內(nèi)置呼吸方式控制大跨橋梁渦激振動響應(yīng)

薛志成， 韓 斌

（1. 黑龍江科技大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 哈爾濱 150022； 2. 廣東石油化工學(xué)院 建筑工程學(xué)院， 廣東 茂名 525000）

在工業(yè)技術(shù)日益發(fā)展的今天，現(xiàn)代建筑高度越來越高[1]，現(xiàn)代橋梁跨度越來越大，結(jié)構(gòu)風(fēng)場的研究得到了普遍關(guān)注.大跨橋梁因其結(jié)構(gòu)的愈發(fā)細(xì)長和柔性而使主跨整體剛度和阻尼降低，結(jié)構(gòu)抗風(fēng)性能不斷降低，橋梁風(fēng)致振動問題越來越突出[2-4]，其中主梁渦激共振作為典型風(fēng)致振動逐漸成為大跨橋梁設(shè)計(jì)中需要考慮的關(guān)鍵問題.

渦激振動（VIV）是在一定風(fēng)速下橋梁主梁尾流區(qū)交替產(chǎn)生展向漩渦脫落引發(fā)的，因其常發(fā)生于較低的風(fēng)速范圍，且持續(xù)時間長，這種現(xiàn)象稱為鎖定現(xiàn)象，lvarez等[5]通過數(shù)值模擬研究動態(tài)橋梁節(jié)段模型的渦振響應(yīng)，利用3DLES湍流模型，在合適的網(wǎng)格分辨率情況下模擬出該現(xiàn)象.這種振動對于橋梁結(jié)構(gòu)疲勞耐久性有較大的影響[6-7].1994年，東京灣大橋在16～17 m/s的風(fēng)速下產(chǎn)生了以豎彎振動為主的主梁渦激振動，最大振幅超過50 cm[8].

大跨橋梁發(fā)生渦激振動主要是由于大尺度展向渦在前緣發(fā)展，后緣脫落的結(jié)果[9]，而三維展向擾動[10]可以通過周期性擾動改變流場中順流向流速的展向分布，使展向渦發(fā)生扭曲成為順流向渦，成對出現(xiàn)的順流向渦相互抑制，削弱了展向渦結(jié)構(gòu)，進(jìn)而在根源上抑制風(fēng)致振動.張洪福[11]在對橋梁模型繞流場的觀察中發(fā)現(xiàn)大貝爾特橋東橋在低雷諾數(shù)范圍內(nèi)優(yōu)勢模態(tài)為Mode-A，在高雷諾數(shù)范圍內(nèi)優(yōu)勢模態(tài)為Mode-C，這兩種情況的展向擾動間距相差不大，說明展向擾動間距對雷諾數(shù)變化不敏感.

利用三維展向擾動流動控制原理，若在主梁底部通過一定裝置構(gòu)造出交替發(fā)生的吸氣與吹氣氣流，進(jìn)而形成內(nèi)置呼吸方式的氣流存在，可能成為一種有效的橋梁主梁渦振流動控制方法.通過CFD手段探究非流動控制下主梁的流場特性并尋找流動控制最優(yōu)擾動位置，提出基于三維展向擾動的內(nèi)置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng)，并通過風(fēng)洞試驗(yàn)手段驗(yàn)證內(nèi)置呼吸方式流動控制方法對橋梁主梁渦激振動的控制效果；同時分析內(nèi)置呼吸方式流動控制方法的控制機(jī)理.

1 非流動控制下主梁流場特性

1.1 數(shù)值模擬計(jì)算設(shè)置

橋梁模型的原型是大貝爾特橋東橋，主梁模型縮尺比為1∶80，模型斷面具體尺寸如圖1所示（單位：mm）.計(jì)算域如圖2所示（單位：mm），主梁中心距入口邊界1 000 mm，距出口邊界2 500 mm，距上下邊界750 mm，展向長度為400 mm，阻塞率為3.33%，符合低于5%的要求.計(jì)算域尺寸滿足數(shù)值模擬要求.數(shù)值模擬時，工況選擇為橋梁節(jié)段模型在風(fēng)洞中受風(fēng)靜力荷載的狀態(tài)，并觀察主梁繞流場特征和氣動力時程變化，因此對邊界條件的設(shè)置為：入口邊界采用速度入口邊界，風(fēng)速為2.5 m/s，湍流度為0.1%，湍流積分尺度為0.05 m；出口邊界采用壓力出口邊界；上下及前后邊界采用對稱邊界；主梁模型采用無滑壁面邊界；流場設(shè)置為空氣流體.

采用ICEM軟件來劃分網(wǎng)格，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其質(zhì)量較高而且相對于非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格數(shù)量較少.橋梁繞流場的漩渦存在在前緣分離，在后緣脫落的現(xiàn)象，同時要考慮邊界層效應(yīng)，因此網(wǎng)格為了準(zhǔn)確模擬漩渦形態(tài)，需要在主梁表面和模型前后緣加密網(wǎng)格.隨著尾流漩渦復(fù)雜性的降低，從而減少網(wǎng)格的密集程度.根據(jù)Zhang等[12]在數(shù)值模擬中的參數(shù)設(shè)計(jì)，貼體網(wǎng)格增長率應(yīng)小于1.2，選擇增長率為1.05，滿足計(jì)算要求.網(wǎng)格劃分情況如圖3所示.

圖1 模型斷面尺寸Fig.1 Size of model section

圖2 數(shù)值模擬計(jì)算域Fig.2 Computational domain for numerical simulation

數(shù)值模擬主要通過FLUENT軟件進(jìn)行求解，選擇基于壓力求解器，采用瞬態(tài)求解；湍流模型采用基于SSTk-w的延遲分離渦模擬（DDES）求解流體控制方程；選擇PISO算法，計(jì)算結(jié)果更符合實(shí)際情況；時間步長設(shè)置為0.000 01 s，并設(shè)置氣動阻力系數(shù)、氣動升力系數(shù)、氣動扭矩系數(shù)監(jiān)視器.

1.2 網(wǎng)格分辨率無關(guān)性驗(yàn)證

不同網(wǎng)格分辨率氣動力系數(shù)和斯托羅哈數(shù)對比如表1所示.表1給出了當(dāng)Re=6.46×104時，四種網(wǎng)格分辨率的模擬結(jié)果和一種風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，其中，Cd為阻力系數(shù)，Cl為升力系數(shù)，C′d為脈動阻力系數(shù)，C′l為脈動升力系數(shù)，St為斯托羅哈數(shù).氣動力系數(shù)和斯托羅哈數(shù)分別采用模型高度和寬度作為特征長度.

通過計(jì)算和比較可知，隨著展向網(wǎng)格間距（Δz）和第一層貼體網(wǎng)格中心距壁面尺寸（Δy）的變化，網(wǎng)格量也隨之改變，計(jì)算結(jié)果相差較小.與Zhang等[12]的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)計(jì)算結(jié)果相差較小，說明計(jì)算結(jié)果具有較高的準(zhǔn)確性.由于Zhang等[12]數(shù)值模擬所用到的雷諾數(shù)Re=1.31×105，進(jìn)一步說明典型單箱梁氣動力系數(shù)對雷諾數(shù)變化不敏感.綜上所述，選擇n-2的計(jì)算結(jié)果作為典型單箱梁流場特征數(shù)值模擬的分析對象.

圖3 數(shù)值模擬網(wǎng)格剖面Fig.3 Meshing section of numerical simulation

表1 不同網(wǎng)格分辨率氣動力系數(shù)和斯托羅哈數(shù)對比Tab.1 Comparison of aerodynamic force coefficient and Strouhal number under different meshing resolutions

1.3 流場特性

選取z=0截面，橋梁主梁模型流場瞬時壓力云圖和流線圖如圖4所示.由圖4可知，來流流經(jīng)主梁模型時在前緣發(fā)生分離，在后緣發(fā)生脫落，由流線可知展向渦周期性脫落，由壓力云圖可知，漩渦正反旋轉(zhuǎn)方向交替脫落，這也是氣動力周期性變化的原因.底面后緣處產(chǎn)生的漩渦尺度較大，證明經(jīng)過模型底面發(fā)展和脫落的大尺度展向渦是提供氣動力的敏感位置.

圖4 瞬時壓力云圖和流線圖Fig.4 Instantaneous pressure contour and flow streamlines

選取Q準(zhǔn)則來識別橋梁節(jié)段模型繞流場的漩渦結(jié)構(gòu)，當(dāng)Q=500 s-1時，橋梁節(jié)段模型繞流場瞬時渦結(jié)構(gòu)如圖5所示.由圖5可知，流經(jīng)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的展向渦和順流向渦結(jié)構(gòu)隨著遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)而逐漸消散.圖5a為尾流區(qū)出現(xiàn)大尺度展向渦，但展向渦并未出現(xiàn)典型卡門渦結(jié)構(gòu)，流場三維性較強(qiáng).由于存在大量順流向渦，導(dǎo)致展向渦二次不穩(wěn)定性扭曲并產(chǎn)生Λ渦，位置位于尾流區(qū)上部，證明頂面產(chǎn)生的展向渦強(qiáng)度較小，更容易發(fā)生失穩(wěn)成為順流向渦，而底面產(chǎn)生的展向渦仍保持近乎直筒狀，是導(dǎo)致風(fēng)致振動的主要原因.數(shù)值模擬結(jié)果說明，以大貝爾特橋東橋?yàn)槟Ｐ偷牡湫蛦蜗淞豪@流場中，由底面分離、發(fā)展和脫落的大尺度展向渦是導(dǎo)致氣動力周期性正弦波動的主要原因，同時也是風(fēng)致振動的原因，因此，以主梁底面作為內(nèi)置呼吸方式的擾動位置是一種最佳選擇，同時在底面后緣布置流動控制有可能抑制展向渦的尺度以及脫落.

2 內(nèi)置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng)

為了實(shí)現(xiàn)在橋梁底面形成空間周期性的，且吸吹氣沿展向交替出現(xiàn)的效果，提出一種內(nèi)置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng).內(nèi)置呼吸方式的三維展向擾動控制原理如圖6所示，圖6中，λ為展向擾動間距.內(nèi)置呼吸方式也是一種三維展向擾動控制的方法，其利用展向周期性布置吸吹氣的方式施加擾動，激發(fā)出三維展向不穩(wěn)定性的優(yōu)勢模態(tài)，令展向渦扭曲變形為Λ渦，從而抑制大尺度展向渦的發(fā)展與脫落，進(jìn)而抑制風(fēng)致振動.呼吸裝置的參數(shù)中，擾動間距、吸吹氣流量和呼吸裝置放置位置等控制變量是最主要的研究對象，這些參數(shù)決定了是否能有效激發(fā)結(jié)構(gòu)二次展向不穩(wěn)定性的最優(yōu)模態(tài).

圖5 橋梁節(jié)段模型瞬時渦結(jié)構(gòu)Fig.5 Instantaneous vortical structures of bridge sectional model

圖6 內(nèi)置呼吸方式三維展向擾動控制原理

Fig.6 Three-dimensional spanwise disturbance control principle with internal breath-configuration method

呼吸裝置工作原理如圖7所示.呼吸裝置是將一根沿展向通長的管道作為氣流通道，在內(nèi)部展向方向每間隔出一段距離進(jìn)行開孔用于實(shí)現(xiàn)吸吹氣.氣源通過軸流風(fēng)機(jī)提供，利用風(fēng)機(jī)前后的正負(fù)壓來實(shí)現(xiàn)管道一端吸氣一端吹氣的效果.為了使吸吹氣流呈現(xiàn)均勻流特征，在風(fēng)機(jī)下游設(shè)置蜂窩整流器.內(nèi)置呼吸方式就是呼吸裝置安裝在橋梁內(nèi)部，在橋梁建設(shè)期間，底板預(yù)留通風(fēng)孔，實(shí)現(xiàn)內(nèi)置呼吸方式，內(nèi)置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng)如圖8所示.

圖7 呼吸裝置工作原理Fig.7 Working principle of breath device

圖8 內(nèi)置呼吸氣流發(fā)生系統(tǒng)Fig.8 Internal breath flow generation system

3 內(nèi)置呼吸方式控制效果

3.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)

在進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)時，模型的選取和數(shù)值模擬相同.采用真空泵提供吸氣氣源，空氣壓縮機(jī)提供吹氣氣源的方式來等效代替風(fēng)機(jī).通過流量計(jì)自帶調(diào)節(jié)閥來改變流量大小，實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的流量.通過軟膠管將氣源系統(tǒng)、流量監(jiān)控系統(tǒng)和呼吸裝置相連接，從而實(shí)現(xiàn)呼吸裝置的吸吹氣交替出現(xiàn)的效果.

欄桿作為大跨橋梁上的主要附屬結(jié)構(gòu)，會惡化大跨橋梁的風(fēng)致振動穩(wěn)定性.在驗(yàn)證內(nèi)置呼吸方式流動控制方法對大跨橋梁渦激振動響應(yīng)的控制效果風(fēng)洞試驗(yàn)中，選取的橋梁模型是帶有欄桿的.

3.2 試驗(yàn)環(huán)境與工況

風(fēng)洞試驗(yàn)是在東北林業(yè)大學(xué)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室完成的，風(fēng)洞試驗(yàn)段長6 m，截面為1 m×0.85 m的矩形截面，風(fēng)速連續(xù)可調(diào)，風(fēng)速范圍為2～70.5 m/s，湍流度小于0.5%，不均勻性小于1%.采用自由振動懸掛系統(tǒng)，如圖9所示.

通過控制圖9中彈簧的剛度和彈簧間距調(diào)節(jié)系統(tǒng)豎向振動頻率和扭轉(zhuǎn)振動頻率.彈簧剛度為k=420 N/m.橋梁節(jié)段模型長度為0.8 m，寬度為0.387 5 m，高度為0.05 m，節(jié)段模型每延米的質(zhì)量為m=4.238 kg，相對應(yīng)的無量綱值為21.83；轉(zhuǎn)動慣量為I=0.449m2kg/m，相對應(yīng)的無量綱值為15.4.通過測試無風(fēng)狀態(tài)下的自由振動，采用布置在模型端部的激光位移計(jì)測試豎向位移和扭轉(zhuǎn)位移，測得豎向振動頻率為fv=4.52 Hz，豎向振動阻尼比為ξv=0.37%；扭轉(zhuǎn)振動頻率為ft=6.90 Hz，扭轉(zhuǎn)振動阻尼比為ξt=0.31%.試驗(yàn)的測試內(nèi)容主要包括橋梁節(jié)段模型的豎向位移、扭轉(zhuǎn)位移，以及尾流區(qū)域的順流向風(fēng)速.通過激光位移計(jì)來測量位移，采樣頻率設(shè)為1 000 Hz，采樣時間設(shè)為30 s.

圖9 橋梁節(jié)段模型與懸掛系統(tǒng)Fig.9 Bridge sectional model and suspension system

試驗(yàn)主要控制變量為內(nèi)置呼吸方式的擾動位置N、F、M、B、FB、FBX（分別對應(yīng)無控狀態(tài)以及擾動位置為底面前緣、中部、后緣、前后緣對稱與反對稱布置），其中FB指的是在底面前后緣對稱布置內(nèi)置吸吹氣，在同一個截面中，前后緣同吸同吹；FBX指的是前緣吸氣（或吹氣），后緣吹氣（或吸氣）.

3.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

通過位移均方根值表征結(jié)構(gòu)振動響應(yīng).RMS代表均方根值，U/fvB和U/ftB分別為豎彎振動和扭轉(zhuǎn)振動的折減風(fēng)速.在零度風(fēng)攻角下，擾動間距為3H，其中，H為模型梁高，根據(jù)劉歡[13]在大跨橋梁內(nèi)置定常吸氣控制風(fēng)致振動中的有效流量，參數(shù)設(shè)計(jì)中的流量選為8 L/min，擾動位置對橋梁節(jié)段模型渦激振動的影響如圖10～11所示.

由圖10可知，內(nèi)置呼吸方式對橋梁節(jié)段模型豎彎渦激振動有一定的抑制作用，振動響應(yīng)降低，起振風(fēng)速提高.其中，擾動位置在底面前后緣正對稱布置（FB）的抑制效果最好，基本上完全抑制了橋梁節(jié)段模型豎彎渦振，控制效率為85.4%；擾動位置在底面前緣（F）和后緣（B）雖然都控制了一部分豎向渦激振動，控制效率分別為77.3%和71.5%，但是B工況下起振風(fēng)速提高量比F工況多，證明在內(nèi)置呼吸方式中，底面后緣擾動優(yōu)于底面前緣擾動的作用；擾動位置在底面中部時，振動響應(yīng)的控制效果最差，控制效率為20.4%，起振風(fēng)速略有提高；前后反對稱布置（FBX）的控制工況并沒有完全抑制模型的豎彎渦激振動，控制效率為76.2%，原因可能是在內(nèi)置呼吸方式中，反對稱布置的同一截面不同氣流方向會相互抑制彼此的控制效果，使其對振動響應(yīng)的控制效果與單純的底面前緣或后緣擾動相比提升不高，對起振風(fēng)速的提高大約在F和B工況之間.

圖10 模型豎彎位移均方根隨折減風(fēng)速的變化Fig.10 RMS of vertical displacement of model versus reduced velocity

圖11 模型扭轉(zhuǎn)位移均方根隨折減風(fēng)速的變化Fig.11 RMS of torsional displacement of model versus reduced velocity

由圖11可知，與無控狀態(tài)相比，所有的控制工況對橋梁節(jié)段模型扭轉(zhuǎn)渦激振動都有控制效果.B工況的控制效果最好，控制效率達(dá)到67.4%，證明內(nèi)置呼吸方式控制橋梁節(jié)段模型扭轉(zhuǎn)渦振擾動敏感點(diǎn)在底板后緣；F工況和M工況都使得渦振響應(yīng)降低，控制效率分別為56.8%和49.2%，起振風(fēng)速有所提高，F(xiàn)B工況和FBX工況控制效果較差，控制效率分別為36.6%和32.5%，前者比后者起振風(fēng)速提高得更多，原因可能是內(nèi)置呼吸方式在控制扭轉(zhuǎn)渦激振動時，前后緣的吸吹氣流會相互影響，降低了控制效果，且同一截面前后緣吸吹氣不同時，相互制約效果更強(qiáng).

4 結(jié) 論

通過CFD手段研究非流動控制下的主梁流場特征，并得到了控制渦振的最優(yōu)擾動位置，并以降低大跨橋梁渦激振動響應(yīng)為目的，提出了內(nèi)置呼吸式流動控制方法.通過風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證了該方法在不同擾動位置對橋梁節(jié)段模型渦激振動的控制效果.主要研究結(jié)論如下：

1） 在典型單箱梁繞流場中，大尺度展向渦周期性脫落會導(dǎo)致氣動力正弦波動，當(dāng)渦脫頻率與主梁豎彎或扭轉(zhuǎn)自振頻率相同時會導(dǎo)致渦激振動的發(fā)生.根據(jù)瞬時渦結(jié)構(gòu)圖分析可知，在頂面產(chǎn)生的展向渦結(jié)構(gòu)由于尺度較小，會在尾流中迅速轉(zhuǎn)化為順流向渦，而在底面產(chǎn)生的展向渦結(jié)構(gòu)在尾流中仍保持較高的穩(wěn)定性，因此在底面產(chǎn)生、發(fā)展和脫落的展向渦是導(dǎo)致渦激振動發(fā)生的主要因素，而橋梁底面后緣是擾動的最佳位置，能夠有效抑制漩渦脫落.

2） 在不改變橋梁主梁原本外形的基礎(chǔ)上，基于三維展向擾動方式提出的內(nèi)置呼吸式流動控制方法的控制原理是通過周期性（空間上的周期性）吸吹氣的方式控制激發(fā)大尺度展向渦二次不穩(wěn)定性，將展向渦扭轉(zhuǎn)成成對出現(xiàn)的順流向渦，并相互抑制，從而降低展向渦尺度，進(jìn)而在根源上控制橋梁模型渦激振動響應(yīng).

3） 通過風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果可知，內(nèi)置呼吸式流動控制方法能夠降低橋梁節(jié)段模型豎彎和扭轉(zhuǎn)渦激振動響應(yīng)，在零度風(fēng)攻角下，呼吸流量為8 L/min，擾動間距為3H時，擾動位置為底面前后緣對稱布置時對豎彎渦振的控制效果最好，控制效率為85.4%；底面后緣布置對扭轉(zhuǎn)渦激振動的控制效果最好，控制效率為67.4%.這說明在底面后緣是否施加擾動對內(nèi)置呼吸式流動控制方法控制大跨橋梁渦激振動的效果影響很大.