Π 型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面渦激振動及氣動控制措施

劉志文，肖晗，王雷，盛捷，陳政清

（1.湖南大學(xué)風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，湖南長沙 410082；2.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙 410082；3.廣東省交通規(guī)劃設(shè)計研究院集團(tuán)股份有限公司，廣東廣州 510507）

Π 型鋼-混凝土結(jié)合梁由于其具有良好的受力性能和經(jīng)濟(jì)性，廣泛應(yīng)用于大跨度斜拉橋中［1］.但由于該類斷面外形較鈍，容易發(fā)生渦激振動現(xiàn)象，當(dāng)橋梁跨度較大時其顫振穩(wěn)定性也值得關(guān)注［2］.

渦激振動是大跨度橋梁在低風(fēng)速下容易出現(xiàn)的一種風(fēng)致振動現(xiàn)象，渦激振動具有強迫振動與自激振動的特征，雖然渦激振動不像顫振和馳振等具有發(fā)散性，且往往對結(jié)構(gòu)造成重大破壞，但由于在頻遇風(fēng)速下容易發(fā)生，當(dāng)振動幅度較大時會影響行車舒適性與安全性，長期振動可能會影響結(jié)構(gòu)的疲勞壽命.如東京灣大橋［3］鋼箱梁在架設(shè)完成后發(fā)生了明顯的豎向渦激振動現(xiàn)象，風(fēng)速鎖定區(qū)為13.0～18.0 m∕s，最大振幅達(dá)到50.0 cm.丹麥大帶東橋［4］在施工過程中當(dāng)風(fēng)速為18.0 m∕s時發(fā)生了嚴(yán)重的豎向渦激振動，通車后依然可以觀察到較大幅值的豎向渦激振動.巴西Rio-Niteroi 橋［5］在風(fēng)速接近16.0 m∕s 時觀察到大幅豎向渦激振動現(xiàn)象，并因此導(dǎo)致橋梁關(guān)閉.自2020 年4 月下旬以來，國內(nèi)報道了多座大橋在運營期發(fā)生明顯的渦激共振現(xiàn)象，如武漢鸚鵡洲長江大橋在風(fēng)速為6.0～9.0 m∕s 時發(fā)生了較為明顯的渦激振動現(xiàn)象，最大振幅達(dá)到0.54 m.廣東虎門大橋在風(fēng)速達(dá)到8.0～9.0 m∕s 時，也發(fā)生了明顯的豎向渦激振動現(xiàn)象.綜上所述，在施工或成橋階段避免渦激共振或限制其振幅在可接受的范圍之內(nèi)是十分必要的［6］.

國內(nèi)外學(xué)者針對Π 型斷面渦激振動的問題開展了大量的研究工作［7-9］.Kubo 等［10］通過風(fēng)洞試驗，研究了Π 型梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦激振動時的氣流特點.Daito等［11］通過風(fēng)洞試驗，研究了主梁寬高比固定的前提下，不同主縱梁類型（“I”形、箱形、圓形）及主縱梁間距對Π 型斷面渦振性能的影響.Irwin 等［12］通過風(fēng)洞試驗，針對主梁開口斷面，對采取利用擋風(fēng)板改變護(hù)欄透風(fēng)率的方法控制渦激振動進(jìn)行了研究.張志田等［13］以某大跨開口截面斜拉橋進(jìn)行節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，試驗發(fā)現(xiàn)該橋在相當(dāng)廣泛的阻尼比范圍內(nèi)均存在渦振現(xiàn)象，且不滿足規(guī)范要求，為抑制主梁渦激共振，研究了不同位置和高度的梁底穩(wěn)定板對主梁渦激振動性能的影響.李春光等［14］以某大跨雙邊主梁鋼-混疊合梁斜拉橋為工程背景，通過風(fēng)洞試驗研究了欄桿、水平穩(wěn)定板、豎向穩(wěn)定板、抑流板、風(fēng)嘴等對主梁渦激振動性能的影響.張?zhí)煲淼龋?5］以宜賓鹽坪壩長江大橋為背景，通過節(jié)段模型試驗，研究了風(fēng)嘴、中央穩(wěn)定板、封閉欄桿、裙板、內(nèi)側(cè)隔流板、箱梁下導(dǎo)流板等常見措施對雙箱疊合梁斷面渦激振動性能的影響.賀耀北等［16］以某大跨度雙邊鋼梁-UHPC 組合梁斜拉橋為工程背景，通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗，對+3°風(fēng)攻角下的主梁渦振性能進(jìn)行了研究，并開展了導(dǎo)流板、穩(wěn)定板、風(fēng)嘴、欄桿透風(fēng)率等單一和組合氣動措施對主梁渦振性能抑振措施的優(yōu)化研究.李加武等［17］通過風(fēng)洞測振及測力試驗，對雙層Π 型梁斜拉橋的渦振性能以及三分力系數(shù)進(jìn)行了研究，研究結(jié)果表明：在+3°風(fēng)攻角下，雙層Π 型梁的渦激振動較為嚴(yán)重，且豎彎渦振振幅隨上、下層梁間距的增大呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢，且雙層Π 型梁的升力系數(shù)較單層時有所降低，而阻力系數(shù)和力矩系數(shù)有所提高.

近年來，部分學(xué)者采用計算流體動力學(xué)方法開展了渦激振動數(shù)值模擬研究工作.Sakai等［18］通過風(fēng)洞試驗和數(shù)值模擬，研究了寬高比為4 和8 的雙“I”型結(jié)合梁的渦振性能，并提出了通過在主梁兩端設(shè)置導(dǎo)流板（Tip Plate）對渦激共振進(jìn)行控制的方案.Kubo 等［19］通過風(fēng)洞試驗及數(shù)值模擬，針對簡化的Π型斷面，通過調(diào)整兩邊主梁間距、橋面附屬設(shè)施高度提出了詳細(xì)的氣動優(yōu)化方案，并通過識別主梁氣動阻尼和流場情況解釋了該措施減振機理.楊光輝等［20］以某大跨度斜拉橋為研究對象，通過風(fēng)洞試驗檢驗中央穩(wěn)定板及改變欄桿透風(fēng)率的氣動措施有效性；并通過CFD（Computational Fluid Dynamics）數(shù)值模擬對氣動措施抑制渦激振動的機理進(jìn)行了探索.李歡等［21］以某大跨度三塔斜拉橋為工程背景，通過節(jié)段模型試驗發(fā)現(xiàn)在設(shè)計風(fēng)速范圍內(nèi)主梁存在明顯的豎向渦激共振現(xiàn)象，且在規(guī)范規(guī)定的阻尼比范圍內(nèi)渦振振幅均大于規(guī)范限值；為抑制主梁渦振，研究了隔流板和下穩(wěn)定板等氣動措施對渦激振動性能的影響，并通過數(shù)值模擬對振動機理進(jìn)行了初步探討.

綜合考慮，雖然國內(nèi)外學(xué)者針對主梁開口斷面渦激共振與氣動控制措施進(jìn)行了大量研究，并取得了大量研究成果，但由于主梁開口斷面渦激振動的復(fù)雜性，主梁渦激振動響應(yīng)對斷面氣動外形較為敏感，不同主梁斷面氣動控制措施效果存在較大差異，且控制機理研究相對不足.因此，開展Π 型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面渦激振動與氣動控制措施研究仍具有十分重要的價值和意義.

1 工程概況

廣東省潮汕大橋為一座Π 型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面獨塔斜拉橋，主橋結(jié)構(gòu)跨徑布置為205.0 m +205.0 m=410.0 m.主梁采用“工”字形鋼邊縱梁、橫梁、小縱梁及混凝土橋面組成，主梁寬為35.0 m，梁高為3.05 m，兩鋼邊縱梁中心間距28.7 m，圖1 為主梁原設(shè)計方案斷面圖.考慮到該橋靠近汕頭市，為臺風(fēng)災(zāi)害頻發(fā)地區(qū)，為保證大橋在施工和運營階段的安全性及舒適性，有必要對該橋主梁渦激振動性能進(jìn)行研究.

圖1 主梁原設(shè)計方案斷面圖（單位：mm）Fig.1 Original bridge girder section（unit：mm）

2 主梁原設(shè)計方案渦激振動試驗

2.1 試驗參數(shù)

主梁原設(shè)計方案節(jié)段模型測振試驗在長沙理工大學(xué)風(fēng)工程與風(fēng)環(huán)境研究中心大型邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行，該風(fēng)洞試驗段高3.0 m，寬4.0 m，長17.0 m.該風(fēng)洞風(fēng)速的調(diào)節(jié)和控制采用計算機終端集中控制的可控硅直流調(diào)速系統(tǒng)，試驗風(fēng)速最高可達(dá)到60.0 m∕s，風(fēng)速連續(xù)可調(diào)，流場不均勻性小于0.55%（30.0 m∕s風(fēng)速），紊流強度小于0.37%.風(fēng)速測量采用澳大利亞TFI眼鏡蛇三維脈動風(fēng)速探針，風(fēng)速步長在渦激振動鎖定區(qū)內(nèi)取0.25 m∕s，非鎖定區(qū)取0.5 m∕s.

綜合考慮確定主梁節(jié)段模型幾何縮尺比為λL=1∕50.主梁節(jié)段模型骨架采用不銹鋼板與鋁合金框架制作而成，橋面系與桁架桿件采用ABS板制作，以保證幾何外形的相似.模型兩端采用木質(zhì)膠合板作為端板，以保證主梁斷面附近氣流的二元特性.主梁上的防撞護(hù)欄及欄桿采用ABS 板雕刻而成，并模擬了防撞護(hù)欄的形狀，風(fēng)洞試驗具體的設(shè)計參數(shù)如表1所示.主梁節(jié)段模型懸掛系統(tǒng)對應(yīng)的豎彎阻尼比為ξh=0.54%，扭轉(zhuǎn)阻尼比為ξα=0.68%.

表1 主梁節(jié)段模型試驗參數(shù)Tab.1 Experimental parameters of the segmental model of the girder

數(shù)據(jù)采集采用東華DH5922N 激光位移計，測振試驗采用MICRO-EPSILON 激光位移計，其測量精度為0.001 mm，兩個激光位移計對稱布置在模型上、下游，通過同步測試獲得模型振動響應(yīng)信號，試驗采樣頻率為500 Hz，采樣時間為60 s，圖2 所示為置于風(fēng)洞中的主梁彈性懸掛節(jié)段模型照片.

圖2 主梁節(jié)段模型測振試驗照片F(xiàn)ig.2 Vibration-measurement photo of segment model

2.2 允許幅值與試驗結(jié)果

2.2.1 允許幅值

根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》（JTG∕T 3360-01—2018）［22］第8.2.9 條規(guī)定，潮汕大橋主橋結(jié)構(gòu)成橋狀態(tài)主梁豎彎渦激共振及扭轉(zhuǎn)渦激共振允許幅值分別為：

2.2.2 試驗結(jié)果

圖3 為主梁原設(shè)計方案節(jié)段模型對應(yīng)實橋主梁豎向與扭轉(zhuǎn)渦激振動響應(yīng)幅值隨實橋橋面高度處風(fēng)速的變化曲線.由圖3 可知，風(fēng)攻角為+3°時，在低阻尼比條件下（ξh=0.54%、ξα=0.68%），當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為30.0～50.0 m∕s 時，存在明顯的豎向渦激共振現(xiàn)象，最大振幅為0.25 m，超過規(guī)范允許值，不能滿足要求.

圖3 主梁原設(shè)計方案豎向、扭轉(zhuǎn)渦激振動響應(yīng)幅值隨風(fēng)速變化曲線Fig.3 Vertical and torsional VIV response of original girder section vs wind speed

3 渦激振動氣動控制措施

3.1 工況設(shè)置

考慮到在+3°風(fēng)攻角下，主梁原設(shè)計方案渦激振動幅值不滿足規(guī)范要求，故針對+3°風(fēng)攻角進(jìn)行不同氣動控制措施研究.在綜合已有研究文獻(xiàn)的基礎(chǔ)上，初步擬定了5 種氣動控制措施，具體的措施布置如圖4所示，相應(yīng)試驗工況如表2所示.

表2 主梁斷面渦激振動氣動控制措施試驗工況匯總表Tab.2 Test cases of aerodynamic countermeasures for VIV of the main deck section

圖4 主梁斷面渦激振動氣動控制措施位置示意圖Fig.4 Location of aerodynamic countermeasures of VIV of the girder section

3.2 試驗結(jié)果

圖5 所示為在+3°風(fēng)攻角下、主梁斷面原設(shè)計方案采取不同氣動控制措施后，主梁渦激振動響應(yīng)幅值隨橋面高度處風(fēng)速變化曲線.由圖5 可知，工況1（兩道下穩(wěn)定板）、工況2（三道下穩(wěn)定板）以及工況3（三道下穩(wěn)定板、上中央穩(wěn)定板）條件下，在設(shè)計風(fēng)速范圍內(nèi)主梁斷面發(fā)生了較為明顯的豎向和扭轉(zhuǎn)渦激共振現(xiàn)象，不能有效抑制主梁斷面渦激振動響應(yīng).

圖5 主梁采取氣動控制措施方案豎向、扭轉(zhuǎn)渦激振動響應(yīng)幅值隨風(fēng)速變化曲線Fig.5 Vertical and torsional VIV responses of the girder section with aerodynamic countermeasures vs wind velocity

工況4（三道下穩(wěn)定板、兩側(cè)斜向?qū)Я靼澹l件下，當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為16.6～25.0 m∕s 時，主梁豎向渦激振動響應(yīng)最大幅值為0.094 m，超過規(guī)范允許值；當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為38.2～47.0 m∕s 時，主梁豎向渦激振動響應(yīng)最大幅值為0.035 m，小于規(guī)范允許值；當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為25.0～38.2 m∕s 時，主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動響應(yīng)最大振幅為0.212°，超過規(guī)范允許值.

工況5（三道下穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向裙板）條件下，當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為17.8～25.0 m∕s 時，主梁豎向渦激振動響應(yīng)最大振幅為0.082 m，超過規(guī)范允許值；當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為37.5～50.0 m∕s 時，主梁豎向渦激振動響應(yīng)最大幅值為0.187 m，超過規(guī)范允許值；當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為38.9～51.5 m∕s 時，主梁扭轉(zhuǎn)渦激振動響應(yīng)最大振幅為0.043°，小于規(guī)范允許值.

工況6（三道下穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向裙板）條件下，可將主梁節(jié)段模型阻尼比提高至ξα=0.72%、ξh=0.7%.當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為18.4～23.8 m∕s 時，主梁豎向渦激振動響應(yīng)最大幅值為0.043 m，小于規(guī)范允許值；當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為36.3～46.2 m∕s 時，主梁豎向渦激振動響應(yīng)最大幅值為0.09 m，超過規(guī)范允許值；在設(shè)計風(fēng)速范圍內(nèi)，主梁未見明顯扭轉(zhuǎn)渦激振動.

工況7（三道下穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向裙板、上中央穩(wěn)定板、高阻尼比ξh=0.72%、ξα=0.7%）條件下，當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為18.4～23.8 m∕s 時，主梁豎向渦激振動響應(yīng)最大幅值為0.038 m，小于規(guī)范允許值；在設(shè)計風(fēng)速范圍內(nèi)，主梁未見明顯扭轉(zhuǎn)渦激振動.

綜上所述，在采取氣動控制措施（三道下穩(wěn)定板、上中央穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向裙板及高阻尼比ξh=0.72%、ξα=0.7%）條件下，主梁豎向及扭轉(zhuǎn)渦激共振均得到了控制，滿足規(guī)范要求.

對采取最終氣動控制措施方案（三道下穩(wěn)定板、上中央穩(wěn)定板、兩側(cè)豎向裙板及高阻尼比ξh=0.72%、ξα=0.7%）的主梁斷面，分別進(jìn)行了風(fēng)攻角為0°及-3°的節(jié)段模型風(fēng)洞試驗.圖6所示為主梁最終氣動控制措施方案節(jié)段模型在不同風(fēng)攻角下隨實橋橋面高度處風(fēng)速的變化曲線.由圖6 可知，在試驗風(fēng)速范圍內(nèi)，風(fēng)攻角為0°及-3°時，未發(fā)生渦激振動現(xiàn)象；在風(fēng)攻角為+3°時，發(fā)生了小幅渦激振動現(xiàn)象，渦振振幅小于規(guī)范限值.

圖6 主梁最終氣動控制措施方案豎向、扭轉(zhuǎn)渦激振動響應(yīng)幅值隨風(fēng)速變化曲線Fig.6 Vertical and torsional VIV response of final girder section with aerodynamic countermeasures vs wind speed

4 機理探討

針對主梁原設(shè)計方案和最終推薦氣動控制措施方案，采用大型流體力學(xué)軟件FLUENT 進(jìn)行數(shù)值模擬研究，進(jìn)而對Π 型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面渦激振動氣動控制措施機理進(jìn)行研究，以為后續(xù)類似橋梁主梁斷面渦激振動控制措施研究提供參考.

4.1 計算模型及網(wǎng)格劃分

主梁原設(shè)計方案和最終推薦氣動控制措施方案CFD計算簡圖如圖7所示，其中計算模型考慮了人行道欄桿、防撞欄桿等.主梁斷面CFD計算幾何縮尺比取λL=1∕50.

圖7 主梁原設(shè)計方案和最終推薦氣動控制措施方案CFD計算簡圖（單位：mm）Fig.7 Simplified CFD model of the original girder section and the final girder section with aerodynamic countermeasures（unit：mm）

主梁斷面計算域確定如下：計算域左側(cè)入口邊界距主梁剪切中心6B，計算域右側(cè)出口距主梁剪切中心14B，計算域上、下邊界距離主梁剪切中心分別為40D，其中B為主梁寬度，D為主梁高度.主梁斷面阻塞率約為1.25%，小于要求的5.0%.計算域邊界條件確定如下：主梁斷面（含欄桿、防撞護(hù)欄及氣動措施等）設(shè)置為無滑移壁面邊界（Wall），計算域左側(cè)邊界設(shè)為速度入口邊界（Velocity-inlet），即v=10.0 m∕s，計算域右側(cè)邊界設(shè)為壓力出口邊界（Pressureoutlet），計算域上、下側(cè)邊界均設(shè)為對稱邊界（Symmetry）.計算域及邊界條件設(shè)置如圖8所示.

圖8 計算域及邊界條件設(shè)置Fig.8 Computational domain and boundary conditions

網(wǎng)格劃分采用分塊化思路，即在主梁斷面附屬設(shè)施附近區(qū)域內(nèi)設(shè)置較密的網(wǎng)格，在遠(yuǎn)離主梁斷面處網(wǎng)格較為稀疏，以保證計算效率.圖9 所示為主梁斷面網(wǎng)格劃分示意圖.

圖9 主梁斷面網(wǎng)格劃分示意圖Fig.9 Grid of the main deck section

湍流模型采用大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES）亞格子Smagorinsky 黏性模型，壓力-速度耦合問題采用SIMPLEC 算法求解，時間步長統(tǒng)一取0.000 5 s，入口邊界湍流強度設(shè)置為0.5%，湍流黏性比設(shè)置為2.

4.2 CFD計算模型驗證

針對最終主梁斷面氣動外形，在+3°風(fēng)攻角下進(jìn)行網(wǎng)格、時間步無關(guān)性檢驗，以驗證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性［23］.表3 所示為不同網(wǎng)格、不同時間步長對應(yīng)的主梁斷面三分力系數(shù)計算結(jié)果.由表3 可知，不同網(wǎng)格對應(yīng)的計算結(jié)果總體較為一致，且針對網(wǎng)格2不同時間步長的計算結(jié)果也較為接近，綜合計算精度與效率，選擇網(wǎng)格2與時間步長為0.000 5 s進(jìn)行其余工況計算.

表3 不同網(wǎng)格、時間步長主梁斷面三分力系數(shù)計算結(jié)果匯總（+3o 風(fēng)攻角）Tab.3 Summary of the aerostatic coefficients of the girder section for different meshes and time-steps（wind attack angle of+3o）

為了進(jìn)一步驗證數(shù)值模擬計算結(jié)果，針對主梁最終斷面，即在主梁斷面原設(shè)計方案的基礎(chǔ)上采取最終推薦氣動控制措施并設(shè)置了防拋網(wǎng)、檢修車軌道及排水管等附屬設(shè)施，進(jìn)行了主梁節(jié)段模型測力試驗，如圖10所示.表4所示對比了數(shù)值模擬及風(fēng)洞測力試驗的三分力系數(shù)結(jié)果.

圖10 主梁節(jié)段模型測力試驗照片F(xiàn)ig.10 Force-measurement photo of girder model

表4 主梁斷面三分力系數(shù)模擬與試驗結(jié)果匯總（+3o 風(fēng)攻角）Tab.4 Summary of the numerical and test results of the aerostatic coefficients of the girder section（wind attack angle of+3o）

由表4 可知，數(shù)值模擬計算結(jié)果的阻力系數(shù)較主梁節(jié)段模型測力試驗結(jié)果略顯偏小，其原因可能是由于測力試驗中考慮了防拋網(wǎng)、檢修車軌道及排水管等附屬設(shè)施的影響，如圖11 所示，導(dǎo)致斷面主梁阻力系數(shù)略大.綜上，CFD 數(shù)值模擬精度總體滿足要求.

圖11 主梁最終斷面圖（包含防拋網(wǎng)、檢修車軌道以及排水管等附屬設(shè)施）Fig.11 Final girder section（including anti-throwing nets，inspection rails，and drainage pipes）

4.3 氣動控制措施機理分析

為了進(jìn)一步分析主梁斷面渦激共振及其氣動控制措施激勵，采用主梁斷面周圍的流場渦量和流線來分析.渦量是描述流體旋渦運動最重要的物理量之一，其定義為流體速度矢量的旋度，即

式中：ν為速度矢量；Ω稱為渦量，它不僅依賴于點的空間位置r，也依賴于時間t.

圖12 所示為主梁原設(shè)計方案及最終推薦氣動控制措施方案斷面三分力系數(shù)時程及一個周期瞬時時刻值（0、T∕4、T∕2、3T∕4）.

圖12 主梁斷面靜氣動力系數(shù)時程曲線Fig.12 Time histories of aerostatic coefficients of the girder section

圖13～16 所示分別為+3°風(fēng)攻角下，主梁原設(shè)計方案、最終氣動控制方案斷面在0、T∕4、T∕2、3T∕4 時刻的瞬時渦量圖及流線圖.由圖13 和圖14 可知，主梁斷面原設(shè)計方案來流受到橋面板前緣的影響分別向斷面上、下側(cè)分離，大部分氣流流經(jīng)主梁斷面上表面.上表面氣流在橋面板前緣發(fā)生分離，形成一個大尺度的旋渦，并逐漸遠(yuǎn)離斷面，對結(jié)構(gòu)影響較??；在欄桿處形成少量小尺度旋渦，附著明顯并緩慢向下游移動.下表面氣流在上游工字梁下翼緣處發(fā)生分離形成旋渦，在經(jīng)過沿主梁橫向四分點處下穩(wěn)定板時再次發(fā)生分離，形成小尺度旋渦并附著在斷面上.這一現(xiàn)象導(dǎo)致旋渦形態(tài)及運動規(guī)律不斷變化，整個下表面的旋渦形態(tài)具有不規(guī)則性，工字梁下翼緣處及下游橋面板后緣由于氣流的分離也交替產(chǎn)生了旋渦的脫落，與之前脫落的旋渦一起在尾部形成了卡門渦街.

圖13 主梁原設(shè)計方案斷面靜態(tài)繞流瞬時渦量圖Fig.13 Instantaneous vorticity of flow around original girder section

圖14 主梁原設(shè)計方案斷面靜態(tài)繞流瞬時流線圖Fig.14 Instantaneous streamline of the flow around original girder section

綜上所述，主梁斷面原設(shè)計方案下表面大部分小尺度旋渦具有明顯的附著現(xiàn)象，而上表面大尺度旋渦逐漸遠(yuǎn)離斷面，僅有小部分的小尺度旋渦附著在斷面上，對結(jié)構(gòu)影響較小.因此，在一定風(fēng)速條件下，氣流在主梁上、下表面會形成較大的壓力差，同時與尾流區(qū)卡門渦街形成的周期性壓力差共同作用，導(dǎo)致主梁原設(shè)計方案斷面產(chǎn)生較大的豎向渦激力，從而引起主梁斷面發(fā)生豎向渦激共振現(xiàn)象.

由圖15和圖16可知，主梁斷面最終氣動控制措施方案來流在上游豎向裙板處分離，在斷面上、下側(cè)均形成旋渦.上表面形成的大尺度旋渦沿斷面向下游運動，在流經(jīng)上中央穩(wěn)定板時再次分離，形成小尺度旋渦，附著明顯并緩慢向斷面下游運動.氣流在上游裙板下側(cè)形成的小尺度旋渦并未附著在斷面上；氣流在上游工字梁下翼緣處發(fā)生分離形成旋渦，在經(jīng)過沿主梁橫向四分點處下穩(wěn)定板及中央穩(wěn)定板時再次發(fā)生分離，形成小尺度旋渦并附著在斷面上，小部分雜渦呈現(xiàn)不規(guī)則運動.因為下游豎向裙板的存在，后緣旋渦的生成及脫落的狀態(tài)發(fā)生了改變，主梁斷面趨近于流線型化.

圖15 主梁最終氣動控制措施方案斷面靜態(tài)繞流瞬時渦量圖Fig.15 Instantaneous vorticity diagram of static flow around final bridge girder section with aerodynamic countermeasures

圖16 主梁最終氣動控制措施方案斷面靜態(tài)繞流瞬時流線圖Fig.16 Instantaneous streamline diagram of static flow around final girder section with aerodynamic countermeasures

綜上所述，主梁斷面最終氣動控制措施方案主旋渦均呈對稱分布附著在斷面上.因此，在一定風(fēng)速條件下，氣流在主梁上、下表面壓力差明顯減小；同時因下游豎向裙板的存在，尾流區(qū)卡門旋渦能量減弱.在兩者的共同作用下，豎向渦激力明顯減小，從而使渦激共振得到有效控制.

5 結(jié)論

依托廣東潮汕大橋工程，針對Π 型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面渦激振動及氣動控制措施進(jìn)行了試驗研究，并對氣動控制措施機理進(jìn)行了探討，得到如下主要結(jié)論：

1）Π 型鋼-混凝土結(jié)合梁斷面原設(shè)計方案在+3°風(fēng)攻角下，當(dāng)實橋橋面高度處風(fēng)速為30.0～50.0 m∕s時，存在明顯的豎向渦激共振現(xiàn)象，最大振幅為0.25 m，超過規(guī)范允許值，不能滿足要求.

2）對于本橋主梁斷面僅采取一種氣動控制措施不能有效抑制渦激振動響應(yīng)，而采取組合氣動措施后，渦激振動響應(yīng)得到抑制，且采取“三道下穩(wěn)定板+兩側(cè)豎向裙板+上中央穩(wěn)定板”組合氣動控制措施時，抑振效果最好.

3）Π 型鋼-混凝土結(jié)合斷面梁渦激振動氣動控制措施機理主要表現(xiàn)為：設(shè)置三道下穩(wěn)定板可有效破壞Π 型主梁下側(cè)較大旋渦，Π 型主梁兩側(cè)設(shè)置豎向裙板改善了其氣動流線型程度，設(shè)置上中央穩(wěn)定板可有效阻止主梁上側(cè)較大旋渦的運動.