檢修車軌道導流板對流線型箱梁渦振的影響

劉 君， 廖海黎， 萬嘉偉， 馬存明

(1. 西南交通大學風工程試驗研究中心，四川 成都610031;2. 西南交通大學風工程四川省重點實驗室，四川成都610031)

隨著橋梁建設技術的不斷進步，越來越多的橋梁具有跨度大、重量輕、剛度小、阻尼小的特點，對風的作用也越來越敏感.大跨度橋梁，風致振動已不再是可以忽略的微小振動［1-2］，其抗風穩定性設計也越來越重要.渦激共振作為主梁最為常見的一種低風速下的風致振動，雖然不會導致橋梁直接損毀，但低風速下的長期振動會造成結構疲勞，并嚴重影響行車和行人的舒適性［3-5］.

渦激共振抑制措施主要分為構造措施和氣動措施，構造措施有提高結構剛度、增大結構質量和結構阻尼等，氣動措施有在主梁上設置風嘴、導流板、穩定板和抑流板等［6-7］.氣動措施較構造措施具有經濟實用、構造簡單、抑振效果好等優點，是大跨度橋梁渦振抑制措施的首選.

不同形狀的主梁斷面氣動性能差異較大，渦激共振抑振氣動措施也不同［8］. 目前，主要通過風洞試驗研究橋梁渦振的抑振措施［9］，文獻［10］通過風洞試驗研究得出了優化檢修車軌道位置能明顯減弱鋼箱梁扭轉渦振以及在風嘴處設置分流板能顯著降低主梁豎向渦振響應. 文獻［11］通過風洞試驗研究證實在檢修車軌道內側設置導流板能有效減小扁平鋼箱梁渦激振動振幅.通過風洞試驗能較直觀地對比研究不同的渦振抑振措施，但試驗中對抑振措施的嘗試具有一定的主觀性和盲目性.

本文利用計算流體力學(CFD，computational fluid dynamic)對主梁斷面進行流跡顯示分析，通過渦脫規律確定對主梁斷面渦激振動性能影響較大的構件［12］，著重圍繞該部位展開抑振措施研究，能有效提高研究的針對性和準確性.文中以某大跨度斜拉橋流線型鋼箱梁斷面為例，通過1∶50 節段模型試驗和CFD 計算分析，研究主梁渦激振動抑振措施. CFD 計算分析結果顯示，檢修車軌道附近渦脫規律明顯，對主梁斷面渦振性能影響較大［13］.圍繞檢修車軌道進行抑振措施試驗研究，研究表明在檢修車軌道內側設置傾斜的導流板能有效地抑制渦激振動振幅.

1 渦振試驗

某大跨度雙塔斜拉橋采用流線型鋼箱梁，渦振試驗節段模型縮尺比為1∶50，試驗在西南交通大學XNJD-1 風洞中第二試驗段進行.

圖1 為流線型鋼箱梁橫斷面的示意，圖2 為安裝在風洞中的節段模型，表1 為節段模型主要試驗參數.

圖1 主梁橫斷面示意圖(單位:cm)Fig.1 Cross-section of main girder (unit:cm)

圖2 風洞中的節段模型Fig.2 Section model in the wind tunnel

表1 節段模型主要試驗參數Tab.1 Main test parameters of the section model

在均勻流場中進行渦激振動試驗，成橋態-3°、0°及+3°風攻角下豎向渦振響應試驗結果見圖3.

圖3 豎向渦激振動響應Fig.3 Vertical responses of vortex-induced vibration

由圖3 可知，主梁成橋態在-3°和0°風攻角下未發生大振幅渦振，在+3°風攻角下出現兩個明顯的豎向渦振區，兩個渦振區的最大振幅分別為764、1 322 mm;兩個渦振區間都處于較低風速，其最大振幅對應的風速分別為10.9、22.7 m/s，為橋位處常見風速.為保證大橋的運營結構安全性，需對主梁進行氣動性能優化，研究渦振抑振措施.

2 CFD 流跡分析

大橋渦激振動抑振措施的研究主要方法是主梁節段模型風洞試驗，但不同斷面主梁的抑振措施可能存在較大差別，故抑振措施的試驗研究往往存在一定的嘗試性和盲目性. 計算機技術和CFD 方法的發展給風工程研究提供了一種可能代替風洞實驗的手段，即“數值風洞”［14］. 借助CFD 方法對鈍體(如橋面板、建筑結構等)周圍的速度場和壓力場進行分析，能形象地顯示鈍體外部繞流的特征和規律.

本文中采用商用CFD 軟件Fluent 對橫風作用下主梁斷面二維流場進行瞬態的數值分析，計算域寬1 200 m，高400 m，邊界層厚度1 mm，網格總數為168 024 個;湍流模型采用SST k-ω 模型［15］，時間步長取0.01 s. 提取不同時刻速度場的計算結果，進行流跡顯示，分析渦脫規律尋找引起渦振的原因，確定引起主梁渦振的主要部位，便于有針對性的尋找抑振措施.圖4 為主梁斷面建模計算域網格劃分圖，圖5 為主梁斷面流場跡線圖，圖6 為主梁斷面流場渦量等值線圖.

圖4 計算域網格劃分Fig.4 Meshing of computational domain

圖5 主梁斷面流場跡線(+3°攻角)Fig.5 Pathline pattern around the girder section(+3° wind attack angle)

由圖5 可以看出，+3°攻角來流經過主梁斷面時，在迎風側欄桿后面形成一個較大的漩渦，在該處橋面形成一個負壓區，主要影響主梁的非定常氣動力;在主梁底部，來流流經檢修車軌道后形成一系列較小的均勻漩渦，對主梁產生渦激力.同時，從主梁斷面流場渦量等值線可以清晰發現，在+3°風攻角來流中，檢修車軌道后面出現了交替形成并脫落的漩渦，這樣的漩渦容易激發主梁渦激共振. 從主梁斷面的流場跡線及圖6 分析可知，檢修車軌道可能對主梁斷面渦振影響較大，對無檢修車軌道斷面進行CFD 計算分析，流場渦量計算結果如圖7所示.

圖6 有檢修道主梁斷面流場渦量等值線(+3°攻角)Fig.6 Contours of vorticity magnitude around the section of girder with maintenance rails (+3° wind attack angle)

圖7 無檢修道主梁斷面流場渦量等值線(+3°攻角)Fig.7 Contours of vorticity magnitude around the section of girder without maintenance rail(+3° wind attack angle)

對比圖7 與圖6 可以發現，有檢修車軌道和無檢修車軌道兩種工況下，渦量等值線計算結果中主梁底板位置存在明顯區別. 拆除檢修車軌道后，主梁斷面底部的漩渦完全消失，可知檢修車軌道是引起主梁底部漩渦形成及脫落的主要構件，渦振抑振措施研究應該主要圍繞檢修車軌道進行.

3 抑振措施試驗研究

為了驗證CFD 的計算分析結果，將檢修車軌道移除后再進行渦振試驗. 試驗結果顯示，移除檢修車軌道后，主梁在+3°、0°和-3°風攻角下均未出現明顯渦激振動，表明引起主梁渦激振動的主要原因是位于大橋主梁底板的檢修車軌道，對檢修車軌道位置進行優化可以改善主梁的渦激振動性能.

針對引起渦振的檢修車軌道，選擇改變檢修車軌道位置、在檢修車軌道附近設置導流板等措施進行風洞試驗測試，措施試驗工況見表2，表中U 為來流方向.

3.1 檢修車軌道對主梁斷面渦振穩定性的影響

改變檢修車軌道位置，從而改變氣流通過檢修車軌道的分離規律，研究不同位置的檢修車軌道對主梁斷面渦振穩定性的影響.試驗分別對比研究了移除檢修車軌道(工況1)、檢修車軌道位于主梁斜腹板(工況2)及位于主梁底板(工況3、4)的情況.在-3°和0°風攻角下，各工況均未出現明顯渦激振動，+3°風攻角下各工況試驗結果如圖8 所示.

表2 渦振抑振措施Tab.2 Mitigation measures of vortex-induced vibration

圖8 不同位置檢修車軌道對應的渦振響應Fig.8 Responses of vortex-induced vibration for different maintenance rail positions

從圖8(a)可知，拆除檢修車軌道(工況1)，兩個渦振區均消失，無明顯渦振現象. 當檢修車軌道位于主梁斜腹板(工況2)，主梁斷面渦激振動鎖定區間及振幅僅有微小改變，表明將檢修車軌道移至斜腹板，對主梁的渦激振動影響很小.

從圖8(b)可知，當檢修車軌道位于主梁底板邊緣1. 25 m 時(工 況3)，與 原 工 況 相 比，第1 個渦振區間內未出現明顯渦振，但在第2 個渦振區間內渦振振幅沒有減小.當檢修車軌道位于主梁底板邊緣3.00 m 時(工況4)，與原工況相比，第1 個渦振區間內未出現明顯渦振，第2 個渦振區間內渦振最大振幅從1 322 mm 減小到800 mm.

3.2 設置導流板

改變檢修車軌道在主梁上的位置，對主梁斷面渦振性能有一定的優化作用，但對渦振的抑制作用較小.對于檢修車軌道引起的渦激振動，借鑒國外Great Belt Bridge 以及我國蘇通大橋的渦振抑振措施，嘗試在檢修車軌道附近設置導流板. 試驗分別研究了在檢修車軌道外側(工況5、7)和檢修車軌道內側(工況6、8)設置導流板的工況，導流板寬1.00 m，與主梁底板夾角為30°.

各工況下主梁斷面僅在+3°風攻角下發現渦振現象，試驗結果與原工況對比如圖9 所示.

從圖9(a)可知，當檢修車軌道位于底板邊緣1.25 m 處，軌道外側導流板(工況5)對主梁渦激振動無明顯抑制作用，軌道內側導流板(工況6)對主梁渦振性能有一定改善，使渦振最大振幅從1 310 mm 減小至850 mm.

由圖9(b)可知，當檢修車軌道位于底板邊緣3.00 m 處，并在軌道外側設置導流板(工況7)，主梁渦振區間和振幅與無導流板無明顯區別;在軌道內側設置導流板后(工況8)，主梁斷面渦激振動得到有效抑制，在兩個渦振區間內均未出現明顯渦激 振動.

圖9 設置不同位置導流板對應的渦振響應Fig.9 Responses of vortex-induced vibration for different guide vane positions

4 抑振機理初探

通過節段模型風洞試驗發現，檢修車軌道外側導流板對主梁渦振無明顯改善，而軌道內側導流板則對渦振有良好抑制作用.通過Fluent 分別對導流板位于檢修車軌道外側和內側的主梁斷面進行二維斷面數值分析，兩斷面在橫風作用下渦量等值線見圖10 ～11.

圖10 導流板位于檢修道外側流場渦量等值線(+3°攻角)Fig.10 Contours of vorticity magnitude with guide vans set outside maintenance rails(+3° wind attack angle)

圖11 導流板位于檢修道內側流場渦量等值線(+3°攻角)Fig.11 Contours of vorticity magnitude with guide vansset inside maintenance rails(+3° wind attack angle)

由圖10 可知，導流板在檢修車軌道外側時(工況7)，流體流經導流板，再經上游檢修車軌道后，仍然發生流動分離，分離后的流體在主梁底部再附著，并且在軌道與主梁底板交界處形成漩渦.發生再附著的流體流經下游檢修車軌道后，在主梁底板尾部形成交替脫落的漩渦，且漩渦緊貼主梁底板，產生使主梁渦振的渦激力.

圖11 為導流板位于檢修車軌道內側(工況8)的計算結果，雖然在上游軌道后面仍然形了漩渦，但由于軌道內側導流板的存在，漩渦被引離主梁底面.同時在下游軌道處，軌道內側導流板抑制了漩渦的產生，在主梁尾部未出現明顯的漩渦. 故軌道內側導流板能有效減小主梁渦激力，抑制主梁渦激振動.

為更加直觀地對比分析導流板分別設置于檢修車軌道內側和外側的區別，通過Fluent 分別計算得出兩種工況下主梁斷面升力系數時程，計算結果如圖12 所示.

圖12 主梁斷面升力系數時程結果Fig.12 Time-history curves of lift coefficients of the girder section

由圖12 可以看出，導流板位于檢修車軌道外側時，主梁升力系數均方根值明顯大于導流板位于檢修車軌道內側工況.在不考慮主梁運動引起的氣動力的情況下，主梁豎向渦振振幅與所受升力大小成正相關［16］，故對應于較小升力的工況8(導流板位于檢修車軌道內側)對主梁渦激振動抑制效果明顯優于工況7(導流板位于檢修車軌道外側).

綜合對比以上CFD 數值模擬和風洞試驗結果，可以看出有檢修車軌道和移除檢修車軌道情況下，CFD 計算主梁斷面流場渦量得到的結果截然不同(如圖6 ～7).檢修車軌道的存在引發了周期性形成并脫落的漩渦，這與風洞試驗中有檢修車軌道工況下主梁渦振響應遠大于無檢修車軌道工況結果一致.導流板分別位于檢修車軌道外側和內側工況下主梁流場渦量計算結果也存在顯著區別(如圖10 ～11)，與風洞試驗中兩種導流板具有明顯不同的渦振抑制效果一致.與風洞試驗結果的對比，說明了通過CFD 數值模擬研究流線型箱梁渦振抑制措施具有較好的正確性和實用性.

5 結 論

(1)檢修車軌道對流線型鋼箱梁斷面渦振性能具有較大影響，易引發或增大流線型鋼箱梁斷面渦激振動振幅.

(2)檢修車軌道位置對流線型鋼箱梁渦振振幅有一定影響，改變其位置能一定程度上減小渦激振動振幅，但減小幅度有限.

(3)在檢修車軌道內側設置導流板能大幅度減小流線型鋼箱梁渦激振動振幅，具有良好的抑振效果，但軌道外側導流板對主梁渦振振幅無明顯抑制作用.

(4)通過CFD 對設置抑振措施的主梁斷面建模計算分析，定性分析導流板的抑振機理，表明在檢修車軌道內側設置導流板，可以將主梁底部上游檢修車軌道引起的漩渦引離主梁底板，并且抑制下游檢修車軌道處的漩渦產生，有效地減小渦激力，抑制主梁渦激振動.

需要說明，以上結論是在本文的主梁斷面基礎上研究得出，可為類似橋梁斷面提供參考，并不一定適應所有流線型箱梁斷面.同時本文僅對導流板抑振機理進行了定性分析，更為準確的抑振機理定量分析還有待進一步的探索與研究.

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