流线型闭口箱梁抑流板抑制涡振机理研究
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作者:胡传新 赵林 周志勇 葛耀君
摘要：涡激振动是大跨度桥梁在低风速时易发的自限幅风致振动现象，设置栏杆扶手抑流板为典型涡振抑制措施。以某典型闭口箱梁断面为研究对象，进行了大尺度节段模型测振、测压风洞试验和CFD数值模拟，结合涡振响应、表面风压时频特性和流场特征，对比阐述了栏杆扶手抑流板抑振机理。原始断面在+3°初始攻角下出现明显竖向涡振现象，且振幅超过规范允许值。设置栏杆扶手抑流板后，涡振消失。原始断面涡振主要由气流分别在边防撞栏和检修轨道处诱导并在上下表面中部区域分别形成的主导涡引起，即‘双旋涡模式’引起的周期性气动力是涡振发生的内在机理。设置栏杆扶手抑流板主要是改变了断面上表面区域流场分布，气流受抑流板干扰，在其后产生连续的旋涡脱落，改变了下方气流移动路径，下方气流近乎水平通过边防撞栏区域，避免了边防撞栏横栏角部的流动分离，抑制了主导原始断面涡振的上表面主导涡，完全破坏了‘双旋涡模式’，极大降低了局部气动力与涡激力之间同步相关性及表面压力脉动;同时表面气动力脉动频率随机离散化，模型表面各区域气动力对涡激力的贡献均明显下降，无法激发整体结构涡振效应，故涡振消失。
关键词：流线型箱梁;抑流板;涡激振动;抑振机理;时频特性
中图分类号：U411+.3;TU312+.1 文献标志码：A 文章编号：1004-4523（2020）01-0001-11
DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.01.001
1概述
涡激振动是大跨度桥梁在低风速时易发的具有强迫和自激双重性质的自限幅风致振动现象，由气流绕经主梁表面时所产生的以某一固定时问问隔有规律地脫落的旋涡所引起。最新研究表明，涡振发生发展过程中，主梁表面气动力特性与涡振响应具有显著的同步演化关系。
尽管涡激振动不会像颤振或驰振那样导致发散，但易发生于低风速条件下，影响行车安全和舒适度，甚至可能诱发拉索参数共振等其他气动不稳定问题。常用涡振抑制措施可分为机械措施和气动措施两种。机械措施主要通过外加阻尼器提高结构阻尼，以达到抑制风致振动目的，这种方法主要应用于施工阶段钢桥塔涡振和抖振控制，港珠澳工程青州航道桥主梁就是采用安装TMD（Tuned MaSS Damper，调谐质量阻尼器）的方法抑制涡振。大量的风洞试验及工程实践表明，在不改变桥梁结构与使用性能的前提下，气动措施即适当改变桥梁的外形布置或增设非结构性的导流装置是抑制涡振的有效方法。其中，在栏杆扶手上设置抑流板为一种有效的抑振手段。例如，中国的东营黄河大桥上安装了抑流板。表1列出了国内外抑流板涡振抑振研究的代表性进展。
以上研究表明，在栏杆扶手上设置抑流板可有效抑制桥梁断面涡振现象，但其抑振机理尚不明确。方根深等针对某半开口箱梁成桥断面，采用CFD数值模拟的方法从流场特性的角度定性揭示了抑流板的抑振机理。许福友等和郭增伟等分别基于某流线箱梁基本断面和成桥断面，从箱梁表面气动力时频特性的角度分析了栏杆扶手抑流板抑制涡振机理。遗憾的是，上述研究大多着眼于气动力分布模式及时频特性，较少关注分布气动力对涡振的贡献作用，更无法区分分布气动力对涡激力的增强或减弱作用。同时，也未能指出增设栏杆扶手抑流板引起上述气动力分布模式及时频特性变化的深层次原因，对其抑制涡振机理认识尚不深刻。
针对某流线闭口箱梁断面，采用风洞试验和CFD数值模拟相结合的方法，阐述了增设栏杆扶手抑流板对原始断面涡振响应特性的影响，结合箱梁表面气动力时频特性和流场特性变化特征，揭示涡振产生机理及栏杆扶手抑流板抑振机理。研究内容：基于主梁节段模型试验，对比研究了原始断面和增设栏杆扶手抑流板断面的涡振响应特性;选取关键风速结点，对比研究原始断面与增设抑流板箱梁表面气动力时频特性变化，包括平均风压系数、脉动风压系数、测点压力频谱特性、分布气动力与整体涡激力相关性及对涡激力的贡献，从气动力时频特性角度揭示揭示抑流板抑振机理;基于CFD数值模拟，采用强迫振动方式，对比原始断面与增设抑流板断面箱梁附近流场绕流变化特征，并结合其气动力时频特性变化特征，揭示涡振产生机理及栏杆扶手抑流板抑振机理。
2风洞试验
研究对象为流线型闭口箱梁主梁，模型几何缩尺比为1：20，模型长度L=3600mm，梁宽B=1900mm，中心处梁高D=177.7mm。其中，下腹板倾角为14°，该角度可有效避免气流在下腹板与底板交叉处分离。模型中部断面布置测压孔，共158个测点，测点问距为20-30mm，测压管内径为0.8mm，压力导管长度均为1200mm，主梁断面尺寸和测压点布置如图1所示。原始断面人行道栏杆扶手及增设抑流板栏杆扶手细部如图2所示。其中，抑流板倾角为30°。
试验模型由钢框架提供整体刚度，防撞栏和检修轨道采用ABS板雕刻，人行道栏杆采用精加工钢管焊接，外衣采用薄钢板铺装。节段模型安装于风洞内支架系统上，保证模型两端与支架系统内壁问隙足够小且在试验中不会发生接触，以避免三维绕流效应。模型与两根吊臂相连;吊臂两端再分别通过上下4根弹簧与支座系统相连，形成弹性悬挂系统，同时在吊臂处各布置一个激光位移传感器，如图3所示。
试验采用日本Matsushita公司MLS LM10-130ANR1215型激光位移传感器，测量范围为130±50mm，分辨率为20um，线性度误差在±0.2%以内。表面压力测试使用美国SCANI-VALVE扫描阀公司生产的量程为±254和±508mm水柱的DSM3000电子式压力扫描阀系统、PC机和自编的信号采集软件。采样频率为200Hz，采样时问为60s。试验在同济大学TJ-3边界层风洞中进行，该风洞是一个竖向布置的闭口回流式边界层风洞，试验段长14m，矩形断面（宽15m，高2m）。空风洞可控风速范围为1-17.6m/s，连续可调。节段模型设计严格满足相似比要求。零风速下，采用自由振动衰减法测得竖弯和扭转振动阻尼比均为0.35%，竖向和扭转频率分别为3.32和8.86Hz，主梁节段模型的主要参数如表2所示。为了减小测压信号畸变的影响，采用测压管路频响函数对测压信号进行修正，测压管路频响函数见文献。频率为3.32Hz时，幅值比为1.02，相位滞后为-6.24°。 3试验结果及分析
试验完成了在-3°，0°和+3°初始风攻角下主梁断面栏杆扶手无抑流板和有抑流板下的涡振试验，分别称为原始断面和抑流板断面，试验风速为1.0-13.0m/s，对应基于主梁特征宽度的雷诺数范围为1.28×105-1.67×106。在-3°和0°初始风攻角下，均未发现明显的涡振现象;在+3°攻角下，原始断面出现了明显的竖向涡振。设置抑流板后，竖弯涡振完全消失，涡振响应如圖4所示。横坐标表示折减风速u*=U/（fbB），其中u为来流风速，fb为竖弯频率;纵坐标表示归一化振幅A/D，其中A为竖向振幅。在折减风速小于2.07风速范围内，存在3阶竖向涡振区，其中第3阶涡振锁定区间振幅最大，达到O.078，远大于规范允许值口，对应折减风速为1.99。
为了探究栏杆扶手抑流板抑振机理，针对原始断面及抑流板断面选取典型风速，分别为折减风速1.99和1.91，并对其表面压力时频特性进行分析。
4气动力时频特性
箱梁表面压力包含了丰富的信息，可反映断面气体绕流情况。根据节段模型表面压力信号，对比分析原始断面和抑流板断面箱梁表面气动力时频特性，探究抑流板抑振机理。
式中pi（t）为i测点风压时程，Uo为相应工况下来流平均风速，Cpi（t）为i测点风压系数时程。
4.1压力系数均值及脉动值
图5和6分别对比了两断面表面压力系数均值和根方差空问分布。除迎风侧风嘴为正压外，其余部分均处于负压区。对于原始断面，在上表面区域，越接近迎风侧，测点区域压力系数均值越大;在下表面区域，两个检修轨道附近区域的测点压力系数均值明显高于其余部分。增设抑流板主要改变了上表面的压力系数均值分布，上表面压力明显小于原始断面，特别是在-0.25
综上所述，增设抑流板显著改变了箱梁表面压力空问分布特性，特别是箱梁上表面区域。结合上节涡振响应，可推断原始断面涡振产生与抑流板抑振机理可能与上述区域压力特性有关。
4.2分布气动力频谱特性
结构表面压力频谱可反映压力脉动的频率特征，卓越频率则反映了压力变化的主导频率。图7对比了两断面表面压力卓越频率空问分布特征。原始断面各测点压力卓越频率均与涡振振动频率一致;增设抑流板后，结构表面不存在一个统一的卓越频率。
图8给出了两断面各测点振动卓越频率处压力系数Cpid空问分布特征。与原始断面相比，设置抑流板后，Cpid急剧减小，数值较小且分布均匀。为了进一步展现测点振动卓越频率处压力系数空问分布与压力系数根方差空问分布之问的内在联系，图9给出了振动卓越频率处压力系数与压力根方差比值空问分布。比值越大，表明振动卓越频率处压力脉动对该测点压力脉动的贡献越大。对于原始断面，绝大部分区域比值约为0.8，表明涡振时断面结构表面压力主要以卓越频率周期性变化;增设抑流板后，绝大部分区域比值急剧下降至0.2左右，表明增设抑流板破坏了结构表面压力变化的一致性，不再存在比较显著的统一的涡脱频率。
4.3分布气动力与涡激力相关性
结构表面压力与涡激力的相关性可综合反映两者的频率特征和相位特征。对于测压试验得到的各测点风压时程，忽略栏杆等附属设施所受气动力，采用压力积分的方法获取总气动力，转换到风轴坐标系后，减去均值即得涡激力时程。已有研究表明，栏杆等附属设施气动力对整体涡激力贡献很小，故采用上述方法获得涡激力具有合理性。箱梁表面各测点所受的气动力与涡激气动力的相关系数胁综合反映了两者的频率特征和相位特征。其定义如下
图10给出了两断面表面测点压力与涡激力相关性空问分布特征。对于原始断面，上表面中上游、风嘴尖角以下区域气动力与涡激气动力相关性为负相关，其余区域为正相关。上表面下游和下表面下游区域相关系数较大，绝对值达到0.8左右，二者方向相反。设置抑流板后，模型表面各区域压力与涡激力的相关性均有较大程度降低，上表面上游区域气动力与涡激力的相关性由负相关变正相关，相关系数的绝对值小于O.5。
以上研究表明，与原始断面对比，增设抑流板破坏了结构表面压力与涡激力的相关性。
4.4分布气动力对涡激力的贡献
箱梁表面各测点区域分布气动力对涡振的贡献同时取决于测点压力脉动大小及其与涡激力的相关性。箱梁表面各测点区域分布气动力对涡激力贡献可表达为
Caero-i=CσIPI（4）式中
CσI为i测点压力系数根方差，pi为i测点压力与涡激力相关系数;Caero-i为箱梁表面各测点压力对涡激力贡献值。当Caero-i为正时，表示i测点区域分布气动力对涡激力起增强作用;当Caero为负时，表示i测点区域分布气动力对涡激力起减弱作用。
图11对比了两断面测点区域分布气动力对涡激力贡献值空问分布。对于原始断面，上表面下游、中上游和下表面区域气动力对涡激力贡献较大，其中上表面下游区域气动力对涡激力起增强作用，其他区域气动力对涡激力起减弱作用;设置抑流板后，模型表面所有区域气动力对涡激力贡献均迅速减小，并趋近于零。
结合上节涡振响应，可推断原始断面上表面下游区域气动力对涡激力起主要增强作用，上表面中上游、下表面区域气动力对涡激力起主要减弱作用。抑流板几乎完全消除了上述区域气动力对涡激力的贡献作用，故涡振消失。
5流场分析
5.1计算设置
基于二维CFD数值模拟平台进行数值计算，该平台动网格处理基于原创“HOPE算法”，并采用了Dettmer流固弱耦合算法，数值模拟选用大涡模拟（LES）Smagorinsky亚格子黏性模型。断面尺寸与节段模型试验一致，空气密度p=1.225kg/m3，壁面y++小于5。计算域尺寸为[-9，24]×[-13，13]，主梁中心位于（0，0），风攻角为+3°，计算域与网格划分如图12所示。入口边界条件为指定速度，压强为0，上下壁面指定法向速度为0，不指定切向速度，出口为自然边界。令结构做竖向强迫振动，振动频率与结构弯频一致，振幅与模型一致。计算时问为20s。 5.2涡振产生机理
图13给出了原始断面在一个振动周期内的风速矢量图。可知，气流沿着迎风侧主梁上斜腹板与来流方向成一定角度斜向上流动，并在人行道栏杆基座处产生分离，在人行道栏杆与边防撞栏之问形成分离涡，分离后的气流斜向下通过边防撞栏基座与第一道横栏之问区域，并在第一道横栏角部产生分离，在其后方形成漩涡负压区，逐渐由上游区域向中部发展形成大尺度旋涡，即主导涡A。原始断面上表面主导涡形成机理示意如图14所示。同时气流在下表面检修轨道处也产生规律性旋涡脱落，并在下表面中部形成主导涡B。主导涡A和主导涡B形成‘双旋涡模式’（如图15所示），分别贴近上下表面以几乎恒定速度向下游漂移，且下表面主导涡B漂移速度明显大于上表面主导涡A。主导涡A和主导涡B运动周期与模型振动周期一致。Larsen在对塔科马大桥H型主梁断面分析时也发现了类似现象，发现上下表面分别形成的大尺度旋涡及其漂移所产生周期性气动力是引起塔科马风毁的本质机理。故可推断上表面和下表面主导涡产生的周期性气动力是原始断面涡振产生的内在流场机理。
综上所示，可推断破坏‘双旋涡模式’是抑制原始断面涡振关键所在。
5.3抑流板抑振机理
图16给出了栏杆扶手抑流板断面风速矢量分布。结合图15和16，对比原始断面和栏杆扶手抑流板断面流场特征可知，设置栏杆扶手抑流板主要改变了断面上表面区域流场分布，由于气流在抑流板后分离，在其后产生连续的旋涡脱落，改变了下方气流移动路径，下方气流近乎水平通过边防撞栏区域，避免了横栏角部的流动分离，抑制了主导原始断面涡振的主导涡A消失，取而代之的为小尺度旋涡，尽管下表面检修轨道诱导产生的主导涡B仍然存在，但‘双旋涡模式’被完全破坏，引起区域气动力与涡激力相关性极大降低，抑流板断面上表面主导涡抑振机理示意如图17所示。
综合前文分布气动力与涡激力相关性以及脉动压力空问分布特性，增设栏杆扶手抑流板极大降低了二者同步相关性及表面压力脉动，模型表面各区域气动力对涡激力的贡献均明显下降，无法激发整体结构涡振效应，故涡振消失。
6结论
针对典型闭口箱梁主梁断面，进行了大尺度节段模型测振测压风洞试验。涡振响应结果表明：在+3。初始攻角下，原始断面在设计风速范围内存在3阶竖弯涡振，第3阶涡振锁定区内涡振最大振幅远超规范允许值;设置栏杆扶手抑流板，涡振消失。
为了探究原始断面涡振机理及栏杆扶手抑流板抑振机理，分别选取原始断面和抑流板断面典型风速点对箱梁表面区域气动力实施了时频效应分析及基于cFD数值模拟的流场特性分析。分析结论如下：
1）原始断面涡振主要由气流分别在边防撞栏和检修轨道处诱导并在上下表面中部区域分别形成的主导涡引起，即‘双旋涡模式’引起的周期性气动力是涡振发生内在机理。
2）设置栏杆扶手抑流板主要改变了断面上表面区域流场分布，由于气流在抑流板后分离，在其后产生连续的旋涡脱落，改变了下方气流移动路径，下方气流近乎水平通过边防撞栏区域，避免了横栏角部的流动分离，抑制了主导原始断面涡振的上表面主导涡，取而代之的为小尺度旋涡，尽管下表面检修轨道诱导产生的主导涡仍然存在，但‘双旋涡模式’被完全破坏，引起区域氣动力与涡激力相关性极大降低。
3）综合箱梁表面气动力时频特性分析，增设栏杆扶手抑流板极大降低了二者同步相关性及表面压力脉动，模型表面各区域气动力对涡激力的贡献均明显下降，无法激发整体结构涡振效应，故涡振消失。
该研究揭示了栏杆扶手抑流板抑制涡振机理，为今后大跨度桥梁流线闭口箱梁涡振抑制措施选型提供借鉴。
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