外置纵向排水管对扁平钢箱梁涡振性能的影响及气动控制措施研究

黄 林, 董佳慧, 王 骑, 乔雷涛, 廖海黎, 王 涛

(1.西南交通大学 桥梁工程系，成都 610031； 2.西南交通大学 风工程四川省重点实验室，成都 610031；3.中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安 710043)

随着近年来我国大跨度桥梁建设的发展，扁平钢箱梁因其质量轻、截面刚度大、稳定性好的特点，被广泛应用于大跨度悬索桥与斜拉桥设计中[1]。扁平箱梁是一种近流线型断面，相比桁架梁与开口箱梁这类钝体断面，其涡振性能受桥面附属结构(如桥面栏杆、检修车轨道)的影响较大，极易被诱发涡激振动[2-5]。尽管涡激振动不会像颤振一样带来灾难性的发散振动，但其发生在常遇低风速范围且出现频率较高，除了影响正常交通外，还可能导致构件的疲劳损伤。2020年，我国已建成的广东虎门大桥(扁平钢箱梁断面)也发生了显著的涡激振动现象，此次涡振的发生使桥梁的正常运营受到影响，同时也引起了不小的舆论风波。因此有必要开展扁平钢箱梁的涡振性能及制振措施研究。

针对如何改善扁平钢箱梁涡振性能，国内外学者已开展了一系列相关研究。Larsen等[6-7]研究了桥面外形的改变对扁平箱梁涡振性能的影响，发现桥面栏杆会显著降低箱梁的涡振性能，而导流板则能有效抑制箱梁的涡激振动。Nagao等[8]通过风洞试验研究了护栏的位置与尺寸对扁平箱梁的竖弯涡振响应的影响规律。李浩弘等[9]通过风洞试验与CFD仿真技术研究了桥面附属构件对某宽高比为12的宽体扁平箱梁涡激振动性能的影响，发现提高人行护栏透风率或内移检修车轨道均可有效降低断面涡振振幅，且提高人行护栏透风率还可缩短+3°和+5°风攻角下的主梁涡振风速锁定区间。朱思宇等[10]通过风洞试验研究了大攻角来流作用下检修车轨道位置和检修车轨道导流板位置、桥面防撞护栏类型、人行道防撞护栏类型以及阻尼比对扁平钢箱梁涡激振动性能的影响。Wang等[11]发现15°斜腹板倾角可以显著提高流线型箱梁的颤振和涡振性能。孙延国等[12]通过节段模型风洞试验发现，在检修轨道内侧布置导流板能将扁平箱梁底部的气流引离尾部，从而抑制梁体的涡激振动。Li等[13-14]采用1∶50节段模型风洞试验研究了风嘴、检修车轨道、导流板、抑振板和检修道栏杆对扁平箱梁涡振性能的影响，并通过1∶27节段模型试验验证了高透风率检修道栏杆的制振效果。Zhan等[15]通过节段模型风洞试验发现采用适当波长与高度的外侧栏杆可显著提高某整体式箱梁的涡振性能。胡传新等[16-17]通过结合大尺度节段模型测振、测压风洞试验以及CFD数值模拟分析，发现栏杆处的抑流板可有效消除某扁平钢箱梁的涡激振动，并对该气动措施的制振机理进行了阐释。

如今节约和保护水资源已成为我国一重大国策，环保对桥梁设计提出了更高的要求。2016年9月，国务院印发了《长江经济带发展规划纲要》，指出要注重保护和修复长江生态环境，对于跨越敏感水域(如长江、自然保护区、饮用水源保护区)的桥梁，桥面环保排水是桥梁设计与建设时必须考虑的一项重大问题[18]。

将桥面污水通过竖向泄水管汇入纵向排水管收集后排至沉淀池内进行集中处理是目前最有效的环保桥面排水方案[19]，但已有的针对扁平箱梁涡激振动研究的文献几乎没有考虑过外置纵向排水管对主梁涡振性能的影响。对于扁平钢箱梁，气动外形的改变对其涡振性能的影响显著，因此，需要就外置纵向排水管对扁平钢箱梁涡振性能的影响进行研究。

本文以某主跨为760 m的扁平钢箱梁跨长江大桥为工程背景，采用1∶50节段模型风洞试验，研究了外置纵向排水管对扁平钢箱梁涡振性能的影响及其特点。在对比设置导流板、水平稳定板以及改变栏杆透风率制振效果的基础上，提出了一种将水平稳定板、导流板与间隔封闭栏杆结合形成的组合气动制振措施，并借助计算流体动力学方法(CFD)对比了不同断面的绕流特性，对主梁涡振的发生机理与该组合措施的制振机理进行了探究。

1 原设计扁平箱梁涡振性能研究

1.1 试验参数

本文依托的背景工程为210+760+240=1 210 m跨径布置的扁平钢箱梁悬索桥，主梁采用扁平钢箱梁，梁高3 m，全宽30 m，宽高比为10，采用半漂浮体系，铅垂双索面布置，主梁断面细节如图1所示。

图1 主梁断面示意图(cm)Fig.1 Cross section of the main girder(cm)

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2.4 m(宽)×2.0 m(高)×16.0 m(长)。基于主梁及风洞断面尺寸，为满足风洞试验要求，试验模型缩尺比选用1∶50，模型长度、宽度和高度分别为2.095 m、0.6 m和0.06 m，阻塞度小于5%。主梁上表面进行蒙皮，栏杆与检修车轨道采用ABS塑料板制作，其中栏杆确保了透风率相似。节段模型通过8根拉伸弹簧悬挂在风洞中以确保模型可以发生竖弯和扭转振动，如图2所示。

我国发布的JTG/T 3360-01—2018《公路桥梁抗风设计规范》[20]建议钢箱梁桥的阻尼比取值为0.3%，故本次试验中竖弯阻尼比取为0.29%、扭转阻尼比取为0.22%。并根据规范计算得到该断面竖向涡激振动容许幅值为203 mm、扭转涡激振动容许幅值为0.281°。节段模型试验主要参数如表1所示。

表1 节段模型试验参数Tab.1 Section model test parameters

1.2 原设计扁平箱梁断面涡振性能

风洞试验分别在0°、±3°风攻角下的均匀流中进行，试验中风速范围为0.5～7.5 m/s，对应实桥风速范围1.7～25 m/s，风速间隔0.15 m/s，对应实桥风速间隔约0.5 m/s。试验结果如图3所示，图中数据均已换算成实桥。

可以发现，在0°、±3°风攻角下，原设计扁平箱梁断面未发生竖弯涡激振动，但存在一个扭转涡振区间(13～18 m/s风速)，且最大振幅均超过0.2°，0°风攻角下梁体的扭转涡振振幅最大达到涡振限值的2.84倍。

为了对该扁平箱梁及加装外置纵向排水管后断面的涡振性能进行研究，将原设计扁平箱梁断面命名为YSDM，装有外置纵向排水管的断面命名为DPDM，并通过设置导流板、水平稳定板以及间隔封闭栏杆等一系列气动措施用以改善主梁的涡振性能，具体试验断面分类如表2所示(表中数据均为实桥数据)。

表2 试验断面说明Tab.2 Description of test section

1.3 原设计断面涡振制振措施研究

扁平箱梁的涡振性能对其气动外形的变化十分敏感，参考已有的研究成果[21-22]，本文采用节段模型风洞试验研究了导流板以及外侧防撞栏杆透风率对扁平箱梁涡振性能的影响，具体措施细节如表3所示。

表3 气动措施示意图Tab.3 Aerodynamic measures and structural details mm

通过试验发现，设置气动措施后，主梁在+3°风攻角下涡振振幅最大，各工况在+3°风攻角下对应的最大涡振振幅如表4所示，表中数据均已换算至实桥。

表4 各断面最大涡振幅值Tab.4 The maximum VIV displacement of the main girder with different measures

由表4可知，单独使用检修车轨道内侧导流板(措施S1)会增大主梁扭转涡振振幅(最大达到涡振限值的3.81倍)。但在设置内侧导流板的同时，将外侧防撞栏杆按照隔二封一的方式进行间隔封闭则可以将主梁扭转涡振振幅降低至规范限值以下。

2 外置纵向排水管对扁平钢箱梁涡振性能影响研究

2.1 装有排水管的扁平箱梁断面涡振性能

由于该桥为跨长江大桥，为避免在运营期道路雨水直接流入长江以及危险品运输泄漏事故对长江水质造成影响[23]，需要在主梁斜腹板处设置外置纵向排水管(具体如图4所示)。为了研究排水管对扁平箱梁涡振性能的影响，在0°、±3°攻角，竖向阻尼比0.29%，扭转阻尼比0.22%下，测试了装有外置纵向排水管的扁平箱梁断面(DPDM断面)的涡激振动，试验结果如图5所示，图中数据均已换算至实桥。

图4 DPDM断面示意图(mm)Fig.4 Diagram of the DPDM section (mm)

由图5可知，加装排水管后，扁平箱梁断面的竖弯涡振性能发生显著变化，与原设计断面相比，+3°风攻角下，排水管断面出现了一个竖弯涡振区间(7～10 m/s)，最大振幅282 mm，超过涡振限值38.9%。断面的扭转涡振性能也发生了显著改变，最不利风攻角由0°变为了+3°，且最大涡振振幅也由0.96°增大至1.69°，增幅达76%。

研究表明设置外置纵向排水管会显著降低扁平箱梁的涡振性能，为了抑制梁体的涡激振动，在排水管断面加装前文中发现的原有效措施S2。通过节段模型风洞试验发现，设置措施S2后，排水管断面与原设计断面表现相似，梁体均在+3°风攻角下涡振振幅最大，+3°风攻角下梁体最大涡振振幅如表5所示。

表5 加装措施S2后主梁最大涡振幅值Tab.5 The maximum VIV displacement of the main girder with measure S2

可以发现，在+3°风攻角下措施S2可以完全消除DPDM-S2断面的竖弯涡激振动，但针对扭转涡激振动，措施S2仅能将断面最大扭转涡振振幅降低30.8%，加装措施S2后断面的最大扭转涡振振幅仍远高于涡振限值(最大达到涡振限值的4.16倍)。设置外置纵向排水管后，措施S2对该主梁涡振振幅的抑制能力显著降低。

2.2 流场分析

大跨度桥梁涡激振动制振措施的主要研究方法是通过风洞试验，但由于相同制振措施对不同断面主梁的制振效果可能存在较大差别，故制振措施的试验研究往往存在一定的尝试性和盲目性。计算机技术的发展为风工程研究提供了一种新的途径，即“数值风洞”[24]。借助CFD方法对主梁断面周围的速度场和压力场进行分析，能将气流分离、旋涡的脱落及再附现象的可视化，从而为制振措施的研究与设计提供方向。

为了对扁平钢箱梁的涡激振动有更直观的认识，并研究外置纵向排水管对扁平箱梁断面表面气体绕流的影响，本文借助Fluent软件，分别对YSDM-S2断面和DPDM-S2断面在静止状态下的非定常绕流进行仿真模拟，为装有排水管断面的涡振制振措施研究提供理论依据。

2.2.1 数值模拟计算工况及参数

数值模拟计算断面如图6所示。计算模型缩尺比选为1∶50，计算在+3°风攻角下进行，风速取2.5 m/s，收敛项残差控制在10×10-5，其余计算参数如表6所示。

表6 数值模拟参数设置Tab.6 Parameters of the numerical simulation

计算域设置如图7所示，计算域总尺寸为15B×28B(B为YSDM-S2断面模型宽度)。其中内层采用非结构化四边形网格，底层网格厚度设为7×10-5m，外层采用结构化四边形网格，网格总数在40万～50万，各断面的y+值均小于7。

图7 CFD计算域Fig.7 CFD computing domain

由于篇幅限制，本文的研究仅限于对涡振起振时(梁体未振动)的绕流特性以及非定常气动力，不涉及梁体振动后产生的自激气动力。

2.2.2 主梁绕流形态

涡激振动是气流绕经结构时周期性旋涡脱落的频率与结构某阶固有频率一致所引发的共振现象，旋涡结构及其脱落模式对涡振的发生起决定性作用。

图8为YSDM-S2断面在2.5 m/s计算风速下静态绕流的气动力矩CM(t)的频谱图，图中横坐标值为将气动力矩CM(t)随时间变化的时域数据进行傅里叶变换后得到的气动力矩CM(t)中所含有的频率成分，可以发现频谱图中共存在4个卓越频率，其值分别是：0.344 Hz、2.064 Hz、3.956 Hz与4.816 Hz。通过前文风洞试验得到YSDM-S2断面在+3°风攻角下扭转涡振起振风速V1为13.8 m/s，由此可计算得到V1点对应的St(v1)=0.099 3。通过数值模拟得到的YSDM-S2断面在+3°风攻角下St3(St3=0.094 9)与通过风洞试验得到的St(v1)相比，误差仅为4.43%，由此表明本文的模拟结果可较准确地再现计算断面的旋涡脱落与发展情况。

图8 YSDM-S2断面CM(t)频谱图Fig.8 CM(t) spectrum of YSDM-S2 section

本文通过提取各断面在不同时刻涡量变化的计算结果，分析断面旋涡脱落规律，从而确定引起梁体涡振的主要原因，为后续的制振措施研究提供设计方向。

选择St3=0.094 9对应的脱落周期作为观察周期，这样能够观察到引起断面振动的主要漩涡的演化情况，计算风速下YSDM-S2断面与DPDM-S2断面瞬时涡量演化图如图9所示。可以发现，YSDM-S2断面在A1与B1处并没有发生明显旋涡脱落现象，设置外置纵向排水管后，断面迎风侧斜腹板A1处生成一系列密集脱落的小尺寸旋涡，背风侧斜腹板B1处形成了一个大型的旋涡X1并发生旋涡脱落，且与梁体上方形成的旋涡一起在尾流区交替脱落形成典型的卡门涡街，同时对比新生成的漩涡脱落尺寸可以发现，尾部新形成的漩涡X1尺寸远大于迎风侧斜腹板A1处生成的一系列漩涡，同时相关文献均表明背风侧斜腹板处的尾流漩涡是引起该类扁平钢箱梁涡激振动的主要原因，因此能够增大背风侧斜腹板处的尾流涡脱，是外置排水管会显著降低该扁平箱梁涡振性能的主要原因。但设置外置排水管后断面A1与B1处产生的旋涡均没有影响到主梁底部C1处的旋涡尺寸与分布形态。

(a) YSDM-S2断面

(b) DPDM-S2断面图9 计算断面瞬时涡量演化图Fig.9 Transient vorticity evolution diagram around the calculated section

综上所述，外置排水管是引起主梁斜腹板旋涡形成及脱落的主要构件，但并不会影响主梁底部的绕流状态，因此后续的涡振制振措施设计与研究应针对如何改善主梁斜腹板处的气体绕流状态进行。

3 制振措施研究与制振机理初探

3.1 制振措施研究

通过风洞试验以及数值模拟结果可知，设置外置纵向排水管会显著改变扁平箱梁断面下表面斜腹板处旋涡脱落形态，从而降低主梁涡振性能，并使原有效制振措施(措施S2)制振能力显著降低至达不到规范要求。据此，开展了以措施S2为基础的组合气动措施研究，通过将措施S2(检修车轨道内侧导流板+外侧防撞栏杆封二封一)、导流板(设置于外置纵向排水管处)以及水平稳定板相组合，提出了4种组合气动措施(具体如表7所示)，并据此开展了1∶50节段模型涡振试验。

表7 气动措施示意图Tab.7 Aerodynamic measures and structural details mm

通过前文对排水管扁平箱梁断面的涡振试验结果可以发现，在+3°风攻角下，该断面的涡振响应最为显著。因此本研究针对+3°最不利风攻角工况(竖向阻尼比0.29%、扭转阻尼比0.22%)开展主梁涡振性能优化试验研究。各工况对应涡振振幅如图10与图11所示，图中数据均已换算至实桥。

图10 各工况竖弯涡振响应Fig.10 Vertical VIV displacement of each working condition

图11 各工况扭转涡振响应Fig.11 Torsional VIV displacement of each working condition

由图10与图11可知，措施S3～S6均能将排水管断面竖向涡振振幅降低94.8%以上，能够显著地抑制甚至消除主梁的竖弯涡激振动。针对主梁的扭转涡激振动，措施S3～S5均能起到一定的制振作用，但对应的扭转涡振振幅的降低率在40%以内，在措施S4的基础上增设水平稳定板形成的组合气动措施S6制振能力最优，能将主梁的扭转最大涡振振幅降低95.6%，该组合气动措施能够有效地同时抑制主梁的竖弯与扭转涡激振动。

为了进一步验证措施S6的制振性能，在0°、±3风攻角下，对DPDM-S6断面进行节段模型风洞试验，梁体涡振响应如图12所示。可以发现，加装措施S6后，梁体未发生竖弯涡激振动，仅在+3°与-3°风攻角下发生轻微扭转涡激振动，最大振动幅值分别为0.074°与0.078°，均远小于涡振振幅限值。试验结果表明该组合气动措施能够有效抑制装有外置纵向排水管的扁平箱梁断面的涡激振动。

3.2 制振机理初探

采用与第2章同样的数值分析方法，对DPDM-S6断面进行绕流模拟和制振机理分析，计算断面如图13所示。

图13 DPDM-S6计算断面简图Fig.13 Calculated section of DPDM-S6 section

计算风速下DPDM-S6断面的瞬时涡量演化图如图14所示，与DPDM-S2断面相比，该断面在迎风侧斜腹板A1处并没有产生一系列密集脱落的小旋涡，而是在排水管内侧导流板处形成一个尺寸较大的旋涡，但该旋涡并没有发生脱落。但断面绕流状态的主要改变在于，背风侧斜腹板处的导流板与水平稳定板极大减弱了断面下游斜腹板处的旋涡脱落现象，从而显著降低了尾流区卡门涡脱的能量，起到抑制涡振的作用。这也印证了前文对DPDM-S2断面绕流形态的分析结果，会增大背风侧斜腹板处的尾流涡脱，是外置排水管降低该扁平箱梁涡振性能的主要原因，而组合措施S6能够减弱该处的漩涡脱落则是该措施能够显著降低甚至消除DPDM断面涡激振动的主要原因。

图14 DPDM-S6断面瞬时涡量演化图Fig.14 Transient vorticity evolution diagram around DPDM-S6 section

通过提取数值模拟所得到的对涡振有较大影响的升力系数与力矩系数(如表8所示)，可以发现加装不同组合措施后，断面的三分力系数发生了较大的变化。与DPDM-S2断面的三分力系数相比较，DPDM-S6断面升力系数变化幅值由0.037 2降至0.008 9，降幅76.1%，力矩系数幅值由0.007 6降至0.002 2，降幅71.1%，两者的降幅均达到70%以上。对于每一种断面，三分力系数随时间的变化，本质上是由旋涡脱落引起的，由于周期性涡激力显著降低，涡振振幅也随之减小，这也印证了风洞试验结果，措施S6的制振效果优于措施S2。

表8 CFD数值模拟CL与CM数值统计表Tab.8 CFD numerical simulation CL and CM numerical statistics table

数值模拟结果表明，能够有效降低断面斜腹板处生成的旋涡尺寸并抑制了该处的旋涡脱落现象，从而导致断面所受到的气动力变化幅值下降，是组合气动措施S6能够屏蔽外置纵向排水管的影响，抑制扁平箱梁涡激振动，提高断面涡振性能的主要原因。

4 结 论

基于本文涉及的节段模型风洞试验和数值模拟结果，得出以下主要结论：

(1) 沿桥纵向设置外置排水管会显著降低扁平钢箱梁涡振性能，并会极大地减弱原有效制振措施(措施S2)的制振效果，装有外置纵向排水管的扁平钢箱梁断面在抗风规范建议阻尼比0.3%条件下存在较显著涡激振动，且振幅超过规范允许值。

(2) 组合措施(措施S6)可在不同风攻角下完全消除装有外置纵向排水管的扁平钢箱梁断面的竖弯涡激振动，并显著抑制扭转涡激振动。

(3) CFD的模拟结果表明，外置纵向排水管会加剧断面下表面(尤其是背风侧)斜腹板处的旋涡脱落现象，在排水管处设置导流板与水平稳定板(措施S6)能显著减弱斜腹板处的旋涡脱落现象，起到抑振主梁涡振的作用。

需要指出的是，梁体在涡激振动与静止时，周围流场存在显著差异，后续试验研究中将考虑采用PIV与动网格CFD数值模拟相结合的技术，对该有效气动措施的制振机理进行更深入的研究。