黃 林, 董佳慧, 王 騎, 喬雷濤, 廖海黎, 王 濤

(1.西南交通大學(xué) 橋梁工程系，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；3.中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，西安 710043)

隨著近年來(lái)我國(guó)大跨度橋梁建設(shè)的發(fā)展，扁平鋼箱梁因其質(zhì)量輕、截面剛度大、穩(wěn)定性好的特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于大跨度懸索橋與斜拉橋設(shè)計(jì)中[1]。扁平箱梁是一種近流線型斷面，相比桁架梁與開(kāi)口箱梁這類(lèi)鈍體斷面，其渦振性能受橋面附屬結(jié)構(gòu)(如橋面欄桿、檢修車(chē)軌道)的影響較大，極易被誘發(fā)渦激振動(dòng)[2-5]。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)速范圍且出現(xiàn)頻率較高，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)已建成的廣東虎門(mén)大橋(扁平鋼箱梁斷面)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。因此有必要開(kāi)展扁平鋼箱梁的渦振性能及制振措施研究。

針對(duì)如何改善扁平鋼箱梁渦振性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開(kāi)展了一系列相關(guān)研究。Larsen等[6-7]研究了橋面外形的改變對(duì)扁平箱梁渦振性能的影響，發(fā)現(xiàn)橋面欄桿會(huì)顯著降低箱梁的渦振性能，而導(dǎo)流板則能有效抑制箱梁的渦激振動(dòng)。Nagao等[8]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了護(hù)欄的位置與尺寸對(duì)扁平箱梁的豎彎渦振響應(yīng)的影響規(guī)律。李浩弘等[9]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)與CFD仿真技術(shù)研究了橋面附屬構(gòu)件對(duì)某寬高比為12的寬體扁平箱梁渦激振動(dòng)性能的影響，發(fā)現(xiàn)提高人行護(hù)欄透風(fēng)率或內(nèi)移檢修車(chē)軌道均可有效降低斷面渦振振幅，且提高人行護(hù)欄透風(fēng)率還可縮短+3°和+5°風(fēng)攻角下的主梁渦振風(fēng)速鎖定區(qū)間。朱思宇等[10]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究了大攻角來(lái)流作用下檢修車(chē)軌道位置和檢修車(chē)軌道導(dǎo)流板位置、橋面防撞護(hù)欄類(lèi)型、人行道防撞護(hù)欄類(lèi)型以及阻尼比對(duì)扁平鋼箱梁渦激振動(dòng)性能的影響。Wang等[11]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。孫延國(guó)等[12]通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在檢修軌道內(nèi)側(cè)布置導(dǎo)流板能將扁平箱梁底部的氣流引離尾部，從而抑制梁體的渦激振動(dòng)。Li等[13-14]采用1∶50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)扁平箱梁渦振性能的影響，并通過(guò)1∶27節(jié)段模型試驗(yàn)驗(yàn)證了高透風(fēng)率檢修道欄桿的制振效果。Zhan等[15]通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)采用適當(dāng)波長(zhǎng)與高度的外側(cè)欄桿可顯著提高某整體式箱梁的渦振性能。胡傳新等[16-17]通過(guò)結(jié)合大尺度節(jié)段模型測(cè)振、測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)以及CFD數(shù)值模擬分析，發(fā)現(xiàn)欄桿處的抑流板可有效消除某扁平鋼箱梁的渦激振動(dòng)，并對(duì)該氣動(dòng)措施的制振機(jī)理進(jìn)行了闡釋。

如今節(jié)約和保護(hù)水資源已成為我國(guó)一重大國(guó)策，環(huán)保對(duì)橋梁設(shè)計(jì)提出了更高的要求。2016年9月，國(guó)務(wù)院印發(fā)了《長(zhǎng)江經(jīng)濟(jì)帶發(fā)展規(guī)劃綱要》，指出要注重保護(hù)和修復(fù)長(zhǎng)江生態(tài)環(huán)境，對(duì)于跨越敏感水域(如長(zhǎng)江、自然保護(hù)區(qū)、飲用水源保護(hù)區(qū))的橋梁，橋面環(huán)保排水是橋梁設(shè)計(jì)與建設(shè)時(shí)必須考慮的一項(xiàng)重大問(wèn)題[18]。

將橋面污水通過(guò)豎向泄水管匯入縱向排水管收集后排至沉淀池內(nèi)進(jìn)行集中處理是目前最有效的環(huán)保橋面排水方案[19]，但已有的針對(duì)扁平箱梁渦激振動(dòng)研究的文獻(xiàn)幾乎沒(méi)有考慮過(guò)外置縱向排水管對(duì)主梁渦振性能的影響。對(duì)于扁平鋼箱梁，氣動(dòng)外形的改變對(duì)其渦振性能的影響顯著，因此，需要就外置縱向排水管對(duì)扁平鋼箱梁渦振性能的影響進(jìn)行研究。

本文以某主跨為760 m的扁平鋼箱梁跨長(zhǎng)江大橋?yàn)楣こ瘫尘?，采?∶50節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了外置縱向排水管對(duì)扁平鋼箱梁渦振性能的影響及其特點(diǎn)。在對(duì)比設(shè)置導(dǎo)流板、水平穩(wěn)定板以及改變欄桿透風(fēng)率制振效果的基礎(chǔ)上，提出了一種將水平穩(wěn)定板、導(dǎo)流板與間隔封閉欄桿結(jié)合形成的組合氣動(dòng)制振措施，并借助計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法(CFD)對(duì)比了不同斷面的繞流特性，對(duì)主梁渦振的發(fā)生機(jī)理與該組合措施的制振機(jī)理進(jìn)行了探究。

1 原設(shè)計(jì)扁平箱梁渦振性能研究

1.1 試驗(yàn)參數(shù)

本文依托的背景工程為210+760+240=1 210 m跨徑布置的扁平鋼箱梁懸索橋，主梁采用扁平鋼箱梁，梁高3 m，全寬30 m，寬高比為10，采用半漂浮體系，鉛垂雙索面布置，主梁斷面細(xì)節(jié)如圖1所示。

圖1 主梁斷面示意圖(cm)Fig.1 Cross section of the main girder(cm)

節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(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))。基于主梁及風(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，模型長(zhǎng)度、寬度和高度分別為2.095 m、0.6 m和0.06 m，阻塞度小于5%。主梁上表面進(jìn)行蒙皮，欄桿與檢修車(chē)軌道采用ABS塑料板制作，其中欄桿確保了透風(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。

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》[20]建議鋼箱梁橋的阻尼比取值為0.3%，故本次試驗(yàn)中豎彎阻尼比取為0.29%、扭轉(zhuǎn)阻尼比取為0.22%。并根據(jù)規(guī)范計(jì)算得到該斷面豎向渦激振動(dòng)容許幅值為203 mm、扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)容許幅值為0.281°。節(jié)段模型試驗(yàn)主要參數(shù)如表1所示。

表1 節(jié)段模型試驗(yàn)參數(shù)Tab.1 Section model test parameters

1.2 原設(shè)計(jì)扁平箱梁斷面渦振性能

風(fēng)洞試驗(yàn)分別在0°、±3°風(fēng)攻角下的均勻流中進(jìn)行，試驗(yàn)中風(fēng)速范圍為0.5～7.5 m/s，對(duì)應(yīng)實(shí)橋風(fēng)速范圍1.7～25 m/s，風(fēng)速間隔0.15 m/s，對(duì)應(yīng)實(shí)橋風(fēng)速間隔約0.5 m/s。試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示，圖中數(shù)據(jù)均已換算成實(shí)橋。

可以發(fā)現(xiàn)，在0°、±3°風(fēng)攻角下，原設(shè)計(jì)扁平箱梁斷面未發(fā)生豎彎渦激振動(dòng)，但存在一個(gè)扭轉(zhuǎn)渦振區(qū)間(13～18 m/s風(fēng)速)，且最大振幅均超過(guò)0.2°，0°風(fēng)攻角下梁體的扭轉(zhuǎn)渦振振幅最大達(dá)到渦振限值的2.84倍。

為了對(duì)該扁平箱梁及加裝外置縱向排水管后斷面的渦振性能進(jìn)行研究，將原設(shè)計(jì)扁平箱梁斷面命名為YSDM，裝有外置縱向排水管的斷面命名為DPDM，并通過(guò)設(shè)置導(dǎo)流板、水平穩(wěn)定板以及間隔封閉欄桿等一系列氣動(dòng)措施用以改善主梁的渦振性能，具體試驗(yàn)斷面分類(lèi)如表2所示(表中數(shù)據(jù)均為實(shí)橋數(shù)據(jù))。

表2 試驗(yàn)斷面說(shuō)明Tab.2 Description of test section

1.3 原設(shè)計(jì)斷面渦振制振措施研究

扁平箱梁的渦振性能對(duì)其氣動(dòng)外形的變化十分敏感，參考已有的研究成果[21-22]，本文采用節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了導(dǎo)流板以及外側(cè)防撞欄桿透風(fēng)率對(duì)扁平箱梁渦振性能的影響，具體措施細(xì)節(jié)如表3所示。

表3 氣動(dòng)措施示意圖Tab.3 Aerodynamic measures and structural details mm

通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，設(shè)置氣動(dòng)措施后，主梁在+3°風(fēng)攻角下渦振振幅最大，各工況在+3°風(fēng)攻角下對(duì)應(yīng)的最大渦振振幅如表4所示，表中數(shù)據(jù)均已換算至實(shí)橋。

表4 各斷面最大渦振幅值Tab.4 The maximum VIV displacement of the main girder with different measures

由表4可知，單獨(dú)使用檢修車(chē)軌道內(nèi)側(cè)導(dǎo)流板(措施S1)會(huì)增大主梁扭轉(zhuǎn)渦振振幅(最大達(dá)到渦振限值的3.81倍)。但在設(shè)置內(nèi)側(cè)導(dǎo)流板的同時(shí)，將外側(cè)防撞欄桿按照隔二封一的方式進(jìn)行間隔封閉則可以將主梁扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低至規(guī)范限值以下。

2 外置縱向排水管對(duì)扁平鋼箱梁渦振性能影響研究

2.1 裝有排水管的扁平箱梁斷面渦振性能

由于該橋?yàn)榭玳L(zhǎng)江大橋，為避免在運(yùn)營(yíng)期道路雨水直接流入長(zhǎng)江以及危險(xiǎn)品運(yùn)輸泄漏事故對(duì)長(zhǎng)江水質(zhì)造成影響[23]，需要在主梁斜腹板處設(shè)置外置縱向排水管(具體如圖4所示)。為了研究排水管對(duì)扁平箱梁渦振性能的影響，在0°、±3°攻角，豎向阻尼比0.29%，扭轉(zhuǎn)阻尼比0.22%下，測(cè)試了裝有外置縱向排水管的扁平箱梁斷面(DPDM斷面)的渦激振動(dòng)，試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示，圖中數(shù)據(jù)均已換算至實(shí)橋。

圖4 DPDM斷面示意圖(mm)Fig.4 Diagram of the DPDM section (mm)

由圖5可知，加裝排水管后，扁平箱梁斷面的豎彎渦振性能發(fā)生顯著變化，與原設(shè)計(jì)斷面相比，+3°風(fēng)攻角下，排水管斷面出現(xiàn)了一個(gè)豎彎渦振區(qū)間(7～10 m/s)，最大振幅282 mm，超過(guò)渦振限值38.9%。斷面的扭轉(zhuǎn)渦振性能也發(fā)生了顯著改變，最不利風(fēng)攻角由0°變?yōu)榱?3°，且最大渦振振幅也由0.96°增大至1.69°，增幅達(dá)76%。

研究表明設(shè)置外置縱向排水管會(huì)顯著降低扁平箱梁的渦振性能，為了抑制梁體的渦激振動(dòng)，在排水管斷面加裝前文中發(fā)現(xiàn)的原有效措施S2。通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，設(shè)置措施S2后，排水管斷面與原設(shè)計(jì)斷面表現(xiàn)相似，梁體均在+3°風(fēng)攻角下渦振振幅最大，+3°風(fēng)攻角下梁體最大渦振振幅如表5所示。

表5 加裝措施S2后主梁最大渦振幅值Tab.5 The maximum VIV displacement of the main girder with measure S2

可以發(fā)現(xiàn)，在+3°風(fēng)攻角下措施S2可以完全消除DPDM-S2斷面的豎彎渦激振動(dòng)，但針對(duì)扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)，措施S2僅能將斷面最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低30.8%，加裝措施S2后斷面的最大扭轉(zhuǎn)渦振振幅仍遠(yuǎn)高于渦振限值(最大達(dá)到渦振限值的4.16倍)。設(shè)置外置縱向排水管后，措施S2對(duì)該主梁渦振振幅的抑制能力顯著降低。

2.2 流場(chǎng)分析

大跨度橋梁渦激振動(dòng)制振措施的主要研究方法是通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)，但由于相同制振措施對(duì)不同斷面主梁的制振效果可能存在較大差別，故制振措施的試驗(yàn)研究往往存在一定的嘗試性和盲目性。計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展為風(fēng)工程研究提供了一種新的途徑，即“數(shù)值風(fēng)洞”[24]。借助CFD方法對(duì)主梁斷面周?chē)乃俣葓?chǎng)和壓力場(chǎng)進(jìn)行分析，能將氣流分離、旋渦的脫落及再附現(xiàn)象的可視化，從而為制振措施的研究與設(shè)計(jì)提供方向。

為了對(duì)扁平鋼箱梁的渦激振動(dòng)有更直觀的認(rèn)識(shí)，并研究外置縱向排水管對(duì)扁平箱梁斷面表面氣體繞流的影響，本文借助Fluent軟件，分別對(duì)YSDM-S2斷面和DPDM-S2斷面在靜止?fàn)顟B(tài)下的非定常繞流進(jìn)行仿真模擬，為裝有排水管斷面的渦振制振措施研究提供理論依據(jù)。

2.2.1 數(shù)值模擬計(jì)算工況及參數(shù)

數(shù)值模擬計(jì)算斷面如圖6所示。計(jì)算模型縮尺比選為1∶50，計(jì)算在+3°風(fēng)攻角下進(jìn)行，風(fēng)速取2.5 m/s，收斂項(xiàng)殘差控制在10×10-5，其余計(jì)算參數(shù)如表6所示。

表6 數(shù)值模擬參數(shù)設(shè)置Tab.6 Parameters of the numerical simulation

計(jì)算域設(shè)置如圖7所示，計(jì)算域總尺寸為15B×28B(B為YSDM-S2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7×10-5m，外層采用結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)在40萬(wàn)～50萬(wàn)，各斷面的y+值均小于7。

圖7 CFD計(jì)算域Fig.7 CFD computing 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。

2.2.2 主梁繞流形態(tài)

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

圖8為YSDM-S2斷面在2.5 m/s計(jì)算風(fēng)速下靜態(tài)繞流的氣動(dòng)力矩CM(t)的頻譜圖，圖中橫坐標(biāo)值為將氣動(dòng)力矩CM(t)隨時(shí)間變化的時(shí)域數(shù)據(jù)進(jìn)行傅里葉變換后得到的氣動(dòng)力矩CM(t)中所含有的頻率成分，可以發(fā)現(xiàn)頻譜圖中共存在4個(gè)卓越頻率，其值分別是：0.344 Hz、2.064 Hz、3.956 Hz與4.816 Hz。通過(guò)前文風(fēng)洞試驗(yàn)得到Y(jié)SDM-S2斷面在+3°風(fēng)攻角下扭轉(zhuǎn)渦振起振風(fēng)速V1為13.8 m/s，由此可計(jì)算得到V1點(diǎn)對(duì)應(yīng)的St(v1)=0.099 3。通過(guò)數(shù)值模擬得到的YSDM-S2斷面在+3°風(fēng)攻角下St3(St3=0.094 9)與通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)得到的St(v1)相比，誤差僅為4.43%，由此表明本文的模擬結(jié)果可較準(zhǔn)確地再現(xiàn)計(jì)算斷面的旋渦脫落與發(fā)展情況。

圖8 YSDM-S2斷面CM(t)頻譜圖Fig.8 CM(t) spectrum of YSDM-S2 section

本文通過(guò)提取各斷面在不同時(shí)刻渦量變化的計(jì)算結(jié)果，分析斷面旋渦脫落規(guī)律，從而確定引起梁體渦振的主要原因，為后續(xù)的制振措施研究提供設(shè)計(jì)方向。

選擇St3=0.094 9對(duì)應(yīng)的脫落周期作為觀察周期，這樣能夠觀察到引起斷面振動(dòng)的主要漩渦的演化情況，計(jì)算風(fēng)速下YSDM-S2斷面與DPDM-S2斷面瞬時(shí)渦量演化圖如圖9所示。可以發(fā)現(xiàn)，YSDM-S2斷面在A1與B1處并沒(méi)有發(fā)生明顯旋渦脫落現(xiàn)象，設(shè)置外置縱向排水管后，斷面迎風(fēng)側(cè)斜腹板A1處生成一系列密集脫落的小尺寸旋渦，背風(fēng)側(cè)斜腹板B1處形成了一個(gè)大型的旋渦X1并發(fā)生旋渦脫落，且與梁體上方形成的旋渦一起在尾流區(qū)交替脫落形成典型的卡門(mén)渦街，同時(shí)對(duì)比新生成的漩渦脫落尺寸可以發(fā)現(xiàn)，尾部新形成的漩渦X1尺寸遠(yuǎn)大于迎風(fēng)側(cè)斜腹板A1處生成的一系列漩渦，同時(shí)相關(guān)文獻(xiàn)均表明背風(fēng)側(cè)斜腹板處的尾流漩渦是引起該類(lèi)扁平鋼箱梁渦激振動(dòng)的主要原因，因此能夠增大背風(fēng)側(cè)斜腹板處的尾流渦脫，是外置排水管會(huì)顯著降低該扁平箱梁渦振性能的主要原因。但設(shè)置外置排水管后斷面A1與B1處產(chǎn)生的旋渦均沒(méi)有影響到主梁底部C1處的旋渦尺寸與分布形態(tài)。

(a) YSDM-S2斷面

(b) DPDM-S2斷面圖9 計(jì)算斷面瞬時(shí)渦量演化圖Fig.9 Transient vorticity evolution diagram around the calculated section

綜上所述，外置排水管是引起主梁斜腹板旋渦形成及脫落的主要構(gòu)件，但并不會(huì)影響主梁底部的繞流狀態(tài)，因此后續(xù)的渦振制振措施設(shè)計(jì)與研究應(yīng)針對(duì)如何改善主梁斜腹板處的氣體繞流狀態(tài)進(jìn)行。

3 制振措施研究與制振機(jī)理初探

3.1 制振措施研究

通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)以及數(shù)值模擬結(jié)果可知，設(shè)置外置縱向排水管會(huì)顯著改變扁平箱梁斷面下表面斜腹板處旋渦脫落形態(tài)，從而降低主梁渦振性能，并使原有效制振措施(措施S2)制振能力顯著降低至達(dá)不到規(guī)范要求。據(jù)此，開(kāi)展了以措施S2為基礎(chǔ)的組合氣動(dòng)措施研究，通過(guò)將措施S2(檢修車(chē)軌道內(nèi)側(cè)導(dǎo)流板+外側(cè)防撞欄桿封二封一)、導(dǎo)流板(設(shè)置于外置縱向排水管處)以及水平穩(wěn)定板相組合，提出了4種組合氣動(dòng)措施(具體如表7所示)，并據(jù)此開(kāi)展了1∶50節(jié)段模型渦振試驗(yàn)。

表7 氣動(dòng)措施示意圖Tab.7 Aerodynamic measures and structural details mm

通過(guò)前文對(duì)排水管扁平箱梁斷面的渦振試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在+3°風(fēng)攻角下，該斷面的渦振響應(yīng)最為顯著。因此本研究針對(duì)+3°最不利風(fēng)攻角工況(豎向阻尼比0.29%、扭轉(zhuǎn)阻尼比0.22%)開(kāi)展主梁渦振性能優(yōu)化試驗(yàn)研究。各工況對(duì)應(yīng)渦振振幅如圖10與圖11所示，圖中數(shù)據(jù)均已換算至實(shí)橋。

圖10 各工況豎彎渦振響應(yīng)Fig.10 Vertical VIV displacement of each working condition

圖11 各工況扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)Fig.11 Torsional VIV displacement of each working condition

由圖10與圖11可知，措施S3～S6均能將排水管斷面豎向渦振振幅降低94.8%以上，能夠顯著地抑制甚至消除主梁的豎彎渦激振動(dòng)。針對(duì)主梁的扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)，措施S3～S5均能起到一定的制振作用，但對(duì)應(yīng)的扭轉(zhuǎn)渦振振幅的降低率在40%以內(nèi)，在措施S4的基礎(chǔ)上增設(shè)水平穩(wěn)定板形成的組合氣動(dòng)措施S6制振能力最優(yōu)，能將主梁的扭轉(zhuǎn)最大渦振振幅降低95.6%，該組合氣動(dòng)措施能夠有效地同時(shí)抑制主梁的豎彎與扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證措施S6的制振性能，在0°、±3風(fēng)攻角下，對(duì)DPDM-S6斷面進(jìn)行節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，梁體渦振響應(yīng)如圖12所示。可以發(fā)現(xiàn)，加裝措施S6后，梁體未發(fā)生豎彎渦激振動(dòng)，僅在+3°與-3°風(fēng)攻角下發(fā)生輕微扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)，最大振動(dòng)幅值分別為0.074°與0.078°，均遠(yuǎn)小于渦振振幅限值。試驗(yàn)結(jié)果表明該組合氣動(dòng)措施能夠有效抑制裝有外置縱向排水管的扁平箱梁斷面的渦激振動(dòng)。

3.2 制振機(jī)理初探

采用與第2章同樣的數(shù)值分析方法，對(duì)DPDM-S6斷面進(jìn)行繞流模擬和制振機(jī)理分析，計(jì)算斷面如圖13所示。

圖13 DPDM-S6計(jì)算斷面簡(jiǎn)圖Fig.13 Calculated section of DPDM-S6 section

計(jì)算風(fēng)速下DPDM-S6斷面的瞬時(shí)渦量演化圖如圖14所示，與DPDM-S2斷面相比，該斷面在迎風(fēng)側(cè)斜腹板A1處并沒(méi)有產(chǎn)生一系列密集脫落的小旋渦，而是在排水管內(nèi)側(cè)導(dǎo)流板處形成一個(gè)尺寸較大的旋渦，但該旋渦并沒(méi)有發(fā)生脫落。但斷面繞流狀態(tài)的主要改變?cè)谟?，背風(fēng)側(cè)斜腹板處的導(dǎo)流板與水平穩(wěn)定板極大減弱了斷面下游斜腹板處的旋渦脫落現(xiàn)象，從而顯著降低了尾流區(qū)卡門(mén)渦脫的能量，起到抑制渦振的作用。這也印證了前文對(duì)DPDM-S2斷面繞流形態(tài)的分析結(jié)果，會(huì)增大背風(fēng)側(cè)斜腹板處的尾流渦脫，是外置排水管降低該扁平箱梁渦振性能的主要原因，而組合措施S6能夠減弱該處的漩渦脫落則是該措施能夠顯著降低甚至消除DPDM斷面渦激振動(dòng)的主要原因。

圖14 DPDM-S6斷面瞬時(shí)渦量演化圖Fig.14 Transient vorticity evolution diagram around DPDM-S6 section

通過(guò)提取數(shù)值模擬所得到的對(duì)渦振有較大影響的升力系數(shù)與力矩系數(shù)(如表8所示)，可以發(fā)現(xiàn)加裝不同組合措施后，斷面的三分力系數(shù)發(fā)生了較大的變化。與DPDM-S2斷面的三分力系數(shù)相比較，DPDM-S6斷面升力系數(shù)變化幅值由0.037 2降至0.008 9，降幅76.1%，力矩系數(shù)幅值由0.007 6降至0.002 2，降幅71.1%，兩者的降幅均達(dá)到70%以上。對(duì)于每一種斷面，三分力系數(shù)隨時(shí)間的變化，本質(zhì)上是由旋渦脫落引起的，由于周期性渦激力顯著降低，渦振振幅也隨之減小，這也印證了風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，措施S6的制振效果優(yōu)于措施S2。

表8 CFD數(shù)值模擬CL與CM數(shù)值統(tǒng)計(jì)表Tab.8 CFD numerical simulation CL and CM numerical statistics table

數(shù)值模擬結(jié)果表明，能夠有效降低斷面斜腹板處生成的旋渦尺寸并抑制了該處的旋渦脫落現(xiàn)象，從而導(dǎo)致斷面所受到的氣動(dòng)力變化幅值下降，是組合氣動(dòng)措施S6能夠屏蔽外置縱向排水管的影響，抑制扁平箱梁渦激振動(dòng)，提高斷面渦振性能的主要原因。

4 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，得出以下主要結(jié)論：

(1) 沿橋縱向設(shè)置外置排水管會(huì)顯著降低扁平鋼箱梁渦振性能，并會(huì)極大地減弱原有效制振措施(措施S2)的制振效果，裝有外置縱向排水管的扁平鋼箱梁斷面在抗風(fēng)規(guī)范建議阻尼比0.3%條件下存在較顯著渦激振動(dòng)，且振幅超過(guò)規(guī)范允許值。

(2) 組合措施(措施S6)可在不同風(fēng)攻角下完全消除裝有外置縱向排水管的扁平鋼箱梁斷面的豎彎渦激振動(dòng)，并顯著抑制扭轉(zhuǎn)渦激振動(dòng)。

(3) CFD的模擬結(jié)果表明，外置縱向排水管會(huì)加劇斷面下表面(尤其是背風(fēng)側(cè))斜腹板處的旋渦脫落現(xiàn)象，在排水管處設(shè)置導(dǎo)流板與水平穩(wěn)定板(措施S6)能顯著減弱斜腹板處的旋渦脫落現(xiàn)象，起到抑振主梁渦振的作用。

需要指出的是，梁體在渦激振動(dòng)與靜止時(shí)，周?chē)鲌?chǎng)存在顯著差異，后續(xù)試驗(yàn)研究中將考慮采用PIV與動(dòng)網(wǎng)格CFD數(shù)值模擬相結(jié)合的技術(shù)，對(duì)該有效氣動(dòng)措施的制振機(jī)理進(jìn)行更深入的研究。