基于内置吸/吹气流控制方法的单箱梁涡激振动抑制

《Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics》：Suppression of single-box girder vortex-induced vibration by using Internal Suction-Blowing flow-control Method

　　

摘要

流线型单箱梁上横流向涡的脱落是涡激振动（VIV）的主要原因。三维（3D）横流向扰动方法通过激发横流向涡的次生不稳定性来抑制涡激振动，促使横流向涡向流向涡转变。内部吸吹法（ISBM）通过在梁体表面周期性布置吸气和吹气孔实现流动控制。本研究通过风洞试验验证了ISBM在控制单箱梁涡激振动方面的有效性。结果表明，ISBM是一种高效且无负面影响的流动控制方法。最佳扰动位置为梁体下缘的后缘。较小的扰动间距、较大的单孔流量系数以及较大的孔径可取得最佳控制效果。垂直和扭转涡激振动的最小有效单孔流量系数分别为C_Qv = 2.28 × 10^?3和C_Qt = 0.97 × 10^?3。最小有效孔径为a = 3 mm，最佳无量纲横流向扰动间距为λ = 2。尾流分析结果表明，ISBM通过激发横流向涡的三维不稳定性抑制了单箱梁的涡激振动。

引言

随着桥梁跨度的增加，风对大跨桥梁箱梁的影响愈发显著，学者们将注意力集中于不利风效的机理分析与控制上。箱梁的主要不利风效包括颤振和涡激振动（VIV）。颤振是指随着风速增加，箱梁的气动阻尼逐渐减小；当风速超过颤振临界风速时，箱梁进入负气动阻尼状态，持续从流场中吸收能量，导致振幅逐渐增大，最终可能导致结构失效；颤振是一种发散型振动形式（Aninaa等，2015）。涡激振动是指随着风速增加，流场中涡脱落作用于箱梁的周期性气动力的频率不断升高；当风速达到涡激振动起始风速时，气动力频率接近箱梁的固有频率，从而引发涡激振动；涡激振动是一种有限幅振动（Jin和Kim，2017）。通常，箱梁颤振发生在较高风速下。常用的近流线型单箱梁、分离式双箱梁和桁架梁等形式可以有效提高颤振临界风速，避免在桥梁环境中的极端风况下发生破坏性颤振（Sato等，2002）。然而，对于涡激振动而言，箱梁形式的改变对涡激振动气动性能的影响相对较小。此外，随着桥梁主跨的增加，箱梁结构的刚度和阻尼降低，使涡激振动更易发生。与颤振相比，箱梁涡激振动通常发生在较低风速下，且由于涡激振动锁定效应，它可以在较宽的风速范围内发生，表明涡激振动是当前大跨桥梁更常见的不利风效（Zhang等，2019）。尽管涡激振动是一种有限幅振动，不会导致结构失效，但它可能影响桥梁上的行车安全，并可能导致桥梁结构的疲劳损伤。2002年，日本跨东京湾大桥观测到了显著的涡激振动现象（Fujino和Yoshida，2002）。2003年，Larose等（2003）通过风洞试验研究了狮子山隧道桥箱梁的涡激振动现象。2022年，Zhao等（2022）通过现场实测研究了虎门大桥的涡激振动。

目前控制单箱梁涡激振动的常用方法主要分为机械方法和流动控制方法。机械方法包括调谐质量阻尼器（TMD）、主动质量阻尼器（AMD）、液调阻尼器（LTD）等（Sun等，2020）。通过合理设置设计参数，机械方法可以直接为箱梁结构提供附加阻尼，从而实现振动抑制。然而，这些抑制装置通常体积庞大，复杂的机械结构使得生产、安装和维护成本高昂。流动控制方法旨在通过优化结构气动外形或对结构周围流场施加扰动来控制涡激振动。根据是否需要外部能量输入，流动控制方法分为被动和主动方法。被动方法包括导流板、扰流板、中央稳定板等。2003年，Larose等通过风洞试验研究了在不同雷诺数下导流板对狮子山隧道桥箱梁涡激振动的控制效果。结果表明，导流板在高雷诺数下能有效降低涡激振动幅值，但在低雷诺数下会增加幅值。2022年，Ge等（2022）数值模拟了扰流板对虎门大桥箱梁周围流场的控制效果。结果表明，在栏杆上安装扰流板是抑制单箱梁涡激振动的一种有效方法。主动流动控制方法包括稳态抽吸、主动襟翼等。2016年，Zhang等（2016）数值模拟了抽吸对单箱梁周围流场的控制效果。结果表明，在箱梁下缘按间隔布置稳态抽吸能有效降低桥梁断面模型的气动力系数。2015年，Boberg等（2015）通过风洞试验提出了主动襟翼的控制律，在0.5 s到5 s内抑制了振荡，取得了优异效果；最佳控制律比无襟翼的未控制情况快三倍地稳定了系统。与机械方法相比，流动控制方法具有装置简单、生产和安装成本低、控制手段直接有效等优势。

根据安装位置，流动控制装置可分为2D和3D形式。以导流板为例，传统的流动控制措施通常沿大跨桥梁箱梁的跨度连续布置。这意味着在任何梁截面处，导流板相对于箱梁的相对位置是恒定的，学者们通常使用2D结构模型来研究装置对大跨箱梁涡激振动的控制效果。然而，即使在均匀来流条件下，箱梁结构周围沿跨度方向的流场也表现出复杂的3D流动特征。2013年，Hwang等（2013）描述了横流向涡次生不稳定性的演化过程。周期性横流向扰动改变了尾流流动的横流向速度分布，导致流向速度的横流向时间平均分布发生周期性变化，使横流向涡扭曲为流向涡。2005年，Kim和Choi通过数值模拟比较了2D和3D吸吹控制对圆柱体气动力的控制效果。结果表明，3D横流向扰动控制比2D控制更为高效。尾流涡脱落研究表明，横流向涡向流向涡转变的过程可根据一个涡脱落周期内流向涡旋转方向的改变次数分为三类——A型、B型和C型（Williamson，1996；Leweke和Williamson，1998；Choi和Yang，2014）。横流向涡的次生不稳定性改变了钝体周围流场特征的横流向分布，显著削弱了由涡脱落引起的（原本被认为具有2D特征的）周期性气动力的横流向相关性，从而降低了风致振动气动力。利用横流向涡的三维不稳定性可以实现大跨桥梁箱梁的涡激振动抑制。

近年来，吸吹流动控制的有效性已在大跨桥梁结构抗风、大跨屋顶结构和高层建筑领域得到验证。基于横流向涡的三维不稳定性，本文提出了一种基于3D横流向扰动的用于单箱梁涡激振动控制的内部吸吹法（ISBM），并通过风洞试验验证了该方法在控制大跨桥梁箱梁涡激振动方面的有效性，同时研究了吸吹装置不同设计参数对控制效果的影响。

各节摘要

内部吸吹法

内部吸吹法（ISBM）是一种三维横流向流动控制方法。3D横流向流动控制的机理是沿钝体跨度周期性布置扰动，以激发横流向涡的次生不稳定性，从而降低其强度，最终实现涡激振动抑制（He等，2025）。ISBM通过在单箱梁下缘沿跨度间隔布置吸气和吹气孔来实现3D横流向扰动。

实验装置

研究ISBM对单箱梁涡激振动控制效果的风洞试验在东北林业大学风洞实验室进行。该实验室配备有一台闭式回流风洞，试验段长度为6 m，矩形截面为1 m × 0.8 m。风洞风速可从2到70.5 m/s连续调节，湍流强度小于0.5%，不均匀度小于1%。

单箱梁模型的样机

结果与讨论

• (1)
  扰动位置

在α =0，C_{Qv =}3.03 × 10^?3，C_Qt = 1.94 × 10^?3，λ =3，a = 5 mm条件下，不同ISBM扰动位置对单箱梁垂直和扭转涡激振动控制效果的影响如图9所示。

由图可知，ISBM可以在最佳扰动位置有效控制涡激振动幅值。对于垂直振动，当扰动位置为T时，幅值降低效果最佳，涡激振动

结论

本文提出了一种基于三维横流向扰动的内部吸吹流动控制方法，并通过风洞试验验证了ISBM在控制单箱梁涡激振动方面的有效性。试验结果阐明了不同ISBM控制参数对控制效果的影响，揭示了该方法的控制机理。主要结论如下：

• (1)
  ISBM可以有效控制单箱梁的涡激振动，且没有

CRediT作者贡献声明

韩斌：撰写 – 审阅与编辑，撰写 – 原稿，方法学。周道成：形式化分析，数据整理。辛大波：资源，项目管理，方法学，资金获取，概念构思。张洪福：验证，方法学，调查研究，形式化分析，数据整理。黄晓敏：可视化，调查研究。吴永木：可视化，调查研究。

利益冲突声明

作者声明，他们不存在可能影响本文所报告工作的已知竞争性财务利益或个人关系。

致谢

本研究得到国家重点研发计划（资助编号：2022YFC3005304）和国家自然科学基金（资助编号：52368070）以及海南省科技专项基金（资助编号：ZDYF2026SHFZ093）的支持。

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