摘要
π型断面因构造简单与受力性能好，被广泛应用于桥梁建设中，但其抗风性能差，易产生涡激振动问题.本文以边箱式π型断面桥梁为研究对象，采用宽高比10∶1的π型断面刚体节段模型进行同步测振测压试验，并且通过计算流体力学方法加以对比验证，研究π型断面涡振性能与导流板抑振机理.试验结果表明：边箱式π型断面在0°、±3°风攻角下发生显著涡激振动，通过在断面两侧加设特定形式及尺寸参数的导流板措施可抑制断面竖弯及扭转涡振.其中，倒L型导流板措施气动优化效果显著，可有效消除涡振振幅，而水平导流板措施的抑振效果有限，相较于竖弯涡振，扭转涡振对于水平导流板尺寸参数更为敏感.通过对比数值模拟结果与表面气动压力分布，表明倒L型导流板措施能够优化断面气动外形，削弱断面上下表面旋涡脱落尺度和能量，同时降低断面所受的周期性气动力，从而有效抑制断面涡振.
随着桥梁设计理论和建设技术革新，现代桥梁结构逐步向大跨径、高柔度、低阻
π型断面作为典型开口钝体断面，按照主梁纵梁形式分为边箱式与边工字式，通过连接件将桥面和纵梁相连，两者共同受力，具有良好受力性能，同时π型主梁能充分利用混凝土抗压能力，与混凝土桥梁相比可减轻自重增大跨径，加上便于轻型化机械施工吊装，能极好地降低建设成本，被广泛应用于实际工程.但作为典型开口钝体断面，对风荷载作用极为敏感，其抗风稳定性能较差，易发生复杂涡激振动.目前，众多学者针对π型主梁断面涡激振动开展了许多研究.通过风洞试验，Kubo
基于目前π型主梁研究现
1 节段模型风洞试验
1.1 试验参数
刚体节段模型同步测振测压试验在长安大学风洞试验室CA-01风洞进行.该风洞试验段宽3 m、高2.5 m、长15 m，流场紊流度Iu<0.3％，风洞试验风速在1.0~53 m/s范围连续可调.
（a） π 型断面几何参数（单位：mm）
（b） 节段模型测点布置
图1 π 型断面几何参数及测点布置示意图
Fig.1 Geometric parameters of π-shaped section and layout of measuring points
图2 风洞试验节段模型示意图
Fig.2 Diagrams of wind tunnel test section model
| 参数名称 | 符号 | 单位 | 模型值 |
|---|---|---|---|
| 长度 | L | mm | 1 500 |
| 宽度 | B | mm | 600 |
| 高度 | D | mm | 60 |
| 等效质量 | m | — | 11.38 |
| 等效质量惯矩 | Jm |
kg· | 0.380 5 |
| 竖弯频率 | fb | Hz | 3.32 |
| 扭转频率 | ft | Hz | 7.81 |
| 竖弯阻尼比 | ξb | — | 0.291 |
| 扭转阻尼比 | ξt | — | 0.322 |
1.2 试验工况
节段模型试验在均匀流场中进行，研究π型断面在0°、±3°风攻角下的涡振特性，并设置多种导流板措施对断面涡振加以控制.导流板措施采用不同尺寸参数的水平导流板与倒L型导流板，其中，倒L型导流板由竖向裙板与水平导流板组成，设水平导流板长度为b，竖向裙板高度为d，边箱高度为D，π型断面宽度为B，如
图3 倒L型导流板示意图
Fig.3 Diagram of inverted L-shaped guide vane
| 工况编号 | 导流板试验方案 | 试验方法 |
|---|---|---|
| 1 | b=0.5D | |
| 2 | b=0.75D | |
| 3 | b=D | |
| 4 | b=1.5D | |
| 5 | b=2D | |
| 6 | b=D， d=0.5D | 同步测振测压 |
| 7 | b=D， d=0.33D | |
| 8 | b=0.75D， d=0.5D | |
| 9 | b=0.75D，d=0.33D | |
| 10 | b=0.5D， d=0.5D | |
| 11 | b=0.5D， d=0.33D |
2 数值模拟
针对推荐气动措施方案，采用流体力学软件 FLUENT进行数值模拟研究，欧阳克俭
依照与风洞试验模型1∶1比例关系进行几何建模，考虑模型在流场中沿顺风向阻塞率应小于5%，同时还原π型断面周围流场，设置计算区域尺寸15B×10B（B为原设计断面模型宽度），采用分块划分网格，π型断面位于网格加密区，模拟风流经断面时周围 流场的变化，在模型顺风向下游设置尾流加密区，便于捕捉尾流涡脱后的变化趋势，而其他部分则设置 较为稀疏网格，减少计算量，提高计算效率，计算域如
图4 CFD 计算域
Fig.4 CFD computational domain
图5 网格示意图
Fig.5 Grid diagrams
| 数值模拟 | 风洞试验结果 | 误差/% |
|---|---|---|
| St1=0.118 6 | St（v1）=0.124 5 | 4.739 |
| St2=0.051 9 | St（v2）=0.053 8 | 3.532 |
3 结果与分析
3.1 原始断面
（a） 竖向涡振响应
（b） 扭转涡振响应
图6 π型断面涡振响应曲线
Fig.6 Vortex-induced vibration response curve of π-shaped section
3.2 气动控制措施
（a） 竖向涡振响应
（b） 扭转涡振响应
图7 设置水平导流板π 型断面涡振响应曲线
Fig.7 Vortex-induced vibration response curve of π-shaped section of the horizontal baffle
（a） 竖向涡振响应
（b） 扭转涡振响应
图8 设置倒L 型导流板π 型断面涡振响应曲线
Fig.8 Vortex-induced vibration response curve of π-shaped section of the inverted L-shaped baffle
通过对比水平导流板与相同水平长度倒L 型导流板的试验结果，可知水平导流板、竖向裙板尺寸对主梁抑振效果影响显著，竖向裙板对于抑制π型断面涡激振动起决定性作用，竖弯及扭转涡振对竖向裙板长度变化敏感.当倒L型导流板水平长度b≥0.75D时，两种竖向裙板尺寸倒L型导流板均有效抑制π型断面涡振响应.当水平导流板b=0.5D时，两种措施涡振响应有明显区别，其中竖向裙板d=0.5D 时，低风速竖弯涡振响应仍然存在，但高风速涡振最大振幅显著减小.再对比措施9和措施11试验结果，当竖向裙板d=0.33D 时， 水平导流板长度b=0.75D倒L型导流板具有良好的抑振效果，而b=0.5D倒L型导流板无法抑制主梁断面涡振响应，说明水平导流板和竖向裙板尺寸取值均要求在一定范围内，两者组合抑制涡振最佳.
通过上述试验结果得出：倒L型导流板水平长度0.5D~D，竖向裙板长度0.33D~0.5D，在0°风攻角下对π型断面竖弯及扭转涡振均产生良好抑振效果.结合气动优化效果以及实际工程应用，选取设置措施8（b=0.75D， d=0.5D）π型断面进一步分析周围流场特性和表面气动力分布变化情况.
3.3 流场特性
CFD 数值模拟得到原π型断面以及加设导流板措施后断面周围流场瞬时涡量演化图，如
图 9 π 型断面绕流场瞬时涡量演化图（原断面）
Fig.9 Instantaneous vorticity evolution of flow field around π-shaped section （original section）
图10 倒L 型导流板断面绕流场瞬时涡量演化图（措施 8） Fig.10 Instantaneous vorticity evolution of flow field for section with inverted L-shaped guide vane（Case 8）
加设气动措施后，倒L型导流板使得来流在边箱前缘部分分离程度明显减弱，模型下表面形成的旋涡W1 流速明显降低，与原断面同一位置相比涡量显著减小，旋涡W2 在模型后缘发生涡脱时涡量也减小，且在模型尾流区有效抑制上下表面旋涡的交替脱落.为验证上下表面压力差是激励π型主梁断面发生涡激振动的诱因，列出π型断面及设置导流板绕流场的瞬时压力云图.由
图11 π型断面绕流场瞬时压力云图
Fig.11 Instantaneous pressure cloud diagram of flow field around π-shaped section
再对比同一时刻（nT+3T/4）原断面与倒L型导流板断面的瞬时压力云图和流线图，如
图12 不同断面绕流场瞬时压力云图对比（nT+3T/4）
Fig.12 Comparison of instantaneous pressure cloud diagrans around the flow field in different sections （nT+3T/4）
3.4 表面局部风荷载变化特性
上述3.3节通过CFD数值模拟原断面及措施8（b=0.75D，d=0.5D）下π型断面流场特性，讨论分析该断面发生涡振的诱因，此节通过测压试验结果进一步分析总结断面周围流场变化后结构表面风压特性和风荷载变化情况.图
图13 模型表面脉动风压系数分布（b=D）
Fig.13 Distribution of fluctuating wind pressure coefficient for the section（b=D）
图14 模型表面脉动风压系数分布（b=0.75D）
Fig.14 Distribution of fluctuating wind pressure coefficient for the section（b=0.75D）
图15 模型表面脉动风压系数分布（b=0.5D）
Fig.15 Distribution of fluctuating wind pressure coefficient for the section （b=0.5D）
由于措施11对π型断面表面脉动风压影响较小，进一步分析该措施下模型表面局部气动力与整体涡激力相关性，见
图16 模型表面相关系数分布（b=0.50D）
Fig.16 Distribution of correlation coefficient for the section（b=0.50D）
结合3.3节原断面及加设措施后断面周围的流场特性，通过对比两者表面的流场特性和风压变化，分析可知：π型断面上下表面前缘旋涡的尺度、能量大，负压幅值大且空间分布广，同时，断面上表面前缘处、下表面后缘处的脉动风压幅值也较大，两者具有统一性，说明上表面相对稳定负压区形成较大的周期性压力差与下表面后缘周期性的旋涡脱落，是诱发 π 型断面涡振的主要原因.加设推荐的倒L型导流板措施后，上下表面的旋涡尺度、涡量明显降低，压力差减少，并且上下表面脉动压力峰值也显著下降，降幅达 200%~300%，其他区域的压力分布也呈下降趋势，局部气动力与整体涡激力的相关性被破坏，削弱了气动力对整体涡激力的贡献程度，抑振效果极佳.
通过对比数值模拟和测压试验的结果，进一步证明合适尺寸的倒 L 型导流板能有效削弱气流分离程度，抑制旋涡生成，降低模型上下表面压力差，从而抑制桥梁涡振，降低桥梁疲劳破坏风险.然而大尺寸倒L型导流板需要更大板宽及质量，对桥梁整体稳定性存在影响，需要后续进一步研究验证.
4 结 论
本文以边箱式π型断面为研究对象，通过刚体节段模型测振测压实验，研究π型断面涡振特性和不同参数导流板抑振性能，通过数值模拟分析断面流场特性，得到以下结论：
1）0º、±3º风攻角下，宽高比10∶1的π型断面存在显著涡激振动，有两个涡振锁定区间且高风速涡振锁定区间振幅较大，断面抗风性能较差，只加设水平导流板措施无法有效抑制涡振，而倒L型导流板措施能显著抑制涡振响应.
2）对于倒L型导流板措施，水平导流板与竖向裙板尺寸参数对抑制π型断面涡振有重要影响，尺寸参数过大或过小，其优化效果均不佳.倒L型导流板尺寸参数（b=0.75D，d=0.5D）抑振效果最好.
3）倒L型导流板措施可改善风流经断面前缘分离程度，优化气动外形，削弱旋涡涡脱能量，削减π型断面上下表面周期压力差，使得流场与风荷载分布合理.
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