基于主動吸氣控制的雙幅鋼箱梁渦激振動數值模擬研究

2023-10-18 03:50:12董國朝曾夢竹許育升吳肖波羅楚鈺

振動與沖擊 2023年19期

董國朝, 曾夢竹, 韓艷, 許育升, 吳肖波, 羅楚鈺

(1.長沙理工大學土木工程學院,長沙 410114;2.橋梁結構健康與安全國家重點實驗室,武漢 430034;3.長沙理工大學國際工學院,長沙 410114)

作為連續梁橋常用的一種斷面形式,鋼箱梁具有典型的鈍體氣動外形,易引起主梁的渦激振動現象。此外,為提高橋梁的通行能力,國內外越來越多的平行雙幅橋已投入建設運營。不同于單幅橋梁,雙幅橋梁的上、下游幅之間存在一定的“氣動干擾效應”,致使渦激振動響應被放大[1-2]。因此,有必要開展雙幅鋼箱梁橋渦激振動機理及控制研究。

針對大跨度橋梁的風致振動問題,在已有的研究中提出了機械控制措施和流動控制措施。機械控制措施包括主動控制和被動控制兩種。被動控制無需外部能量,常用的被動控制方法有調諧質量阻尼器(tuned mass damper,TMD)和電渦流阻尼器等。Larsen等[3]設計了調諧質量阻尼器來控制丹麥大帶東橋(Great Belt East Bridge)的風致振動,取得了較好的控制效果。隨后,TMD又被用于控制特羅伊大橋的渦激振動[4-5],結果表明,主動控制下的TMD在減小和控制渦激振動響應方面具有較好的效果。但目前TMD往往只能控制單一模態,無法適應多階渦激振動問題。

流動控制措施是指通過改善結構繞流場特性從而抑制渦激振動的方法[6]。按照是否需要外部供能可分為被動方式與主動方式兩種。被動方式是目前控制渦激振動廣泛使用的抗風措施,通常通過對原始斷面外形或其附屬設施(如護欄、檢修軌道、風障等)的位置、樣式等進行調整[7-9],以找到合適的組合形式,或者通過附加某些氣動措施,如穩定板、導流板、抑流板、風嘴等[10-12],提高斷面的渦激振動性能。Chen等[13-15]通過節段模型風洞試驗研究了被動吸/吹氣對橋梁渦激振動的控制效果,發現被動吸/吹氣產生的流向渦能夠減小展向渦強度,豎向渦激振動基本被完全抑制,對扭轉渦激振動也有很強的抑制效果。由于橋梁斷面繞流復雜性,各類氣動外形優化措施均難以具備渦激振動控制的普適性。另外,被動流動控制是事先給定的,不能根據流動環境的改變進行相應的調整。

主動流動控制方法通過在流場中注入合適的擾動,使之與流動的內在模式相互耦合達到控制渦激振動的目的。主動流動控制的氣動措施包括結構表面運動、吸/吹氣流動控制等,其目標是具有良好的自適應能力,可以根據工況的變化改變自身的結構外形或流動參數,從而達到最優的控制效果。Kim等[16]在靜止的圓柱的展向施加了同相和反相兩種正弦形式的主動定常吸氣控制措施,有效地減小了圓柱的氣動阻力和脈動升力。Chen等[17]在圓柱的主動吸氣控制研究中發現,穩定吸氣流量控制能夠有效地減小圓柱表面壓力和非定常的氣動力,從而有效地控制了渦激振動。

以上有關渦激振動的主動流動控制措施中,對并列鈍體斷面的研究較少。本文選取了具有典型特征的雙幅鋼箱梁斷面,運用計算流體動力學(computational fluid dynamics,CFD)方法并結合編寫的結構振動程序求解雙幅主梁的渦激振動響應,對比風洞試驗的結果驗證數值模擬方法的可靠性。通過CFD數值模擬技術對雙幅鋼箱梁的渦激振動進行主動吸氣流動控制,并探明主動吸氣控制措施的抑振機理。

1 風洞試驗

以某三跨鋼箱連續梁橋(123 m+178 m+123 m)為背景[18],研究了-3°、0°、+3°風攻角下主梁的渦激振動響應。主梁的跨中橫斷面如圖1所示,上、下游幅主梁間距D為0.5 m,與單幅主梁寬度B之比D/B約為0.038。原斷面主梁節段模型風洞試驗在長沙理工大學風工程試驗研究中心完成,如圖2所示。利用有限元分析軟件建模計算并獲取該橋主梁的模態及振型,動力特性參數如表1所示。風洞試驗節段模型的縮尺比為1∶40,試驗風速比為1∶3.62。

圖1 主梁橫斷面圖(cm)Fig.1 Cross section of main beam (cm)

圖2 風洞試驗節段模型圖Fig.2 Segmental model of wind tunnel test

表1 節段模型動力特性參數表Tab.1 Dynamic characteristic parameters of segmental model

原斷面主梁無量綱振幅隨折減風速的變化,如圖3所示。其中,RMS(y)為計算穩定后豎向位移時程曲線的均方根值,H為主梁的高度;折減風速Ur=U/fyH,U為來流風速,fy為正對稱豎彎頻率,不同的折減風速Ur由改變來流風速U來實現。原斷面主梁節段模型風洞試驗結果表明:在各風攻角下,上、下游幅主梁均發生了明顯的豎向渦激振動現象,且由于上、下游幅主梁的“氣動干擾效應”,導致下游幅主梁的渦激振動位移明顯大于上游幅主梁的渦激振動位移;試驗中未觀察到扭轉渦激振動現象。

(a) 上游幅

(b) 下游幅圖3 無量綱振幅隨折減風速的變化Fig.3 Dimensionless amplitude of variation versus reduced wind speed

在各風攻角下,上、下游幅主梁均存在兩個渦激振動區間,且同一風攻角下,上、下游幅主梁的兩個渦激振動區間值近似。-3°風攻角時,上、下游幅主梁的最大渦激振動位移明顯大于+3°和0°風攻角的結果。根據JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設計規范》,-3°風攻角時上、下游幅主梁的渦激振動位移均超過了規范限值。因此,-3°為該雙幅鋼箱梁最不利風攻角。

2 數值模擬

2.1 數值計算模型及參數

實際雙幅鋼箱梁橋的主梁為三維結構,且由于橋梁的欄桿、U肋等附屬設施與主梁斷面的特征尺寸差異較大,采用三維數值模型的網格數量將達到108量級以上。而本文計算還涉及自編程的“動網格”渦激振動流固耦合計算,采用三維模型的數值模擬將耗費巨大的計算資源。在已有研究中,劉小兵[19]采用風洞試驗與二維數值模擬計算方法,研究了大跨度雙幅橋面橋梁的氣動干擾效應。劉志文等[20]采用二維數值模擬方法對寬高比為4的矩形斷面的渦激振動進行了數值模擬,計算結果與風洞試驗吻合良好。上述研究表明,當前二維數值計算已經具備較好的計算精度,能為科學研究和工程試驗提供指導建議。因此,綜合考慮計算精度和計算資源,本文采用二維數值模型對雙幅鋼箱梁斷面的渦激振動進行主動吸氣控制措施的研究,數值模型比例與風洞試驗模型一致,截面幾何信息,如圖4所示。

圖4 截面幾何信息(cm)Fig.4 Sectional geometry information (cm)

假設吸氣裝置沿橋跨展向通長設置,基于CFD數值方法取長度單位的模型用于研究斷面的受力特性[21]。通過觀察原主梁斷面發生渦激振動時的繞流場特征,初步選定吸氣源的布置位置,如圖5所示。SLU為上游幅上表面迎風側欄桿基石處吸氣源,SLL-L為上游幅箱梁底部左側吸氣源,SLL-R為上游幅箱梁底部右側吸氣源;SRU為下游幅上表面背風側欄桿基石處吸氣源,SRL-L為下游幅箱梁底部左側吸氣源,SRL-R為下游幅箱梁底部右側吸氣源。實際橋梁上安裝的除濕風機管道直徑一般不大于0.2 m,對應模型的氣孔直徑為0.005 m。因此,吸氣源寬度D取為0.005 m,D與主梁高度H之比約為0.044,定義D/H為吸氣源面積比。對于實際橋梁工程中吸氣孔道布置的實施,可以在單位主梁跨度內采用具有相同吸氣源面積比的非通長設置方法來實現。

圖5 吸氣源位置示意及基本參數(cm)Fig.5 Position of the suction slits and its parameters (cm)

網格方案和邊界條件示意圖,如圖6所示。計算區域滿足5%以下的阻塞比要求。計算域邊界條件為:雙幅主梁斷面表面為無滑移壁面邊界條件;入口邊界條件為:UX=Ucosα,UY=Usinα,其中U為來流風速,α為風攻角;下游邊界條件為壓力出口邊界條件,參考壓力為1個大氣壓。吸氣源位置采用速度入口邊界條件,改變正/負值即可設定吹/吸氣[22]。

圖6 網格方案和邊界條件示意圖Fig.6 Grid schemes and boundary conditions

本文采用“剛性域+動網格域+靜網格域”對計算域網格進行分塊處理。在進行網格劃分時,首先對主梁斷面附近繪制邊界層網格,近壁面采用10層結化網格來模擬邊界層,第一層網格高度為δ=0.000 2B,增長率為1.08,保證壁面附近網格的精度;在剛性域中采用三角形網格對結構周圍區域的網格進行加密,此部分網格伴隨結構一起運動;動網格域采用全三角形網格進行劃分且按1.08的增長率向外增長,主梁在動網格域內運動;靜網格域采用靜止的結構化網格進行劃分,以提高計算效率。在結構振動過程中,動網格域網格采用網格彈簧光順(Smoothing)和網格重構(Remeshing)的方法進行重新劃分。經網格無關性驗證后,選用網格總數約為25萬的網格模型,主梁近壁面網格Yplus值控制在1左右。經時間無關性驗證后,計算時間步設置為0.001 s,計算殘差控制在1×10-6。

2.2 計算方法

二維橋梁斷面周圍流場采用Fluent求得。湍流模型采用SSTk-ω進行計算,對流項采用二階迎風格式,瞬態求解格式為二階隱式。將二維橋梁斷面簡化為豎彎振動和扭轉振動的兩自由度彈簧-質量-阻尼系統[23],動力學方程為

(1)

利用“動網格”技術實現主梁斷面與流場之間的流固耦合作用。對于某一給定風速,雙幅斷面的動力響應求解流程圖,如圖7所示。首先對靜止斷面進行靜態繞流計算,待繞流計算充分后,將斷面釋放,轉化為瞬態求解。在第一個計算時間步之前,靜態繞流的初始條件賦值為0。對每一個時間步,先求解流體控制方程(N-S方程),得到速度場及壓力場。通過嵌入Fluent中的UDF宏命令Compute_Force_And_Moment提取作用于雙幅斷面上的升力和扭矩,并將其帶入到式(1)右端。采用Newmark-β法求解雙幅斷面的振動方程,得到斷面的振動響應。通過宏命令DEFINE_CG_MOTION將計算得到的豎向速度和角速度賦予上、下游幅主梁斷面及對應剛性域網格,動網格域的網格更新后再進行下一時間步的迭代計算。響應穩定后,則停止計算,轉入下一個給定風速的數值模擬計算。

圖7 動力響應求解流程圖Fig.7 Solution flow of dynamic response

2.3 數值計算結果檢驗

原主梁斷面節段模型風洞試驗結果中,雙幅鈍體鋼箱梁在-3°風攻角下豎向渦激振動現象最為明顯,且未觀察到扭轉渦激振動現象。為了檢驗數值模擬計算結果的可靠性,首先計算了-3°風攻角下雙幅主梁的豎向渦激振動響應,如圖8所示。風洞試驗和數值模擬計算結果均表明:上、下游幅主梁均存在兩個渦激振動區間,且上、下游幅主梁的兩個渦激振動區間值近似。下游幅主梁渦激振動位移大于上游幅主梁渦激振動位移。數值模擬中典型工況(Ur=8.96時,即下游幅主梁振幅最大時)上、下游幅主梁振動穩定后的位移時程曲線如圖9所示。兩幅橋面的位移時程曲線類似于正弦波,并且下游幅主梁的振動幅值要大于上游幅主梁。

圖8 無量綱振幅隨折減風速的變化Fig.8 Dimensionless amplitude of variation versus reduced wind speed

圖9 無量綱位移時程曲線(Ur=8.96)Fig.9 Time history curves of dimensionless displacement (Ur=8.96)

對比風洞試驗和數值模擬計算結果發現:數值模擬方法能較為準確地捕捉到雙幅主梁的渦激振動區間,而通過數值模擬計算得到的渦激振動位移較風洞試驗的結果偏大。造成這一差異的主要原因是,本文計算的數值模型為簡化后的二維模型,忽略了“三維效應”。杜遠征[24]通過對比二維模型與三維模型圓柱繞流的數值模擬結果,探討了渦激振動中流場的“三維效應”問題,發現尾流的三維效應限制了流體力的增長,減小了圓柱渦激振動的振幅。王林凱等[25]基于OpenFOAM軟件采用了三種不同的二維雷諾平均湍流模型(SSTk-ω,k-ε和k-ω模型)對寬高比為5的二維矩形斷面進行了靜態繞流及渦激振動模擬,對比結果發現SSTk-ω湍流模型的數值計算結果與試驗結果最為吻合,但其計算的渦激振動位移相比試驗結果依舊偏大。結合數值模擬渦激振動響應的計算結果較風洞試驗結果偏大的特點,采用二維數值模擬方法計算主動吸氣控制措施對渦激振動的抑制效果是可靠的,且計算結果更為保守。此外,數值模擬的渦激振動折減風速區間及位移隨折減風速的變化趨勢與風洞試驗結果較為吻合。因此,通過對比數值模擬結果和風洞試驗結果,驗證了采用二維數值模擬方法檢驗抑振措施的效果具有有效性。

3 計算結果及分析

3.1 主動吸氣措施

按照吸氣源的布置位置及吸氣氣流速率的大小,控制工況信息,如表2所示。其中,Us/U為吸氣氣流速率與來流風速大小的比值。caseI為原主梁斷面無控制措施時的工況;caseII、caseIII、caseIV工況Us/U=1.0～2.0(增量為0.5);caseV、caseVI、caseVII工況Us/U=2.0～3.0(增量為0.5)。

表2 控制工況信息Tab.2 Control condition information

為評估不同控制工況的抑振效果,本文定義了無量綱吸氣動量系數Jsuc。無量綱吸氣動量系數越小,表明所需注入的外部能量越低。無量綱吸氣動量系數Jsuc定義為

(2)

式中:i為吸氣源數量;D為吸氣源寬度;H為主梁高度。

3.2 數值計算結果對比

采用數值模擬方法對-3°風攻角下主梁的豎向渦激振動進行了主動吸氣控制,研究該控制措施對渦激振動的抑制效果并進行相關機理分析。無控工況與各控制工況下主梁無量綱振幅隨折減風速的變化曲線,如圖10所示。各控制工況典型來流風速下(下游幅主梁振幅最大時)的位移時程,如圖11所示。與caseI工況類似,兩幅橋面的位移時程曲線類似于正弦波,且下游幅主梁的振動幅值要大于上游幅主梁。

(a) 上游幅

(b) 下游幅圖10 無量綱振幅隨折減風速的變化Fig.10 Dimensionless amplitude of variation versus reduced wind speed

(a) caseII (Ur=6.81)

(b) caseIII (Ur=5.38)

(d) caseV (Ur=13.26)

(e) caseVI (Ur=11.83)

(f) caseVII (Ur=14.69)圖11 無量綱位移時程曲線Fig.11 Time history curves of dimensionless displacement

數值模擬控制工況以數值模擬無控工況作為對照組,定義控制工況對主梁斷面渦激振動振幅的抑制效果為

α=(Hy-Hi)/Hy×100%

(3)

式中:Hy取原斷面渦激振動無量綱振幅最大值;Hi取各控制工況渦激振動無量綱振幅最大值。

由圖10,caseI工況上、下幅游主梁的第一個渦激振動區間對應的折減風速為5.73～10.40,第二個渦激振動區間對應的折減風速為10.40～12.55。上游幅主梁在折減風速為Ur=7.53時振幅達到最大,下游幅主梁在折減風速為8.96時振幅達到最大。因此,對于上、下游幅主梁,Hy分別取caseI工況折減風速Ur=7.53、8.96時的渦激振動無量綱振幅。

為了探究表2中控制模型(b)對雙幅主梁渦激振動的控制效果,首先計算了吸氣氣流速率與來流風速大小相同(即Us/U=1.0)時,控制模型(b)的渦激振動響應,即caseII工況的渦激振動響應。caseII工況上、下游幅主梁在折減風速區間5.74～7.53內發生了小幅振動,沒有出現第二個渦激振動區間。caseII工況上、下游幅主梁分別在折減風速Ur=6.09、6.81時振幅達到最大值,因此Hi取Ur=6.09、6.81時的渦激振動無量綱振幅。由公式(3)計算可得,caseII工況對上、下游幅主梁渦激振動振幅的抑制效果分別為51.73%、65.80%。caseII工況渦激振動振幅較caseI工況顯著減小,但最大渦激振動振幅仍超過了規范限值,不符合規范要求。

考慮到caseII工況對渦激振動的控制有一定效果,進一步增大吸氣速率,研究了caseIII、caseIV工況雙幅主梁的渦激振動響應。由圖10,caseIII、caseIV工況均沒有觀察到明顯的豎向渦激振動現象。對于上、下游幅主梁,caseIII、caseIV工況Hi均取折減風速Ur=5.38時的渦激振動無量綱振幅。caseIII工況對上、下游幅主梁渦激振動的抑制效果分別為98.67%、97.76%,caseIV工況對上、下游幅主梁渦激振動的抑制效果分別為99.18%、98.77%。

對比caseII、caseIII、caseIV工況的渦激振動響應計算結果,隨著Us/U增大,主動吸氣控制措施對渦激振動的抑制效果越來越好。因此,當Us/U取值合適時,控制模型(b)可有效地抑制雙幅主梁的渦激振動。

當減少吸氣源的數量而不影響抑振效果時,則能優化主動吸氣控制措施。為比較兩種控制模型的抑振效果,應保證無量綱吸氣動量系數相當。本文計算了控制模型(c)在Us/U=2.0～3.0(增量為0.5)時主梁的渦激振動響應。

caseV工況對原主梁斷面第一個渦激振動區間有一定的抑制效果,但對抑制第二個渦激振動區間內的振動效果不佳。由圖10可知,caseV工況觀察不到兩個明顯的渦激振動區間,上、下游幅主梁在折減風速區間7.53～15.41內發生了渦激振動。相比于caseI工況,caseV工況上、下游幅主梁發生最大振幅的折減風速后移,在折減風速Ur=13.26時振幅均達到最大值。對于上、下游幅主梁,Hi均取Ur=13.26時的渦激振動無量綱振幅。caseV工況對上、下游幅主梁的抑振效果分別為69.98%、61.96%,且上、下游幅主梁最大渦激振動振幅均不符合規范要求。

與caseV工況類似,caseVI工況也不存在兩個明顯的渦激振動區間,上、下游幅主梁在折減風速區間7.53～12.55內發生了渦激振動。相比于caseI工況,caseVI上、下游幅主梁發生最大振幅的折減風速后移,在折減風速Ur=11.83時振幅均達到最大值。對于上、下游幅主梁,Hi均取Ur=11.83時的渦激振動無量綱振幅。caseVI工況對上、下游幅主梁渦激振動振幅的控制效果為66.34%、69.28%,僅下游幅主梁最大渦激振動振幅不符合規范要求。

caseVII工況對抑制原主梁斷面第一個渦激振動區間內的振動效果較好,僅在折減風速為8.24～13.26發生了小振幅振動,且振幅限值符合規范要求。第二個渦激振動區間對應的折減風速為13.26～15.06,較caseI工況的第二個渦激振動折減風速區間后移,上、下游幅主梁在折減風速Ur=14.69時渦激振動振幅均達到最大值。對于上、下游幅主梁,Hi均取Ur=14.69時的渦激振動無量綱振幅。caseVII工況對上、下游幅主梁渦激振動的控制效果分別為37.66%、58.16%,第二個渦激振動區間的振動響應不符合規范要求。

對比caseV、caseVI、caseVII工況的渦激振動響應計算結果,控制模型(c)提高吸氣速率對控制雙幅主梁的第一個渦激振動區間的渦激振動具有有利的影響,但對改善第二個渦激振動區間的渦激振動響應效果不佳。

參考表2中無量綱吸氣動量系數Jsuc的大小,對比控制模型(b)與控制模型(c)對雙幅主梁渦激振動的抑制效果,可知:當無量綱吸氣動量系數Jsuc相當時,控制模型(b)的抑振效果更好。此外,吸氣氣流的速率也會影響對渦激振動的控制效果。在理想的控制模型下,吸氣速率越高,對渦激振動的抑制效果越好。若控制模型的選取不合理,提高吸氣速率對控制渦激振動有一定的積極作用,但效果不夠理想。

4 抑振機理分析

結構發生渦激振動的位移大小與振動系統的能量大小有關。本節將選取-3°風攻角下,無控工況(caseI)和控制工況(caseIV)的雙幅主梁,從能量輸入機制、流場等角度進行分析,探明主動吸氣控制措施對雙幅主梁渦激振動的抑制機理。

4.1 能量輸入機制

當升力和位移相位差整體呈同相位時,升力的方向與主梁的運動方向相同,振動系統的能量增加,從而導致振動位移逐漸增大。當升力和位移相位差整體呈反相位時,振動位移會減小。caseI、caseIV工況的升力與豎向位移的相位差(φ)隨折減風速Ur的變化,如圖12所示。可見,隨著Ur的增大,caseI工況的上、下游幅主梁均發生了兩次“相位切換”,即實現了升力和位移的相位差從“同向”到“反向”的切換。而caseIV工況的上、下游幅主梁升力與位移的相位差φ在各折減風速下均約為180°,升力與位移始終呈反相位。

圖12 升力與豎向位移的相位差隨折減風速的變化Fig.12 Variations of the phase difference between lift force and verticle displacement versus reduced wind speed

主梁振動穩定后單個振動周期中升力對結構做功,振動系統輸入的能量值大小為

(4)

雙幅主梁單個周期做功隨折減風速Ur變化曲線,如圖13所示,渦激力對雙幅主梁單個周期做功的變化趨勢與雙幅主梁無量綱振幅隨折減風速Ur的變化相似。caseI工況在渦激振動區間內,渦激力對結構做正功,在渦激振動區間外,渦激力對結構做功近似為零。而caseIV工況在各折減風速下,雙幅主梁模型單個周期內升力做功均近似為零。結果表明:主動吸氣控制措施使得雙幅主梁受到的升力對結構做功顯著減小甚至做負功,從而有效地抑制了結構的渦激振動。

圖13 單個周期做功隨折減風速變化曲線Fig.13 Variation curve of work in a single cycle versus reduced wind speed

4.2 流場分析

以-3°風攻角下,折減風速Ur為8.24時caseI與caseIV工況雙幅主梁斷面一個振動周期為研究對象,從流場的角度對比分析主動吸氣控制措施的抑振機理。雙幅主梁斷面在一個振動周期內的位移時程曲線,如圖14所示。

圖14 一個振動周期內雙幅主梁的位移時程(Ur=8.24)Fig.14 Displacement time-history of double girder in a vibration period(Ur=8.24)

caseI工況雙幅主梁斷面在一個運動周期內的壓力變化如圖15所示,雙幅主梁上、下表面均形成了尺度較大的渦結構,且由于主梁間間距較小,氣流流經兩主梁間的通道后在上游幅主梁背風側及下游幅主梁迎風側各形成了一個渦結構。旋渦在主梁上、下表面的脫落會導致結構周圍的表面壓力發生明顯的變化。在遠端均勻來流風作用下,主梁底面處于負壓區,頂面部分處于正壓區。來流風在上游幅主梁橋面欄桿及人行道下緣處發生分離,形成旋渦并向下游發展。上游幅主梁人行道下表面前緣形成旋渦并繼續向下游發展,主導著上游幅主梁豎直向下運動。隨后,旋渦逐漸遠離上游幅主梁,此時,背風側的正壓區增強且作用面積增大,推動著上游幅主梁豎直向上運動。上游幅主梁受到旋渦脫落與正壓區的交替作用后,誘發了其豎向渦激振動。上游幅主梁上表面欄桿處脫落的旋渦繼續向下游發展,受到欄桿的“阻擋效應”后,旋渦的能量增強。下游幅主梁在上表面迎風側欄桿處脫落的旋渦增強了上表面的主渦。在下表面,上游幅箱梁尾部脫落的旋渦和下游幅主梁迎風側產生的旋渦相互作用,進一步增強了下游幅主梁下表面的主渦。下游幅主梁受到上、下表面周期性脫落的旋渦交替作用后,誘發了其豎向渦激振動。上游幅主梁發展下來的旋渦對下游幅主梁的氣動特性有干擾作用,因此導致了下游幅主梁的渦激振動位移大于上游幅主梁的渦激振動位移。

(a) T

(b) T+T/8

(d) T+3T/8

(e) T+4T/8

(f) T+5T/8

(g) T+6T/8

(h) T+7T/8圖15 一個運動周期內的壓力變化(Pa,caseI, Ur=8.24)Fig.15 Static pressure in a movement period (Pa, caseI, Ur=8.24)

為方便流場可視化,caseIV工況與caseI工況云圖中壓力梯度保持一致。caseIV工況一個振動周期內的繞流場如圖16所示,吸氣口附近局部流場呈現為較強的負壓狀態。在吸氣氣流作用下,上游幅主梁上表面迎風側欄桿處基本不會形成旋渦脫落。上游幅主梁下表面在迎風側形成的旋渦被上游幅箱梁底部左側吸氣源吸收了大部分能量,被削弱后的旋渦向下游發展后被上游幅箱梁底部右側的吸氣源吸收。由圖16可知,吸氣氣流使得上游幅主梁下表面繞流場負壓區的壓強增大,主梁上、下表面的壓強差減小。上游幅主梁受到吸氣氣流的作用后,不再受到脫落的旋渦和正壓區的交替作用,進一步減弱了對系統能量的輸入,從而達到了顯著抑制上游幅主梁渦激振動的效果。下游幅主梁上表面迎風側欄桿處脫落的旋渦能量較低,旋渦繼續向下游發展后被上表面背風側欄桿基石處的吸氣氣流吸收,旋渦大部分能量被消耗。在下表面,上游幅主梁的渦激振動得到有效控制后,基本不會對下游幅主梁的氣動特性產生干擾作用。下游幅箱梁底部左側吸氣源吸收了部分能量,余下能量較小的旋渦繼續向下游發展,后被右側吸氣源吸收。吸氣氣流使得下游幅主梁不再受到周期性脫落的旋渦作用,從而有效控制了下游幅主梁的渦激振動。