/H和0.4h/H上穩(wěn)定板，分別約為0.25°和0.20°，而0.2h/H上穩(wěn)定板的豎向渦振響應(yīng)卻小于無穩(wěn)定板的，僅為0.125°，且對應(yīng)的鎖定風(fēng)速較大.其他5種工況的折減風(fēng)速約為Ur=U/fvB=8/(0.232×36)=0.96.因此，帶上中央穩(wěn)定板后分體箱梁橋梁的扭轉(zhuǎn)渦振振幅峰值順序從小到大依次為0.2h/H、0、0.4h/H、1.0h/H、0.6h/H、0.8h/H;加0.2h/H上中央穩(wěn)定板，有利于減小該分體箱梁橋梁的扭轉(zhuǎn)渦振.因此，加0.2倍和0.4倍梁高上中央穩(wěn)定板的豎向和扭轉(zhuǎn)渦振性能是相對較好的.

a 豎向

b 扭轉(zhuǎn)

1.3 下穩(wěn)定板的渦振響應(yīng)

圖4分別描述了6種高度的下中央穩(wěn)定板的豎向和扭轉(zhuǎn)渦振位移響應(yīng)RMS值.圖4a表明，0.8h/H的DVCS的豎向渦振位移響應(yīng)也是最大，高達(dá)約0.36 m，其次是0.6h/H和1.0h/H的DVCS，分別約為0.28 m和0.21 m，而0.4h/H和0.2h/H的DVCS的豎向渦振響應(yīng)也是小于無穩(wěn)定板的，分別約為0.14 m和0.10 m.此外，帶下中央穩(wěn)定板后風(fēng)速鎖定期變?yōu)橐粋€(gè)區(qū)間，最大峰值對應(yīng)的風(fēng)速也減小，特別是0.2h/H的穩(wěn)定板.因此，帶下中央穩(wěn)定板后分體箱梁橋梁的豎向渦振振幅峰值順序從小到大依次為0.2h/H、0.4h/H、0、1.0h/H、0.6h/H、0.8h/H;加0.2h/H和0.4h/H的DVCS有利于減小該分體箱梁橋梁的豎向渦振.圖4b表明，加下中央穩(wěn)定板后扭轉(zhuǎn)渦振位移均明顯減小，0.2h/H和0.8h/H的DVCS較大，其次是0.4h/H和0.6h/H的DVCS，最小的是1.0h/H高穩(wěn)定板，僅為0.055°.此外，帶下中央穩(wěn)定板后風(fēng)速鎖定區(qū)間變?yōu)橐粋€(gè)，0.2h/H的DVCS峰值對應(yīng)的風(fēng)速最小.因此，帶下中央穩(wěn)定板后分體箱梁橋梁的扭轉(zhuǎn)渦振振幅峰值順序從小到大依次為1.0h/H、0.6h/H、0.4h/H、0.2h/H、0.8h/H、0;加5種下穩(wěn)定板都有利于減小該分體箱梁橋梁的扭轉(zhuǎn)渦振.綜合豎向和扭轉(zhuǎn)響應(yīng)的對比結(jié)果，加0.2h/H和0.4h/H的DVCS是加5種下穩(wěn)定板中較好的，而0.8h/H下穩(wěn)定板是最不利的；下中央穩(wěn)定板的渦振控制效果相對好于上穩(wěn)定板，特別是扭轉(zhuǎn)渦振.因此，加0.2h/H下穩(wěn)定板的渦振控制效果最好，其次分別是0.4h/H下中央穩(wěn)定板和0.2h/H高上穩(wěn)定板.

a 豎向

b 扭轉(zhuǎn)

2 渦振控制數(shù)值模擬

由于中央穩(wěn)定板會(huì)導(dǎo)致分體箱梁斷面氣流繞流流態(tài)特別是旋渦生成及其運(yùn)動(dòng)規(guī)律變得更為復(fù)雜，導(dǎo)致分體箱梁可能存在較大的渦激共振，利用CFD分別模擬了上中央穩(wěn)定板和下中央穩(wěn)定板作用時(shí)分體箱梁橋梁的渦振性能.

2.1 CFD數(shù)值模型

借助同濟(jì)大學(xué)劉十一博士[15]自主研發(fā)的基于非結(jié)構(gòu)化有限體積法二維CFD 數(shù)值模擬平臺(tái)進(jìn)行計(jì)算，選用基于Smagorinsky模型的大渦模擬(LES)方法，采用長方形計(jì)算區(qū)域，迎風(fēng)側(cè)邊界采用速度入口，背風(fēng)側(cè)邊界采用壓力出口.為兼顧計(jì)算精度和計(jì)算效率，在主梁斷面周邊及較近的尾流區(qū)域采用密網(wǎng)格并設(shè)置邊界層，在計(jì)算域的周邊選用疏網(wǎng)格，中間區(qū)域進(jìn)行合理過渡,動(dòng)網(wǎng)格采用三角形非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.當(dāng)風(fēng)速為U=5 m·s-1時(shí)，雷諾數(shù)為Re=27 000.計(jì)算域尺寸為[-230,-270]×[230,270]，主梁中心位于(0,0)點(diǎn).底層網(wǎng)格三角形邊長為0.04 m，當(dāng)風(fēng)速為U=5 m·s-1時(shí)，壁面率y+≈2.7.具體網(wǎng)格劃分如圖5所示，網(wǎng)格三角形數(shù)量為185 412，網(wǎng)格點(diǎn)數(shù)量為93 382，用于求解動(dòng)網(wǎng)格的代理網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)量為1 249，采用5層多重網(wǎng)格層數(shù).

a 0.4h/H高上中央穩(wěn)定板

b 0.4h/H下中央穩(wěn)定板

2.2 上穩(wěn)定板的渦振控制效果

選取6種不同高度的上、下中央穩(wěn)定板(相對主梁高度h/H為0、0.2、0.4、0.6、0.8、1.0)，其他結(jié)構(gòu)動(dòng)力參數(shù)不變.圖6對比了0°風(fēng)攻角下不同高度上中央穩(wěn)定板時(shí)分體箱梁的豎向和扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng).對于豎向渦振響應(yīng)，對于無穩(wěn)定板在風(fēng)速U=7.0 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.03倍梁高；0.2h/H上穩(wěn)定板在風(fēng)速U=6.6 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.02倍梁高；0.4h/H上穩(wěn)定板在風(fēng)速U=5 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.015倍梁高；0.6h/H上穩(wěn)定板在風(fēng)速U=5.6 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.05倍梁高；0.8h/H上穩(wěn)定板在風(fēng)速U=5.6 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.06倍梁高；1.0h/H上穩(wěn)定板在風(fēng)速U=7.6 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，大于0.06倍梁高.因此，豎向渦振振幅峰值的順序從小到大依次為0.4h/H、0.2h/H、0、0.6h/H、0.8h/H、1.0h/H.對于扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)，對于無穩(wěn)定板在風(fēng)速U=8.8 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.2°；0.2h/H上穩(wěn)定板在風(fēng)速U=8.8 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，大于0.2°；0.4h/H上穩(wěn)定板在風(fēng)速U=10.6 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.4°；0.6h/H上穩(wěn)定板在風(fēng)速U=10 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.35°；0.8h/H上穩(wěn)定板在9.5 m·s-1之前沒有出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)渦振；1.0h/H上穩(wěn)定板在風(fēng)速U=10 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.35°.因此，扭轉(zhuǎn)渦振振幅峰值的順序從小到大依次為0.2h/H、0、0.8h/H、0.6h/H、1.0h/H、0.4h/H.相對于扭轉(zhuǎn)渦振，豎向渦振的問題更嚴(yán)重.圖7顯示了6種高度時(shí)上穩(wěn)定板分體箱梁鎖定風(fēng)速區(qū)間中某個(gè)風(fēng)速對應(yīng)的渦振響應(yīng)時(shí)程.

a 豎向

b 扭轉(zhuǎn)

a 無中央穩(wěn)定板，U=6.6 m·s-1

b 0.2h/H，U=6.5 m·s-1

c 0.4h/H，U=5.1 m·s-1

d 0.6h/H，U=5.4 m·s-1

e 0.8h/H，U=5.8 m·s-1

f 1.0h/H，U=6.1 m·s-1

2.3 下穩(wěn)定板的渦振控制效果

圖8對比了0°風(fēng)攻角、不同高度下中央穩(wěn)定板和槽中穩(wěn)定板(CVCS)時(shí)分體箱梁的豎向和扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng).對于豎向渦振，0.2h/H的下穩(wěn)定板在風(fēng)速U=6.0 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.017倍梁高，低于無穩(wěn)定板的；0.4h/H下穩(wěn)定板在風(fēng)速U=5.5 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.017倍梁高；0.6h/H下穩(wěn)定板在風(fēng)速U=5.2 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.04倍梁高；0.8h/H下穩(wěn)定板在風(fēng)速U=5.3 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.045倍梁高；1.0h/H下穩(wěn)定板在風(fēng)速U=5.4 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.036倍梁高；1.0h/H槽中穩(wěn)定板在風(fēng)速U=9.2 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.026倍梁高.因此，豎向渦振振幅峰值的順序從小到大依次為0.2h/H、0.4h/H、0、1.0h/H、0.6h/H、0.8h/H.對于扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)，0.2h/H下穩(wěn)定板在風(fēng)速U=4.6 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.13°；0.4h/H下穩(wěn)定板在風(fēng)速U=9.0 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，大于0.12°；0.6h/H下穩(wěn)定板在風(fēng)速U=6.4 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.1°；0.8h/H下穩(wěn)定板在風(fēng)速U=8.8 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.18°；1.0h/H下穩(wěn)定板在U=7 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.15°；1.0h/H槽中穩(wěn)定板在風(fēng)速U=7.3 m·s-1時(shí)位移達(dá)到峰值，約為0.19°.因此，扭轉(zhuǎn)渦振振幅峰值的順序從小到大依次為0.6h/H、0.4h/H、0.2h/H、1.0h/H、0.8h/H、0.同樣地，加下中央穩(wěn)定板后豎向渦振相對于扭轉(zhuǎn)渦振更嚴(yán)重，圖9顯示了6種高度時(shí)下穩(wěn)定板分體箱梁鎖定風(fēng)速區(qū)間中某個(gè)風(fēng)速對應(yīng)的渦振響應(yīng)時(shí)程.

3 渦振控制的機(jī)理

3.1 試驗(yàn)與CFD的結(jié)果對比

將二維CFD計(jì)算的結(jié)果和二維節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，如圖10所示.對于豎向渦振響應(yīng)，CFD計(jì)算的結(jié)果接近于試驗(yàn)結(jié)果；隨著穩(wěn)定板高度的增加，豎向渦振位移先減后增，在高于0.4h/H穩(wěn)定板時(shí)，下穩(wěn)定板的位移響應(yīng)比率要大于上穩(wěn)定板的，且均大于1.對于扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)，CFD計(jì)算的結(jié)果基本上接近于試驗(yàn)結(jié)果(在高上中央穩(wěn)定板時(shí)稍微有些偏差)；隨著下穩(wěn)定板高度的增加，下穩(wěn)定板的扭轉(zhuǎn)渦振位移比率逐漸減小，而上穩(wěn)定板的位移先增后減，5種高度下穩(wěn)定板的位移響應(yīng)比率都小于1，而上穩(wěn)定板的比率都大于1.

3.2 繞流形態(tài)的對比研究

分別對比了無穩(wěn)定板、0.4h/H高上中央穩(wěn)定板和0.4h/H高下中央穩(wěn)定板作用下分體箱梁斷面的渦度和壓強(qiáng)圖，如圖11和圖12所示.加了上、下中央穩(wěn)定板后分體箱梁的繞流形態(tài)發(fā)生了明顯的改變.圖11a中在無穩(wěn)定板時(shí)在分體箱梁的槽中形成了正負(fù)渦度的兩個(gè)交替運(yùn)動(dòng)大漩渦，負(fù)渦度在背風(fēng)側(cè)梁的上表面再附著，而正渦度在背風(fēng)側(cè)梁的下斜腹板處也形成了大的漩渦，這樣背風(fēng)側(cè)梁的上下表面就形成了明顯的負(fù)正漩渦，從而產(chǎn)生較大的升力，并引起了激烈的豎向渦振運(yùn)動(dòng).圖12a的壓強(qiáng)場也表明，在槽中有正負(fù)壓區(qū)，在背風(fēng)側(cè)梁的上表面和下斜腹板處有明顯的負(fù)壓強(qiáng)，而下表面也是正壓區(qū)，這樣由槽中及背風(fēng)側(cè)梁形成的明顯正負(fù)壓強(qiáng)場引起了整個(gè)主梁的升力.

a 豎向

b 扭轉(zhuǎn)

添加了上中央穩(wěn)定板后，從圖11b可以看到，在槽中的穩(wěn)定板后端存在較大的負(fù)渦度漩渦，由于穩(wěn)定板的存在，使得背風(fēng)側(cè)梁上表面的漩渦再附位置更遠(yuǎn)，接近于風(fēng)嘴的上端，與此同時(shí)，背風(fēng)側(cè)梁的下表面沒有明顯的正渦度漩渦.圖12b顯示，在槽中的穩(wěn)定板前端有明顯的正負(fù)壓強(qiáng)，而在穩(wěn)定板后端只有較明顯的負(fù)壓，而且背風(fēng)側(cè)梁只有上表面有較明顯的負(fù)壓.即正負(fù)壓強(qiáng)相互作用更加集中于下游位置并接近于風(fēng)嘴處，這樣導(dǎo)致相對原斷面更小的豎向力，因此豎向渦振運(yùn)動(dòng)沒有那么明顯.添加了下中央穩(wěn)定板后，圖11c顯示，在槽中的穩(wěn)定板后端存在較大的交替的正負(fù)渦度漩渦，由于穩(wěn)定板的存在，使得背風(fēng)側(cè)梁下表面存在較大正渦度的漩渦，上表面斜腹板靠近風(fēng)嘴處才有較大的負(fù)渦度的漩渦.圖12c顯示，在槽中的穩(wěn)定板前端是明顯的正壓強(qiáng)區(qū)，而后端有明顯的負(fù)壓強(qiáng)區(qū)，而且背風(fēng)側(cè)梁上、下表面均有較明顯的負(fù)壓.即正負(fù)壓強(qiáng)相互作用更加集中接近于槽中位置，這樣導(dǎo)致相對原斷面更大的豎向力，因此豎向渦振運(yùn)動(dòng)沒有那么激烈.

a 0.2 h/H，U=5.9 m·s-1

b 0.4 h/H，U=5.3 m·s-1

c 0.6 h/H，U=5.2 m·s-1

d 0.8 h/H，U=5.2 m·s-1

e 1.0 h/H，U=5.8 m·s-1

f 1.0 h/H(糟中央)，U=9.1 m·s-1

a 豎向

b 扭轉(zhuǎn)

a 無穩(wěn)定板

b 0.4h/H高上中央穩(wěn)定板

c 0.4h/H高下中央穩(wěn)定板

因此，上、下中央穩(wěn)定板的存在明顯改變了槽中漩渦的運(yùn)動(dòng)方式和能量分布位置，以及背風(fēng)側(cè)梁上下表面的壓強(qiáng)場.其中，上穩(wěn)定板使得背風(fēng)側(cè)梁上表面的負(fù)渦度漩渦更靠近風(fēng)嘴，而下穩(wěn)定板使得背風(fēng)側(cè)梁下表面有了更多的正渦度漩渦.

a 無穩(wěn)定板

b 0.4h/H高上中央穩(wěn)定板

c 0.4h/H高下中央穩(wěn)定板

4 結(jié)論

通過對不同高度和位置的中央穩(wěn)定板對大跨度分體箱梁橋梁渦激共振控制效果的研究，可以得到以下主要結(jié)論：

(1)隨著上穩(wěn)定板高度的增加，渦振性能是先變好再變差，分別在0.4倍梁高時(shí)豎向渦振性能和0.2倍梁高時(shí)扭轉(zhuǎn)渦振性能最好.

(2)隨著下穩(wěn)定板高度的增加，豎向渦振性能也是先變好再變差，而扭轉(zhuǎn)渦振性能逐漸變好，分別在0.2倍梁高時(shí)豎向渦振性能和1.0倍梁高時(shí)扭轉(zhuǎn)渦振性能最好.

(3)CFD計(jì)算的結(jié)果總體上接近試驗(yàn)結(jié)果，說明該數(shù)值模擬的結(jié)果比較可靠，繞流形態(tài)對比表明上、下中央穩(wěn)定板通過改變槽中漩渦的運(yùn)動(dòng)方式和下風(fēng)側(cè)兩端上下表面的壓強(qiáng)，從而影響到升力大小和豎向渦振的振幅.

(4)綜合對比，0.2倍梁高下穩(wěn)定板的渦振控制效果最好，而0.8倍梁高上穩(wěn)定板的渦振控制效果最不利.