黃 林，董佳慧，王 騎，李志國(guó)，高 貴，李世文

(1.西南交通大學(xué) 風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心，成都 610031；2.風(fēng)工程四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031；3.武九鐵路客運(yùn)專(zhuān)線湖北有限責(zé)任公司，武漢 430201；4.中鐵大橋勘察設(shè)計(jì)院有限公司，武漢 430050)

隨著經(jīng)濟(jì)和社會(huì)的發(fā)展，在世界范圍內(nèi)，人們對(duì)大跨度鐵路橋梁的需求也日漸增長(zhǎng)。由于剛度上的更高要求，跨越大江大河的鐵路橋多以斜拉橋?yàn)橹?，而其主梁形式也多采用鋼桁架梁。以往普遍采用的鋼箱梁，其體積質(zhì)量更大，建造和維護(hù)成本也更高，因此開(kāi)發(fā)適合鐵路用的鋼箱梁斜拉橋具備很大的市場(chǎng)前景。由于扁平鋼箱梁相對(duì)于桁架梁，其豎、橫向以及扭轉(zhuǎn)剛度均較小，無(wú)法滿足大跨度鐵路斜拉橋的設(shè)計(jì)要求，為了保證主梁剛度，在采用箱梁作為主梁截面時(shí)，就需要增大其腹板傾角以及增大梁高，這使最終滿足剛度要求的箱形斷面成為了寬高比較小(寬高比在7以下)的矩形斷面。大量的研究表明[1-5]，對(duì)于大部分外形具有典型鈍體特征的結(jié)構(gòu)，例如矩形鋼箱梁，當(dāng)氣流流經(jīng)這些鈍體結(jié)構(gòu)時(shí)，流動(dòng)會(huì)產(chǎn)生分離和剪切層，出現(xiàn)漩渦的產(chǎn)生、合并和脫落現(xiàn)象，剪切層的再附以及與尾跡的相互作用將形成復(fù)雜的繞流形態(tài)，并產(chǎn)生周期性的非定常氣動(dòng)力。因此當(dāng)矩形斷面應(yīng)用在柔性結(jié)構(gòu)上時(shí)，會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)渦激振動(dòng)現(xiàn)象。大跨度斜拉橋是柔性體系橋梁，因此當(dāng)其主梁斷面為矩形時(shí)，也會(huì)發(fā)生渦激振動(dòng)現(xiàn)象[6]。

渦激振動(dòng)是一種帶有自激性質(zhì)的限幅振動(dòng)。當(dāng)來(lái)流流經(jīng)結(jié)構(gòu)并發(fā)生分離后，會(huì)產(chǎn)生交替性的漩渦脫落，從而對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生周期性的渦激力，當(dāng)其頻率與結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率接近時(shí)，就會(huì)引起渦激共振現(xiàn)象。渦激振動(dòng)現(xiàn)象是大跨度橋梁在低風(fēng)速下出現(xiàn)的一種風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象，丹麥大貝爾特東橋[7]與中國(guó)西堠門(mén)大橋等[8]均出現(xiàn)過(guò)渦振現(xiàn)象。盡管渦激振動(dòng)不會(huì)像顫振一樣帶來(lái)災(zāi)難性的發(fā)散振動(dòng)，但其發(fā)生在常遇低風(fēng)速范圍，出現(xiàn)頻率較高，振幅較大，除了影響正常交通外，還可能導(dǎo)致構(gòu)件的疲勞損傷。2020年，我國(guó)已建成的武漢鸚鵡洲長(zhǎng)江大橋和廣東虎門(mén)大橋也發(fā)生了渦激振動(dòng)現(xiàn)象，嚴(yán)重影響了正常交通，也對(duì)輿情有不利的影響。對(duì)于鐵路橋，渦激振動(dòng)會(huì)嚴(yán)重影響列車(chē)的行駛安全，尤其是高速鐵路的行車(chē)安全，在設(shè)計(jì)中需要堅(jiān)決避免。

針對(duì)如何改善鋼箱梁渦振性能這個(gè)主題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開(kāi)展了相關(guān)研究，并提出了一些切實(shí)有效的氣動(dòng)措施。Larsen等[9]對(duì)香港昂船洲橋主橋斷面進(jìn)行不同尺度的節(jié)段模型風(fēng)洞對(duì)比試驗(yàn)，研究了該橋的氣動(dòng)性能，并針對(duì)導(dǎo)流板的抑振機(jī)理進(jìn)行討論。Nagao等[10]的研究表明，護(hù)欄的類(lèi)型及位置對(duì)鋼箱梁主梁的渦激共振有顯著影響。李永樂(lè)等[11-12]提出了一種風(fēng)嘴措施，可較好地抑制分離式雙箱梁的豎彎渦振以及扭轉(zhuǎn)渦振，同時(shí)也發(fā)現(xiàn)改變?nèi)诵械雷o(hù)欄類(lèi)型與導(dǎo)流板放置位置對(duì)扁平鋼箱梁的渦振性能有著明顯的影響。Wang等[13]發(fā)現(xiàn)15°斜腹板傾角可以顯著提高流線型箱梁的顫振和渦振性能。李明等[14]通過(guò)1∶50及1∶27節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了風(fēng)嘴、檢修車(chē)軌道、導(dǎo)流板、抑振板和檢修道欄桿對(duì)寬幅流線型箱梁渦振性能的影響。孟曉亮等[15]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)較尖的風(fēng)嘴角度可以有效提高全封閉鋼箱梁的渦振性能。日本抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范里，也列舉了多種抑制不同形式鋼箱梁渦振的措施。

目前，已有的文獻(xiàn)都是針對(duì)扁平箱梁或帶挑臂的梯形箱梁渦激振動(dòng)所提出的制振措施，但幾乎沒(méi)有關(guān)于矩形鋼箱梁鐵路橋渦振制振研究的報(bào)道。同時(shí)，由于鐵路行車(chē)還需要有軌道板、軌道以及中央防拋網(wǎng)等措施，這些構(gòu)件均會(huì)降低主梁的渦振性能[16-17]，因此相比較于簡(jiǎn)單的幾何矩形斷面，實(shí)際中加裝了各種橋梁附屬構(gòu)件的橋梁主梁斷面的渦振性能會(huì)出現(xiàn)一定程度上的降低。為了保障大跨度鐵路斜拉橋的行車(chē)安全，需要有效抑制矩形鋼箱梁主梁的渦激振動(dòng)，并提出一種簡(jiǎn)便適用的制振措施。

本文以某主跨為672 m的矩形鋼箱梁鐵路斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘?，在借鑒已有研究成果的基礎(chǔ)上，分別采用1∶50及1∶25節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了矩形斷面主梁的渦激共振及制振措施。在對(duì)比了裙板、導(dǎo)流板、欄桿透風(fēng)率以及風(fēng)嘴等氣動(dòng)措施的制振效果基礎(chǔ)上，提出了一種帶平臺(tái)的三角形下行風(fēng)嘴的制振措施，利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)方法研究了主梁渦振的發(fā)生機(jī)理與帶平臺(tái)三角形下行風(fēng)嘴的制振機(jī)理。

1 主梁渦振性能及氣動(dòng)措施研究

1.1 試驗(yàn)參數(shù)

斜拉橋主梁采用矩形閉口鋼箱梁，主梁高4.8 m，全寬32.2 m，寬高比6.71，其上布置有四線鐵路(兩線高鐵和兩線普鐵)，以及檢修道、軌道板、管線槽等附屬設(shè)施。由于高鐵行車(chē)安全的需要，在普速線路和高速線路之間增設(shè)了防拋網(wǎng)，位置在主梁上表面的中間位置，高度為3 m，透風(fēng)率為65%，具體如圖1所示。

圖1 原始主梁斷面示意圖(cm)Fig.1 Cross section of prototype deck model (cm)

根據(jù)上述主梁斷面尺寸、試驗(yàn)段尺寸以及試驗(yàn)相關(guān)要求，在滿足幾何外形相似、彈性參數(shù)相似、慣性參數(shù)相似以及阻尼參數(shù)相似的情況下，選取試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂s尺比為1∶50，模型長(zhǎng)度L=2.095 m，寬度B=0.644 m，高度H=0.096 m。節(jié)段模型外衣內(nèi)部采用木質(zhì)框架，外表采用木板蒙皮制成，軌道板、欄桿、中央防拋網(wǎng)以及梁底的檢修車(chē)軌道采用ABS塑料板制作并確保外形及透風(fēng)率相似，試驗(yàn)中采用激光位移傳感器測(cè)量并記錄主梁位移響應(yīng)，兩個(gè)傳感器固定在節(jié)段模型下部一定高度處，用以采集試驗(yàn)過(guò)程中節(jié)段模型的位移數(shù)據(jù)。采用彈簧懸掛的方式安裝模型，如圖2所示。渦振試驗(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×2.0 m，風(fēng)速范圍為1.0～45.0 m/s。

圖2 彈簧懸掛節(jié)段模型Fig.2 Spring-suspended sectional model

由于目前尚沒(méi)有針對(duì)大跨度鋼箱梁鐵路橋風(fēng)洞試驗(yàn)阻尼比取值的相關(guān)規(guī)定，參考陳平等[18]針對(duì)鐵路橋開(kāi)展的風(fēng)洞試驗(yàn)的阻尼比取值，本次試驗(yàn)中，豎彎阻尼比取值為0.52%，扭轉(zhuǎn)阻尼比取值為0.49%。

對(duì)于鐵路橋梁的渦振限制，目前國(guó)內(nèi)外還沒(méi)有相關(guān)規(guī)范條文出臺(tái)，因此本文對(duì)渦振振幅的評(píng)判參考了以下規(guī)范：我國(guó)發(fā)布的TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》[19]中關(guān)于主梁豎彎和扭轉(zhuǎn)振幅限值、JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]、英國(guó)發(fā)布的BD 49/01《Design rules for aerodynamic effects on bridges》[21](以下簡(jiǎn)稱(chēng)英規(guī))的加速度限值以及日本《Wind resistant design manual for highway bridges in Japan》[22](以下簡(jiǎn)稱(chēng)日本指南)，采用四種規(guī)范計(jì)算得到本文中鐵路橋渦振振幅的限值，如表1所示。從表1中可以看出，日本指南對(duì)于豎彎渦振振幅限值的取值相對(duì)更加嚴(yán)格，因此參考該規(guī)范計(jì)算豎彎渦振振幅限值是偏于安全的。

表1 各國(guó)規(guī)范渦振振幅限值Tab.1 The allowable value of VIV displacement in various countries

實(shí)際上，若鐵路橋梁發(fā)生渦振，其變換的振幅對(duì)鐵路行車(chē)影響是動(dòng)態(tài)的，此時(shí)振幅的限值會(huì)比通過(guò)靜態(tài)轉(zhuǎn)角確定的限值要小，因此，在這里取四種規(guī)范計(jì)算得到的渦振振幅限值的最小值。

大跨度橋梁的豎向渦振通常表現(xiàn)為單一模態(tài)的振動(dòng)，但大跨度橋梁模態(tài)密集，在橋梁正常運(yùn)營(yíng)風(fēng)速限值25 m/s內(nèi)，固有頻率在0.6 Hz以內(nèi)的豎彎模態(tài)都有發(fā)生渦振的可能[23]?？紤]到實(shí)際橋梁中主梁的扭轉(zhuǎn)頻率要比豎彎頻率高，橋梁在常遇風(fēng)速下發(fā)生高階扭轉(zhuǎn)渦振的可能性較小[24]，表2列舉了前5階豎彎模態(tài)的渦振振幅限值以供參考。

表2 前5階豎彎模態(tài)渦振振幅限值Tab.2 The first five allowable value of vertical VIV displacement

由于第1階模態(tài)對(duì)應(yīng)的渦振風(fēng)速最低，因此在節(jié)段模型渦振試驗(yàn)的相關(guān)參數(shù)中，模態(tài)頻率選擇了豎向和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的基頻，具體如表3所示。并取豎彎渦振振幅限值為142 mm，扭轉(zhuǎn)渦振振幅限值為0.179°。

表3 1∶50節(jié)段模型試驗(yàn)動(dòng)力參數(shù)Tab.3 Dynamic parameters of 1∶50 section model tests

1.2 原設(shè)計(jì)矩形斷面的渦振性能

渦激振動(dòng)試驗(yàn)在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行，風(fēng)洞中的風(fēng)速范圍為0.5～6.0 m/s(實(shí)橋風(fēng)速范圍為3.5～42.0 m/s)，風(fēng)洞中風(fēng)速間隔為0.15 m/s(實(shí)橋風(fēng)速間隔約為1.00 m/s)。分別在0°，±3°，±5°攻角下測(cè)試了主梁豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振，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)矩形斷面主梁渦振振幅(縮尺比1∶50)Fig.3 VIV displacement of the main girder with original deck (scale ratio:1∶50)

(1) 在0°風(fēng)攻角下，原設(shè)計(jì)矩形斷面存在兩個(gè)豎彎渦振區(qū)間與兩個(gè)扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間，其中兩個(gè)豎彎渦振區(qū)間的振幅均沒(méi)有超過(guò)限值，但高風(fēng)速下扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間IB內(nèi)的扭轉(zhuǎn)渦振振幅最大超過(guò)渦振限值1.54倍；

(2) 在±3°，±5°風(fēng)攻角下，存在一個(gè)高風(fēng)速下豎彎渦振區(qū)間IA(20.0～25.0 m/s風(fēng)速下)與一個(gè)高風(fēng)速下扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間IB(26.0～33.0 m/s風(fēng)速下)，且振幅均顯著超過(guò)限值，其中豎彎渦振振幅最大超過(guò)渦振限值32.29%，扭轉(zhuǎn)渦振振幅最大超過(guò)渦振限值1.67倍。

因此，為保障橋梁運(yùn)營(yíng)期間鐵路行車(chē)的安全性，需要對(duì)主梁的渦振性能進(jìn)行優(yōu)化，提出合理有效、簡(jiǎn)便易行的制振措施。

1.3 主梁渦振制振措施研究

主梁斷面的氣動(dòng)外形對(duì)其渦振性能有著重要影響，參考已有的研究成果[25-27]，本文采用設(shè)置裙板、導(dǎo)流板、風(fēng)嘴以及改變外側(cè)人行道欄桿透風(fēng)率這幾種氣動(dòng)措施，如表4所示。測(cè)試了不同工況下主梁渦振的振幅。試驗(yàn)重點(diǎn)考察了風(fēng)嘴(實(shí)際長(zhǎng)度均為4 m)的渦振控制效果，其中，風(fēng)嘴尖角位于對(duì)稱(chēng)線以上的稱(chēng)為上行風(fēng)嘴，風(fēng)嘴尖角位于對(duì)稱(chēng)線以下的稱(chēng)為下行風(fēng)嘴，風(fēng)嘴尖角位于對(duì)稱(chēng)線的稱(chēng)為對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴，如圖4所示。試驗(yàn)中分別選取了三角形上行風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅰ)，三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅱ)以及三角形下行風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅲ)。

表4 節(jié)段模型渦振制振氣動(dòng)措施示意圖Tab.4 Aerodynamic measures and structural details cm

圖4 風(fēng)嘴分類(lèi)示意圖Fig.4 Diagram of wind fairing classification

通過(guò)對(duì)原設(shè)計(jì)矩形斷面的渦振性能試驗(yàn)結(jié)果可知，該主梁在各風(fēng)攻角下均發(fā)生了渦激振動(dòng)?？紤]到其代表性和特殊性，在考察制振措施的風(fēng)洞試驗(yàn)中，選取0°風(fēng)攻角和振幅最大時(shí)對(duì)應(yīng)的+5°風(fēng)攻角開(kāi)展相關(guān)測(cè)試。各種氣動(dòng)措施對(duì)應(yīng)的最大渦振振幅如圖5與圖6所示(圖中數(shù)據(jù)均已換算成實(shí)橋)。

由圖5與圖6可知，在六種氣動(dòng)措施中，除了將外側(cè)人行道欄桿進(jìn)行間隔封閉的措施無(wú)效外(該氣動(dòng)措施甚至還會(huì)增大主梁渦振振幅)。在裙板、導(dǎo)流板和風(fēng)嘴這三種措施的測(cè)試結(jié)果中，主梁的豎彎最大渦振振幅均低于規(guī)范限值，說(shuō)明這幾種氣動(dòng)措施起到了一定的制振作用。其中：在0°風(fēng)攻角下三角形風(fēng)嘴均能將主梁豎彎最大渦振振幅降低87%以上(降低率以原設(shè)計(jì)矩形斷面相對(duì)應(yīng)工況為基準(zhǔn)計(jì)算)；在+5°風(fēng)攻角下三角形風(fēng)嘴均能將主梁豎彎最大渦振振幅降低56%以上，三角形風(fēng)嘴對(duì)于主梁豎彎渦振的制振能力明顯優(yōu)于裙板與導(dǎo)流板。

圖5 各工況最大豎彎渦振幅值Fig.5 Vertical maximum VIV displacement of each working condition

圖6 各工況最大扭轉(zhuǎn)渦振幅值Fig.6 Torsional maximum VIV displacement of each working condition

如圖6所示，風(fēng)嘴Ⅰ、風(fēng)嘴Ⅱ與風(fēng)嘴Ⅲ三種風(fēng)嘴對(duì)于主梁扭轉(zhuǎn)最大渦振振幅的降低率依次分別為20.83%，27.08%與41.67%，三種風(fēng)嘴對(duì)主梁渦振制振能力排序?yàn)轱L(fēng)嘴Ⅲ>風(fēng)嘴Ⅱ>風(fēng)嘴Ⅰ，即下行風(fēng)嘴效果更佳。但其他措施對(duì)扭轉(zhuǎn)渦振的抑制效果均較差。

2 帶平臺(tái)的三角形風(fēng)嘴制振措施研究

通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果可知，三角形風(fēng)嘴作為一種氣動(dòng)措施可以有效地抑制主梁的豎彎渦振，但對(duì)于抑制主梁扭轉(zhuǎn)渦振的效果不佳。綜合之前所得到的下行風(fēng)嘴制振能力較好的結(jié)論，在三角形下行風(fēng)嘴上部設(shè)置一個(gè)實(shí)際長(zhǎng)度為75 cm的平臺(tái)(改變氣流在梁體上部的分離點(diǎn))，提出了一種帶平臺(tái)的三角形下行風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅳ)，措施具體細(xì)節(jié)如圖7所示。

圖7 風(fēng)嘴Ⅳ示意圖(cm)Fig.7 Diagram of wind fairing Ⅳ (cm)

對(duì)加裝了風(fēng)嘴Ⅳ的主梁進(jìn)行1∶50節(jié)段模型渦振試驗(yàn)，在0°，±3°，±5°攻角和0.5%阻尼比下，主梁豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振振幅，如圖8所示(圖中數(shù)據(jù)均已換算成實(shí)橋)。

由圖8(a)可知，加裝風(fēng)嘴Ⅳ后，主梁的豎彎渦激振動(dòng)得到了顯著抑制，僅在+5°風(fēng)攻角下發(fā)生明顯豎彎渦激振動(dòng)，風(fēng)速區(qū)間為10.0～15.0 m/s，且最大振幅值為40 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于渦振振幅限值，在+3°風(fēng)攻角下發(fā)生輕微豎彎渦激振動(dòng)，最大振幅值僅為12 mm。在其余風(fēng)攻角下，主梁的豎彎渦激振動(dòng)均被完全消除。

由圖8(b)可知，加裝風(fēng)嘴Ⅳ后，主梁的扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)得到了極大的抑制，主梁僅在+5°與+3°風(fēng)攻角下發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)，風(fēng)速區(qū)間為20.0 ～28.0 m/s，最大振動(dòng)幅值分別為0.046°與0.033°，均遠(yuǎn)小于渦振振幅限值。在其余風(fēng)攻角下，扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)幾乎消失。

圖8 工況風(fēng)嘴Ⅳ斷面主梁渦振振幅(縮尺比1∶50)Fig.8 VIV displacement of the main girder with case wind fairing Ⅳ (scale ratio:1∶50)

通過(guò)1∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，可以發(fā)現(xiàn)風(fēng)嘴Ⅳ作為一種帶平臺(tái)的三角形下行風(fēng)嘴對(duì)主梁渦振的抑制效果十分顯著，滿足相應(yīng)的渦振振幅規(guī)范要求。需要說(shuō)明的是，采用此風(fēng)嘴后，在沒(méi)有中間防拋網(wǎng)的條件下，主梁的豎向和扭轉(zhuǎn)渦振在不同攻角下都可以完全消除。

此外，通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)還發(fā)現(xiàn)，平臺(tái)的長(zhǎng)度對(duì)渦振的制振效果也有一定的影響，以平臺(tái)長(zhǎng)度為75 cm的風(fēng)嘴Ⅳ為基礎(chǔ)，在僅改變風(fēng)嘴平臺(tái)長(zhǎng)度的情況下，主梁在0°與+5°風(fēng)攻角下的最大渦振振幅，如表5所示。當(dāng)平臺(tái)長(zhǎng)度為50 cm時(shí)，主梁渦振較大，制振效果不好，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅超過(guò)限值。當(dāng)平臺(tái)長(zhǎng)度為100 cm時(shí)，主梁的扭轉(zhuǎn)渦振振幅雖然低于限值，但是大于平臺(tái)長(zhǎng)度為75 cm時(shí)的值，因此在不改變風(fēng)嘴總長(zhǎng)度的情況下，平臺(tái)長(zhǎng)度過(guò)大或者過(guò)小都會(huì)影響風(fēng)嘴的制振效果。

表5 不同平臺(tái)長(zhǎng)度風(fēng)嘴下渦振振幅Tab.5 VIV displacement under wind fairing with different platform lengths

3 大比例尺節(jié)段模型渦振試驗(yàn)

由于常規(guī)尺度(1∶50)節(jié)段模型尺寸較小，對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)模擬不夠精細(xì)，加上風(fēng)速比大，從而導(dǎo)致對(duì)實(shí)橋渦振性能的評(píng)估存在一定偏差[28]。采用大尺度主梁節(jié)段模型(通常為1∶15～1∶30)進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)是克服上述弊端的有效方法之一[29-30]。為此，有必要開(kāi)展大比例尺節(jié)段模型渦振風(fēng)洞試驗(yàn)，進(jìn)一步驗(yàn)證風(fēng)嘴Ⅳ對(duì)主梁渦激振動(dòng)的制振效果。

加裝了風(fēng)嘴Ⅳ的主梁大尺度節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)縮尺比為1∶25，試驗(yàn)在XNJD-3大氣邊界層風(fēng)洞中(試驗(yàn)斷面寬22.5 m，高4.5 m)的專(zhuān)用裝置上進(jìn)行，風(fēng)洞試驗(yàn)照片如圖9所示。節(jié)段模型的主要試驗(yàn)參數(shù)，如表6所示。試驗(yàn)風(fēng)速比為1.00∶4.45，在來(lái)流風(fēng)攻角分別為0°，±3°，±5°的均勻流下進(jìn)行，結(jié)構(gòu)阻尼比為0.47%。

圖9 1∶25節(jié)段模型風(fēng)洞布置圖Fig.9 Layout of the 1∶25 section model wind tunnel test

表6 1∶25節(jié)段模型試驗(yàn)動(dòng)力參數(shù)Tab.6 Dynamic parameters of 1∶25 section model tests

圖10為加裝了風(fēng)嘴Ⅳ后主梁渦激振動(dòng)響應(yīng)隨風(fēng)速的變化曲線，風(fēng)致響應(yīng)及風(fēng)速均已換算至實(shí)橋值。

由圖10(a)可知，加裝風(fēng)嘴Ⅳ后，通過(guò)1∶25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)得到的主梁豎彎渦激振動(dòng)結(jié)果相比，+5°風(fēng)攻角下，最大豎彎渦振振幅由40 mm降低至21 mm，風(fēng)速區(qū)間由10.0～15.0 m/s前移并縮小至9.0～11.0 m/s。同時(shí)，在1∶50節(jié)段模型試驗(yàn)中+3°風(fēng)攻角下觀測(cè)到的豎彎渦激振動(dòng)現(xiàn)象消失。

圖10(b)可知，加裝風(fēng)嘴Ⅳ后，通過(guò)1∶25節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)得到的主梁扭轉(zhuǎn)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)得到的主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)結(jié)果相比，+5°風(fēng)攻角下，最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅由0.046°降低至0.028°，但風(fēng)速區(qū)間沒(méi)有發(fā)生變化。同時(shí)，主梁在+3°風(fēng)攻角下的扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)現(xiàn)象消失。綜上所述，1∶25大比例尺節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了風(fēng)嘴Ⅳ對(duì)主梁渦振的抑制效果。

圖10 工況風(fēng)嘴Ⅳ斷面主梁渦振振幅(縮尺比1∶25)Fig.10 VIV displacement of the main girder with case wind fairing Ⅳ (scale ratio:1∶25)

4 矩形箱梁渦振誘因及風(fēng)嘴制振機(jī)理

4.1 數(shù)值模擬計(jì)算工況及參數(shù)

為了對(duì)鐵路斜拉橋矩形鋼箱梁的渦激振動(dòng)有更直觀的認(rèn)識(shí)，本文借助計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)數(shù)值模擬軟件，分別對(duì)原設(shè)計(jì)矩形斷面、加裝三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴斷面與加裝風(fēng)嘴Ⅳ斷面(見(jiàn)圖11)的非定常繞流進(jìn)行仿真模擬，再現(xiàn)氣體在橋梁斷面的繞流情況。通過(guò)對(duì)氣流分離、旋渦的脫落及再附現(xiàn)象的可視化，展現(xiàn)周期漩渦脫落對(duì)梁體的作用，并為下行風(fēng)嘴氣動(dòng)措施的制振作用作出解釋。

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

本文借助Fluent計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)仿真軟件進(jìn)行非定常繞流計(jì)算，采用了Menter[31]提出的SSTk-ω湍流模型，設(shè)置湍流長(zhǎng)度尺度為0.05 m，湍流強(qiáng)度為0.5%，計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為0.000 1 s，選擇 SIMPLE算法，收斂項(xiàng)殘差控制在10×10-5。數(shù)值模擬研究?jī)H在0°風(fēng)攻角下進(jìn)行，計(jì)算模型縮尺比為1∶50，并考慮橋面上的軌道板、中央防拋網(wǎng)、檢修道欄桿和線槽等附屬設(shè)置，計(jì)算風(fēng)速按照風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，取發(fā)生渦振時(shí)的風(fēng)速3 m/s。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。

計(jì)算區(qū)域設(shè)置如圖12所示。由外至內(nèi)分別采用結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，計(jì)算域總尺寸為12B×20B(B為原設(shè)計(jì)矩形斷面模型寬度)，內(nèi)層網(wǎng)格采用非結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，為了能夠準(zhǔn)確獲得模型表面旋渦的生成、演化和再附現(xiàn)象，第一層網(wǎng)格厚度設(shè)置為7.6×10-5m，網(wǎng)格總數(shù)在40萬(wàn)～50萬(wàn)。計(jì)算得到各斷面的y+值均在7以下，此時(shí)劃分好的網(wǎng)格可以成功捕獲旋渦的生成、演化發(fā)展和再附現(xiàn)象。

圖12 CFD計(jì)算域與網(wǎng)格劃分Fig.12 CFD computing domain and mesh generation

4.2 原設(shè)計(jì)矩形箱梁繞流形態(tài)與渦振誘因

通過(guò)CFD數(shù)值模擬得到的計(jì)算風(fēng)速下原設(shè)計(jì)矩形斷面的瞬時(shí)渦量演化圖，如圖13所示。由于斷面各個(gè)位置處的旋渦脫落情況不一致，為了能觀察到所有位置處完整的旋渦脫落情況，選擇旋渦脫落周期最長(zhǎng)處的旋渦脫落周期作為觀察周期，即把該斷面下表面迎風(fēng)側(cè)的旋渦脫落周期作為一個(gè)觀察分析的周期，某個(gè)完整周期內(nèi)原設(shè)計(jì)矩形斷面的氣體繞流及旋渦演化過(guò)程，如圖13所示。

由圖13可知，來(lái)流受到上游矩形截面的阻礙分別向上、下側(cè)分流。下側(cè)氣流在矩形截面下側(cè)轉(zhuǎn)角附近發(fā)生分離，形成一個(gè)大型旋渦B1，旋渦B1的寬度為0.7倍主梁寬度，高度與主梁高度幾乎相同，隨著旋渦的發(fā)展，旋渦B1逐漸擴(kuò)大并向下游移動(dòng)，與斷面下表面板后緣處旋渦B2一起形成了一個(gè)大型的旋渦并發(fā)生旋渦脫落。上側(cè)氣流由于人行道欄桿與中央防拋網(wǎng)的存在，并沒(méi)有形成尺寸較大的大型旋渦，而是形成了一系列密集的小旋渦，但也在上表面板后緣處發(fā)生了明顯的旋渦脫落現(xiàn)象，與下表面板后緣處脫落的旋渦一起在尾流區(qū)形成典型的卡門(mén)渦街。其中，梁體下表面發(fā)生的較大尺度旋渦脫落再附現(xiàn)象將產(chǎn)生周期性的壓力差，是激勵(lì)矩形斷面發(fā)生渦激振動(dòng)的原因。

圖13 原設(shè)計(jì)矩形斷面非定常繞流瞬時(shí)渦量演化圖Fig.13 Transient vorticity evolution diagram of unsteady flow around the original rectangular section

橋梁主梁斷面的三分力系數(shù)是表示主梁斷面在受到平均風(fēng)的作用下受力大小的無(wú)量綱系數(shù)。作用于主梁斷面上的三分力可按選取坐標(biāo)系不同分為體軸坐標(biāo)系下三分力和風(fēng)軸坐標(biāo)系下三分力。本文中采用體軸坐標(biāo)系，三分力系數(shù)定義表達(dá)式為

阻力系數(shù)

(1a)

升力系數(shù)

(1b)

力矩系數(shù)

(1c)

通過(guò)三分力試驗(yàn)和數(shù)值模擬分別得到了主梁斷面的靜力三分力系數(shù)(對(duì)獲得的非定常氣動(dòng)力取平均值)，如表7所示，并與風(fēng)洞試驗(yàn)得到的結(jié)果相對(duì)比，誤差均在10%以內(nèi)，因此可以認(rèn)為數(shù)值模擬可以較好地重現(xiàn)主梁段面的非定常繞流狀態(tài)和非定常氣動(dòng)力。

表7 三分力系數(shù)表Tab.7 Three-component force coefficient table

通過(guò)數(shù)值模擬得到原設(shè)計(jì)矩形斷面的三分力系數(shù)時(shí)程，如圖14所示。對(duì)渦振有較大影響的升力系數(shù)變化范圍在-0.170 9～-0.294 1，幅值為0.061 6，力矩系數(shù)變化范圍在-0.005 1～-0.024 0，幅值達(dá)到0.009 45。

圖14 CFD數(shù)值模擬三分力時(shí)程圖Fig.14 CFD numerical simulation three-component force time history diagram

4.3 設(shè)置風(fēng)嘴后的繞流特性以及制振機(jī)理探討

采用與4.2節(jié)同樣的數(shù)值分析方法，對(duì)三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴與風(fēng)嘴Ⅳ這兩種氣動(dòng)控制措施進(jìn)行繞流模擬和制振機(jī)理分析。

如圖15(a)所示，設(shè)置三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴后，較原設(shè)計(jì)矩形斷面，氣體繞流特性和旋渦演化路徑已明顯改變?？梢园l(fā)現(xiàn)在斷面上游下表面處生成的旋渦B1尺寸明顯減小，旋渦寬度減小為0.4倍主梁寬度，旋渦高度減小為0.5倍主梁高度，旋渦B1并沒(méi)有擴(kuò)大并向下游移動(dòng)，而是出現(xiàn)了再附現(xiàn)象，從而導(dǎo)致下表面后緣處脫落的旋渦尺寸減小。但是，相比較于原設(shè)計(jì)斷面，上表面處的旋渦大小與運(yùn)動(dòng)規(guī)律沒(méi)有發(fā)生明顯變化。

通過(guò)數(shù)值模擬得到三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴斷面的三分力時(shí)程，如圖14所示，與原設(shè)計(jì)矩形斷面的三分力系數(shù)相比較，斷面升力系數(shù)變化幅值降低至0.039 3，降幅36.2%，力矩系數(shù)幅值降低至0.006 6，降幅30.2%。

三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴對(duì)于表面流場(chǎng)的影響在于，顯著減小了上游側(cè)斷面下表面處的旋渦尺寸，減小了上、下表面的壓力差和升力幅值。但沒(méi)有減小上、下游壓力合力即扭矩幅值。因此三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴對(duì)于主梁豎彎渦振的抑制能力較好，但對(duì)于扭轉(zhuǎn)渦振的抑制能力有限。

加裝風(fēng)嘴Ⅳ后斷面非定常繞流瞬時(shí)渦量演化圖，如圖15(b)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)矩形斷面及加裝三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴斷面的區(qū)別在于，上游上表面處的旋渦A1明顯減小。同時(shí)，消除了下表面迎風(fēng)側(cè)轉(zhuǎn)角處形成的大尺寸旋渦，顯著減小了下表面后緣處脫落的旋渦尺寸，因此顯著減弱了尾流區(qū)卡門(mén)渦脫的能量，起到了抑制渦振的作用。

圖15 加裝風(fēng)嘴斷面非定常繞流瞬時(shí)渦量演化圖Fig.15 Transient vorticity evolution diagram of unsteady flow around the section with wind fairings

通過(guò)數(shù)值模擬得到風(fēng)嘴Ⅳ斷面的三分力時(shí)程，如圖14所示，與原設(shè)計(jì)矩形斷面的三分力系數(shù)相比較，斷面升力系數(shù)變化幅值降低至0.028 2，降幅54.2%，力矩系數(shù)變化幅值降低至0.001 6，降幅83.1%。

再對(duì)比圖14(b)與圖14(c)可以發(fā)現(xiàn)相比于力矩系數(shù)之間較大的差異，三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴對(duì)梁體升力系數(shù)的改變(包括mean值與RMS值)和加裝風(fēng)嘴Ⅳ后引起的改變更加接近，這也印證了風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，三角形風(fēng)嘴與風(fēng)嘴Ⅳ均能降低原設(shè)計(jì)矩形斷面的豎彎渦激振動(dòng)，兩種風(fēng)嘴的渦振制振性能差距主要體現(xiàn)在對(duì)主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)的抑制效果。

綜上所述，風(fēng)嘴Ⅳ與三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴對(duì)原設(shè)計(jì)矩形斷面的流場(chǎng)影響區(qū)別在于，三角形對(duì)稱(chēng)風(fēng)嘴僅能降低下表面處的旋渦尺寸，而風(fēng)嘴Ⅳ能同時(shí)降低上、下表面處的旋渦尺寸，從而顯著降低斷面上、下表面的壓力差，同時(shí)也降低了升力和扭矩幅值，從而抑振了渦振的發(fā)生。

5 結(jié) 論

對(duì)某大跨鐵路斜拉橋矩形鋼箱梁斷面進(jìn)行節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，并借助計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)數(shù)值方法，系統(tǒng)研究了該斷面的渦振性能。對(duì)比分析了人行道欄桿、裙板、導(dǎo)流板以及風(fēng)嘴形式等多種氣動(dòng)控制措施的影響，主要得出以下結(jié)論：

(1) 原設(shè)計(jì)矩形鋼箱梁斷面在阻尼比0.5%條件下存在較明顯的豎彎及扭轉(zhuǎn)渦振，且振幅較大。

(2) 三角形風(fēng)嘴可降低矩形主梁斷面的豎彎渦振振幅，但對(duì)降低主梁的扭轉(zhuǎn)渦振振幅作用有限。

(3) 帶平臺(tái)的三角形下行風(fēng)嘴(風(fēng)嘴Ⅳ)可顯著降低、甚至消除矩形鋼箱梁的渦激振動(dòng)。

(4) 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)的模擬結(jié)果表明，矩形鋼箱梁斷面發(fā)生的大尺度漩渦及由此產(chǎn)生的周期性氣動(dòng)力是導(dǎo)致其發(fā)生渦振的主要原因；帶平臺(tái)的三角形下行風(fēng)嘴能顯著減小主梁斷面的旋渦尺寸，減小周期性的升力和力矩，從而起到了抑振主梁渦振的作用。