风嘴几何参数对双边箱式Π型梁涡振性能的影响

李加武，徐敏建，王子健,3，邢 松

(1. 长安大学公路学院，陕西西安 710064； 2. 长安大学风洞实验室，陕西西安 710064；3. 中国市政工程华北设计研究总院有限公司，天津 300074)

0引 言

近年来，双边箱式Π型梁因施工便利、受力合理、经济效益好等优点在现代桥梁中应用广泛。Π型梁是一种典型的开口钝体断面[1]，梁体抗扭刚度小，气动分离明显，绕流情况复杂，在风荷载的作用下易发生涡激振动。主梁的涡激振动是一种多发生在低风速区间的风致限幅振动现象，虽不会直接引起结构的失稳破坏，但容易导致构件疲劳损伤，对行车、行人的舒适性也会产生不利影响[2-5]。因此，改善Π型梁的涡振(VIV)性能从而提高其在大跨度桥梁选型中的竞争力具有重要的工程意义。根据现有研究，断面宽高比[6]、边板梁间距[7]等结构参数和风嘴[8]、导流板[9]、中央稳定板[10]、栏杆[11-13]等气动措施均对Π型断面的涡振性能有一定的影响。

风嘴有利于提高结构的气动稳定性，增大结构抗扭刚度且利于检修，因此在主梁设计中具有很好的适用性。目前，许多学者研究了风嘴措施对桥梁结构涡振性能的影响。陈强[14]通过风洞试验与数值模拟手段研究了Π型梁断面加装40°风嘴后的涡振性能，发现风嘴使气流过渡平滑，揭示了破坏尾流区漩涡形成的涡振抑振机理。王阳[15]采用中下偏心小风嘴有效抑制了0°风攻角下双边箱式Π型梁断面的涡激振动。钱国伟等[16]通过风洞试验发现将风嘴角度改小可以有效抑制Π型叠合梁的涡激共振，角度越小抑振效果越好。黄林等[17]发现带平台的三角形下行风嘴能有效抑制矩形钢箱梁的涡振。孟晓亮等[18]发现采用较尖的风嘴可以有效改善封闭和半封闭箱梁的涡振性能。周志勇等[19]针对港珠澳大桥大悬臂箱梁的主梁设计了梯形、翼形和小翼形3种风嘴结构，通过大比例节段模型试验发现3种措施均可以不同程度抑制主梁的竖弯涡振。李春光等[20]研究了风嘴角度对宽幅钢箱梁涡振响应的影响，发现减小风嘴角度对抑制竖弯涡振的效果较好。王骑等[21]提出短而钝的风嘴会弱化流线型钢箱梁断面的涡振性能，风嘴并不是越宽越尖越好，对特定的主梁断面会存在最优值。

以往的研究多聚焦于风嘴单个参数变化对结构涡振性能的影响，无法全面表征风嘴长度、角度、朝向等参数变化对结构的影响。本文以某双边箱式Π型梁节段模型为研究对象，通过测振试验研究了风嘴几何参数(风嘴长度与尖端高度)对其涡振性能的影响，结合计算流体动力学方法模拟了断面周围的流场特性，从而较为全面地探讨了不同风嘴措施的涡振抑制效果和机理，为工程实践和进一步研究提供参考。

1风洞试验

1.1试验模型

刚体节段模型测振试验在长安大学CA-01回流式风洞中进行，试验段长15 m，宽3 m，高2.5 m，风速在0～53 m·s-1连续可调，流场品质优良。

根据流动相似准则、试验段尺寸及试验要求，选取节段模型的几何相似比λL=1/40，模型长度1.5 m，双边箱式Π型梁原断面模型横截面尺寸见图1。节段模型主要由铝合金芯梁、木制外衣和电工板材横隔板组成，通过内支架由8根刚度一定的弹簧悬挂于试验段内，见图2。通过控制整个系统的质量与质量惯性矩模拟了设计的一阶竖弯频率和一阶扭转频率，具体设计参数见表1。

图1原断面节段模型横截面(单位：mm)Fig.1Cross Section of Original Section Segment Model (Unit:mm)

图2节段模型Fig.2Segmental Model

表1模型主要设计参数Table 1Main Design Parameters of Model

1.2试验工况

双边箱式Π型梁两侧风嘴的几何参数通过控制风嘴长度l和风嘴端部距主梁顶面的竖向距离(尖端高度)h进行改变，根据风嘴长度l与梁高D的比值分为3组工况，试验工况见表2。其中，l/D根据实际情况合理设置为0.667、0.866和1，h/D依次设置为1/6、2/6、3/6、4/6、5/6，通过更换风嘴实现，不同几何参数的风嘴形式见图3。

表2试验工况Table 2Experiment Conditions

图3风嘴外形及尺寸Fig.3Shape and Size of Wind Fairings

2试验结果

2.1原断面涡振性能

图4为双边箱式Π型梁原断面在0°、±3°风攻角下量纲一的竖向振幅与扭转角随试验风速的变化曲线。3个风攻角下，该Π型梁均可观察到明显的涡激共振现象，出现了1个竖弯涡振区间和2个扭转涡振区间。

图4Π型梁原断面振幅-风速曲线Fig.4Amplitude-wind Velocity Curve of Original Section of Π-shaped Girder

由图4可知，随着风攻角从-3°～+3°变化，Π型梁原断面的竖弯涡振起振风速从3 m·s-1增大至3.6 m·s-1时，最大量纲一的振幅从0.099 4增大至0.163 4，锁定区间长度呈增大趋势。原断面的扭转涡振起振风速同样增大，但最大量纲一的振幅和锁定区间长度呈减小趋势。0°风攻角时，原断面在试验风速3.2 m·s-1左右进入竖弯涡振区间，在4.4 m·s-1附近竖弯涡振量纲一的幅值达到峰值0.104 6，之后随试验风速的增加，竖弯涡振振幅快速衰减。原断面的第一涡振区间为2.4～3.4 m·s-1，此时扭转角振幅较小，当试验风速为4.4～6.1 m·s-1时，进入第二扭转涡振区间，最大扭转角振幅可达0.150 9°。

不同风攻角下，原断面的涡振发展规律较为相似，随着试验风速的增加，断面从第一扭转涡振区间进入竖弯涡振区间，在竖弯涡振区间的下降段向第二扭转区间发展，此时竖弯与扭转涡振存在部分重叠。可以看出，在很长的风速范围内双边箱式Π型梁原断面一直存在涡振，竖弯涡振与扭转涡振存在“此消彼长”的现象。

2.2风嘴几何参数影响

针对原断面出现的涡激共振现象，以0°风攻角下的Π型梁为主要控制对象，测试并记录了13个不同风嘴措施下双边箱式Π型梁的振动时程，研究风嘴长度和尖端高度等风嘴几何参数对双边箱式Π型梁涡振性能的影响，从而探究最佳的涡激共振控制措施。

图5为Π型梁断面在不同风嘴下量纲一的竖向振幅随试验风速的变化曲线。由图5可知，0°风攻角下，3组不同的风嘴仅工况3(l/D=0.667，h/D=3/6)和工况6(l/D=0.866，h/D=2/6)未能有效抑制双边箱式Π型梁的竖弯涡振，其余风嘴措施抑振效果显著。相较于原断面，工况3和工况6都能一定程度上降低最大竖向振幅和提高竖弯涡振起振风速，但工况3激发出了低风速区的竖弯涡振且使锁定区间变长，抑振效果最差。

图5不同风嘴形式下的Π型梁竖弯涡振响应Fig.5Vertical Bending Vortex Response of Π-shaped Girder Under Different Wind Fairing Forms

图6为Π型梁断面在不同风嘴气动控制措施下扭转角随试验风速的变化曲线。由图6可知，0°风攻角下，大多数风嘴措施都能一定程度上减小断面的最大扭转角和涡振锁定区间长度。除工况2(l/D=0.667，h/D=2/6)和工况3(l/D=0.667，h/D=3/6)增大了第一扭转涡振区间的最大扭转角外，其他措施都有效抑制了第一扭转涡振区间的形成。

图6不同风嘴形式下的Π型梁扭转涡振响应Fig.6Torsional Vortex Response of Π-shaped Girder Under Different Wind Fairing Forms

综合比较图5、6所示结果，不同风嘴几何参数下完全抑制住双边箱式Π型梁涡振响应的工况有工况5和工况13，可以看出h/D=5/6时，风嘴能有效抑制该类Π型梁断面的涡激共振现象。

为进一步评价上述风嘴几何参数对双边箱式Π型梁涡激振动的抑制效果，针对Π型梁的涡振最大量纲一的振幅、锁定区间长度和起振风速进行了分析，通过涡振抑制率综合表征各风嘴措施的抑振效果。由于Π型梁第一扭转涡振区间的振动情况相对第二扭转涡振区间较小，故不视作风嘴抑振效果的评价指标。

表3～5分别给出了Π型梁的涡振最大量纲一的振幅、锁定区间长度和起振风速在不同风嘴措施下的试验结果。可以看出：当h/D=2/6、4/6、5/6及l/D=1时，Π型梁未发生竖弯涡振，说明多数风嘴措施有抑制竖弯涡振的效果；多数情况下，当h/D一定时，l/D的值越大，Π型梁的涡振最大扭转角越小，锁定区间长度越短，起振风速越高，扭转涡振抑制效果越好；当l/D一定时，施加风嘴措施的Π型梁最大扭转角和锁定区间长度随h的增大多呈现先增大后减小的趋势，当h/D=2/6时，抑振效果最差。

分析可知，双边箱式Π型梁的涡振最大量纲一的振幅和锁定区间长度越小，起振风速越大，表明风嘴措施对其涡振的抑制效果越好，因此将风嘴的涡振抑制率ηi定义为

(1)

(2)

表3各工况下的涡振最大量纲一的振幅Table 3Maximum Dimensionless VIV Amplitude Under Various Conditions

表4各工况下的涡振锁定区间长度Table 4VIV Lock-in Length Under Various Conditions

表5各工况下的涡振起振风速Table 5VIV Starting Wind Speed Under Various Conditions

(3)

式中：A0、Ai分别为Π型梁原断面和施加风嘴措施断面对应的最大涡振量纲一的振幅；l0、li分别为Π型梁原断面和施加风嘴措施断面对应的涡振锁定区间长度；v0、vi分别为Π型梁原断面和施加风嘴措施断面对应的涡振区间起振风速。

图7给出了风嘴的涡振抑制率随风嘴长度、尖端高度的变化情况。从整体上看，风嘴长度l越长，尖端高度h越大，即风嘴扁平且尖端朝下时，对双边箱式Π型梁的涡振抑制效果越显著。

图7不同形式风嘴的涡振抑制率Fig.7VIV Suppression Rates of Different Wind Fairing Forms

3CFD数值模拟

3.1计算模型

通过计算流体动力学方法可以有效表征结构周围的流场特性，从而为定性解释风嘴几何参数变化对双边箱式Π型梁气动性能的影响提供直观依据。本文采用SST k-ω模型进行原断面、工况3、工况11和工况13下Π型梁断面的静态绕流模拟。

以0°风攻角为例，进行双边箱式Π型梁断面的涡振数值模拟。定义主梁宽度B为参照长度，计算域长25B，宽10B，Π型梁模型距上下侧边界的距离均为5B，距离上游入口边界和下游出口边界分别为5B和20B。计算域边界条件为：上游速度入口边界(velocity-inlet)设置湍流度0.5%的均匀来流，湍流黏性比为10%；下游压力出口边界设置为pressure-outlet；上下对称边界条件定义为symmetry。采用SIMPLE算法进行计算，时间步长取为0.000 5 s，收敛残差控制为1×10-5。图8为计算域设置示意图。图9为不同工况下断面网格划分示意图，对应的网格总数为130 000～160 000。

图8计算域设置示意图Fig.8Schematic Diagram of Calculation Domain Setting

图9不同工况下断面的网格划分Fig.9Grid Division of Section Under Different Conditions

3.2计算结果

图10为0°风攻角下双边箱式Π型梁原断面对应1个周期不同时刻的静态绕流涡量演化图(n为周期数，T为1个周期的时间)。对比分析施加不同风嘴措施前后Π型梁断面周围流场的演变情况。

图10原断面静态绕流涡量Fig.10Static Vorticity Around Flow of Original Section

一般而言，具有较高能量和较大尺度的漩涡是影响主梁断面流场的主导漩涡。由图10可知，Π型梁原断面工况中来流受阻于断面后，在Π型梁的上下转角位置发生了气流分离，在断面前缘及后缘产生了较高能量的漩涡脱落，后伴随着一个能量削弱但漩涡尺度较大的尾流区域。值得注意的是，随着时间推移，断面前缘下表面产生的漩涡逐渐向后缘移动，下表面漩涡处于不断产生与向下游移动的演变过程。

对比1个周期4个时刻的瞬时涡量演化图，Π型梁周围的漩涡稳定产生、脱落并移动，漩涡的主要变化区域在断面下表面及后缘转角处，同时在尾流区出现交替脱落且存在汇流现象的“卡门涡街”。nT时刻，来流受阻于断面在其上表面形成一个能量较高且狭长的负涡U_V1，再附着后于后缘形成一个高能量小尺度的负涡U_V2；断面下表面前缘的小尺度正涡D_V1初步形成，在其下游已有一个高能量正涡D_V3发生脱落并带动外侧负涡D_V2的产生；下表面后缘转角位置的正涡D_V4初具形态，其下游的正涡D_V5已经脱落，负涡D_V6的能量正在消减。随着时间的推移，在nT+T/4时刻，Π型梁上表面漩涡变化较小，下表面漩涡持续发展，正涡D_V3向下游方向移动，带动负涡D_V2尺度变大但能量消减；断面前缘下表面转角处的正涡D_V1逐渐成型；断面后缘下表面转角处形成新的漩涡X_V1；尾流区漩涡尺度增大，能量一定程度上减弱。到了nT+2T/4时刻，多数漩涡向下游发展，尺度持续增大，而能量消减；正涡D_V1尺度增大而能量基本不变，其左侧开始形成新的负涡X_V2；漩涡D_V2及D_V3移动至Π型梁中间位置；上表面负涡U_V2在下游脱落出现一个新的负涡S_V1；尾流区处正涡D_V4、D_V5和D_V6汇流形成一个大尺度的漩涡DV。在nT+3T/4时刻，漩涡充分发展，存在断面前缘能量增加、后缘能量消减的现象；漩涡D_V2及D_V3移动至Π型梁尾部；正涡X_V1即将脱落，尾部形成新的正涡X_V3，负涡D_V3消散趋势更加明显。

图11为0°风攻角下双边箱式Π型梁施加风嘴工况3(l/D=0.667，h/D=3/6)的断面静态绕流涡量演化图。由图11可知，施加风嘴工况3后Π型梁断面在1个周期内的静态绕流涡量演化图存在一定程度的变化，气流流经Π型梁断面后漩涡能量变化不大但漩涡尺度相对减小，相对原断面工况，Π型梁上表面流动分离产生的较大狭长漩涡显著减小且流动分离明显减弱，Π型梁前缘下表面的漩涡变小，而后缘上下转角处的漩涡能量和尺度有所增大，尾流区漩涡仍交替脱落但不发生气体汇流现象。

图11工况3静态绕流涡量Fig.11Static Vorticity Around Flow of Condition 3

可以看出，风嘴工况3可以使原Π型梁断面扁平化，有效减弱了气体流经断面时发生的流动分离现象，同时使漩涡尺度减小。另一方面，Π型梁下表面的漩涡D_V1、D_V2和D_V3仍表现为稳定产生、脱落和向下游移动，Π型梁后缘也同样存在稳定的漩涡脱落。结合图5(a)和图6(a)可知，工况3仅在一定程度上降低了Π型梁的竖弯和扭转涡振振幅，但未能抑制涡振的发生。由此推断，安装风嘴使断面扁平化可以减弱上表面的流动分离现象，减小漩涡尺度，从而减小Π型梁的涡振振幅。

图12为0°风攻角下双边箱式Π型梁施加风嘴工况11(l/D=1，h/D=3/6)的断面静态绕流涡量演化图。由图12可知，施加风嘴工况11后Π型梁断面在1个周期内的静态绕流漩涡能量和尺度均一定程度减小，Π型梁上表面的狭长漩涡转变为流经风嘴后基本不发生流动分离的小漩涡，尾流区漩涡仍交替脱落且存在较弱的气体汇流现象。

图12工况11静态绕流涡量Fig.12Static Vorticity Around Flow of Condition 11

可以看出，增大风嘴长度可以使Π型梁断面更加扁平，有效减弱了Π型梁上表面的气体流动分离，同时减小了漩涡能量及尺度，尾流区的漩涡脱落规律性降低，但是Π型梁下表面及尾流区的漩涡仍稳定产生、脱落和移动。结合图5(c)和图6(c)可知，工况11抑制了竖弯涡振的发生，对扭转涡振也有较好的消减作用，但无法完全抑制扭转涡振的发生。由此推断，安装更长的风嘴来增大断面扁平度可以有效减弱Π型梁上表面的流动分离，减小漩涡能量和尺度，从而降低Π型梁发生竖弯涡振的概率，但由于Π型梁下表面形成的周期性漩涡脱落，所以无法完全抑制扭转涡振的发生。

图13为0°风攻角下双边箱式Π型梁施加风嘴工况13(l/D=1，h/D=5/6)的断面静态绕流涡量演化图。由图13可知，施加工况13风嘴后，来流流经断面时仅发生微弱的气流分离便很快再附着于结构表面，分别在上下表面产生稳定且狭长的负涡和正涡，漩涡尺度大但能量不集中，漩涡强度明显减小，Π型梁断面周围和尾流区尤其是下表面原有的周期性漩涡脱落消失不见。该工况下气体的静态绕流基本处于稳定状态，断面涡量保持不变。

图13工况13静态绕流涡量Fig.13Static Vorticity Around Flow of Condition 13

结合图5(c)、6(c)以及图10～13可知，风嘴工况13采用尖端朝下的布置形式使Π型梁下表面更加接近流线型，在断面下方转角处气流分离产生的漩涡转变为几个大尺度较低能量的漩涡且不再发生脱落，尾流区交替脱落的“卡门涡街”不再形成，因此有效抑制了结构竖弯涡振和扭转涡振的发生。由此推断，双边箱式Π型梁下表面形成的周期性漩涡脱落是诱发其发生涡振的驱动性因素，安装尖端朝下的风嘴措施可以使Π型梁下表面更加接近流线型从而减少漩涡脱落，抑制涡振的发生。从流场的宏观角度来看，双边箱式Π型梁发生扭转涡振的条件是断面下表面出现周期性漩涡脱落现象。

4结语

(1)风嘴几何参数变化会对双边箱式Π型梁的涡振性能产生影响，施加风嘴措施可以有效抑制多数竖弯涡振，同时降低扭转涡振振幅。当h/D=5/6时，风嘴能完全抑制该类Π型梁的涡激共振。

(2)多数情况下，风嘴长度l越长，其尖端高度h越大，即风嘴扁平且尖端朝下时，Π型梁的涡振越大，量纲一的振幅和锁定区间长度越小，起振风速越大，风嘴措施对双边箱式Π型梁的涡振抑制效果越显著。

(3)安装风嘴有效减小了漩涡尺度，对改善Π型梁断面的涡振性能有利。双边箱式Π型梁下表面周期性脱落并移动的漩涡是诱发其扭转涡振的主要原因，尖端朝下的风嘴可以有效抑制双边箱式Π型梁下表面的漩涡脱落，从而抑制涡振的发生。

(4)本文仅就0°风攻角下几个特殊长度与尖端高度下风嘴对双边箱式Π型梁涡振性能的影响进行了研究，考虑到实际结构成桥和施工状态下气动外形和所处环境的复杂性，未来还需分析其他风攻角、存在栏杆和检修车轨道等附属设施及Π型梁断面几何参数变化下结构的涡振性能，为双边箱式Π型梁的减振抑振提供更多参考。