涡激振动是大跨度桥梁在低风速环境下特有的一种风致振动现象，这种振动具有自激性质，但结构的振动反过来会对涡脱形成某种反馈作用，从而限制了涡振振幅。因此涡激共振可描述为一种带有自激性质的风致限幅振动^[1]。

研究涡激振动主要有4种方法，主要包括理论解析、试验模拟、数值计算与实地观测。作为流体动力学的基石，纳维斯托克方程(N-S方程)虽深刻揭示了流体运动的本质，但该方程的求解一直是世纪难题。风洞试验在模拟大气边界层风场对桥梁等结构的影响方面展现出独特优势^[2]。尽管风洞试验提供了宝贵的试验数据，但桥梁风致振动的内在机制仍有待进一步深入探究。虽然现场实测可为获取桥梁结构气动响应提供最为直接且可靠的数据支持，但鉴于桥梁结构安全性的至关重要性，风洞试验在设计阶段仍被视为不可或缺的环节，旨在预先评估并优化结构在风荷载作用下的性能表现。

随着计算技术的飞速发展，计算流体力学(CFD)技术异军突起，为涡激振动的研究开辟了新途径。数值风洞不仅能够模拟复杂的风场环境，减少物理试验的成本与时间，还具备流场可视化的优势，有助于直观地理解流动现象。然而，CFD技术的准确性高度依赖于研究者对网格划分及湍流模型的精准把握，这要求研究者具备深厚的专业知识与丰富的实践经验。针对N-S方程在湍流求解中的难题，学者们开发了多种湍流模型^[3]，为CFD技术在涡激振动研究中的应用提供了有力支撑。

涡振抑制措施中气动措施控制效果明显，且经济成本最低。目前大多数的气动措施都是沿着桥梁跨径方向不变的二维抑振措施，如：增加气动附属措施，包括稳定板、格栅、风障、翼板、分流板、裙板、导流板、隔流板等^[4]；调整主梁固有外形的，如主梁开槽、槽内倒角、设计风嘴、检修轨道形式等。为了有效抑制主梁的涡激振动，采用了以特定的间隔设置封闭护栏的方式，旨在打破尾流中旋涡脱落的规律性，从而避免涡振与护栏结构的自然振动频率发生不利的耦合作用。因此，基于流体绕流特性的深入分析，科学地探究涡激振动的产生机理，并据此寻求有效的抑制手段，是确保结构安全与稳定的重要途径。

胡传新等^[5-6]通过风洞试验深入分析了流线型闭口钢箱梁在涡振过程中的气动力与结构行为的同步演变，揭示了涡振充分发展时箱梁表面压力脉动主要由模型振动自激产生，且涡振的主要诱因在于特定区域(如上表面下游、下表面及风嘴转角附近)的气动力显著变化。黄林等^[7]的研究则聚焦于主梁气动外形对涡激振动的影响，特别是指出低透风率护栏易导致气流分离和桥面旋涡漂移，进而引发涡激共振。崔欣等^[8]探讨了护栏透风率对涡振特性的影响，发现透风率减小能调整涡脱频率，使之远离结构扭转频率，从而有效抑制涡振。李明等^[9]以太洪长江大桥为例，优化了涡振气动措施，通过设置透风率为83.3%的减振板降低了来流的跨向相关性，显著提升了抑振效果。曹丰产等^[10]对比金塘大桥施工与成桥阶段的风洞试验结果进行分析对比，指出护栏形状对振幅有显著影响。张亮亮等^[11]通过数值模拟发现护栏透风率下降会改变气流再附点位置向下移动，且会引起不同攻角下模型表面气动力分布存在差异。姜天华^[12]也应用数值模拟分析并指出透空护栏会改善升力系数和扭矩系数，并建议大跨度风敏感桥梁应采用高透空率的护栏形式。

针对斜腹板钢箱梁断面这一具有明显钝体特性的结构，本研究综合多种研究方法及气动措施，特别是采用顺桥向非均匀封闭护栏的气动措施，并借助大涡模拟(Large Eddy Simulation，LES)技术，对结构绕流场进行全域性瞬态分析，从主梁绕流特性的速度分布、立体旋涡结构的变化及表面压力分布等方面研究主梁断面的涡振机理^[13-19]，对比分析不同护栏在顺桥向上的不同措施对绕流场特性及结构受力状况的影响。

本研究以某斜腹板钢箱梁成桥状态主梁断面为研究对象，宽高比为9.7(桥宽为38.8 m，梁高为4 m)，主梁标准断面如图 1所示。

图 1 主梁标准断面 Fig. 1 Standard cross-section of main girder

图选项

本研究所采用的大比尺节段模型的风振试验在边界层风洞中进行。测试部分的风洞尺寸为3.0 m宽×2.5 m高×15.0 m长，其均匀边界层中的湍流强度小于0.3%。在测试中，由风力涡轮机产生的来流均匀风速最大为20 m/s。标准化后的节段模型风洞测振试验结果如图 2所示。试验结果显示，成桥状态的斜腹板钢箱梁会发生明显的竖向涡激振动；特别是在正风攻角的工况下，竖弯振动的幅度会显著增大，对桥梁的稳定性和安全性构成显著影响。

图 2 原始断面无量纲振幅-风速曲线(竖弯涡振) Fig. 2 Curves of dimensionless amplitude and wind speed of original cross-section (vertical bending vortex vibration)

图选项

两种护栏形式如图 3所示。方案1为采取开三闭一的形式(简称S1O3)，封闭效率为25%(2.5 m/10 m=25%)；方案2为采取开二闭一的形式(简称S1O2)，封闭效率为33.3%(2.5 m/7.5 m=33.3%)。

图 3 外护栏顺桥向布置形式 Fig. 3 Outer railing layout form along bridge

图选项

(1) 几何模型及边界条件

本研究采用有限元软件Ansys Fluent进行CFD数值模拟。风洞测振试验结果显示在5°和3°风攻角下出现明显竖弯振动，因此在进行数值模拟计算时也选取了这2种工况及采用外护栏顺桥向非均匀布置气动干预措施进行详细的瞬态流场模拟。在模拟过程中，计算风速选择为斜腹板钢箱梁大比尺模型原始断面对应各风攻角下原始断面的起振风速为0.768 m/s，以确保模拟条件与风洞试验情况的一致。

数值模拟所采用的几何模型严格遵循与风洞试验中大比尺模型相同的缩尺比例，确保模拟条件的一致性。计算区域划分为大风场与局部小风场2部分：大风场总体尺寸依据模型宽度B与长度L确定，尺寸为6B×20B×L；局部小风场则采用圆柱形设计，便于灵活调整风攻角，以适应不同工况需求。计算域的二维平面布局如图 4所示。风速入口采用Velocity-inlet类型设置边界条件，确保模拟风速的精确控制；出口则配置为Pressure-outflow，以模拟实际流场中的压力释放。上下前后4个边界均设置为Symmetry。2个计算域之间的接触面通过interface进行连接，实现了网格重组与数据传递的高效处理，确保计算过程的连续性与准确性。设置速度入口的湍流强度为0.5%，黏性比为5%。

图 4 计算域设置 Fig. 4 Computational domain setting

图选项

(2) 计算网格划分及验证

为了确保流场模拟的迭代过程平稳高效，对计算区域统一采用高质量的六面体网格进行划分，该网格类型具有很好的均一性。为了进一步验证所选网格的适用性，进行网格无关性验证，不同网格密度下的验证结论如表 1所示。

本研究选取4.83×10⁶个网格的网格划分方式进行后续原始断面振动机理及栏杆展向不均匀布置气动措施有效性分析研究。圆柱形小风场划分约4.70×10⁶个网格以确保局部流场的精细模拟；大风场则分配了约0.1×10⁶个网格以合理平衡计算资源与全局流场的解析度。

设T为旋涡发生的周期。Q准则为数值模拟中的旋涡识别方法，一般Q>0，表示涡量占主导作用，即旋转大于变形，认为存在涡旋运动。在5°风攻角，3T/4且Q=1×10^―3的条件下，采用S1O2措施显著改变了流场特性，该措施的封闭段前直接阻挡了来流，导致迎风侧的旋涡无法形成，且碰撞后的来流改变了上游流速方向，促使封闭段上方形成更大尺寸的旋涡。封闭段的后侧区域由于形成了相对较低的气压区域，这一负压效应吸引了来自两侧的气流，促使其在封闭段外侧形成围绕y向(其中横桥向为x向；竖向为y向；桥梁跨径方向为z向)旋转的涡流。与此形成鲜明对比的是，在原始断面的中央防撞护栏处，原本可以清晰观察到的显著旋涡结构在S1O2护栏配置下则不再显现。该变化揭示了护栏在顺桥向的非均匀布置加剧了绕流场中三维涡旋结构的复杂程度。在来流风速恒定的条件下，即输入能量保持不变时，增设S1O2措施后，流场经历了两大转变：一是封闭段前流体动能因来流受阻而减小；二是封闭段后侧的负压效应促进顺桥向速度分量增加，形成显著的y向旋转涡，进而削弱了引发主梁竖向振动的顺风向涡在整个桥面跨向的能量分布。

为详细分析涡量变化，沿顺风向方向在模型尾流区的主梁高度1/2位置，距模型下游外侧0.2B~0.8B(间距0.2B)和1B~3B(间距B)位置设置了7列测点，每列包含45个测点。0.2B处监测点顺风向速度顺桥向分布见图 5。

图 5 监测点顺风向速度顺桥向分布 Fig. 5 Along-wind velocity distribution at monitoring points along bridge

图选项

涡量的顺桥向分布如图 6所示。通过对比图 6(a)~(d)中的涡量数据，发现采取的气动措施显著增大了旋涡在x向和y向上的涡量强度。图 6(e)和图 6(f)揭示了z向涡量的最大值有所降低，并在顺桥向发生了旋转方向的改变，这进一步加剧了流场的三维非均匀性。在采用S1O2措施后，尾流区近结构位置处的绕x向旋转的旋涡方向在z/L_b=5(其中z为测点离梁端的距离，L_b为护栏立柱的间距)处发生明显变化，发现绕x向转动的两侧旋涡方向相反但涡量绝对值相近。而绕y向转动的旋涡(见图 6(c)和图 6(d))，对于涡量变化趋势，增设气动措施前后相近，但涡量增加显著。这些现象表明，尾流中的旋涡在x向和y向上的能量分量得到了增强。在上游风速恒定的情况下，气动措施会降低顺风向旋涡能量分布，从而有效抑制主梁的振动。

图 6 涡量顺桥向分布 Fig. 6 Vorticity distribution along bridge

图选项

选择跨中封闭段中央(zx)进行切片处理，在5°风攻角条件下，在T/4及T/2时刻，原始-zx断面的旋涡在不均匀封闭护栏后，旋涡结构改变，大的旋涡被打散，形成小的旋涡，且数量减少；在3T/4时刻及T时刻，原始-zx断面的大旋涡在不均匀封闭护栏后，旋涡结构改变，旋涡被压扁，且更加紧贴壁面。总体而言，相较于原始断面zx的流线图，增设S1O2措施后，桥面板边界层上方的主流流动趋势明显向桥面下方偏移。这种偏移对边界层内的涡旋产生了压缩与形变效应，导致原本位于中央防撞护栏区域的涡旋高度降低。大尺度涡旋因受护栏横杆的阻碍而尺寸缩减，同时下游桥面板附近的涡旋更加紧贴表面，增强了壁面摩擦力对其旋转速度的抑制作用，进而减弱了这些涡旋对模型气动性能的影响。

在5°风攻角下，外侧护栏顺桥向增设S1O2措施后，zx断面的涡量分布发生了变化。与原始断面相比，S1O2-zx断面的尾流中第1旋涡对(顺时针与逆时针)的长度分别缩减至约0.55B和0.62B，顺时针旋涡长度减少了54.2%，而逆时针旋涡则减少了8.8%。此外，尾流区域的强涡范围明显变小，尺寸缩小至3.89B~4.27B的范围内，平均强涡区长度减少了41.5%。S1O2外侧护栏的措施使得顺桥向旋涡的能量强度有了显著降低，这一措施在相同风速条件下有效减弱了尾流中脱落涡旋对桥梁结构的直接效应，有效改善了涡激振动现象的发生。对比分析涡脱长度的变化，发现当护栏实施封闭措施后，其尾流区域显著延长，同时旋涡的脱落点位置向后推移。振动过程中的总质量是一个综合了结构本身与周围空气质量的复合量，二者者共同对结构的振动特性产生影响。旋涡后体的延长实际上增加了参与振动系统的总质量。同时，旋涡脱落点向下游偏移也降低了对在主梁上的直接效应。这两方面的综合效应导致了主梁在风致振动下振幅的减小。

从结构受力方面分析，在5°风攻角下原始断面在T/4时刻，下游桥面板旋涡发育显著但未完全脱落，桥面板承受负压，但下游近板附近处的负压有所减轻；至T/2时，上侧旋涡脱落过程中，当气流经过结构复杂的气动外形时，旋涡结构遭受了强烈的扰动，导致涡量等值面在桥梁纵向上呈现出不连续的现象。上游护栏附近产生的负压导致主流气流向下倾斜，此情况在大风攻角下尤为明显。而开放段由于其较小的阻风面积和较高的透风性能，对旋涡结构的干扰相对较小；而封闭段则截然不同，它显著增加了上游桥面板区域的负压，进而增强了主流气流的向下倾斜效应，使得旋涡被压缩并紧贴于壁面，最终通过护栏与壁面之间的摩擦作用而耗散能量。类似分析同样可以用来说明3T/4及T时刻的旋涡动态与结构受力关系。

鉴于尾流中靠近结构的旋涡对主梁具有最为显著的影响，故选择位于主梁下端0.2B距离处的顺桥向监测点数据作为分析点，并采用了多项式趋势拟合的方法对数据进行量化并对比2种气动措施的效果。在不同风攻角条件下，顺风向的风速及涡量分布在2种措施下的不同作用效果如图 7所示。

图 7 不同措施尾流参数对比 Fig. 7 Comparison of wake parameters with different measures

图选项

(1) 风速分析。在5°风攻角条件下，S1O2与S1O3措施在顺风向风速的分布上表现出了相似的趋势，S1O3护栏布置方式下的风速值相较于S1O2布置形式偏低。当风攻角减小至3°时，在风速分布上3种不同断面形式的总体趋势保持一致，但气动措施却显著地削减了尾流区域内风速的峰值，这表明气动措施在较低风攻角下对风速的调控效果更为显著。

(2) 涡量特性。在5°风攻角工况下，原始断面呈现高强度的顺时针旋涡，对结构产生显著的气动力。S1O2布置中，旋涡在第4护栏右侧立柱处发生显著变化，两侧旋涡方向相反且涡量接近，导致气动合力减小。S1O3布置则全面降低了旋涡能量，并在第2~3个护栏对应测点区域出现小量顺时针涡，同样减弱了气动合力。

在3°风攻角工况下，原始断面以顺桥向的逆时针旋涡为主，在第7~8和第10~11护栏对应测点伴有少量顺时针旋涡。S1O2措施虽未改变旋涡方向，但有效减弱了涡量，降低了尾流对结构的作用，抑制了结构振动。S1O3措施则彻底改变了旋涡方向，使其与原始断面相反，且涡量峰值相近，进一步抑制了振动。

综上可知，在速度方面，S1O2措施在尾流区速度降低上表现更优，但2种措施的顺桥向风速分布趋势相似；在涡量方面，S1O2布置在顺桥向上旋涡方向变化更为显著，这种方向上的突变有效分散了气动力的集中作用，从而表现出更佳的振动抑制效果。

在5°风攻角工况下，采用S1O3措施时桥面板的压力分布与S1O2措施下的压力分布对比，二者均使用相同的阈值范围― 20.88~3.29 Pa，和原始断面对应工况保持一致，深入分析了气动措施对主梁竖向作用力的影响。气流对主梁产生的竖向作用力直接关联到其竖弯振动特性。在涡激振动状态下，原始断面下游桥面板正负压力变化较大，显示出强烈的尾流涡脱效应。而采用S1O2和S1O3这2种气动措施能有效抑制旋涡的产生。

在整个监测周期内，S1O2措施使上游桥面板持续维持强烈的负压区域，特别是在护栏的封闭段后方，负压现象尤为突出。与此同时，在同一周期内下游桥面板出现了正负压力的交替变化，但顺桥向的压力具有较差的分布相关性。除了在T时刻外，正压区域主要集中在靠近桥面下游的位置，并在T/2时刻达到了正压峰值5.75 Pa。这一现象表明，S1O2措施有效地抑制了尾流旋涡对桥面板的影响，减少了旋涡带来的压力波动。

相比之下，S1O3措施进一步改变了压力分布：桥面板在整个周期内以负压为主，仅在T/4时刻下游出现低幅度的正压1.11 Pa。由于护栏封闭段顺桥向间隔的增大，上游护栏后侧的负压有所减弱，气流在封闭段转捩后在顺桥向有更大的空间进行流动形态的调整，从而导致了负压区域不仅向后移动，而且其强度也相应减弱。在同一阈值下，相较于S1O2工况，S1O3工况下的下游桥面板所承受的负压力表现得更为显著和突出。

在S1O3措施作用下，尾流区的第1对脱落涡在顺风向的尺度分别为1.19B和0.7B，方向分别为顺时针旋涡和逆时针旋涡，其尺度接近原始断面在相似工况下顺风向尺度1.2B和0.68B。在S1O3工况下，尾流中强涡的范围处于3.28B~3.59B，其平均长度较原始断面降低了49%，较S1O2措施作用下减少更加明显。这说明S1O3措施下的顺桥向第1对脱落涡能量最低，故对结构的作用效果下降，结构振动减弱。

本研究通过大涡模拟技术对某桥斜腹板钢主箱梁的原始断面及2种气动优化断面进行了绕流场与结构受力分析，得出以下结论。

(1) 斜腹板钢箱梁原断面在顺桥向的气动外形基本保持一致，气流经过护栏时，护栏位置除的旋涡结构基本相同，其旋涡以绕z向旋转的顺风向涡为主。特别是在5°风攻角下，上游桥面板旋涡受中央护栏影响小，下游脱落涡尺寸与能量增大，导致振动加剧，相比3°风攻角更为明显。

(2) 顺桥向封闭外侧护栏后，气流在顺风向上产生显著分量，这一变化显著增强了气流的三维涡旋特性，也削弱了顺风方向的涡旋能量。桥面板区域产生的负压效应加速了旋涡的消散过程，进而减小了尾流区域涡旋的尺寸及能量，有效抑制了结构振动。

(3) 气动措施抑振机制机理不同。S1O2措施能够有效缩减尾流中第1对脱落涡在顺风向上的尺寸和能量。这一措施导致涡旋的旋转方向和形态表现出更为显著的三维空间特征，从而显著改变了尾流的整体结构，抑制了由尾流涡脱引起的结构振动，增强了结构的稳定性。不同于S1O2措施，S1O3措施的抑制机理是通过降低尾涡能量，减少强涡范围，减小主梁上、下表面压力差来达到制振效果。