基于CFD与风洞试验的边主梁涡振气动措施.pdf

文章编号：0258-2724(2024)02-0343-10DOI:10.3969/j.issn.0258-2724.20220208基于 CFD 与风洞试验的边主梁涡振气动措施黄林1,2，董佳慧1,2，廖海黎1,2，蒲诗雨1,2，王骑1,2（1.西南交通大学土木工程学院，四川成都610031；2.西南交通大学风工程四川省重点实验室，四川成都610031）摘要：为能够快捷且经济地完成开口类钝体桥梁断面涡振制振气动措施的选型，以一座边主梁叠合梁斜拉桥为背景，采用“CFD（computationfluiddynamics）数值模拟选型+风洞试验验证”的思路对其涡振制振气动措施选型进行研究.该桥原设计主梁断面在常遇风速下存在显著涡激振动，为完成气动措施的初步选型，采用 CFD 数值计算对原设计断面的流场进行模拟，通过研究原设计断面的旋涡脱落状态确定主要旋涡抑制对象，进而有针对性地模拟了 3 种气动措施（下中央稳定板、导流板与风嘴）对主要脱落旋涡的抑制作用，通过将各断面旋涡脱落状态与三分力系数进行对比分析，得到各断面涡振性能的相对优劣关系，并最终选取风嘴与下中央稳定板结合而成的组合气动措施进行风洞验证试验.试验结果表明：该组合气动措施能够有效抑制梁体在各风攻角下的涡激振动，且在+5风攻角下，通过风洞试验得到的导流板、下中央稳定板、风嘴组合气动 3 种措施对原设计断面涡振振幅的减小作用依此递增，分别为 2.7%、27.7%与 87.4%，制振能力高低关系与数值模拟结果相一致；本次数值模拟结果符合预期要求，未来可针对不同类型桥梁断面进一步扩展数值模拟与风洞试验结果对比的数据集，以期更为准确、快捷地完成气动措施的选型.关键词：边主梁叠合梁；涡激振动；气动措施；CFD 数值模拟；风洞试验中图分类号：U441.3文献标志码：AVortex-Induced Vibration(VIV)Aerodynamic Measures of Girder withSide Beam Based on Computation Fluid Dynamics(CFD)andWind Tunnel TestHUANG Lin1,2,DONG Jiahui1,2,LIAO Haili1,2,PU Shiyu1,2,WANG Qi1,2(1.SchoolofCivilEngineering,SouthwestJiaotongUniversity,Chengdu610031,China;2.KeyLaboratoryforWindEngi-neeringofSichuanProvince,SouthwestJiaotongUniversity,Chengdu610031,China)Abstract:In order to quickly and economically select the vortex-induced vibration(VIV)aerodynamicsuppressionmeasuresoftheopen-typebluff-bodybridgesection,acable-stayedbridgeofthecompositegirderwithsidebeamwastakenasthebackground,andthe“CFDnumericalsimulationselection+windtunnelverificationtest”wasusedtostudytheselectionofVIVaerodynamicsuppressionmeasures.Theoriginalgirdersection has significant VIV under frequent wind speeds.In order to complete the selection of aerodynamicmeasures,theCFDnumericalcalculationwasusedtosimulatetheflowfieldoftheoriginalsection.Throughtheresearch on the vortex shedding state of the original section,the main vortex suppression objects weredetermined.Thenthethreeaerodynamicmeasures(lowercentralstabilizer,guidevane,andwindfairing)weresimulatedinatargetedwaytosuppressthemainsheddingvortexes.Bycomparingthevortexsheddingstateandthethree-componentforcecoefficientofeachsection,therelativeadvantagesanddisadvantagesoftheVIV收稿日期：2022-03-22修回日期：2022-06-08网络首发日期：2022-07-07基金项目：国家自然科学基金（51778547，51678508）第一作者：黄林（1994），男，博士研究生，研究方向为桥梁与隧道工程，E-mail：通信作者：王骑（1980），男，副教授，研究方向为大跨度桥梁抗风，E-mail：wangchee_引文格式：黄林，董佳慧，廖海黎，等.基于 CFD 与风洞试验的边主梁涡振气动措施J.西南交通大学学报，2024，59(2)：343-352HUANGLin,DONGJiahui,LIAOHaili,etal.Vortex-inducedvibration(viv)aerodynamicmeasuresofgirderwithsidebeambasedoncomputationfluiddynamics(cfd)andwindtunneltestJ.JournalofSouthwestJiaotongUniversity,2024，59(2)：343-352第59卷第2期西南交通大学学报Vol.59No.22024年4月JOURNALOFSOUTHWESTJIAOTONGUNIVERSITYApr.2024performanceofeachsectionwereobtained.Finally,thecombinedaerodynamicmeasuresinvolvingthewindfairingandthelowercentralstabilizerwereselectedforthewindtunnelverificationtest.ThetestresultsshowthatthecombinedaerodynamicmeasurecaneffectivelysuppresstheVIVofthegirderatvariouswindattackangles.Atthewindattackangleof+5,thereductioneffectofthreecombinedaerodynamicmeasures,namely,theguidevane,thelowercentralstabilizer,andthewindfairing,ontheVIVamplitudeoftheoriginalsectionobtainedthroughthewindtunneltestincreasesaccordingly,whichis2.7%,27.7%,and87.4%respectively.TherelativerelationshipbetweentheVIVsuppressioncapacityofthreeaerodynamicmeasuresobtainedthroughwindtunnel tests is consistent with the numerical simulation results.The numerical simulation results meet theexpectedrequirements,andthedatasetforcomparingthenumericalsimulationandwindtunneltestresultscanbe further expanded for different bridge sections in the future,so as to select aerodynamic measures moreaccuratelyandquickly.Key words:compositegirderwithsidebeam;vortex-inducedvibration;aerodynamicmeasure;CFDnumericalsimulation;windtunneltest近年来，边主梁钢-混叠合梁由于其良好的受力性能1-3，并能够在充分利用梁体下部边钢梁抗拉性能与上部混凝土抗压性能的同时，将工厂预制与现场现浇的各自优点相结合，综合经济效益高，因此被广泛用于我国大跨度斜拉桥建设当中，已建成的有上海杨浦大桥（主跨 602m）、青州闽江大桥（主跨605m）与望东长江公路大桥（主跨 638m）等.但边主梁叠合梁作为一种开口断面，与闭口断面相比，极易在主梁的下侧开口处发生显著的气流分离与大尺度的旋涡脱落现象，导致该类型主梁常存在涡激振动难题4-6.2020 年，采用型边主梁钢-混叠合梁的武汉鹦鹉洲长江大桥便发生了显著的涡激振动现象，严重影响了该桥的正常使用与运营，因此，有必要对边主梁钢-混叠合梁的涡振气动优化措施进行研究.针对边主梁叠合梁的涡激振动，国内外学者已进行了相关研究.Kubo 等7详细研究了边主梁叠合梁中边主梁中心间距与高度对梁体涡振性能的影响，并对梁体表面的压力变化进行测试，研究了该叠合梁的涡振机理；颜宇光等8通过节段模型风洞试验研究了下四分点稳定板、边主梁底缘内侧水平导流板、风嘴、检修道栏杆顶部扰流板以及多种组合气动措施对某双边工字型叠合梁涡振振幅的抑制作用，研究表明，在检修道栏杆顶部设置扰流板的同时设置下四分点稳定板制振效果最优；李春光等9通过风洞试验对某边主梁叠合梁的涡振制振措施进行了研究，试验结果表明，在检修道栏杆顶部设置水平稳定板的制振效果优于在梁底处设置，在双边钢主梁外侧设置风嘴可有效降低5风攻角下该叠合梁的涡振振幅；战庆亮等10通过节段模型风洞试验，对 4 种不同气动外形的边主梁钢-混叠合梁涡振性能进行了对比研究发现，梁体上部的检修道与防撞栏杆等附属措施不是引起该类叠合梁涡激振动的主要原因；王嘉兴等11发现设置合理数量及适当位置的竖向稳定板可以同时有效提高钢-砼叠合边主梁斜拉桥的涡振性能与颤振稳定性.贺耀北等12对某双边钢主梁-UHPC 组合梁斜拉桥的涡振抑制气动措施研究表明，仅设置下稳定板对该类开口叠合梁的涡振性能影响不大，需要在设置上、下稳定板的同时局部封闭人行道栏杆才能有效抑制梁体的涡激振动.张天翼等13-14通过 160 节段模型风洞试验对某宽高比为 10.4 的宽幅边主梁叠合梁涡振性能进行研究，发现常用的整体式风嘴无法抑制该宽幅叠合梁的涡激振动，在边箱梁底缘外侧转角处设置三角形风嘴的同时间隔封闭斜拉索防护栏杆可有效降低梁体涡振振幅至规范允许值以下.综上所述，由于边主梁叠合梁的气体绕流状态复杂，针对不同边主梁叠合梁桥梁断面，同一气动措施的涡振制振效果往往存在较大差异.而针对桥梁涡振气动抑制措施的研究，传统方法主要采用节段模型风洞试验，该方法可以较好地反映不同断面的涡振性能及气动措施的制振作用，但存在试验周期长与成本较高等问题15.通过计算流体动力学（CFD）数值模拟的方法可以得到，桥面断面周围的速度场与压力场，从而获得梁体外部绕流的特征和规律，但此方法只能在一定程度上反映主梁的涡振性能，无法最终定量地确定气动措施的制振性能16-18.因此，需要针对边主梁叠合梁这类气动外形较钝且绕流状344西南交通大学学报第59卷态较为复杂的开口型截面主梁，提出一种能够较为快捷且准确地找到气动优化措施的方法.本文以某主跨为 370m 的边主梁叠合梁斜拉桥为工程背景，在通过 150 节段模型风洞试验获得原设计主梁断面涡振性能的基础上，采用 CFD 数值模拟，针对原设计断面的主要旋涡脱落部位，有针对性的设置不同类型气动措施，并对设置不同气动措施的断面进行非定常绕流仿真模拟，将断面旋涡脱落与再附状态的变化与断面三分力变化趋势相结合进行分析，从而提出一种较优的风嘴与下中央稳定板结合而成的组合气动措施，并最终通过风洞试验验证了该组合气动措施的有效性.1 工程概况本文以某主跨为 370m 的双塔双索面斜拉桥为工程背景，该桥主梁采用型钢边主梁与预制混凝土桥面板组合形成的边主梁钢-混叠合梁，梁宽27m，梁高 3.65m，宽高比为 7.4，其中双边型边主梁间距为 26.1m，断面细节如图 1 所示.2 7002 4202 610140140365图1边主梁叠合梁断面示意图（单位：cm）Fig.1Sectionofcompositegirderwithsidebeam（unit:cm）通过 ANSYS 建立斜拉桥结构有限元计算模型，得到该桥的主要模态参数如表 1 所示，根据我国发布的公路桥梁抗风设计规范19计算得到该桥的竖向与扭转涡振振幅允许值分别为 95.9mm 与0.215.2 原设计边主梁叠合梁涡振性能研究节段模型风洞试验在西南交通大学 XNJD-1 风洞第二试验段进行，该试验段截面尺寸为 2.4m2.0m.试验模型缩尺比为 150，节段模型长度为2.095m，主梁两侧的型边主梁采用玻璃钢板制作，叠合梁上层混凝土桥面板采用优质木材模拟制作，其余附属构件均由 ABS 塑料板制成.节段模型通过 8 根拉伸弹簧悬挂于风洞中，确保模型可以发生竖弯和扭转振动，风洞试验所用节段模型如图 2所示.表 1 主要模态参数Tab.1Mainmodalparameters振型频率/Hz等效质量/（kgm1）等效质量惯性矩/（kgm2m1）一阶对称竖弯0.4230148一阶反对称竖弯0.5544565一阶对称扭转0.793031103一阶反对称扭转1.192297427图2节段模型Fig.2Sectionmodel节段模型涡振试验所用试验参数如表 2 所示，考虑到大跨度桥梁存在实际阻尼比低于公路桥梁抗风设计规范19试验阻尼比取值建议值 1.0%的情况，同时相关文献表明6，12-13，该类边主梁叠合梁在 0.5%0.6%试验阻尼比下的最大涡振振幅约为在 1.0%试验阻尼比下最大振幅的 1.4 倍1.7 倍，且涡振风速区间更大，为了能够较可靠地评估该边主梁叠合梁的涡振性能，试验采用较低的竖向试验阻尼比（h=0.63%）与扭转试验阻尼比（=0.50%）.表 2 节段模型试验参数Tab.2Sectionmodeltestparameters参数名称高度/m宽度/m单位长度质量/（kgm1）单位长度质量惯性矩/（kgm2m1）竖弯频率/Hz扭转频率/Hz竖弯风速比扭转风速比实桥值3.65273014830311030.420.79缩尺比1/501/501/5021/5048.347.55模型值0.070.5412.060.492.505.200、3与5风攻角下原设计边主梁叠合梁的涡振响应试验结果如图 3 所示（图中：数据均按相似比原则已换算至实桥，竖向、横向涡振振幅规范允许值分别为 95.9mm、0.215），可以发现：该断面在各第2期黄林，等：基于 CFD 与风洞试验的边主梁涡振气动措施345风攻角下均存在显著的竖向涡激振动，5 个攻角下断面的主要涡振区间均处于 1527m/s 风速范围内，且最大竖向涡振振幅均超过规范限值 204.5%，其中，+5风攻角下的涡振响应最为显著，最大振幅达到 315.9mm；但在 025m/s 的常遇风速范围内，均未发现梁体发生扭转涡激振动.考虑到该边主梁叠合梁在各风攻角下均存在显著的涡激振动现象，为了保证该桥在常遇风速下的正常运营，需要对其涡振制振气动措施进行研究.0+3+535051015202530050100150200250300350竖向涡振振幅/mm竖向风速/(ms1)(a)竖向涡振响应(h=0.63%)0+3+535051015202500.010.020.03扭转涡振振幅/()扭转风速/(ms1)(b)扭转涡振响应(=0.50%)图3原设计边主梁涡振响应Fig.3VIVresponsesoforiginalgirderwithsidebeam 3 边主梁叠合梁断面流场模拟及气动制振措施初探针对桥梁断面的涡振制振气动措施研究，目前主要是以节段模型风洞试验为主，但桥梁断面的多样性往往导致同一气动措施的制振效果存在不确定性，尤其针对边主梁叠合梁这类较钝的开口断面，故气动措施的风洞试验研究往往存在一定的尝试性，花费较大20-21.近年来的研究表明，采用 CFD 数值模拟得到的静气动力与试验值相比，误差主要分布在10%40%内22-23.欧阳克俭等24也通过粒子图像测速（PIV）风洞试验验证了 CFD 数值计算在静场绕流下对桥梁断面气体绕流模拟结果的正确性.因此，针对本文中边主梁叠合梁的气动措施研究，首先采用CFD 数值计算对断面的绕流状态进行模拟，同时为了节省数值计算所占用的资源，仅对静止状态下断面的绕流特性进行模拟，并结合断面三分力系数进行分析，完成气动措施的先行选型，最后通过风洞试验进行最终气动措施的有效性验证，完成该断面有效涡振制振气动措施的研究，从而达到减小风洞试验的盲目性，降低试验成本的目的.3.1 CFD 数值模拟参数设置CFD 数值模拟采用 FLUENT18.2 软件进行，针对涡振振幅最大的+5不利风攻角下各断面的气体绕流状态进行模拟，并结合三分力系数变化进行气动措施的设计与初选.考虑到计算模型沿顺风向的阻塞率应小于 5%，同时为了减小流域上下对称边界对计算断面附近的流动干扰25，将计算域总尺寸设为 14B28B（B 为原设计边主梁叠合梁断面模型宽度），计算域设置详情如图 4 所示.计算域及计算断面处网格详细信息见附加材料网格图与网格细节图处（图 S1、图 S2），其他参数见附加材料 CFD 数值模拟参数设置处（表 S1）.文中共对 4 种计算断面的气体绕流状态进行 CFD 数值模拟，其中各计算断面的编号及说明如表 3 所示.14B输入：风速输入输出：压力输出28B3B1.5B对称边界对称边界计算断面非结构化四边形网格结构化四边形网格10B15B图4CFD 数值模拟计算域设置Fig.4SettingsofCFDnumericalsimulationcalculationdomain表 3 计算断面说明Tab.3Descriptionofcalculatedsection断面编号计算断面说明YSDM原设计断面XWDM设置343cm下中央稳定板DLBDM设置180cm倾斜角30导流板FZXWDM设置350cm风嘴、343cm下中央稳定板346西南交通大学学报第59卷考虑到桥梁的涡激振动是气流流经主梁断面时产生的规律性旋涡脱落导致的周期性气动力与结构固有频率相同时所引发的一种共振现象，虽然起振后断面的气体绕流状态会发生改变，但静态模拟下断面的旋涡脱落形态仍能够有效地反映涡振起振时（梁体未振动）的绕流特性，因此，本文以静止模型的断面绕流状态为基础，对不同气动措施的制振效果进行定性对比分析.3.2 断面流迹分析首先通过对原设计边主梁叠合梁断面（YSDM）的流场进行数值模拟，为后续的气动措施设计提供依据，YSDM 计算断面详情见附加材料 YSDM 断面描述处（图 S3）.CL(t)为验证数值模拟的准确性，将 CFD 计算得到的+5风攻角下 YSDM 断面气动升力系数时程图进行傅里叶变换，得到升力系数频谱图（图 5）.可以发现，其中存在一个能量占比远高于其余频率的卓越频率（为 4.69Hz），通过计算得到该频率对应的 St 模拟值 St1=0.087.通过风洞试验得到 YSDM断面在+5风攻角下的起振风速为 16.5m/s，通过计算得到对应的 St2实验值 St2=0.094.与风洞试验结果相比，通过数值模拟得到的+5风攻角下 YSDM断面斯托罗哈数计算值误差仅为 7.4%，可以认为该参数设置下的 CFD 数值模拟可较准确地再现计算断面的绕流状态.0510152000.050.100.150.200.250.300.350.40St1=0.087幅值/S1频率/HzCL(t)图5YSDM 断面频谱CL(t)Fig.5spectrumofYSDMsection为了对计算模型的网格无关性进行检验，在已经确定尺寸范围的计算域基础上，仅通过改变底层网格厚度，对 YSDM 断面设置了 3 种数量的网格进行计算，通过将计算断面升力系数时程的 St 数与试验结果对比，用以确定数模模拟的准确性.网格数量及计算结果如表 4 所示.按照网格数量的多少，由低到高分为 Rough、Medium 与 Fine3 种网格规格，可以发现在 59 万网格数内，随着网格的加密，计算误差呈递减趋势，网格越密，计算得到的 St 数越接近试验结果，其中，Rough 与 Medium网格数量相差17 万，两者计算误差相差6.4%，Medium与 Fine 网格的数量相差为 21 万，但两者计算误差仅相差 2.1%，可以发现，当网格数量较低时，加密网格对 St 数的改善程度较为明显，但超过 41 万网格数量后，加密网格对 St 数的改善程度十分有限，而使用 Fine 网格将成倍的增加计算资源消耗，因此，本文采用 Medium 网格数量进行后续计算.表 4 不同网格数量计算结果Tab.4Calculationresultsofdifferentmeshnumbers网格规格底层网格厚度/mm网格数目/（104个）St1St2误差/%Rough0.05210.0810.09413.8Medium0.03380.0870.0947.4Fine0.01590.0890.0945.3CL(t)为了能够完整地观测到计算断面主要旋涡脱落情况，取频谱图中的卓越频率所对应的周期为一个观察周期，得到不同涡量值范围（200200、700700 与30003000）下 YSDM 断面涡量图，各涡量值范围下 YSDM 断面表面涡量变化详情见附加材料 YSDM 断面涡量变化描述处（图 S4）.可以发现：在 3 种范围下，正涡量值的旋涡（红色）均表现出明显的边界与流动轨迹，且旋涡高于 3000 涡量值的部分较大，表明正涡量值的旋涡能量值较高；而负涡量值的旋涡（蓝色）即使在200200 的低涡量值范围也没有呈现出明显的旋涡脱落与较规律的流动轨迹，且低于3000 涡量值的部分尺寸较小，表明该断面负涡量值的旋涡呈现出尺寸较大但能量值较小，且没有显著的流动与脱落轨迹的特点，因此，针对该边主梁叠合梁断面表面的旋涡脱落状态进行分析，以正涡量值的旋涡为主展开研究.通过 CFD 数值模拟得到一个观察周期内 YSDM断面的涡量演化如图 6 所示，其中：位于断面上侧的旋涡以 U 命名，位于断面下侧的旋涡以 D 命名；T 为周期；n 为周期数.同时本文将旋涡涡量值高于700 部分的尺寸作为衡量旋涡大小的依据.由图 6 可知：在 YSDM 断面的上表面主要存在一个大型脱落旋涡（旋涡 U2），该旋涡主要由迎风侧人行道及防撞栏杆引起的气流分离而生成的一系列小型旋涡演化而成，在断面的下侧则主要存在 2 个大型脱落旋涡，迎风侧型边主梁下缘处生成旋涡D1 与背风侧型边主梁下缘处生成旋涡 D2，该2 个旋涡与断面上侧的旋涡 U2 在尾流区发生交替第2期黄林，等：基于 CFD 与风洞试验的边主梁涡振气动措施347脱落，形成典型的卡门涡街现象.因此，后续的气动措施研究主要针对如何减弱该 3 处旋涡脱落来进行.(a)nT 时刻(b)nT+1/4T 时刻(c)nT+2/4T 时刻(d)nT+3/4T 时刻U1U1U1U1U2U2U2U2D2D2D2D2D1D1D1D1涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420图6YSDM 断面瞬时涡量演化Fig.6TransientvorticityevolutionaroundYSDMsection为了改善断面下侧的旋涡脱落情况，考虑设置下中央稳定板（如图 7 所示），且该稳定板长度超过梁底 43cm，以期能够有效阻碍旋涡 D1 向断面下游的发展与脱落.300343图7XWDM 断面示意（单位：cm）Fig.7XWDMsection（unit:cm）一个观察周期内 XWDM 断面的涡量演化如图 8 所示，可以发现：迎风侧型边主梁下缘处依然会生成大型旋涡 D1，但下中央稳定板的存在能够有效阻碍该旋涡向下游发展，使得该大型旋涡并没有发生旋涡脱落；针对旋涡 U2 与 D2，下中央稳定板几乎没有起到减弱的作用，XWDM 断面在尾流处依然存在明显的卡门涡脱现象，因此，需要继续探寻相应的气动措施.(a)nT 时刻(b)nT+1/4T 时刻(c)nT+2/4T 时刻(d)nT+3/4T 时刻U2U2U2U2D2D2D2D2D1D1D1D1涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420图8XWDM 断面瞬时涡量演化Fig.8TransientvorticityevolutionaroundXWDMsection通过对 YSDM 与 XWDM 断面的流场分析发现，在迎风侧与背风侧处的型边主梁下缘均会生成大型旋涡，故考虑在该处设置倾斜角为 30的导流板（如图 9 所示），以期抑制该处旋涡的生成.1802030图9DLBDM 断面示意（单位：cm）Fig.9DLBDMsection（unit:cm）一个观察周期内 DLBDM 断面的涡量演化如图 10 所示，参考以往导流板作为一种气动措施制振效果的研究（如在扁平箱梁检修车轨道处设置导流板可以有效降低该处的旋涡脱落尺寸21），本次计算工况设置导流板以期能够有效改善该断面边主梁下缘处的旋涡脱落状况，但在型边主梁处设置的导流板并没有如预期般降低该处生成的旋涡 D1 与D2 的尺寸，却有效降低了断面上侧旋涡 U2 的尺寸，较 YSDM 断面，旋涡 U2 宽度由 0.31 倍梁宽降为 0.20 倍梁宽，高度由 2.69 倍梁高降为 1.60 倍梁高，旋涡总尺寸降幅最小为 50%.通过提取 DLBDM与 YSDM 断面迎风侧边主梁即 Y1 区域的流迹图可348西南交通大学学报第59卷以发现，迎风侧导流板在影响该区域下侧气流（nT时刻 DLBDM 断面流迹图蓝色箭头所在区域）的同时，能够有效改善上侧的气流绕流状态（nT 时刻DLBDM 断面流迹图红色箭头所在区域），使得该处流迹线更为平滑，从而降低了迎风侧栏杆处生成的一系列小型旋涡 U1 的尺寸，进而达到显著降低旋涡 U2 尺寸的效果.但可以发现，降低后的旋涡 U2尺寸依然较大，DLBDM 断面仍然存在 U2、D1 与D2 这 3 个大型旋涡脱落的问题.(a)nT 时刻(b)nT+1/4T 时刻(c)nT+2/4T 时刻(d)nT+3/4T 时刻U1U1U1U1U2Y1U2U2U2D2D2D2D2D1D1D1D1涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420DLBDM 断面YSDM 断面流迹图图10DLBDM 断面瞬时涡量演化图Fig.10TransientvorticityevolutionaroundDLBDMsection通过对 DLBDM 断面的流场分析发现，迎风侧导流板对附近流场的改变实际上起到了一种类似于风嘴的作用，同时综合 XWDM 断面中下中央稳定板所起到的气动优化作用，考虑在设置下中央稳定板的同时在断面两侧设置一组宽为 3.5m 的风嘴，将加装该组合气动措施的断面设为 FZXWDM 断面（如图 11）.一个观察周期内 FZXWDM 断面的涡量演化如CL(t)图 12 所示，可以发现：加装该组合气动措施后，断面上表面旋涡脱落的尺寸与能量均发生显著降低，尾流区旋涡 U2 涡量值均低于 560，断面下侧处旋涡D2 的尺寸也发生了显著降低，较 YSDM 断面，旋涡D2 总尺寸降幅在 80%以上；由于迎风侧风嘴对旋涡脱落路线的影响，使得下中央稳定板没有能够完全阻挡旋涡 D1，旋涡 D1 在遭遇下中央稳定板后仍有部分旋涡向下游发展并在尾流发生旋涡脱落，虽然在尾流处发生脱落的旋涡 D1 尺寸已显著降低（较YSDM 断面总尺寸已降低 60%以上），但考虑到较XWDM 断面中旋涡 D1 不发生脱落，与脱落状态的旋涡 D1 对 FZXWDM 断面中下中央稳定板产生的气动力作用大小无法进行有效比较.故针对该边主梁叠合梁竖向涡振响应显著的情况，提取了对断面竖向涡振性能影响较大的时程图进行对比分析.3505010020534351.6图11FZXWDM 断面示意（单位：cm）Fig.11FZXWDMsection（unit:cm）(a)nT 时刻(b)nT+1/4T 时刻(c)nT+2/4T 时刻(d)nT+3/4T 时刻U1U1U1U1U2U2D2D2D2D1D1D1D1涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420涡量/S2700560420250140140280560700420图12FZXWDM 断面瞬时涡量演化Fig.12TransientvorticityevolutionaroundFZXWDMsection第2期黄林，等：基于 CFD 与风洞试验的边主梁涡振气动措施349CL(t)CL(t)CL(t)CL(t)YSDM、XWDM 与 FZXWDM 断面的时程图如图 13 所示.由于的变化幅值可以在一定程度上反应断面上、下表面压力差的变化，而周期性压力差变化所形成的周期性气动力是诱发梁体发生涡激振动的重要原因，通过对比可以发现，YSDM断面的变化幅值最大为 0.598，XWDM 断面次之为 0.296，FZXWDM 断面的变化幅值最小为 0.171，较 YSDM 断面降幅达 71.4%.00.51.01.52.02.53.00.500.51.01.52.02.53.0CL(t)t/sYSDMXWDMFZXWDMCL(t)图13各断面时程CL(t)Fig.13timehistoryofeachsection通过以上 CFD 数值模拟结果的对比分析可以发现，各计算断面中，FZXWDM 断面的大型旋涡脱CL(t)落情况最弱，且变化幅值也最小，因此，可将该断面中采用的风嘴与下中央稳定板相结合形成的组合气动措施作为优先考虑的涡振制振气动措施进行风洞试验验证.4 气动措施有效性验证为验证风嘴与下中央稳定板组合气动措施的制振性能，以 FZXWDM 断面为主梁断面的风洞验证试验在 XNJD-1 风洞中进行，试验参数除阻尼比外均与原设计边主梁叠合梁涡振性能试验参数一致.为使试验结果更加明显，从而更为有效的验证该组合气动措施的有效性，试验阻尼比采用了更低的竖向阻尼比（h=0.50%）与扭转阻尼比（=0.41%），试验结果如图 14 所示.可以发现 FZXWDM 断面在0、3与+5风攻角下存在轻微的竖向涡激振动，涡振振幅较低，最大仅为 40.4mm（0攻角下），均小于规范限值 57.8%以上，同时各风攻角下均未发现扭转涡激振动.试验结果表明，风嘴与下中央稳定板结合形成的组合气动措施能够有效抑制该边主梁叠合梁的涡激振动.051015202502040103050竖向涡振振幅/mm竖向风速/(ms1)(a)竖向涡振响应(h=0.50%)051015202500.020.010.03扭转涡振振幅/()扭转风速/(ms1)(b)扭转涡振响应(=0.41%)0+3+5350+3+535图14FZXWDM 断面涡振响应Fig.14VIVresponseofFZXWDMsection为了进一步验证本文通过 CFD 数值模拟进行气动措施初步选型的准确性，分别对 XWDM、DLBDM 以及 FZXWDM 断面进行+5风攻角下的节段模型涡振响应试验.为了使试验现象明显，能够准确观测到不同形式气动措施对梁体涡振性能的影响，试验采用 h=0.34%与=0.18%的低试验阻尼比.试验结果表明，在 025m/s 的常遇风速范围内，各断面均未在+5风攻角下发生扭转涡激振动，各断面的最大竖向涡振振幅如图 15所示.228.5307.339.7XWDMDLBDMFZXWDM0100200300400500YSDM 断面(h=0.63%)最大竖向涡振振幅 315.9 mm规范允许值95.9 mm竖向涡振振幅/mm图15+5风攻角下各断面最大竖向涡振响应（h=0.34%）Fig.15MaximumverticalVIVresponseofeachsectionunderwindattackangleof+5（h=0.34%）350西南交通大学学报第59卷由图 15 可以发现：风洞试验结果所反应的各气动措施制振能力的相对关系与 CFD 数值模拟结果一致，导流板仅能减弱断面上表面尾流旋涡脱落的尺寸，因此，制振能力最弱，DLBDM 断面涡振振幅较大；下中央稳定板能够完全阻碍断面下侧上游产生的大型旋涡脱落，因此，制振能力较优，XWDM 断面的涡振响应小于 DLBDM 断面.风嘴与下中央稳定板结合形成的组合气动措施能够同时减弱断面上侧与下侧的旋涡脱落，因此制振能力最优，各断面中 FZXWDM 断面的涡振响应最小.且由于该 3 种气动措施都能在不同程度上改善断面的绕流状态，故即使在低试验阻尼比下，各断面的竖向涡振振幅也均小于高阻尼比下 YSDM 断面的涡振振幅.5 结论基于本文涉及的 CFD 数值模拟与节段模型风洞试验，得出主要结论如下：1）在 h=0.63%与=0.50%条件下，原设计边主梁叠合梁在 0、3与5风攻角下存在显著竖向涡振响应，且最大涡振振幅均超过规范允许值，需要进行涡振制振气动措施研究.2）通过结合 CFD 数值模拟所得到的计算断面瞬时涡量图、流迹图与三分力时程图，对各断面的气体绕流状态进行对比分析，可以有效得到各断面涡振性能优劣的相对关系，从而得到各测试气动措施的制振能力高低的相对关系，完成气动措施的先行选型.3）风洞试验结果表明，风嘴与下中央稳定板结合形成的组合气动措施能够有效地抑制该边主梁叠合梁在各风攻角下的涡激振动.验证了本文针对桥梁断面涡振制振气动措施研究，提出的一种通过CFD 数值模拟先行完成气动措施选型，再通过风洞试验进行最终验证的一种较为经济快捷的气动措施选型方法，并为采用该选型方法所进行的 CFD 数值计算提供参数设置参考.需要指出的是，边主梁叠合梁这类开口型断面的绕流状态极为复杂，不同气动措施对断面整体的气体绕流影响较大，后续试验研究中将考虑把通过风洞试验测试得到的断面静态三分力系数与数值模拟结果进行对比，以此对该类边主梁叠合梁断面的数值模拟准确性及参数设置进行检验及修正.备注：附加材料在西南交通大学学报官网或中国知网本文详情页中获取.参考文献：聂建国.钢-混凝土组合结