在工业技术日益发展的今天，现代建筑高度越来越高[1]，现代桥梁跨度越来越大，结构风场的研究得到了普遍关注.大跨桥梁因其结构的愈发细长和柔性而使主跨整体刚度和阻尼降低，结构抗风性能不断降低，桥梁风致振动问题越来越突出[2-4]，其中主梁涡激共振作为典型风致振动逐渐成为大跨桥梁设计中需要考虑的关键问题.
涡激振动（VIV）是在一定风速下桥梁主梁尾流区交替产生展向漩涡脱落引发的，因其常发生于较低的风速范围，且持续时间长，这种现象称为锁定现象，
lvarez等[5]通过数值模拟研究动态桥梁节段模型的涡振响应，利用3DLES湍流模型，在合适的网格分辨率情况下模拟出该现象.这种振动对于桥梁结构疲劳耐久性有较大的影响[6-7].1994年，东京湾大桥在16～17 m/s的风速下产生了以竖弯振动为主的主梁涡激振动，最大振幅超过50 cm[8].
大跨桥梁发生涡激振动主要是由于大尺度展向涡在前缘发展，后缘脱落的结果[9]，而三维展向扰动[10]可以通过周期性扰动改变流场中顺流向流速的展向分布，使展向涡发生扭曲成为顺流向涡，成对出现的顺流向涡相互抑制，削弱了展向涡结构，进而在根源上抑制风致振动.张洪福[11]在对桥梁模型绕流场的观察中发现大贝尔特桥东桥在低雷诺数范围内优势模态为Mode-A，在高雷诺数范围内优势模态为Mode-C，这两种情况的展向扰动间距相差不大，说明展向扰动间距对雷诺数变化不敏感.
利用三维展向扰动流动控制原理，若在主梁底部通过一定装置构造出交替发生的吸气与吹气气流，进而形成内置呼吸方式的气流存在，可能成为一种有效的桥梁主梁涡振流动控制方法.通过CFD手段探究非流动控制下主梁的流场特性并寻找流动控制最优扰动位置，提出基于三维展向扰动的内置呼吸气流发生系统，并通过风洞试验手段验证内置呼吸方式流动控制方法对桥梁主梁涡激振动的控制效果；同时分析内置呼吸方式流动控制方法的控制机理.
1 非流动控制下主梁流场特性
1.1 数值模拟计算设置
桥梁模型的原型是大贝尔特桥东桥，主梁模型缩尺比为1∶80，模型断面具体尺寸如图1所示（单位：mm）.计算域如图2所示（单位：mm），主梁中心距入口边界1 000 mm，距出口边界2 500 mm，距上下边界750 mm，展向长度为400 mm，阻塞率为3.33%，符合低于5%的要求.计算域尺寸满足数值模拟要求.数值模拟时，工况选择为桥梁节段模型在风洞中受风静力荷载的状态，并观察主梁绕流场特征和气动力时程变化，因此对边界条件的设置为：入口边界采用速度入口边界，风速为2.5 m/s，湍流度为0.1%，湍流积分尺度为0.05 m；出口边界采用压力出口边界；上下及前后边界采用对称边界；主梁模型采用无滑壁面边界；流场设置为空气流体.
采用ICEM软件来划分网格，采用结构化网格，其质量较高而且相对于非结构网格数量较少.桥梁绕流场的漩涡存在在前缘分离，在后缘脱落的现象，同时要考虑边界层效应，因此网格为了准确模拟漩涡形态，需要在主梁表面和模型前后缘加密网格.随着尾流漩涡复杂性的降低，从而减少网格的密集程度.根据Zhang等[12]在数值模拟中的参数设计，贴体网格增长率应小于1.2，选择增长率为1.05，满足计算要求.网格划分情况如图3所示.
图1 模型断面尺寸
Fig.1 Size of model section
图2 数值模拟计算域
Fig.2 Computational domain for numerical simulation
数值模拟主要通过FLUENT软件进行求解，选择基于压力求解器，采用瞬态求解；湍流模型采用基于SSTk-w的延迟分离涡模拟（DDES）求解流体控制方程；选择PISO算法，计算结果更符合实际情况；时间步长设置为0.000 01 s，并设置气动阻力系数、气动升力系数、气动扭矩系数监视器.
1.2 网格分辨率无关性验证
不同网格分辨率气动力系数和斯托罗哈数对比如表1所示.表1给出了当Re=6.46×104时，四种网格分辨率的模拟结果和一种风洞试验结果，其中，Cd为阻力系数，Cl为升力系数，C′d为脉动阻力系数，C′l为脉动升力系数，St为斯托罗哈数.气动力系数和斯托罗哈数分别采用模型高度和宽度作为特征长度.
通过计算和比较可知，随着展向网格间距（Δz）和第一层贴体网格中心距壁面尺寸（Δy）的变化，网格量也随之改变，计算结果相差较小.与Zhang等[12]的数值模拟结果进行对比，发现计算结果相差较小，说明计算结果具有较高的准确性.由于Zhang等[12]数值模拟所用到的雷诺数Re=1.31×105，进一步说明典型单箱梁气动力系数对雷诺数变化不敏感.综上所述，选择n-2的计算结果作为典型单箱梁流场特征数值模拟的分析对象.
图3 数值模拟网格剖面
Fig.3 Meshing section of numerical simulation
表1 不同网格分辨率气动力系数和斯托罗哈数对比
Tab.1 Comparison of aerodynamic force coefficient and Strouhal number under different meshing resolutions
工况网格数（×106）Δz/mmΔy/mmCdClC′dC′lStn-12.4516.00.1000.0560.0310.0010.0210.275n-23.3612.50.0800.0590.0330.0020.0260.275n-34.5110.00.0600.0580.0340.0010.0180.275文献[12]4.3512.40.1240.0600.0420.0020.0540.265Taylor---0.0640.320-0.0310.194
1.3 流场特性
选取z=0截面，桥梁主梁模型流场瞬时压力云图和流线图如图4所示.由图4可知，来流流经主梁模型时在前缘发生分离，在后缘发生脱落，由流线可知展向涡周期性脱落，由压力云图可知，漩涡正反旋转方向交替脱落，这也是气动力周期性变化的原因.底面后缘处产生的漩涡尺度较大，证明经过模型底面发展和脱落的大尺度展向涡是提供气动力的敏感位置.
图4 瞬时压力云图和流线图
Fig.4 Instantaneous pressure contour and flow streamlines
选取Q准则来识别桥梁节段模型绕流场的漩涡结构，当Q=500 s-1时，桥梁节段模型绕流场瞬时涡结构如图5所示.由图5可知，流经结构产生的展向涡和顺流向涡结构随着远离结构而逐渐消散.图5a为尾流区出现大尺度展向涡，但展向涡并未出现典型卡门涡结构，流场三维性较强.由于存在大量顺流向涡，导致展向涡二次不稳定性扭曲并产生Λ涡，位置位于尾流区上部，证明顶面产生的展向涡强度较小，更容易发生失稳成为顺流向涡，而底面产生的展向涡仍保持近乎直筒状，是导致风致振动的主要原因.数值模拟结果说明，以大贝尔特桥东桥为模型的典型单箱梁绕流场中，由底面分离、发展和脱落的大尺度展向涡是导致气动力周期性正弦波动的主要原因，同时也是风致振动的原因，因此，以主梁底面作为内置呼吸方式的扰动位置是一种最佳选择，同时在底面后缘布置流动控制有可能抑制展向涡的尺度以及脱落.
2 内置呼吸气流发生系统
为了实现在桥梁底面形成空间周期性的，且吸吹气沿展向交替出现的效果，提出一种内置呼吸气流发生系统.内置呼吸方式的三维展向扰动控制原理如图6所示，图6中，λ为展向扰动间距.内置呼吸方式也是一种三维展向扰动控制的方法，其利用展向周期性布置吸吹气的方式施加扰动，激发出三维展向不稳定性的优势模态，令展向涡扭曲变形为Λ涡，从而抑制大尺度展向涡的发展与脱落，进而抑制风致振动.呼吸装置的参数中，扰动间距、吸吹气流量和呼吸装置放置位置等控制变量是最主要的研究对象，这些参数决定了是否能有效激发结构二次展向不稳定性的最优模态.
图5 桥梁节段模型瞬时涡结构
Fig.5 Instantaneous vortical structures of bridge sectional model
图6 内置呼吸方式三维展向扰动控制原理
Fig.6 Three-dimensional spanwise disturbance control principle with internal breath-configuration method
呼吸装置工作原理如图7所示.呼吸装置是将一根沿展向通长的管道作为气流通道，在内部展向方向每间隔出一段距离进行开孔用于实现吸吹气.气源通过轴流风机提供，利用风机前后的正负压来实现管道一端吸气一端吹气的效果.为了使吸吹气流呈现均匀流特征，在风机下游设置蜂窝整流器.内置呼吸方式就是呼吸装置安装在桥梁内部，在桥梁建设期间，底板预留通风孔，实现内置呼吸方式，内置呼吸气流发生系统如图8所示.
图7 呼吸装置工作原理
Fig.7 Working principle of breath device
图8 内置呼吸气流发生系统
Fig.8 Internal breath flow generation system
3 内置呼吸方式控制效果
3.1 试验模型参数
在进行风洞试验时，模型的选取和数值模拟相同.采用真空泵提供吸气气源，空气压缩机提供吹气气源的方式来等效代替风机.通过流量计自带调节阀来改变流量大小，实现稳定的流量.通过软胶管将气源系统、流量监控系统和呼吸装置相连接，从而实现呼吸装置的吸吹气交替出现的效果.
栏杆作为大跨桥梁上的主要附属结构，会恶化大跨桥梁的风致振动稳定性.在验证内置呼吸方式流动控制方法对大跨桥梁涡激振动响应的控制效果风洞试验中，选取的桥梁模型是带有栏杆的.
3.2 试验环境与工况
风洞试验是在东北林业大学风洞实验室完成的，风洞试验段长6 m，截面为1 m×0.85 m的矩形截面，风速连续可调，风速范围为2～70.5 m/s，湍流度小于0.5%，不均匀性小于1%.采用自由振动悬挂系统，如图9所示.
通过控制图9中弹簧的刚度和弹簧间距调节系统竖向振动频率和扭转振动频率.弹簧刚度为k=420 N/m.桥梁节段模型长度为0.8 m，宽度为0.387 5 m，高度为0.05 m，节段模型每延米的质量为m=4.238 kg，相对应的无量纲值为21.83；转动惯量为I=0.449m2 kg/m，相对应的无量纲值为15.4.通过测试无风状态下的自由振动，采用布置在模型端部的激光位移计测试竖向位移和扭转位移，测得竖向振动频率为fv=4.52 Hz，竖向振动阻尼比为ξv=0.37%；扭转振动频率为ft=6.90 Hz，扭转振动阻尼比为ξt=0.31%.试验的测试内容主要包括桥梁节段模型的竖向位移、扭转位移，以及尾流区域的顺流向风速.通过激光位移计来测量位移，采样频率设为1 000 Hz，采样时间设为30 s.
图9 桥梁节段模型与悬挂系统
Fig.9 Bridge sectional model and suspension system
试验主要控制变量为内置呼吸方式的扰动位置N、F、M、B、FB、FBX（分别对应无控状态以及扰动位置为底面前缘、中部、后缘、前后缘对称与反对称布置），其中FB指的是在底面前后缘对称布置内置吸吹气，在同一个截面中，前后缘同吸同吹；FBX指的是前缘吸气（或吹气），后缘吹气（或吸气）.
3.3 试验结果与分析
通过位移均方根值表征结构振动响应.RMS代表均方根值，U/fvB和U/ftB分别为竖弯振动和扭转振动的折减风速.在零度风攻角下，扰动间距为3H，其中，H为模型梁高，根据刘欢[13]在大跨桥梁内置定常吸气控制风致振动中的有效流量，参数设计中的流量选为8 L/min，扰动位置对桥梁节段模型涡激振动的影响如图10～11所示.
由图10可知，内置呼吸方式对桥梁节段模型竖弯涡激振动有一定的抑制作用，振动响应降低，起振风速提高.其中，扰动位置在底面前后缘正对称布置（FB）的抑制效果最好，基本上完全抑制了桥梁节段模型竖弯涡振，控制效率为85.4%；扰动位置在底面前缘（F）和后缘（B）虽然都控制了一部分竖向涡激振动，控制效率分别为77.3%和71.5%，但是B工况下起振风速提高量比F工况多，证明在内置呼吸方式中，底面后缘扰动优于底面前缘扰动的作用；扰动位置在底面中部时，振动响应的控制效果最差，控制效率为20.4%，起振风速略有提高；前后反对称布置（FBX）的控制工况并没有完全抑制模型的竖弯涡激振动，控制效率为76.2%，原因可能是在内置呼吸方式中，反对称布置的同一截面不同气流方向会相互抑制彼此的控制效果，使其对振动响应的控制效果与单纯的底面前缘或后缘扰动相比提升不高，对起振风速的提高大约在F和B工况之间.
图10 模型竖弯位移均方根随折减风速的变化
Fig.10 RMS of vertical displacement of model versus reduced velocity
图11 模型扭转位移均方根随折减风速的变化
Fig.11 RMS of torsional displacement of model versus reduced velocity
由图11可知，与无控状态相比，所有的控制工况对桥梁节段模型扭转涡激振动都有控制效果.B工况的控制效果最好，控制效率达到67.4%，证明内置呼吸方式控制桥梁节段模型扭转涡振扰动敏感点在底板后缘；F工况和M工况都使得涡振响应降低，控制效率分别为56.8%和49.2%，起振风速有所提高，FB工况和FBX工况控制效果较差，控制效率分别为36.6%和32.5%，前者比后者起振风速提高得更多，原因可能是内置呼吸方式在控制扭转涡激振动时，前后缘的吸吹气流会相互影响，降低了控制效果，且同一截面前后缘吸吹气不同时，相互制约效果更强.
4 结 论
通过CFD手段研究非流动控制下的主梁流场特征，并得到了控制涡振的最优扰动位置，并以降低大跨桥梁涡激振动响应为目的，提出了内置呼吸式流动控制方法.通过风洞试验验证了该方法在不同扰动位置对桥梁节段模型涡激振动的控制效果.主要研究结论如下：
1） 在典型单箱梁绕流场中，大尺度展向涡周期性脱落会导致气动力正弦波动，当涡脱频率与主梁竖弯或扭转自振频率相同时会导致涡激振动的发生.根据瞬时涡结构图分析可知，在顶面产生的展向涡结构由于尺度较小，会在尾流中迅速转化为顺流向涡，而在底面产生的展向涡结构在尾流中仍保持较高的稳定性，因此在底面产生、发展和脱落的展向涡是导致涡激振动发生的主要因素，而桥梁底面后缘是扰动的最佳位置，能够有效抑制漩涡脱落.
2） 在不改变桥梁主梁原本外形的基础上，基于三维展向扰动方式提出的内置呼吸式流动控制方法的控制原理是通过周期性（空间上的周期性）吸吹气的方式控制激发大尺度展向涡二次不稳定性，将展向涡扭转成成对出现的顺流向涡，并相互抑制，从而降低展向涡尺度，进而在根源上控制桥梁模型涡激振动响应.
3） 通过风洞试验结果可知，内置呼吸式流动控制方法能够降低桥梁节段模型竖弯和扭转涡激振动响应，在零度风攻角下，呼吸流量为8 L/min，扰动间距为3H时，扰动位置为底面前后缘对称布置时对竖弯涡振的控制效果最好，控制效率为85.4%；底面后缘布置对扭转涡激振动的控制效果最好，控制效率为67.4%.这说明在底面后缘是否施加扰动对内置呼吸式流动控制方法控制大跨桥梁涡激振动的效果影响很大.
[1]芦红莉.基于计算流体方法对建筑物风场分布 [J].沈阳工业大学学报，2019，41（2）：236-240.
（LU Hong-li.Wind field distribution of buildings based on computational fluid method [J].Journal of Shenyang University of Technology，2019，41（2）：236-240.）
[2]战庆亮，周志勇，葛耀君.开口桥梁断面颤振及气动措施的数值与试验研究 [J].同济大学学报（自然科学版），2017，45（4）：466-471.
（ZHAN Qing-liang，ZHOU Zhi-yong，GE Yao-jun.Numerical and experimental study of the mechanism of torsional flutter for open-cross-section composite beams [J].Journal of Tongji University （Natural Science），2017，45（4）：466-471.）
[3]Tang H J，Shum K M，Li Y L.Investigation of flutter performance of a twin-box bridge girder at large angles of attack [J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2019，186：192-203.
[4]Chen W L，Yang W H，Li H.Self-issuing jets for suppression of vortex-induced vibration of a single box girder [J].Journal of Fluids and Structures，2019，86：213-235.
[5]
lvarez A J，Nieto F，Nguyen D T，et al.3D LES si-mulations of a static and vertically free-to-oscillate 4：1 rectangular cylinder：effects of the grid resolution [J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2019，192：31-44.
[6]安伟胜.大跨度悬索桥主梁抗风试验研究 [J].北方交通，2018（8）：26-29.
（AN Wei-sheng.Research on wind resistance test for main beam of large-span suspension bridge [J].Northern Communications，2018（8）：26-29.）
[7]Park J，Kim S，Kim H K.Effect of gap distance on vortex-induced vibration in two parallel cable-stayed bridges [J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2017，162：35-44.
[8]张天翼.边主梁断面斜拉桥涡振响应及抑振措施 [D].成都：西南交通大学，2018.
（ZHANG Tian-yi.Vortex-induced vibration and counter-measures of cable-stayed bridge with compo-site girder [D].Chengdu：Southwest Jiaotong University，2018.）
[9]马存明，王俊鑫，罗楠，等.宽幅分体箱梁涡振性能及其抑振措施 [J].西南交通大学学报，2019，54（4）：724-730.
（MA Cun-ming，WANG Jun-xin，LUO Nan，et al.Vortex-induced vibration performance and control measures of wide twin-box girder [J].Journal of Southwest Jiaotong University，2019，54（4）：724-730.）
[10]Xin D B，Zhang H F，Ou J P.Experimental study on mitigating vortex-induced vibration of a bridge by using passive vortex generators [J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2018，175：100-110.
[11]张洪福.基于展向风场扰动的大跨桥梁单箱梁主梁风效应流动控制 [D].哈尔滨：哈尔滨工业大学，2018.
（ZHANG Hong-fu.Flow control on wind-induced effects of long-span single-box girders based on spanwise perturbation of wind field [D].Harbin：Harbin Institute of Technology，2018.）
[12]Zhang H F，Xin D B，Ou J P.Wake control of vortex shedding based on spanwise suction of a bridge section model using delayed detached eddy simulation [J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2016，155：100-114.
[13]刘欢.基于定常吸气的大跨桥梁风致颤振流动控制 [D].哈尔滨：哈尔滨工业大学，2017.
（LIU Huan.Steady-suction-based flow control of flutter of a long-span bridge [D].Harbin：Harbin Institute of Technology，2017.）