流線型閉口箱梁抑流板抑制渦振機(jī)理研究

胡傳新 趙林 周志勇 葛耀君

摘要：渦激振動(dòng)是大跨度橋梁在低風(fēng)速時(shí)易發(fā)的自限幅風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象，設(shè)置欄桿扶手抑流板為典型渦振抑制措施。以某典型閉口箱梁斷面為研究對(duì)象，進(jìn)行了大尺度節(jié)段模型測(cè)振、測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬，結(jié)合渦振響應(yīng)、表面風(fēng)壓時(shí)頻特性和流場(chǎng)特征，對(duì)比闡述了欄桿扶手抑流板抑振機(jī)理。原始斷面在+3°初始攻角下出現(xiàn)明顯豎向渦振現(xiàn)象，且振幅超過規(guī)范允許值。設(shè)置欄桿扶手抑流板后，渦振消失。原始斷面渦振主要由氣流分別在邊防撞欄和檢修軌道處誘導(dǎo)并在上下表面中部區(qū)域分別形成的主導(dǎo)渦引起，即‘雙旋渦模式引起的周期性氣動(dòng)力是渦振發(fā)生的內(nèi)在機(jī)理。設(shè)置欄桿扶手抑流板主要是改變了斷面上表面區(qū)域流場(chǎng)分布，氣流受抑流板干擾，在其后產(chǎn)生連續(xù)的旋渦脫落，改變了下方氣流移動(dòng)路徑，下方氣流近乎水平通過邊防撞欄區(qū)域，避免了邊防撞欄橫欄角部的流動(dòng)分離，抑制了主導(dǎo)原始斷面渦振的上表面主導(dǎo)渦，完全破壞了‘雙旋渦模式，極大降低了局部氣動(dòng)力與渦激力之間同步相關(guān)性及表面壓力脈動(dòng);同時(shí)表面氣動(dòng)力脈動(dòng)頻率隨機(jī)離散化，模型表面各區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力的貢獻(xiàn)均明顯下降，無法激發(fā)整體結(jié)構(gòu)渦振效應(yīng)，故渦振消失。

關(guān)鍵詞：流線型箱梁;抑流板;渦激振動(dòng);抑振機(jī)理;時(shí)頻特性

中圖分類號(hào)：U411⁺.3;TU312⁺.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1004-4523（2020）01-0001-11

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2020.01.001

1概述

渦激振動(dòng)是大跨度橋梁在低風(fēng)速時(shí)易發(fā)的具有強(qiáng)迫和自激雙重性質(zhì)的自限幅風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象，由氣流繞經(jīng)主梁表面時(shí)所產(chǎn)生的以某一固定時(shí)問問隔有規(guī)律地脫落的旋渦所引起。最新研究表明，渦振發(fā)生發(fā)展過程中，主梁表面氣動(dòng)力特性與渦振響應(yīng)具有顯著的同步演化關(guān)系。

盡管渦激振動(dòng)不會(huì)像顫振或馳振那樣導(dǎo)致發(fā)散，但易發(fā)生于低風(fēng)速條件下，影響行車安全和舒適度，甚至可能誘發(fā)拉索參數(shù)共振等其他氣動(dòng)不穩(wěn)定問題。常用渦振抑制措施可分為機(jī)械措施和氣動(dòng)措施兩種。機(jī)械措施主要通過外加阻尼器提高結(jié)構(gòu)阻尼，以達(dá)到抑制風(fēng)致振動(dòng)目的，這種方法主要應(yīng)用于施工階段鋼橋塔渦振和抖振控制，港珠澳工程青州航道橋主梁就是采用安裝TMD（Tuned MaSS Damper，調(diào)諧質(zhì)量阻尼器）的方法抑制渦振。大量的風(fēng)洞試驗(yàn)及工程實(shí)踐表明，在不改變橋梁結(jié)構(gòu)與使用性能的前提下，氣動(dòng)措施即適當(dāng)改變橋梁的外形布置或增設(shè)非結(jié)構(gòu)性的導(dǎo)流裝置是抑制渦振的有效方法。其中，在欄桿扶手上設(shè)置抑流板為一種有效的抑振手段。例如，中國的東營黃河大橋上安裝了抑流板。表1列出了國內(nèi)外抑流板渦振抑振研究的代表性進(jìn)展。

以上研究表明，在欄桿扶手上設(shè)置抑流板可有效抑制橋梁斷面渦振現(xiàn)象，但其抑振機(jī)理尚不明確。方根深等針對(duì)某半開口箱梁成橋斷面，采用CFD數(shù)值模擬的方法從流場(chǎng)特性的角度定性揭示了抑流板的抑振機(jī)理。許福友等和郭增偉等分別基于某流線箱梁基本斷面和成橋斷面，從箱梁表面氣動(dòng)力時(shí)頻特性的角度分析了欄桿扶手抑流板抑制渦振機(jī)理。遺憾的是，上述研究大多著眼于氣動(dòng)力分布模式及時(shí)頻特性，較少關(guān)注分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦振的貢獻(xiàn)作用，更無法區(qū)分分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力的增強(qiáng)或減弱作用。同時(shí)，也未能指出增設(shè)欄桿扶手抑流板引起上述氣動(dòng)力分布模式及時(shí)頻特性變化的深層次原因，對(duì)其抑制渦振機(jī)理認(rèn)識(shí)尚不深刻。

針對(duì)某流線閉口箱梁斷面，采用風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，闡述了增設(shè)欄桿扶手抑流板對(duì)原始斷面渦振響應(yīng)特性的影響，結(jié)合箱梁表面氣動(dòng)力時(shí)頻特性和流場(chǎng)特性變化特征，揭示渦振產(chǎn)生機(jī)理及欄桿扶手抑流板抑振機(jī)理。研究內(nèi)容：基于主梁節(jié)段模型試驗(yàn)，對(duì)比研究了原始斷面和增設(shè)欄桿扶手抑流板斷面的渦振響應(yīng)特性;選取關(guān)鍵風(fēng)速結(jié)點(diǎn)，對(duì)比研究原始斷面與增設(shè)抑流板箱梁表面氣動(dòng)力時(shí)頻特性變化，包括平均風(fēng)壓系數(shù)、脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)、測(cè)點(diǎn)壓力頻譜特性、分布?xì)鈩?dòng)力與整體渦激力相關(guān)性及對(duì)渦激力的貢獻(xiàn)，從氣動(dòng)力時(shí)頻特性角度揭示揭示抑流板抑振機(jī)理;基于CFD數(shù)值模擬，采用強(qiáng)迫振動(dòng)方式，對(duì)比原始斷面與增設(shè)抑流板斷面箱梁附近流場(chǎng)繞流變化特征，并結(jié)合其氣動(dòng)力時(shí)頻特性變化特征，揭示渦振產(chǎn)生機(jī)理及欄桿扶手抑流板抑振機(jī)理。

2風(fēng)洞試驗(yàn)

研究對(duì)象為流線型閉口箱梁主梁，模型幾何縮尺比為1：20，模型長度L=3600mm，梁寬B=1900mm，中心處梁高D=177.7mm。其中，下腹板傾角為14°，該角度可有效避免氣流在下腹板與底板交叉處分離。模型中部斷面布置測(cè)壓孔，共158個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)問距為20-30mm，測(cè)壓管內(nèi)徑為0.8mm，壓力導(dǎo)管長度均為1200mm，主梁斷面尺寸和測(cè)壓點(diǎn)布置如圖1所示。原始斷面人行道欄桿扶手及增設(shè)抑流板欄桿扶手細(xì)部如圖2所示。其中，抑流板傾角為30°。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀射摽蚣芴峁┱w剛度，防撞欄和檢修軌道采用ABS板雕刻，人行道欄桿采用精加工鋼管焊接，外衣采用薄鋼板鋪裝。節(jié)段模型安裝于風(fēng)洞內(nèi)支架系統(tǒng)上，保證模型兩端與支架系統(tǒng)內(nèi)壁問隙足夠小且在試驗(yàn)中不會(huì)發(fā)生接觸，以避免三維繞流效應(yīng)。模型與兩根吊臂相連;吊臂兩端再分別通過上下4根彈簧與支座系統(tǒng)相連，形成彈性懸掛系統(tǒng)，同時(shí)在吊臂處各布置一個(gè)激光位移傳感器，如圖3所示。

試驗(yàn)采用日本Matsushita公司MLS LM10-130ANR1215型激光位移傳感器，測(cè)量范圍為130±50mm，分辨率為20um，線性度誤差在±0.2%以內(nèi)。表面壓力測(cè)試使用美國SCANI-VALVE掃描閥公司生產(chǎn)的量程為±254和±508mm水柱的DSM3000電子式壓力掃描閥系統(tǒng)、PC機(jī)和自編的信號(hào)采集軟件。采樣頻率為200Hz，采樣時(shí)問為60s。試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)TJ-3邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行，該風(fēng)洞是一個(gè)豎向布置的閉口回流式邊界層風(fēng)洞，試驗(yàn)段長14m，矩形斷面（寬15m，高2m）?？诊L(fēng)洞可控風(fēng)速范圍為1-17.6m/s，連續(xù)可調(diào)。節(jié)段模型設(shè)計(jì)嚴(yán)格滿足相似比要求。零風(fēng)速下，采用自由振動(dòng)衰減法測(cè)得豎彎和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)阻尼比均為0.35%，豎向和扭轉(zhuǎn)頻率分別為3.32和8.86Hz，主梁節(jié)段模型的主要參數(shù)如表2所示。為了減小測(cè)壓信號(hào)畸變的影響，采用測(cè)壓管路頻響函數(shù)對(duì)測(cè)壓信號(hào)進(jìn)行修正，測(cè)壓管路頻響函數(shù)見文獻(xiàn)。頻率為3.32Hz時(shí)，幅值比為1.02，相位滯后為-6.24°。

3試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)完成了在-3°，0°和+3°初始風(fēng)攻角下主梁斷面欄桿扶手無抑流板和有抑流板下的渦振試驗(yàn)，分別稱為原始斷面和抑流板斷面，試驗(yàn)風(fēng)速為1.0-13.0m/s，對(duì)應(yīng)基于主梁特征寬度的雷諾數(shù)范圍為1.28×10⁵-1.67×10⁶。在-3°和0°初始風(fēng)攻角下，均未發(fā)現(xiàn)明顯的渦振現(xiàn)象;在+3°攻角下，原始斷面出現(xiàn)了明顯的豎向渦振。設(shè)置抑流板后，豎彎渦振完全消失，渦振響應(yīng)如圖4所示。橫坐標(biāo)表示折減風(fēng)速u*=U/（fbB），其中u為來流風(fēng)速，fb為豎彎頻率;縱坐標(biāo)表示歸一化振幅A/D，其中A為豎向振幅。在折減風(fēng)速小于2.07風(fēng)速范圍內(nèi)，存在3階豎向渦振區(qū)，其中第3階渦振鎖定區(qū)間振幅最大，達(dá)到O.078，遠(yuǎn)大于規(guī)范允許值口，對(duì)應(yīng)折減風(fēng)速為1.99。

為了探究欄桿扶手抑流板抑振機(jī)理，針對(duì)原始斷面及抑流板斷面選取典型風(fēng)速，分別為折減風(fēng)速1.99和1.91，并對(duì)其表面壓力時(shí)頻特性進(jìn)行分析。

4氣動(dòng)力時(shí)頻特性

箱梁表面壓力包含了豐富的信息，可反映斷面氣體繞流情況。根據(jù)節(jié)段模型表面壓力信號(hào)，對(duì)比分析原始斷面和抑流板斷面箱梁表面氣動(dòng)力時(shí)頻特性，探究抑流板抑振機(jī)理。

式中pi（t）為i測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓時(shí)程，Uo為相應(yīng)工況下來流平均風(fēng)速，Cpi（t）為i測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程。

4.1壓力系數(shù)均值及脈動(dòng)值

圖5和6分別對(duì)比了兩斷面表面壓力系數(shù)均值和根方差空問分布。除迎風(fēng)側(cè)風(fēng)嘴為正壓外，其余部分均處于負(fù)壓區(qū)。對(duì)于原始斷面，在上表面區(qū)域，越接近迎風(fēng)側(cè)，測(cè)點(diǎn)區(qū)域壓力系數(shù)均值越大;在下表面區(qū)域，兩個(gè)檢修軌道附近區(qū)域的測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)均值明顯高于其余部分。增設(shè)抑流板主要改變了上表面的壓力系數(shù)均值分布，上表面壓力明顯小于原始斷面，特別是在-0.25

綜上所述，增設(shè)抑流板顯著改變了箱梁表面壓力空問分布特性，特別是箱梁上表面區(qū)域。結(jié)合上節(jié)渦振響應(yīng)，可推斷原始斷面渦振產(chǎn)生與抑流板抑振機(jī)理可能與上述區(qū)域壓力特性有關(guān)。

4.2分布?xì)鈩?dòng)力頻譜特性

結(jié)構(gòu)表面壓力頻譜可反映壓力脈動(dòng)的頻率特征，卓越頻率則反映了壓力變化的主導(dǎo)頻率。圖7對(duì)比了兩斷面表面壓力卓越頻率空問分布特征。原始斷面各測(cè)點(diǎn)壓力卓越頻率均與渦振振動(dòng)頻率一致;增設(shè)抑流板后，結(jié)構(gòu)表面不存在一個(gè)統(tǒng)一的卓越頻率。

圖8給出了兩斷面各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)卓越頻率處壓力系數(shù)Cpi^d空問分布特征。與原始斷面相比，設(shè)置抑流板后，Cpi^d急劇減小，數(shù)值較小且分布均勻。為了進(jìn)一步展現(xiàn)測(cè)點(diǎn)振動(dòng)卓越頻率處壓力系數(shù)空問分布與壓力系數(shù)根方差空問分布之問的內(nèi)在聯(lián)系，圖9給出了振動(dòng)卓越頻率處壓力系數(shù)與壓力根方差比值空問分布。比值越大，表明振動(dòng)卓越頻率處壓力脈動(dòng)對(duì)該測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng)的貢獻(xiàn)越大。對(duì)于原始斷面，絕大部分區(qū)域比值約為0.8，表明渦振時(shí)斷面結(jié)構(gòu)表面壓力主要以卓越頻率周期性變化;增設(shè)抑流板后，絕大部分區(qū)域比值急劇下降至0.2左右，表明增設(shè)抑流板破壞了結(jié)構(gòu)表面壓力變化的一致性，不再存在比較顯著的統(tǒng)一的渦脫頻率。

4.3分布?xì)鈩?dòng)力與渦激力相關(guān)性

結(jié)構(gòu)表面壓力與渦激力的相關(guān)性可綜合反映兩者的頻率特征和相位特征。對(duì)于測(cè)壓試驗(yàn)得到的各測(cè)點(diǎn)風(fēng)壓時(shí)程，忽略欄桿等附屬設(shè)施所受氣動(dòng)力，采用壓力積分的方法獲取總氣動(dòng)力，轉(zhuǎn)換到風(fēng)軸坐標(biāo)系后，減去均值即得渦激力時(shí)程。已有研究表明，欄桿等附屬設(shè)施氣動(dòng)力對(duì)整體渦激力貢獻(xiàn)很小，故采用上述方法獲得渦激力具有合理性。箱梁表面各測(cè)點(diǎn)所受的氣動(dòng)力與渦激氣動(dòng)力的相關(guān)系數(shù)脅綜合反映了兩者的頻率特征和相位特征。其定義如下

圖10給出了兩斷面表面測(cè)點(diǎn)壓力與渦激力相關(guān)性空問分布特征。對(duì)于原始斷面，上表面中上游、風(fēng)嘴尖角以下區(qū)域氣動(dòng)力與渦激氣動(dòng)力相關(guān)性為負(fù)相關(guān)，其余區(qū)域?yàn)檎嚓P(guān)。上表面下游和下表面下游區(qū)域相關(guān)系數(shù)較大，絕對(duì)值達(dá)到0.8左右，二者方向相反。設(shè)置抑流板后，模型表面各區(qū)域壓力與渦激力的相關(guān)性均有較大程度降低，上表面上游區(qū)域氣動(dòng)力與渦激力的相關(guān)性由負(fù)相關(guān)變正相關(guān)，相關(guān)系數(shù)的絕對(duì)值小于O.5。

以上研究表明，與原始斷面對(duì)比，增設(shè)抑流板破壞了結(jié)構(gòu)表面壓力與渦激力的相關(guān)性。

4.4分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力的貢獻(xiàn)

箱梁表面各測(cè)點(diǎn)區(qū)域分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦振的貢獻(xiàn)同時(shí)取決于測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng)大小及其與渦激力的相關(guān)性。箱梁表面各測(cè)點(diǎn)區(qū)域分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力貢獻(xiàn)可表達(dá)為

Caero-i=CσIPI（4）式中

CσI為i測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)根方差，pi為i測(cè)點(diǎn)壓力與渦激力相關(guān)系數(shù);Caero-i為箱梁表面各測(cè)點(diǎn)壓力對(duì)渦激力貢獻(xiàn)值。當(dāng)Caero-i為正時(shí)，表示i測(cè)點(diǎn)區(qū)域分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力起增強(qiáng)作用;當(dāng)Caero為負(fù)時(shí)，表示i測(cè)點(diǎn)區(qū)域分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力起減弱作用。

圖11對(duì)比了兩斷面測(cè)點(diǎn)區(qū)域分布?xì)鈩?dòng)力對(duì)渦激力貢獻(xiàn)值空問分布。對(duì)于原始斷面，上表面下游、中上游和下表面區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力貢獻(xiàn)較大，其中上表面下游區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力起增強(qiáng)作用，其他區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力起減弱作用;設(shè)置抑流板后，模型表面所有區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力貢獻(xiàn)均迅速減小，并趨近于零。

結(jié)合上節(jié)渦振響應(yīng)，可推斷原始斷面上表面下游區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力起主要增強(qiáng)作用，上表面中上游、下表面區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力起主要減弱作用。抑流板幾乎完全消除了上述區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力的貢獻(xiàn)作用，故渦振消失。

5流場(chǎng)分析

5.1計(jì)算設(shè)置

基于二維CFD數(shù)值模擬平臺(tái)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，該平臺(tái)動(dòng)網(wǎng)格處理基于原創(chuàng)“HOPE算法”，并采用了Dettmer流固弱耦合算法，數(shù)值模擬選用大渦模擬（LES）Smagorinsky亞格子黏性模型。斷面尺寸與節(jié)段模型試驗(yàn)一致，空氣密度p=1.225kg/m³，壁面y⁺+小于5。計(jì)算域尺寸為[-9，24]×[-13，13]，主梁中心位于（0，0），風(fēng)攻角為+3°，計(jì)算域與網(wǎng)格劃分如圖12所示。入口邊界條件為指定速度，壓強(qiáng)為0，上下壁面指定法向速度為0，不指定切向速度，出口為自然邊界。令結(jié)構(gòu)做豎向強(qiáng)迫振動(dòng)，振動(dòng)頻率與結(jié)構(gòu)彎頻一致，振幅與模型一致。計(jì)算時(shí)問為20s。

5.2渦振產(chǎn)生機(jī)理

圖13給出了原始斷面在一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)的風(fēng)速矢量圖。可知，氣流沿著迎風(fēng)側(cè)主梁上斜腹板與來流方向成一定角度斜向上流動(dòng)，并在人行道欄桿基座處產(chǎn)生分離，在人行道欄桿與邊防撞欄之問形成分離渦，分離后的氣流斜向下通過邊防撞欄基座與第一道橫欄之問區(qū)域，并在第一道橫欄角部產(chǎn)生分離，在其后方形成漩渦負(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，即主導(dǎo)渦A。原始斷面上表面主導(dǎo)渦形成機(jī)理示意如圖14所示。同時(shí)氣流在下表面檢修軌道處也產(chǎn)生規(guī)律性旋渦脫落，并在下表面中部形成主導(dǎo)渦B。主導(dǎo)渦A和主導(dǎo)渦B形成‘雙旋渦模式（如圖15所示），分別貼近上下表面以幾乎恒定速度向下游漂移，且下表面主導(dǎo)渦B漂移速度明顯大于上表面主導(dǎo)渦A。主導(dǎo)渦A和主導(dǎo)渦B運(yùn)動(dòng)周期與模型振動(dòng)周期一致。Larsen在對(duì)塔科馬大橋H型主梁斷面分析時(shí)也發(fā)現(xiàn)了類似現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)上下表面分別形成的大尺度旋渦及其漂移所產(chǎn)生周期性氣動(dòng)力是引起塔科馬風(fēng)毀的本質(zhì)機(jī)理。故可推斷上表面和下表面主導(dǎo)渦產(chǎn)生的周期性氣動(dòng)力是原始斷面渦振產(chǎn)生的內(nèi)在流場(chǎng)機(jī)理。

綜上所示，可推斷破壞‘雙旋渦模式是抑制原始斷面渦振關(guān)鍵所在。

5.3抑流板抑振機(jī)理

圖16給出了欄桿扶手抑流板斷面風(fēng)速矢量分布。結(jié)合圖15和16，對(duì)比原始斷面和欄桿扶手抑流板斷面流場(chǎng)特征可知，設(shè)置欄桿扶手抑流板主要改變了斷面上表面區(qū)域流場(chǎng)分布，由于氣流在抑流板后分離，在其后產(chǎn)生連續(xù)的旋渦脫落，改變了下方氣流移動(dòng)路徑，下方氣流近乎水平通過邊防撞欄區(qū)域，避免了橫欄角部的流動(dòng)分離，抑制了主導(dǎo)原始斷面渦振的主導(dǎo)渦A消失，取而代之的為小尺度旋渦，盡管下表面檢修軌道誘導(dǎo)產(chǎn)生的主導(dǎo)渦B仍然存在，但‘雙旋渦模式被完全破壞，引起區(qū)域氣動(dòng)力與渦激力相關(guān)性極大降低，抑流板斷面上表面主導(dǎo)渦抑振機(jī)理示意如圖17所示。

綜合前文分布?xì)鈩?dòng)力與渦激力相關(guān)性以及脈動(dòng)壓力空問分布特性，增設(shè)欄桿扶手抑流板極大降低了二者同步相關(guān)性及表面壓力脈動(dòng)，模型表面各區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力的貢獻(xiàn)均明顯下降，無法激發(fā)整體結(jié)構(gòu)渦振效應(yīng)，故渦振消失。

6結(jié)論

針對(duì)典型閉口箱梁主梁斷面，進(jìn)行了大尺度節(jié)段模型測(cè)振測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)。渦振響應(yīng)結(jié)果表明：在+3。初始攻角下，原始斷面在設(shè)計(jì)風(fēng)速范圍內(nèi)存在3階豎彎渦振，第3階渦振鎖定區(qū)內(nèi)渦振最大振幅遠(yuǎn)超規(guī)范允許值;設(shè)置欄桿扶手抑流板，渦振消失。

為了探究原始斷面渦振機(jī)理及欄桿扶手抑流板抑振機(jī)理，分別選取原始斷面和抑流板斷面典型風(fēng)速點(diǎn)對(duì)箱梁表面區(qū)域氣動(dòng)力實(shí)施了時(shí)頻效應(yīng)分析及基于cFD數(shù)值模擬的流場(chǎng)特性分析。分析結(jié)論如下：

1）原始斷面渦振主要由氣流分別在邊防撞欄和檢修軌道處誘導(dǎo)并在上下表面中部區(qū)域分別形成的主導(dǎo)渦引起，即‘雙旋渦模式引起的周期性氣動(dòng)力是渦振發(fā)生內(nèi)在機(jī)理。

2）設(shè)置欄桿扶手抑流板主要改變了斷面上表面區(qū)域流場(chǎng)分布，由于氣流在抑流板后分離，在其后產(chǎn)生連續(xù)的旋渦脫落，改變了下方氣流移動(dòng)路徑，下方氣流近乎水平通過邊防撞欄區(qū)域，避免了橫欄角部的流動(dòng)分離，抑制了主導(dǎo)原始斷面渦振的上表面主導(dǎo)渦，取而代之的為小尺度旋渦，盡管下表面檢修軌道誘導(dǎo)產(chǎn)生的主導(dǎo)渦仍然存在，但‘雙旋渦模式被完全破壞，引起區(qū)域氣動(dòng)力與渦激力相關(guān)性極大降低。

3）綜合箱梁表面氣動(dòng)力時(shí)頻特性分析，增設(shè)欄桿扶手抑流板極大降低了二者同步相關(guān)性及表面壓力脈動(dòng)，模型表面各區(qū)域氣動(dòng)力對(duì)渦激力的貢獻(xiàn)均明顯下降，無法激發(fā)整體結(jié)構(gòu)渦振效應(yīng)，故渦振消失。

該研究揭示了欄桿扶手抑流板抑制渦振機(jī)理，為今后大跨度橋梁流線閉口箱梁渦振抑制措施選型提供借鑒。