钝体钢箱梁气动措施组合的涡振控制效果

doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.05.004

钝体钢箱梁气动措施组合的涡振控制效果

魏宇翔^,, 李加武^,, 罗宇昆

长安大学公路学院，陕西西安 710064

Suppression of vortex-induced vibration with combined aerodynamic measures for bluff-body steel box girders

WEI Yuxiang^,, LI Jiawu^,, LUO Yukun

School of Highway, Chang’an University, Xi’an 710064, China

通讯作者: 李加武，男，教授，博士. orcid.org/0000-0002-5222-7245. E-mail：483528387@qq.com

收稿日期: 2025-06-17

基金资助:

国家自然科学基金资助项目（51978077）.

Received: 2025-06-17

Fund supported:

国家自然科学基金资助项目（51978077）.

作者简介 About authors

魏宇翔（2000—），男，硕士生，从事桥梁抗风研究.orcid.org/0009-0007-7697-9736.E-mail：718915376@qq.com , E-mail：718915376@qq.com

摘要

以直腹板钢箱梁为对象，选取倒L型导流板与上中央稳定板为典型措施，通过风洞试验与CFD数值模拟相结合的方法，分析单一措施与组合措施对涡振性能的影响差异及其流场演化机理. 结果表明：组合措施效果和单一措施效果具有差异性，组合措施效果存在多种可能性. 组合措施的适当高宽比例相比对应单一措施抑振性能更优，尺寸失配会导致扭转涡振恶化. 单一措施组合效果出现多种可能性的原因是组合措施的尺寸比例差异导致的流场差异. 在抑振效果优秀的组合措施中，倒L型导流板通过改变气流分离形态抑制旋涡规模，中央稳定板干扰旋涡演化路径，二者协同作用平衡断面上下表面脉动压力差，显著削弱涡振能量，阻断了涡激共振.

关键词： 直腹板钢箱梁 ; 组合措施 ; 涡振 ; 风洞试验 ; CFD分析 ; 流场重构

Abstract

Wind tunnel tests and CFD numerical simulations were coupled to study how the single and combined use of two aerodynamic measures—the inverted-L-shaped deflector and the upper central stabilizer—affects the vortex-induced vibration performance and flow field evolution of a vertical-web steel box girder. Results show that the effectiveness of combined measures differs from that of single ones, and multiple performance outcomes are possible for the combined ones. A proper height-to-width ratio for combination measures yields superior vibration suppression relative to single ones, whereas dimensional mismatch exacerbates torsional vortex-induced vibration. The varying effects of combined measures are caused by flow field differences resulting from variations in their dimensional proportions. In high-performance combinations, the vortex scale is suppressed by the inverted-L-shaped deflector through altered airflow separation, while the vortex evolution path is disrupted by the central stabilizer. Their coordinated action balances the fluctuating pressure difference between the upper and lower surfaces of the deck, significantly weakens vortex energy, and ultimately blocks vortex-induced resonance.

Keywords： vertical-web steel box girder ; combined measures ; vortex-induced vibration ; wind tunnel test ; CFD analysis ; flow field restructuring

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本文引用格式

魏宇翔, 李加武, 罗宇昆. 钝体钢箱梁气动措施组合的涡振控制效果. 浙江大学学报(工学版)[J], 2026, 60(5): 945-953 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.05.004

WEI Yuxiang, LI Jiawu, LUO Yukun. Suppression of vortex-induced vibration with combined aerodynamic measures for bluff-body steel box girders. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2026, 60(5): 945-953 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.05.004

桥梁主梁气动优化断面的方式有2种：1）使外形流线化，减少对来流的干扰；2）使外形钝化，通过不同尺寸附件迫使来流互相干扰、互相消耗. 方式1）在桥梁断面无法实现或代价太高，因此方式2）成为未来大跨桥梁断面气动性能优化的主流，许多针对钝体断面形式的气动优化措施也被相继提出和研究.

Wang等^[1]研究表明，在流线型钢箱梁中设置倾斜角低于15°的水平导流板能显著增强箱梁结构的颤振临界风速. 张宏杰等^[2]通过实验证实，水平分流板可调节扁平钢箱梁在风攻角为+3°的气动阻尼参数及自由度耦合效应，从而改善扁平钢箱梁颤振稳定性. 马存明等^[3]发现封闭分体箱梁中央开槽口能有效改善气动外形，使负攻角涡振消失，且涡激振动锁定风速由原来的低风速区向高风速区转移. 李加武等^[4]对比上中央稳定板、封闭防撞护栏和检修道护栏透风率调整3种气动措施，发现适度减小护栏透风率能提升颤振临界风速. 杨詠昕等^[5]指出，闭口箱梁中安装中央稳定板可通过强化竖向自由度耦合效应提升颤振性能，且上置稳定板的优化效果优于下部设置方案. 江舜尧^[6]系统分析高宽比参数对扁平钢箱梁加装稳定板后颤振特性的影响，基于耦合颤振闭合解理论揭示气动稳定板的作用机理. 胡传新等^[7]通过开展大比例尺节段模型风洞试验，系统探究栏杆扶手区域增设抑流板对闭口钢箱梁断面涡激振动特性的调控机理. 该措施通过破坏断面表层气流形成的双涡交替脱落规律，有效抑制了涡振现象的产生. 钱国伟等^[8]采取改变检修道栏杆和防撞栏杆形式、设置风嘴等措施成功抑制了涡振. 肖天宝^[9]针对分离式双箱梁开展对比实验，揭示双下中央稳定板是主要针对竖向涡振进行调控，倒L型导流板中的水平构件对扭转涡振的控制效果优异. 王峰等^[10]通过风洞试验探究导流板倾角对钝体断面涡振抑制的尺寸效应，证实采取下置和变倾角能有效抑制主梁涡振. Larsen等^[11]在流线型钢箱梁气动优化方面取得重要进展，证实通过在斜腹板与下底板转角处设置导流装置，可显著改善箱梁气动外形，提升结构的涡振稳定性.

大跨度钢箱梁涡振性能，易受附属构造的影响. 陈星宇等^[12-13]发现，栏杆、检修车轨道等附件的存在可能诱发正攻角下的涡振，分体式箱梁的中央开槽也会导致性能恶化^[14-15]. 抑制涡振的常见气动措施包括风嘴、水平导流板、抑流板、调整栏杆透风率及检修车轨道导流板等. 在风嘴优化方面，孟晓亮等^[16]发现采用较尖的风嘴可改善涡振性能，且全封闭式箱梁效果优于半封闭式；黄林^[17]通过对铁路桥矩形断面加设风嘴，有效抑制了旋涡脱落，提升了竖弯涡振性能. 黄林等^[18]的研究表明，在风嘴处增设水平导流板可同时降低竖弯与扭转涡振，其流场显示该措施能减小上游上表面的旋涡尺度. 李永乐等^[19]探讨了检修车轨道内移与加设分流板的作用，指出轨道内移可削弱竖弯与扭转振幅，水平板尺寸增加能显著抑制竖弯涡振. 拆除人行道栏杆可以很大程度降低主梁的涡振振幅，甚至抑制涡振的出现；管青海等^[20]指出栏杆会改变箱梁上表面压力分布并增大下表面脉动压力幅值；党嘉敏^[21]通过三维模拟进一步揭示，不同透风率的栏杆通过差异化的旋涡分离作用，以不同机理影响竖弯涡振性能.

各类气动措施主要通过改变气流分离形态、干扰旋涡演化路径与调整表面压力分布等机制，实现对钢箱梁涡振性能的有效调控. 当抑振要求较高时，需要组合措施抑振，将单一措施组合后的抑振效果并非单一措施效果的简单叠加，这种现象给组合措施的选择带来困难. 本研究设计倒L型导流板（6组尺寸）与上中央稳定板（3组高度）2类模型，以新型直腹板钢箱梁为对象，通过风洞试验与CFD数值模拟相结合的方式，将多组倒L型导流板与上中央稳定板组合，揭示组合气动措施对钢箱梁涡振特性的影响机制.

1. 节段模型测振试验概述

涡振测振试验依托长安大学CA-01大气边界层风洞实验室开展，试验对象为直腹板钢箱梁缩尺节段模型，结构断面几何形态如图1所示. 采用1∶60的几何缩尺比构建试验模型，模型长1.3 m，基本断面参数包括特征宽度B=676 mm、特征高度H=67 mm，形成约10∶1的典型宽高比特征. 如图2所示，模型气动外形由直腹板钢箱梁裸梁与附属结构组成，包括桥面防撞护栏、检修道栏杆及轨道，在直腹板和桥面中线处分别加装中央稳定板与倒L型导流板2类气动优化装置，整体通过弹簧悬挂系统支撑. 裸梁整体采用硬质木板组合拼装构成，内部设置数道木制横梁和纵梁以保证模型整体刚度；桥面护栏和检修道护栏为ABS材质，采用3D打印拼接成型；气动措施、检修车轨道采用电工板材质制作. 在模型端部设置ABS材质的二元端板，以削弱端部三维绕流效应. 如图3所示为气动措施尺寸示意，其中x为水平板宽度，y为竖板高度，a为斜边长，z为稳定板高度. 为了提高研究结果的工程应用价值，在外延出箱梁的倒L型板平面上设置固定大小和位置的检修道护栏（距最外缘18 mm），节段模型涡振设计参数如表1，m为等效质量，I_m为等效质量惯矩. 对关键参数无量纲化处理以便试验数据的分析比较. 定义模型竖弯振幅A与结构特征高度H的比值为无量纲竖弯振幅$\eta $，$\theta $为扭转角度，引入2种折减风速：竖弯折减风速U_v=U/f_vB、扭转折减风速U_t=U/f_tB，其中U为试验风速，f_v为模型竖弯频率，f_t为模型扭转频率.

图 1

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图 1 节段模型尺寸

Fig.1 Sectional model dimension

图 2

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图 2 节段模型的弹簧悬挂体系

Fig.2 Spring suspension system of sectional model

图 3

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图 3 气动措施尺寸示意

Fig.3 Illustration of aerodynamic measures dimensions

表 1 节段模型测振试验设计参数

Tab.1 Design parameters for sectional model vibration measurement tests

振型	阻尼比/%	模型频率/Hz	参数	缩尺比	模型值
竖弯	0.185	1.399	m	1/60²	18.317 kg/m
扭转	0.199	3.398	I_m	1/60⁴	0.963 kg$ \cdot $m²/m

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2. 节段模型测振试验结果

在均匀流下对原断面进行涡振试验，试验攻角为+5°，试验风速范围为0.7~8.0 m/s，断面出现明显的竖弯和扭转涡振现象. 为了探讨气动措施组合对涡振抑制的效果，设置2类气动设施，设施工况分别如表2与表3所示，由这2类气动设施设置单一气动措施试验工况和组合气动措施试验工况，工况名称用梁宽B和梁高H进行无量纲化处理.

表 2 倒L型导流板的工况设置

Tab.2 Geometric configurations of inverted-L-shaped deflector

工况	x/mm	y/mm	a/mm	x/B	y/H
0.063B	40.6	13.4	42.8	0.06	0.2
0.067B	40.6	20.1	45.3	0.06	0.3
0.082B	54.1	13.4	55.7	0.08	0.2
0.085B	54.1	20.1	57.7	0.08	0.3
0.102B	67.6	13.4	68.9	0.10	0.2
0.104B	67.6	20.1	70.5	0.10	0.3

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表 3 上中央稳定板的工况设置

Tab.3 Geometric configurations of upper central stabilizer

工况	z/mm	z/H
0.2H	13.4	0.2
0.4H	26.8	0.4
0.6H	40.2	0.6

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2.1. 单一措施涡振抑振

2.1.1. 上中央稳定板

如图4所示为3种上中央稳定板涡振试验结果. 在竖弯涡振试验中，各尺寸的起振风速和涡振区间范围与原断面相近，当U_v=2.75时，振幅分别为0.192 8、0.179 1和0.169 2，均显著高于原断面0.148 9的水平；在扭转涡振试验中，3组试验的起振风速均较原断面提前出现，涡振区间总长度扩展. 0.2H和0.4H稳定板工况的扭转振幅分别为0.744 2°和0.749 6°，较原断面0.825 3°略有降低，0.6H稳定板的扭转振幅与原断面的基本持平.

图 4

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图 4 不同上中央稳定板工况的涡振响应

Fig.4 Vortex-induced vibration responses under various upper central stabilizer configurations

2.1.2. 倒L型导流板

如图5所示为不同倒L型导流板工况的试验结果. 在竖弯涡振试验中，0.063B、0.067B倒L型导流板最大无量纲振幅分别为0.1995和0.1968，较原断面增幅达34.1%和32.3%，0.085B尺寸仅引发小幅振动. 在扭转涡振试验中，除0.063B倒L型导流板未观测到振动外，其余的导流板均呈现双区间扭转涡振特征，2处涡振区间位于不同风速范围. 倒L板水平板尺寸增加时竖弯振幅呈现递减趋势，竖板参数没有明显改变；扭转角位移随水平板尺寸增大呈现先增大后减小的特征，竖板对扭转角位移作用依旧不明显.

图 5

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图 5 不同倒L型导流板工况的涡振响应

Fig.5 Vortex-induced vibration responses under various inverted L-shaped deflector configurations

2.2. 组合措施影响

将6组倒L型导流板与3种上中央稳定板工况进行组合，共构建18组组合气动措施，各组合措施对应的竖弯及扭转涡激振动响应如图6所示，其中$\eta_{\mathrm{max}} $为竖弯涡振峰值振幅，$\theta_{\mathrm{max}} $为扭转涡振峰值振幅. 在竖弯涡振试验中，除0.063B+0.2H和0.067B+0.2H这2种组合外，其余组合均未观测到显著的竖弯涡振. 上述2组合最大振幅分别为0.149 0和0.086 4，增加稳定板高度后振动被完全控制. 0.085B方案存在微弱竖弯振动，在加入上中央稳定板后被完全抑制；0.082B、0.102B和0.104B在单一及组合工况下均无竖弯涡振发生. 在扭转涡振试验中，当倒L型导流板尺寸增加时，组合措施的扭转涡振抑制效果呈现先改善后加剧的特征趋势. 具体而言：1）对于倒L型导流板0.063B和0.067B工况，各类稳定板设置均可完全消除扭转涡振；2）倒L型导流板改为0.082B和0.085B后，须使稳定板高度达到0.6H才能实现完全抑制；3）当倒L板宽度扩展至0.102B和0.104B时，施加各种稳定板反而加剧扭转振动，其中0.104B倒L型导流板配合0.2H、0.4H、0.6H稳定板时，最大扭转角分别达到0.095 3°、0.331 1°、0.579 2°，与对应单一倒L型导流板工况振幅相比分别下降34.9%、上升126%及295%，显示振动随稳定板增高而恶化趋势.

图 6

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图 6 组合措施对钝体钢箱梁涡振响应的影响

Fig.6 Influence of combined measures on vortex-induced vibration response of bluff-body steel box girders

如表4所示为组合措施和对应单一措施的扭转涡振峰值振幅θ_max. 可以看出，A组合措施实现了在单一措施作用时未产生抑制效果，呈现“差+差=优”的气动干扰效应；0.102B倒L导流板单独作用与原断面相比可降低52.7%振幅极值，0.2H稳定板单独作用未显效，组合后降幅达48.2%，形成“优+差=良”的协同机制. 综上所述，组合措施抑振效果介于或优于对应尺寸的单一措施.

表 4 组合措施和对应单一措施的扭转涡振峰值振幅

Tab.4 Compares peak amplitudes of torsional vortex-induced vibration for combined measures and their individual measures

措施类型	L型导流板	上中央稳定板	N_max/（°）
组合A	0.067B	0.4H	0.02189
单一	0.067B	—	0.06720
单一	—	0.4H	0.74920
组合B	0.102B	0.2H	0.58970
单一	0.102B	—	0.48000
单一	—	0.2H	0.74420

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3. 组合措施CFD分析

针对2种组合措施（组合A、组合B）进行CFD数值模拟，分析涡振流场特性，寻找抑振机理.

3.1. 单一措施涡振流场演化

3.1.1. 压力场

如图7所示为临界风速U_c下单一措施对应周期性时刻压力场，nT为在某个完整的涡振周期. 在0.4H工况的压力场周期性变化中，结构上表面形成2处较大的负压区，下表面压力变化相对平缓. 上表面低压区域的动态扩展引发上下表面间显著脉动压力差，最终诱发扭转振动响应. 在0.067B工况压力场整个周期内，下表面的负压区较为稳定，上表面始终存在一处大范围负压区，从上游向下游规律移动，断面两侧形成压力差进而导致断面大幅度扭转涡振.

图 7

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图 7 临界风速下单一措施对应周期性时刻压力场

Fig.7 Pressure field at specific phase for single measure under critical wind speed

3.1.2. 流线场

如图8所示为临界风速U_c下单一措施对应周期性时刻流线图. 可以看出，0.4H和0.067B工况流场演化基本相似，区别在于尾部倒L板的延伸削弱了上、下旋涡交替. 当水平板为0.4H时，流场演化显示：nT时刻模型上表面存在2个大尺度旋涡（V1、V2），其中V2与底面小涡V3接触. 至nT+1/4T阶段，V2分裂脱落，V3处于脱落临界状态，模型扭转角此时达峰值. nT+2/4T时刻V3完成脱落，同时V1被分裂为2个部分，模型恢复平衡位置. 至nT+3/4T阶段，V2及新生V3旋涡已迁移至尾部，即将形成新的脱落周期.

图 8

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图 8 临界风速下单一措施对应周期性时刻流线图

Fig.8 Streamline plot at specific phase for single measure under critical wind speed

3.1.3. 旋涡脱落

前缘断面上表面的大尺度负压漩涡与尾部及下表面中尺度涡交替脱落，其频率与结构固有频率接近并耦合时，触发扭转涡振. 对比0.4H工况和0.067B工况可以看出：1）施加L导流板时，断面上表面的负压区面积和负压值都小于上中央稳定板单独作用的断面. 2）L导流板前缘形成的大尺度旋涡尺寸小于上中央稳定板，上表面旋涡在经过上中央稳定板的时候被分离再聚合从而消耗能量. 3）旋涡脱离位置不同，0.067B工况中倒L导流板后缘涡发生脱离. 以上都是倒L导流板比上中央稳定板抑制扭转涡振效果更佳的原因，2个不同的气动措施引发涡振的流场演化却高度相似，不管是何种形式的气动措施，都要通过改变流场来抑制振动.

3.2. 组合措施涡振流场演化

3.2.1. 压力场

如图9所示为扭转峰值点临界风速下组合措施的周期性时刻压力场. 组合A断面在1个周期内上表面负压区强度显著减少，未出现负压脉动变化. 组合B受到迎风侧导流板作用，断面上表面前缘负压区显著收缩，同时下表面正压区分布趋于分散. 在nT+3/4T时刻显示，稳定板引发上表面负压区分离，促使负压区面积和强度缩减.

图 9

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图 9 扭转峰值点临界风速下组合措施对应周期性时刻压力场

Fig.9 Pressure field at specific phase for combined measures under torsional peak and critical wind speed

3.2.2. 流线场

如图10所示为扭转峰值点临界风速下组合措施的周期性时刻流线图. 组合A断面流场在周期内保持稳定，未观测到尾流漩涡脱落. 以nT时刻为例，上表面形成V1、V2这2个覆盖约半梁宽区域的大范围扁平负压涡，高度与中央稳定板相当，下表面尾端存在小尺度的V3小涡. 这3种涡结构分布具有周期性稳定特征. 组合B断面因导流板对气流的引导分离，使前缘产生的负压区V1涡高度大幅度降低. 当V1旋涡移动至中游位置时，受稳定板二次分离作用分裂为2个子涡结构，高度进一步缩减. 尾部V2、V3旋涡的交替脱落的演化过程与单一气动措施的基本一致.

图 10

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图 10 扭转峰值点临界风速下组合措施对应周期性时刻流线图

Fig.10 Streamline plot at specific phase for combined measures under torsional peak and critical wind speed

3.2.3. 旋涡脱落

采用组合A能够有效抑制涡激振动原因：大尺寸倒L型导流板通过改变气流分离形态，显著缩小了上表面旋涡的规模，延长了旋涡脱落时间，导致涡脱频率与结构固有频率不再匹配. 中央稳定板通过干扰旋涡演化路径，进一步削弱能量. 当2种措施的尺寸比例适当时，表面旋涡结构会围绕中央稳定板形成对称分布，这种稳定的流态有效平衡了上下表面的脉动压力差异，从而阻断了涡振产生的关键条件.

3.3. 高宽比对流场关键区域影响

定义高宽比D为上中央稳定板高度z与倒L型导流板水平投影长度x之比，结合原断面的数值模拟对2个组合措施工况压力场关键区域的压力变化做进一步分析. 如图11所示，上游核心区基准时刻为nT，中游区域为nT+3/4T时刻. 负压核心区面积α，通过梁宽B与梁高H进行无量纲处理得到α'=α/(BH). 如图12所示为高宽比对涡振流场负压核心区的影响，揭示气动组合措施高宽比对涡振流场负压核心区的作用规律. 研究表明：上游区负压分布主要受迎风侧导流板控制，中游区与中央稳定板密切相关. 所有组合方案均显著缩减了上下游负压区范围，且随组合措施的高宽比增加，上下游区域面积同步减小，衰减梯度保持一致. 综上，增大高宽比可有效抑制主梁上表面负压核心区发展，减小结构上下表面压差幅值，最终改善断面涡振特性.

图 11

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图 11 压力核心区域示意

Fig.11 Illustration of core area of pressure

图 12

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图 12 高宽比对涡振流场负压核心区的影响

Fig.12 Influence of height-to-width ratio on negative pressure core area of vortex-induced flow field

4. 结　语

组合措施效果和单一措施效果具有差异性，对应组合措施的效果存在多种可能性，须根据具体的措施抑振机理结合风场进行分析. 组合措施的性能与尺寸比例高度相关. 倒L型导流板与稳定板组合在高宽比区间为0.66~1.00的表现最佳，尺寸失配会导致扭转涡振恶化. 被动抑制组合措施的抑振关键：扩大流动附着区域；干扰尾流对称性，促使大尺度旋涡分裂为小尺度涡旋，增强湍动能耗散；平衡断面上下表面脉动压力差，阻断涡激力共振条件. 结论仅具有一定代表性，其他类型抑振措施如风嘴、格栅、柔性措施等仍需单独验证.

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

WANG Q, LIAO H, LI M, et al

Influence of aerodynamic configuration of a streamline box girder on bridge flutter and vortex-induced vibration

[J]. Journal of Modern Transportation, 2011, 19 (4): 261- 267

DOI:10.1007/BF03325767 [本文引用: 1]

[2]

张宏杰, 朱乐东

箱形主梁悬臂水平分离板的颤振控制效果与机理

[J]. 同济大学学报: 自然科学版, 2011, 39 (11): 1569- 1574