典型流線型箱梁扭轉(zhuǎn)渦激氣動力的簡化渦模式與氣動措施抑振機(jī)理

摘要： 以典型流線型閉口箱梁為研究對象，利用節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，獲取原始斷面與優(yōu)化斷面（欄桿扶手抑流板斷面和檢修軌道導(dǎo)流板斷面）渦振響應(yīng)，并分析其典型風(fēng)速下斷面周圍分布?xì)鈩恿刎暙I(xiàn)，結(jié)合簡化渦和數(shù)值模擬方法，推演斷面周圍流場演變特征，揭示了流線型箱梁扭轉(zhuǎn)渦振及氣動措施抑振機(jī)理，為主梁扭轉(zhuǎn)渦振及抑振機(jī)理分析提供了一種思路。研究表明：原始斷面存在明顯扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象，其振幅達(dá)0.112°，增設(shè)檢修軌道導(dǎo)流板后振幅降低35.7%，增設(shè)抑流板后渦振現(xiàn)象消失。原始斷面和導(dǎo)流板斷面渦振時，上表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩貢獻(xiàn)值遠(yuǎn)大于下表面，二者均由上表面大尺度前緣分離渦主導(dǎo)，分離渦漂移時長約為2.5個斷面振動周期，對應(yīng)2階扭轉(zhuǎn)簡化渦模態(tài)。增設(shè)導(dǎo)流板后，斷面上表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩的貢獻(xiàn)顯著減小，旋渦漂移模式與斷面振動之間的相位關(guān)系發(fā)生改變，斷面周圍旋渦作用強(qiáng)度減小，故渦振振幅降低。增設(shè)欄桿扶手抑流板后，上表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩貢獻(xiàn)值顯著減小且其波浪式分布消失，上表面前緣大尺度分離渦的形成得到抑制，故斷面渦振現(xiàn)象消失。

關(guān)鍵詞： 橋梁工程； 扭轉(zhuǎn)渦振； 簡化渦方法； 流線型閉口箱梁； 抑流板； 檢修軌道導(dǎo)流板

中圖分類號： U441+.3""" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A""" 文章編號： 1004-4523（2025）02-0302-08

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2025.02.009

收稿日期： 2023-02-15； 修訂日期： 2023-08-04

基金項目："國家自然科學(xué)基金資助項目（52108471）；國家重點研發(fā)計劃項目（2022YFC3005301，2022YFC3004105）；湖北省高等學(xué)校優(yōu)秀中青年科技創(chuàng)新團(tuán)隊計劃項目（T2022002）

Simplified vortex modes of torsional vortex?excitation forces in a typical streamlined box girder and its suppression mechanism with aerodynamic countermeasures

HU Chuanxin1，2，3， GUAN Xulong1， ZHAO Lin3

GE Yaojun3

（1.School of Urban Construction， Wuhan University of Science and Technology， Wuhan 430065， China；2.Hubei Provincial Engineering Research Center of Urban Regeneration， Wuhan University of Science and Technology， Wuhan 430065， China；3.State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering， Tongji University， Shanghai 200092， China）

Abstract： A typical streamlined closed-box girder is taken as the research object in this paper. Utilizing the wind tunnel tests with a section model， vortex-induced vibration （VIV） responses of the grinder section were obtained， and the contribution values of the distributed aerodynamic torques were analyzed for both the original and improved girder designs （the improved girder with spoilers and the improved girder with guide vanes for maintenance rails） under typical wind conditions. By combining the simplified vortex method （SVM） with numerical simulation， the torsional VIV of the bridge girder and its suppression mechanism with additional aerodynamic countermeasures were further revealed. This paper provides a new methodology for analyzing the VIV mechanism of bridge girders and the VIV suppression mechanism of aerodynamic countermeasures. The results reveal that an obvious torsional VIV phenomenon was observed on the original girder， with a maximum amplitude of 0.112°. After adding guide vanes for the maintenance rail， the torsional VIV amplitude of the section was reduced by 35.7%， and the torsional VIV phenomenon disappears after the addition of the spoilers on the sidewalks’ handrails. For both the original and guide vane girders， the contribution values of the distributed aerodynamic torques on the upper surface to the global vortex excited force （VEF） were much greater than those on the lower surface. The VIVs of the original and guide vane girders were dominated by the periodic drift of the large-scale vortices generated from the leading edge to the trailing edge on the upper surface. The drift time of the vortices was approximately 2.5 vibration cycles， which corresponds to the second-order torsional simplified vortex mode. After the installation of guide vanes for the maintenance rails， the contribution values of the distributed aerodynamic forces to the global VEF were significantly reduced， and the scale and intensity of vortices around the girder were reduced， so the VIV amplitude decreased. After adding spoilers， the contribution values of the distributed aerodynamic forces to the global VEF became more evenly distributed and were greatly reduced. Spoilers inhibited the formation of separation vortices at the leading edge of the upper surface， effectively eliminating the VIV phenomena.

Keywords： bridge engineering；torsional vortex-induced vibration；simplified vortex method （SVM）；streamlined closed-box girder；spoiler；guide vane for maintenance rail

渦振是大跨橋梁在常見風(fēng)速下易出現(xiàn)的一種自限幅風(fēng)致振動現(xiàn)象，由來流繞經(jīng)主梁表面時產(chǎn)生的以某一固定時間間隔有規(guī)律脫落的旋渦引起。旋渦脫落、漂移及其非定常演化過程決定了斷面表面氣動力及其與結(jié)構(gòu)運(yùn)動之間的相位關(guān)系，實現(xiàn)風(fēng)能向斷面動能輸入，進(jìn)而導(dǎo)致橋梁渦振現(xiàn)象發(fā)生。渦振效應(yīng)（振幅）又反過來決定旋渦脫落及漂移模式，如此循環(huán)往復(fù)。當(dāng)氣動力輸能與結(jié)構(gòu)阻尼比耗能達(dá)到平衡時，產(chǎn)生渦振極限環(huán)振動現(xiàn)象［1］。蘇格蘭的Kessock大橋［2］曾在低風(fēng)速下被觀測到發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振。盡管渦振不會像顫振或馳振那樣振幅發(fā)散，但其會給交通安全帶來隱患，甚至誘發(fā)拉索參數(shù)共振等其他類型氣動不穩(wěn)定問題［3］。

許多學(xué)者研究了主梁斷面渦振性能，并針對性選用氣動措施抑制渦振。XU等［4］研究表明，在上表面人行道欄桿扶手上增設(shè)抑流板可顯著影響表面風(fēng)壓分布，從而抑制斷面潛在扭轉(zhuǎn)渦振風(fēng)險。董佳慧等［5］研究表明，下中央穩(wěn)定板、導(dǎo)流板、整流罩、整流罩+下中央穩(wěn)定板組合措施均能將原設(shè)計∏型斷面扭轉(zhuǎn)渦振振幅降低75%以上。朱思宇等［6］研究表明，檢修軌道外側(cè)導(dǎo)流板能減小扭轉(zhuǎn)渦振鎖定區(qū)風(fēng)速范圍。李春光等［7］以太洪長江大橋為研究背景，研究表明流線型閉口鋼箱梁設(shè)置寬度1.0 m人行道欄桿抑流板可使扭轉(zhuǎn)渦振最大振幅降低約40%。孫延國等［8］研究表明，布置檢修軌道導(dǎo)流板可改善斷面扭轉(zhuǎn)渦振性能，且改善程度與導(dǎo)流板尺寸及傾角密切相關(guān)。宋錦忠等［9］在東營黃河大橋欄桿安裝抑流板，可使豎向渦振振幅最大降低50%。以上研究表明增設(shè)氣動措施如導(dǎo)流板和抑流板等，可有效降低主梁斷面渦振響應(yīng)，提高主梁斷面渦振性能。

扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象多見于風(fēng)洞試驗及數(shù)值模擬中，在實橋中較少觀察到，因此關(guān)于斷面扭轉(zhuǎn)渦振效應(yīng)機(jī)理的研究較少。SHIRAISHI等［10］研究表明，扭轉(zhuǎn)渦振中上表面分離渦從前緣分離到尾緣脫落的時長為（2n+1）/2（n為正整數(shù)）個斷面振動周期。劉圣源等［11］針對典型大跨度橋梁中央開槽箱梁斷面進(jìn)行彈簧懸掛節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，對不同工況下箱梁表面氣動力演變特性進(jìn)行研究，研究表明，下游箱梁上、下表面后部區(qū)域及上游箱梁上表面前部區(qū)域氣動力是中央開槽箱梁扭轉(zhuǎn)渦振的主要誘因。許福友等［12］通過表面測壓方法研究了某流線型封閉箱梁斷面渦振特性，研究發(fā)現(xiàn)，其扭轉(zhuǎn)渦振的根本原因是上表面前緣分離渦，使中下游風(fēng)壓脈動強(qiáng)烈，各測點脈動壓力具有相同的卓越頻率，且與整體氣動力強(qiáng)相關(guān)。李志國等［13］采用數(shù)值模擬方法研究發(fā)現(xiàn)，分離式雙箱梁上游大尺度分離渦與下游斷面碰撞是扭轉(zhuǎn)渦振產(chǎn)生的主要原因。胡傳新等［1，14?15］針對典型流線型箱梁斷面，將渦振時斷面氣動力時空演變特征與流場特征物理性關(guān)聯(lián)，由氣動力時空分布特征推演關(guān)鍵流場特征——旋渦運(yùn)動，將旋渦漂移、斷面周期性運(yùn)動與同步氣動力三者緊密關(guān)聯(lián)，建立了基于簡化渦方法的渦振機(jī)理分析方法，但上述簡化渦方法局限于豎向渦振分析。因此，有必要結(jié)合主梁表面分布?xì)鈩恿刎暙I(xiàn)和CFD數(shù)值模擬方法，推演主梁周圍流場關(guān)鍵特征，即簡化渦模態(tài)，深入揭示流線型箱梁斷面扭轉(zhuǎn)渦振及氣動措施的抑振機(jī)理。

針對典型流線型閉口箱梁斷面，采用風(fēng)洞試驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，闡述了增設(shè)氣動措施對斷面渦振效應(yīng)的影響，結(jié)合斷面表面分布?xì)鈩恿刎暙I(xiàn)和扭轉(zhuǎn)渦振簡化渦模態(tài)分析，揭示斷面扭轉(zhuǎn)渦振機(jī)理及氣動措施的抑振機(jī)理。

1 試驗概況及渦振性能

研究對象為如圖1所示的主梁節(jié)段模型斷面，幾何縮尺比為1∶20，模型長度為3.6 m，寬度為1.9 m，高度為0.178 m。模型展向質(zhì)量為94.335 kg/m，質(zhì)量慣性矩為46.699 kg·m2/m，豎向自振頻率（）和豎向阻尼比（）分別為3.32 Hz和0.35%，扭轉(zhuǎn)自振頻率（）和扭轉(zhuǎn)阻尼比（）分別為8.54 Hz和0.35%。模型中間斷面上布置158個測壓孔，如圖1所示。分別完成無氣動措施（原始斷面）、增設(shè)檢修軌道導(dǎo)流板（導(dǎo)流板斷面）和增設(shè)人行道欄桿扶手抑流板（抑流板斷面）主梁節(jié)段模型風(fēng)洞試驗。主梁附屬設(shè)施布置如圖2所示。抑流板和導(dǎo)流板細(xì)部及具體尺寸如圖3所示。具體風(fēng)洞試驗介紹見文獻(xiàn)［16］。

圖4為原始斷面及增設(shè)氣動措施的斷面（以下簡稱優(yōu)化斷面）在+3°初始風(fēng)攻角下的扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)對比，圖中橫坐標(biāo)=表示折減風(fēng)速，其中U為來流風(fēng)速，B為斷面寬度。原始斷面扭轉(zhuǎn)渦振鎖定區(qū)的折減風(fēng)速范圍從0.55到0.68，在折減風(fēng)速為0.65時達(dá)到最大扭轉(zhuǎn)位移0.112°。由圖4可知，增設(shè)檢修軌道導(dǎo)流板可將最大扭轉(zhuǎn)渦振位移降至0.072°，渦振響應(yīng)減少幅度達(dá)35.7%，這表明增設(shè)檢修軌道導(dǎo)流板可有效降低斷面扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)；增設(shè)人行道欄桿扶手抑流板后，扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象消失。HU等［15］研究發(fā)現(xiàn)，檢修軌道導(dǎo)流板和人行道欄桿扶手抑流板同樣可以抑制流線型箱梁豎向渦振，導(dǎo)流板可使斷面2階和3階豎向渦振鎖定區(qū)最大振幅分別降低19%和53.1%；30°傾角的抑流板安裝后，各階豎彎渦振完全消失。

綜上所述，針對原始斷面與優(yōu)化斷面，分別選取各自扭轉(zhuǎn)渦振鎖定區(qū)內(nèi)位移的極值點作為典型工況分析該渦振鎖定區(qū)。因此，后文選取原始斷面在折減風(fēng)速為0.65、導(dǎo)流板斷面在折減風(fēng)速為0.63和抑流板斷面在折減風(fēng)速為0.65下的三種工況進(jìn)行分析。

2 氣動力矩空間分布特征

2.1 分布?xì)鈩恿刎暙I(xiàn)值

分布?xì)鈩恿貙u激力矩的貢獻(xiàn)同時取決于測點脈動風(fēng)壓大小、測點相對扭轉(zhuǎn)中心的空間位置和分布?xì)鈩恿嘏c渦激力矩的相關(guān)性［11］。斷面表面各測點減去平均值后的風(fēng)壓與其所占權(quán)重面積以及測點到模型扭轉(zhuǎn)中心距離的乘積即為分布?xì)鈩恿亍ο淞罕砻娓鳒y點的分布?xì)鈩恿胤e分，即可獲得作用在斷面整體的渦激力矩。分布?xì)鈩恿嘏c渦激力矩計算表達(dá)式為：

（1）

（2）

式中，s為測點數(shù)量；為減去平均值后的第i個測點風(fēng)壓，測點處風(fēng)壓方向均垂直于斷面表面，風(fēng)壓指向斷面表面外法線方向為負(fù)壓，風(fēng)壓指向斷面表面內(nèi)法線方向為正壓；為測點每延米所占的權(quán)重面積，第測點處權(quán)重面積取其相鄰兩測點間面積的一半；為水平軸方向到壁面外法線方向沿順時針方向的夾角，取值范圍為0～2π；（，為扭轉(zhuǎn)中心坐標(biāo)；（，）為第i測壓點坐標(biāo)。渦激力矩示意圖如圖5所示。

箱梁表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩的無量綱貢獻(xiàn)值［11］可表示為：

（3）

式中，為來流風(fēng)密度；為測點分布?xì)鈩恿貥?biāo)準(zhǔn)差；為分布?xì)鈩恿嘏c渦激力矩的相關(guān)系數(shù)，表示為：

（4）

式中，和分別為渦激力矩和分布?xì)鈩恿氐姆讲睿粸闇u激力矩和分布?xì)鈩恿氐膮f(xié)方差。

當(dāng)為正時，表示第測點區(qū)域分布?xì)鈩恿貙u激力矩起增強(qiáng)作用；當(dāng)為負(fù)時，表示第測點區(qū)域分布?xì)鈩恿貙u激力矩起減弱作用。圖6列出了原始斷面和優(yōu)化斷面上、下表面貢獻(xiàn)值的空間分布。原始斷面與導(dǎo)流板斷面上表面貢獻(xiàn)值呈波浪式分布，且沿來流方向幅值增大，后者幅值明顯小于前者。增設(shè)抑流板后上表面貢獻(xiàn)值急劇減小，沿下游波浪式分布消失。原始斷面與導(dǎo)流板斷面下表面貢獻(xiàn)值均明顯小于上表面，且幅值沿下游增大，抑流板斷面中沒有觀察到類似現(xiàn)象。

注：X表示測壓點的橫坐標(biāo)，即第i測壓點坐標(biāo)xi的集合

綜上所述，原始斷面與導(dǎo)流板斷面上表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩貢獻(xiàn)遠(yuǎn)大于下表面，表明斷面上表面分布?xì)鈩恿貙u振起主導(dǎo)作用。相較原始斷面，增設(shè)導(dǎo)流板后，斷面分布?xì)鈩恿貙u激力矩的貢獻(xiàn)值減小，故扭轉(zhuǎn)渦振振幅減小。增設(shè)抑流板后，上表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩的貢獻(xiàn)值急劇減小，其沿下游的波浪式分布消失，故渦振現(xiàn)象消失。因此，斷面上表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩貢獻(xiàn)減小是渦振響應(yīng)降低的關(guān)鍵原因。

2.2 豎向及扭轉(zhuǎn)渦振對比

圖7為流線型閉口箱梁原始斷面豎向渦振貢獻(xiàn)值［17］及扭轉(zhuǎn)渦振貢獻(xiàn)值空間分布對比。豎向與扭轉(zhuǎn)渦振發(fā)生時，斷面上表面分布?xì)鈩恿Γň兀┴暙I(xiàn)值絕對值明顯大于下表面，為渦激力（矩）的主要來源，上表面中部貢獻(xiàn)值均較小，下表面分布?xì)鈩恿Γň兀┴暙I(xiàn)值均為正值。扭轉(zhuǎn)渦振與豎向渦振上表面貢獻(xiàn)值均表現(xiàn)為波浪式分布且幅值沿下游增大；扭轉(zhuǎn)渦振下表面貢獻(xiàn)值沿下游增大，豎向渦振下表面貢獻(xiàn)值沿下游增大，到下游斜腹板處逐漸減小。由此可知，扭轉(zhuǎn)渦振和豎向渦振發(fā)生時，上表面的分布?xì)鈩恿Γň兀┢鹬鲗?dǎo)作用；豎向和扭轉(zhuǎn)渦振上表面分布?xì)鈩恿Γň兀┛臻g分布形式存在差異。

3 流動機(jī)制

3.1 數(shù)值計算設(shè)置

為進(jìn)一步探究氣動措施抑制主梁斷面扭轉(zhuǎn)渦振機(jī)理，更直觀觀察增設(shè)氣動措施前后斷面流場變化，選用商用計算流體動力學(xué)軟件Fluent對原始斷面及兩種優(yōu)化斷面進(jìn)行數(shù)值模擬分析。計算域設(shè)置為長17.5B、寬7B的矩形區(qū)域，圓形區(qū)域整體為剛體區(qū)域，以外圍結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格作為動網(wǎng)格區(qū)域，通過用戶自定義函數(shù)（UDF）實現(xiàn)圓形區(qū)域網(wǎng)格整體的移動與更新。計算域上、下為滑移壁面，計算域右側(cè)為速度入口邊界，左側(cè)為壓力出口邊界，如圖8（a）所示。動網(wǎng)格區(qū)域、靜網(wǎng)格區(qū)域及斷面周圍邊界層選用矩形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，圓形剛體區(qū)域與梯形加密區(qū)選用三角形非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并在斷面邊界層外進(jìn)行局部加密。模型表面設(shè)置15層邊界層，近壁面首層高度為0.02 mm，膨脹率為1.1，向外平穩(wěn)增長，如圖8（b）所示。絕大部分區(qū)域網(wǎng)格Y+小于1，其中，斷面上表面人行道欄桿、行車道防撞欄桿、下表面檢修軌道上方Y(jié)+大于1，最大值為1.5，計算域整體網(wǎng)格數(shù)約為33萬。數(shù)值模擬采用強(qiáng)迫振動方式，按照風(fēng)洞試驗測得幅值及扭轉(zhuǎn)自振頻率設(shè)置工況，斷面振動時程為簡諧函數(shù)，斷面振動位移時程表達(dá)式為：

（5）

式中，為扭轉(zhuǎn)渦振的振幅；為斷面振動圓頻率；為斷面振動時刻；為斷面扭轉(zhuǎn)位移初相位。

湍流模型選擇SST k?ω，空間離散采用2階迎風(fēng)格式，時間離散采用2階隱式積分，以SIMPLE算法進(jìn)行求解，計算總時間為60 s。原始斷面和抑流板斷面入口風(fēng)速均為10.5 m/s，導(dǎo)流板斷面入口風(fēng)速取為10.3 m/s。

3.2 流場特征

Q準(zhǔn)則為一種應(yīng)用較為廣泛的旋渦識別方法，HUNT等［18］建議使用速度梯度張量的第二個伽利略不變量Qgt;0代表旋渦結(jié)構(gòu)，二維Q值表達(dá)式為：

（6）

式中，和分別為流體微元和方向的速度矢量的導(dǎo)數(shù)項；和分別為流體微元和方向的速度矢量在和方向的交叉導(dǎo)數(shù)項。當(dāng)時，流體微團(tuán)旋轉(zhuǎn)速率大于應(yīng)變速率，該區(qū)域表現(xiàn)形式為旋渦；當(dāng)時，流體微團(tuán)旋轉(zhuǎn)速率小于應(yīng)變速率，流體單元的運(yùn)動是非旋轉(zhuǎn)的。

原始斷面與導(dǎo)流板斷面2.5個斷面振動周期內(nèi)典型時刻的Q值云圖如圖9所示，圖中T為斷面扭轉(zhuǎn)振動周期，即斷面扭轉(zhuǎn)自振頻率ft的倒數(shù)。抑流板斷面瞬時Q值云圖如圖10所示。原始斷面上表面0時刻旋渦從前緣防撞欄處脫落并沿下游漂移，導(dǎo)流板斷面上表面0時刻對應(yīng)的前緣分離渦已漂移至中央防撞欄處。原始斷面與導(dǎo)流板斷面表面旋渦在漂移過程中尺度均逐漸增大，經(jīng)過2.5個斷面振動周期到達(dá)下游人行道欄桿處并從斷面脫落。因此，增設(shè)導(dǎo)流板后，大尺度旋渦漂移仍然存在，但旋渦漂移模式與斷面振動之間的相位關(guān)系發(fā)生了改變，相應(yīng)的旋渦對斷面做功也會發(fā)生改變［1］；同時，上表面前緣分離渦尺度減小，對斷面作用強(qiáng)度減弱，即增設(shè)導(dǎo)流板可減少旋渦對斷面的能量輸入。由此可推測，導(dǎo)流板通過改變旋渦漂移模式與斷面振動之間的相位關(guān)系，同時減小旋渦作用強(qiáng)度，從而減少周圍流場對斷面的能量輸入，達(dá)到抑制渦振效應(yīng)的目的，與增設(shè)導(dǎo)流板后分布?xì)鈩恿刎暙I(xiàn)值減小相吻合。

對于原始斷面下表面，上、下游檢修軌道處分別存在一分離泡，上游分離泡尺度基本不變，下游分離泡在下游斜腹板處發(fā)展為大尺度尾渦。增設(shè)導(dǎo)流板后，上游檢修軌道處分離泡尺度減小，下游斜腹板處尾渦尺度減小，增設(shè)導(dǎo)流板前后底板均無明顯旋渦漂移。因此，可認(rèn)為原始斷面與導(dǎo)流板斷面扭轉(zhuǎn)渦振主要由上表面大尺度前緣分離渦主導(dǎo)。

原始斷面上表面旋渦形成機(jī)理示意圖如圖11所示。由圖10和11可知，氣流沿著迎風(fēng)側(cè)上斜腹板與來流方向成一定角度斜向上流動，并在人行道欄桿基座處產(chǎn)生分離，在人行道欄桿與防撞欄之間形成分離渦，分離后的氣流斜向上通過邊防撞欄上方第2、3道橫欄區(qū)域，并在兩道橫欄尾緣產(chǎn)生分離，在其后方形成旋渦負(fù)壓區(qū)，逐漸由上游區(qū)域向中部發(fā)展形成大尺度旋渦。增設(shè)抑流板后，上表面前緣扶手和防撞欄之間氣流路徑改變，水平穿過防撞欄的橫欄，小旋渦無法聚集形成大的旋渦，無明顯大尺度旋渦規(guī)律性脫落和漂移，下表面檢修軌道處分離泡無明顯變化，可知增設(shè)抑流板主要抑制上表面旋渦產(chǎn)生，對下表面影響較小。由此可知上表面前緣產(chǎn)生的大尺度分離渦周期性漂移是原始斷面渦振發(fā)生的主要原因，增設(shè)抑流板抑制了上述分離渦的產(chǎn)生，故渦振現(xiàn)象消失。抑流板抑制豎向渦振機(jī)理［16］與抑制扭轉(zhuǎn)渦振機(jī)理類似。

綜上所述，原始斷面與導(dǎo)流板斷面上表面存在大尺度旋渦漂移，且旋渦從產(chǎn)生到脫落經(jīng)過的時長為2.5個斷面振動周期，下表面無明顯旋渦漂移，由于上表面區(qū)域分布?xì)鈩恿貙u激力矩貢獻(xiàn)遠(yuǎn)大于下表面，可知上表面分布?xì)鈩恿靥匦约皩?yīng)流場特征對扭轉(zhuǎn)渦振起主導(dǎo)作用。增設(shè)導(dǎo)流板后上表面旋渦漂移模式與斷面振動之間的相位關(guān)系改變，同時旋渦尺度減小，旋渦對斷面作用強(qiáng)度減小，周圍流場對斷面的能量輸入減少，渦振響應(yīng)大幅減小。增設(shè)抑流板則抑制了上表面大尺度旋渦的產(chǎn)生，扭轉(zhuǎn)渦振消失。

4 簡化渦方法

旋渦漂移可用表面壓力與斷面位移的相位差和渦激力矩與斷面位移的相位差之間的差值Δφ表征［14］。圖12給出了主梁斷面與導(dǎo)流板斷面上表面壓力與渦激力矩相位差空間分布特征。原始斷面除上游風(fēng)嘴處，相位差沿來流方向單調(diào)遞減，近似線性變化，表征前緣分離渦沿來流方向勻速向下游漂移。旋渦漂移起點至終點相位差之間的差值為°，即旋渦從前緣分離到尾緣脫落經(jīng)過的漂移時長約為2.5個斷面振動周期。增設(shè)導(dǎo)流板后上表面風(fēng)壓與渦激力矩相位差分布基本不變，旋渦漂移路徑首尾相位差之間的差值為°，與原始斷面基本一致。

結(jié)合3.2節(jié)流場特征可知，旋渦從上表面前緣分離并沿下游周期性漂移，且在漂移的過程中尺度逐漸增大，故渦振時原始斷面和導(dǎo)流板斷面與周圍流場之間復(fù)雜的流固耦合現(xiàn)象可用簡化渦方法［1］表達(dá)，如圖13所示。圖13中，F(xiàn)vortex表示旋渦對斷面的作用力，表示旋渦漂移距離，即旋渦從分離點產(chǎn)生到斷面下游人行道欄桿處脫落經(jīng)過的距離，為旋渦橫向間距，可表示為：

（7）

式中，為旋渦漂移速度。

簡化渦繞流模式中，旋渦漂移速度與斷面振動周期之間關(guān)系為：

（8）

式中，（n+0.5）表示旋渦從前緣產(chǎn)生漂移至尾緣脫落經(jīng)過的斷面振動周期數(shù)，n為扭轉(zhuǎn)渦振簡化渦模態(tài)階數(shù)，當(dāng)n=1時為1階扭轉(zhuǎn)渦振簡化渦模態(tài)，當(dāng)n=2時為2階扭轉(zhuǎn)渦振簡化渦模態(tài)，以此類推。旋渦從前緣分離到尾緣脫落經(jīng)過的時長為：

（9）

旋渦漂移速度與來流風(fēng)速之比為：

（10）

通過簡化渦方法得到潛在渦振鎖定區(qū)的計算折減風(fēng)速為：

（11）

原始斷面與導(dǎo)流板斷面簡化渦模態(tài)參數(shù)如表1所示，表中流線型箱梁斷面原始斷面豎向渦振簡化渦模態(tài)參數(shù)見文獻(xiàn)［14］。原始斷面和導(dǎo)流板斷面扭轉(zhuǎn)渦振折減風(fēng)速與簡化渦方法所得計算折減風(fēng)速誤差較小，則認(rèn)為原始斷面和導(dǎo)流板斷面扭轉(zhuǎn)渦振由上表面前緣分離渦主導(dǎo)，符合2階扭轉(zhuǎn)簡化渦模態(tài)。流線型箱梁原始斷面存在3階豎向渦振鎖定區(qū)［1］，其中第3階豎向渦振鎖定區(qū)上表面旋渦漂移符合1階豎向簡化渦模態(tài)。

表1"扭轉(zhuǎn)及豎向簡化渦模態(tài)參數(shù)

Tab.1"Modal parameters of the torsional and vertical simplified vortex model

斷面"""""" 渦振形式"""""" 簡化渦模態(tài)階數(shù)n 旋渦漂移速度與來流風(fēng)速比"""""" 計算折減風(fēng)速"""""" 折減風(fēng)速"""""" 誤差/%

原始斷面"""""" 扭轉(zhuǎn)"""""" 2階 0.59 0.61 0.65 6.2

豎向"""""" 1階 0.51 1.76 1.99 11.6

導(dǎo)流板斷面""" 扭轉(zhuǎn)"""""" 2階 0.59 0.61 0.63 3.2

綜上所述，原始斷面與導(dǎo)流板斷面扭轉(zhuǎn)渦振由上表面前緣產(chǎn)生的分離渦主導(dǎo)，旋渦漂移時長為（2+0.5）個斷面振動周期，對應(yīng)2階扭轉(zhuǎn)簡化渦模態(tài)；原始斷面第3階豎向渦振由上表面前緣產(chǎn)生的分離渦主導(dǎo)，旋渦漂移時長為1個斷面振動周期，對應(yīng)1階豎向簡化渦模態(tài)。增設(shè)抑流板抑制了上表面前緣分離渦的產(chǎn)生，破壞2階簡化渦模態(tài)，扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象消失。增設(shè)導(dǎo)流板不改變上表面旋渦漂移對應(yīng)的簡化渦模態(tài)，僅改變旋渦漂移模式與斷面振動之間的相位關(guān)系與前緣分離渦尺度，扭轉(zhuǎn)渦振效應(yīng)減弱。

5 結(jié)論與展望

針對典型流線型閉口箱梁斷面開展大尺度節(jié)段模型測振測壓風(fēng)洞試驗，分析典型風(fēng)速下原始斷面與優(yōu)化斷面分布?xì)鈩恿刎暙I(xiàn)，并與豎向渦振進(jìn)行對比，結(jié)合數(shù)值模擬方法推演扭轉(zhuǎn)簡化渦模態(tài)，深入揭示了扭轉(zhuǎn)渦振及檢修軌道導(dǎo)流板和抑流板抑振機(jī)理。主要結(jié)論如下：

（1） 扭轉(zhuǎn)渦振對于斷面表面的附屬設(shè)施十分敏感。增設(shè)檢修軌道導(dǎo)流板可以降低扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)，斷面扭轉(zhuǎn)渦振位移減少幅度達(dá)35.7%，增設(shè)抑流板后斷面扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象消失。

（2） 斷面上表面分布?xì)鈩恿貙u振起主導(dǎo)作用。原始斷面與導(dǎo)流板斷面上表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩貢獻(xiàn)遠(yuǎn)大于下表面，增設(shè)導(dǎo)流板后，上表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩的貢獻(xiàn)值降低，故渦振響應(yīng)減小。增設(shè)欄桿扶手抑流板后上表面分布?xì)鈩恿貙u激力矩的貢獻(xiàn)值急劇減小，沿下游變化趨向平均分布，渦振現(xiàn)象消失。

（3） 扭轉(zhuǎn)渦振由大尺度的前緣分離渦在斷面上表面的周期性漂移主導(dǎo)。前緣分離渦漂移時長約為2.5個斷面振動周期，對應(yīng)2階簡化渦模態(tài)。增設(shè)導(dǎo)流板改變旋渦漂移模式與斷面振動之間的相位關(guān)系及旋渦對斷面作用強(qiáng)度，周圍流場對斷面輸入能量減少，扭轉(zhuǎn)渦振效應(yīng)減弱；增設(shè)抑流板抑制了上表面前緣分離渦的產(chǎn)生，渦振現(xiàn)象得以消除。

簡化渦方法可極大簡化渦振時橋梁?流體之間復(fù)雜的流固耦合關(guān)系，由貢獻(xiàn)值等統(tǒng)計特征推演關(guān)鍵流場特征?旋渦運(yùn)動。然而，該方法難以準(zhǔn)確表征主梁表面渦激氣動力時空分布特征。未來將深入研究渦激氣動力時空分布演變特征，提煉關(guān)鍵氣動力時空分布模式，建立“氣動力特性?流場特征?運(yùn)動狀態(tài)”全鏈條分析體系，深入揭示渦振效應(yīng)物理機(jī)制。

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第一作者："胡傳新（1987―）中文作者簡介：男，博士，副教授。E-mail： chuanxinhoo@126.com

通信作者： 趙" 林（1974—），男，博士，教授。

E-mail： zhaolin@tongji.edu.cn