流線形雙邊主梁斷面橋梁顫振穩(wěn)定性能研究

白 樺，魏洋洋，劉博祥，馬 韜

(1.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064；2. 中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,陜西 西安 710043)

0 引言

近年來(lái)，斜拉橋因其超強(qiáng)的跨越能力，以及輕盈優(yōu)美的結(jié)構(gòu)造型，得到了橋梁設(shè)計(jì)者的廣泛青睞。雙邊主梁因結(jié)構(gòu)自重輕、施工吊裝方便、受力性能優(yōu)越等優(yōu)點(diǎn)在大跨度斜拉橋中被廣泛應(yīng)用[1]，比如馬鞍山長(zhǎng)江公路大橋、鄂東長(zhǎng)江大橋、荊岳長(zhǎng)江大橋等[2-3]。

流線形雙邊主梁是為了優(yōu)化常規(guī)鈍體雙邊主梁氣動(dòng)性能而產(chǎn)生的，在鈍體雙邊主梁的基礎(chǔ)上給主梁兩端加上風(fēng)嘴以改善大跨度斜拉橋的風(fēng)致振動(dòng)問(wèn)題，但由于雙邊主梁的斷面形式，在梁底會(huì)形成比流線形斷面更加復(fù)雜的繞流。葛耀君[4]通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，對(duì)顆珠山橋顫振穩(wěn)定性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)鈍體雙邊主梁斷面無(wú)法滿足顫振檢驗(yàn)風(fēng)速的要求，增設(shè)風(fēng)嘴后，其顫振控制效果相當(dāng)好，顫振臨界風(fēng)速提高了30%，并且風(fēng)嘴還可以改善結(jié)構(gòu)的其他風(fēng)振性能。李陸蔚[5]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)和理論分析相結(jié)合的方法，研究了半封閉式風(fēng)嘴橋梁的顫振穩(wěn)定性能，結(jié)果表明全封閉和半封閉式風(fēng)嘴在顫振、渦激共振以及靜風(fēng)荷載等方面基本沒(méi)有明顯差異。孟曉亮等[6]研究了椒江二橋風(fēng)嘴角度變化對(duì)橋梁渦振和顫振性能的影響，結(jié)果表明較尖的風(fēng)嘴角度在一定程度上能降低豎彎渦振振幅，但可能對(duì)扭轉(zhuǎn)渦振帶來(lái)不利影響；較尖風(fēng)嘴不會(huì)降低橋梁的顫振臨界風(fēng)速。鄧斌[7]等利用數(shù)值模擬的方法研究了3種斷面的靜風(fēng)穩(wěn)定性和顫振穩(wěn)定性，結(jié)果表明流線形雙邊主梁斷面的顫振穩(wěn)定性滿足要求。楊詠昕等[8]對(duì)開(kāi)口邊主梁的研究表明，增設(shè)風(fēng)嘴可以改善氣流的分離和繞流形態(tài)，邊緣風(fēng)嘴對(duì)繞流氣流的平滑梳理作用可以提高其顫振性能。朱樂(lè)東等[9]對(duì)典型斷面的軟顫振現(xiàn)象進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)橋梁斷面的流線性越差，越容易發(fā)生軟顫振。對(duì)于流線形雙邊主梁，多孔導(dǎo)流板能夠在一定程度上改善其豎向渦激振動(dòng)，豎向渦振對(duì)于多孔導(dǎo)流板的位置比較敏感[10]。方根深等[11]對(duì)流線形雙邊主梁斷面進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)，并結(jié)合理論分析，研究了其顫振穩(wěn)定性能，并探討了抑流板對(duì)其顫振性能的影響?？梢钥闯?，對(duì)于流線形雙邊主梁的風(fēng)致穩(wěn)定性研究取得了長(zhǎng)足進(jìn)展，尤其是在對(duì)穩(wěn)定性的控制措施方面，但這些措施大都是基于實(shí)際工程問(wèn)題而提出，對(duì)于某些具體措施的細(xì)化研究還有待深入。

本研究采用FLUENT軟件對(duì)流線形雙邊主梁斷面的顫振導(dǎo)數(shù)和顫振臨界風(fēng)速進(jìn)行計(jì)算，分析了風(fēng)嘴角度和高寬比對(duì)流線形雙邊主梁顫振穩(wěn)定性能的影響。并通過(guò)顫振導(dǎo)數(shù)、氣動(dòng)阻尼、氣動(dòng)剛度和POD技術(shù)進(jìn)一步研究了這些參數(shù)對(duì)其顫振穩(wěn)定性能的影響機(jī)理[12-16]。

1 工程背景

以某斜拉橋流線形雙邊主梁斷面為研究對(duì)象，主梁中心處梁高3.3 m，全寬為31.5 m(含風(fēng)嘴)，頂面寬31.0 m，主梁斷面如圖1所示。

圖1 主梁標(biāo)準(zhǔn)斷面(單位：cm)Fig.1 Standard section of main girder (unit：cm)

2 顫振理論

根據(jù)片條假定[17-18]，橋梁?jiǎn)挝婚L(zhǎng)度剛性二維節(jié)段模型的顫振運(yùn)動(dòng)方程為:

(1)

(2)

式中，h和α分別為模型豎向和扭轉(zhuǎn)方向的位移；m和I分別時(shí)單位長(zhǎng)度上模型的等效質(zhì)量和等效質(zhì)量慣矩；ωh及ωα為橋梁的豎彎模態(tài)和扭轉(zhuǎn)模態(tài)的固有圓頻率；ξh和ξα分別是橋梁的豎彎模態(tài)和扭轉(zhuǎn)模態(tài)的阻尼比；ρ為空氣的密度；U為來(lái)流速度；B為橋梁寬度。將K=Bω/U代入上式，并通過(guò)各個(gè)自由度之間的激勵(lì)-反饋?zhàn)饔?，建立起模型的運(yùn)動(dòng)方程，通過(guò)求解運(yùn)動(dòng)方程便可以得到系統(tǒng)在各個(gè)方向的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。利用這種二維三自由度耦合顫振分析方法的基本原理，可以將系統(tǒng)各個(gè)自由度牽連耦合運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)阻尼和氣動(dòng)剛度的產(chǎn)生分為5條途徑[19]。

系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)阻尼可表示為：

(3)

系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)剛度可表示為：

(4)

系統(tǒng)豎彎牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)阻尼可表示為：

(5)

系統(tǒng)豎彎牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)剛度可表示為：

(6)

3 數(shù)值模擬

3.1 網(wǎng)格劃分與邊界條件

計(jì)算域設(shè)置為20B×30B，B為模型的寬度，如圖2所示,斷面的迎風(fēng)側(cè)距流場(chǎng)入口為10B；背風(fēng)側(cè)距流場(chǎng)出口為20B，可以保證邊界附近的流場(chǎng)參數(shù)較好地與所選定的邊界條件相容，同時(shí)又可以避免出現(xiàn)漩渦回流[20]；

圖2 計(jì)算域邊界條件Fig.2 Boundary condition of calculation area

入口邊界條件采用Velocity-inlet；出口邊界條件使用Pressure out,出口壓力為0；主梁邊界條件為壁面無(wú)滑移；計(jì)算域上下面設(shè)置為Symmetry。

采用ANSYS ICEM軟件對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行劃分，局部網(wǎng)格進(jìn)行加密，布置如圖3所示。

圖3 局部區(qū)域網(wǎng)格Fig.3 Grid of local area

為了避免網(wǎng)格對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，分別計(jì)算了12萬(wàn)，15萬(wàn)，18萬(wàn)，21萬(wàn)，24萬(wàn)的網(wǎng)格。圖4給出了不同網(wǎng)格數(shù)量計(jì)算得到的斷面平均阻力系數(shù)CD?？梢?jiàn)，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增多，CD的變化幅度逐漸趨緩。網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到21萬(wàn)后，阻力系數(shù)CD的變化幅度很小。21萬(wàn)和24萬(wàn)的網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果的相對(duì)誤差僅為0.01%，故本研究計(jì)算網(wǎng)格選擇了21萬(wàn)。圖5給出了第1層網(wǎng)格至壁面的無(wú)量綱距離y+值，均小于1，所以計(jì)算網(wǎng)格可以滿足SSTk-ω兩方程湍流模型對(duì)網(wǎng)格壁面y+值的要求。

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果Fig.4 Grid independence verification result

圖5 壁面y+值Fig.5 Wall y+ value

3.2 計(jì)算工況

3.2.1 風(fēng)嘴角度

由于風(fēng)嘴角度對(duì)流線形雙邊主梁的氣動(dòng)穩(wěn)定性能有顯著影響，本研究在原始設(shè)計(jì)方案基礎(chǔ)上改變風(fēng)嘴角度，計(jì)算了45°，90°兩種風(fēng)嘴的顫振導(dǎo)數(shù)，由顫振導(dǎo)數(shù)、氣動(dòng)阻尼、氣動(dòng)剛度和模型表面壓力波動(dòng)特性總結(jié)、分析風(fēng)嘴角度對(duì)顫振穩(wěn)定性能影響的機(jī)理。風(fēng)嘴變化方式如圖6所示。

圖6 風(fēng)嘴變化方式Fig.6 Changes of wind fairing

3.2.2 主梁寬高比

主梁寬高比是影響橋梁經(jīng)濟(jì)指標(biāo)的一個(gè)關(guān)鍵因素，為了解寬高比對(duì)橋梁氣動(dòng)穩(wěn)定性能的影響，分別計(jì)算了寬高比為8，10和12,這3種主梁斷面的顫振導(dǎo)數(shù)。寬高比的變化如圖7所示。

圖7 主梁寬高比變化方式Fig.7 Changes of aspect ratio of main girder

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 不同風(fēng)嘴角度對(duì)顫振穩(wěn)定性的影響

4.1.1 顫振導(dǎo)數(shù)分析

借助CFD動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)采用強(qiáng)迫振動(dòng)法計(jì)算得到8個(gè)顫振導(dǎo)數(shù)，顫振導(dǎo)數(shù)隨風(fēng)嘴角度的變化如圖8所示。45°風(fēng)嘴的顫振臨界風(fēng)速為87 m/s，90°風(fēng)嘴的顫振臨界風(fēng)速為115 m/s。

圖8 不同風(fēng)嘴角度的顫振導(dǎo)數(shù)Fig.8 Flutter derivatives of different wind fairing angles

4.1.2 顫振機(jī)理分析

圖9 不同風(fēng)嘴角度下的氣動(dòng)阻尼Fig.9 Aerodynamic damping values with different wind fairing angles

從圖9(a)可以看出，90°風(fēng)嘴的A項(xiàng)氣動(dòng)阻尼的值比45°風(fēng)嘴的A項(xiàng)值大，而B(niǎo)，C，E項(xiàng)的氣動(dòng)阻尼兩種風(fēng)嘴基本沒(méi)差別，只有對(duì)系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)不利的D項(xiàng)氣動(dòng)阻尼90°風(fēng)嘴對(duì)應(yīng)的值比45°風(fēng)嘴對(duì)應(yīng)的值較大，但由于A項(xiàng)氣動(dòng)阻尼的變化更大，可以抵消D項(xiàng)的變化。

圖10 不同風(fēng)嘴下的氣動(dòng)剛度Fig.10 Aerodynamic stiffnesses with different wind fairing angles

通過(guò)對(duì)不同風(fēng)嘴斷面的氣動(dòng)阻尼和氣動(dòng)剛度分析可見(jiàn)： 90°風(fēng)嘴使豎彎和扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的A項(xiàng)氣動(dòng)阻尼和氣動(dòng)剛度有所提高，故 90°風(fēng)嘴的顫振穩(wěn)定性較45°風(fēng)嘴更好。

4.2 不同寬高比對(duì)顫振穩(wěn)定性的影響

4.2.1 顫振臨界風(fēng)速

計(jì)算了寬高比為8，10和12時(shí)的顫振導(dǎo)數(shù)，采用半逆解法得到寬高比為8時(shí)的顫振臨界風(fēng)速為98 m/s，寬高比為10時(shí)的顫振臨界風(fēng)速為101 m/s，寬高比為12時(shí)的顫振臨界風(fēng)速為114 m/s，故流線形雙邊主梁斷面的顫振穩(wěn)定性能隨著斷面寬高比的增大而提高。

4.2.2 顫振機(jī)理分析

圖11 為不同寬高比斷面的系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)牽連運(yùn)動(dòng)氣動(dòng)阻尼，可見(jiàn)，D項(xiàng)耦合氣動(dòng)負(fù)阻尼是導(dǎo)致系統(tǒng)的扭彎耦合顫振的最主要原因。A項(xiàng)氣動(dòng)阻尼對(duì)于系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的穩(wěn)定性發(fā)揮了重要作用，但隨著D項(xiàng)氣動(dòng)負(fù)阻尼增大，最終會(huì)抵消掉A項(xiàng)氣動(dòng)正阻尼對(duì)系統(tǒng)的穩(wěn)定作用。對(duì)于A項(xiàng)氣動(dòng)阻尼而言，相同風(fēng)速寬高比為12時(shí)的A項(xiàng)氣動(dòng)阻尼值最大，寬高比為8時(shí)的A項(xiàng)氣動(dòng)阻尼值最小。C，E項(xiàng)耦合氣動(dòng)阻尼對(duì)于扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性也起了一定的積極作用。與之相反，D項(xiàng)氣動(dòng)阻尼對(duì)于系統(tǒng)的穩(wěn)定具有不利作用。

圖11 不同寬高比斷面的系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)阻尼Fig.11 Aerodynamic damping values of systematic torsional motion of section with different aspect ratios

圖12 不同寬高比斷面的系統(tǒng)豎彎牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)阻尼Fig.12 Aerodynamic damping values of systematic heaving motion of setion with different aspect ratios

圖13為不同寬高比斷面的系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)剛度，A項(xiàng)是扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)自身所形成的氣動(dòng)剛度。D項(xiàng)耦合氣動(dòng)剛度使得扭轉(zhuǎn)穩(wěn)定性提高。其他3項(xiàng)耦合氣動(dòng)剛度對(duì)于系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)影響不大。

圖13 不同寬高比斷面的系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)剛度Fig.13 Aerodynamic stiffness of systematic torsional motion of section with different aspect ratios

圖14為不同寬高比斷面的系統(tǒng)豎彎牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)剛度，A項(xiàng)氣動(dòng)剛度對(duì)于提高豎彎運(yùn)動(dòng)的頻率發(fā)揮了主要作用。此外，B，C和E也不同程度的提高了系統(tǒng)豎彎運(yùn)動(dòng)的頻率，只有D項(xiàng)氣動(dòng)剛度會(huì)使豎彎運(yùn)動(dòng)頻率降低。3種不同寬高比下的豎彎運(yùn)動(dòng)氣動(dòng)剛度基本一致。

圖14 不同寬高比斷面的系統(tǒng)豎彎牽連運(yùn)動(dòng)的氣動(dòng)剛度Fig.14 Aerodynamic stiffness of systematic vertical bending motion of section with different aspect ratios

從以上分析可見(jiàn)，寬高比對(duì)于系統(tǒng)的扭轉(zhuǎn)穩(wěn)定性具有顯著影響，且隨著寬高比的增大，扭轉(zhuǎn)穩(wěn)定性更好。而寬高比對(duì)于扭轉(zhuǎn)氣動(dòng)剛度、豎彎氣動(dòng)阻尼及氣動(dòng)剛度的影響不顯著。

5 流線形雙邊主梁表面壓力波動(dòng)特征

以90°風(fēng)嘴為對(duì)象進(jìn)行表面壓力特征研究，在表面總共布置476個(gè)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行同步測(cè)量，采樣頻率為200 Hz。

5.1 流線形雙邊主梁表面壓力對(duì)顫振穩(wěn)定性的影響

為了更清楚的了解流線形雙邊主梁表面壓力對(duì)顫振穩(wěn)定性能的影響規(guī)律，找到影響橋梁顫振穩(wěn)定性能的敏感區(qū)域。便于有針對(duì)性的設(shè)置氣動(dòng)措施來(lái)提高橋梁的顫振穩(wěn)定性能，將模型表面分成了8個(gè)區(qū)，如圖15所示。其中左邊箱的上表面為1區(qū)，下表面及右側(cè)相鄰腹板為7區(qū)，右邊箱的上表面為3區(qū)，下表面及左側(cè)相鄰腹板為5區(qū)，兩個(gè)邊箱之間部分的上表面為2區(qū)，下表面為6區(qū)。

圖15 流線形雙邊主梁表面分區(qū)Fig.15 Partition of streamlined double-sided girder

對(duì)每個(gè)分區(qū)的壓力進(jìn)行積分求得不同區(qū)域風(fēng)壓對(duì)升力矩系數(shù)的貢獻(xiàn)，結(jié)果如圖16所示。從升力矩系數(shù)的幅值看，6區(qū)，7區(qū)和8區(qū)的壓力是升力矩波動(dòng)的主導(dǎo)因素，1區(qū)壓力對(duì)于升力矩波動(dòng)的影響也比較大，2區(qū)，3區(qū)和4區(qū)，5區(qū)的影響較其他分區(qū)小。6區(qū)，7區(qū)和8區(qū)的相位保持一致，與5區(qū)相位相比稍有滯后，與1區(qū)的相位比差了半個(gè)周期。3區(qū)，4區(qū)的相位與1區(qū)相比也稍有滯后，而2區(qū)的相位與1區(qū)的相位差為1/4個(gè)周期?？梢钥闯觯?區(qū)，6區(qū)，7區(qū)和8區(qū)為引起流線形雙邊主梁扭轉(zhuǎn)顫振的主動(dòng)部分。

圖16 各分區(qū)升力矩系數(shù)Fig.16 Lift moment coefficient of each area

5.2 基于POD方法的流線形雙邊主梁顫振機(jī)理分析

將測(cè)得的模型表面壓力減去均值后進(jìn)行POD分解，本算例共有476階模態(tài)，圖17為前4階模態(tài)本征值所占比例?？梢钥闯觯?階模態(tài)的貢獻(xiàn)為93.91%，第2階模態(tài)的貢獻(xiàn)為4.54%，前4階模態(tài)的累計(jì)貢獻(xiàn)為99.9%。由此可知通過(guò)前4階模態(tài)能很好的重建流線形雙邊主梁的風(fēng)壓場(chǎng)。由于第1階模態(tài)的貢獻(xiàn)很大，故第1階模態(tài)是引起顫振的主要原因。

圖17 模態(tài)本征值所占比例Fig.17 Proportion of modal eigenvalues

表面壓力的前4階主坐標(biāo)時(shí)程如圖18所示，可見(jiàn)：第1階的幅值明顯大于第2，3，4階的幅值，所以第1階模態(tài)是引起顫振失穩(wěn)的關(guān)鍵模態(tài)。

圖18 主坐標(biāo)時(shí)程Fig.18 Time history of principal coordinate

前4階本征模態(tài)如圖19所示，各階的壓力波動(dòng)均比較大。從圖19(a)可以看出，在1區(qū)前一半范圍內(nèi)，壓力為正值且變化不大，而在后一半范圍，表面壓力由負(fù)值變?yōu)檎担３譃檩^小的恒定值，2區(qū)，6區(qū)，7區(qū)和8區(qū)的壓力均為正值且值保持為定值；3區(qū)中間部分測(cè)點(diǎn)的壓力值較其他部分有很明顯的增大，4區(qū)，5區(qū)的壓力值較其他區(qū)域小。圖19(b)的1區(qū)前半部分值為恒定的負(fù)值，后半部分壓力為正值且向2區(qū)的方向成遞減趨勢(shì)。2區(qū)的壓力值均為負(fù)值且其絕對(duì)值在橫風(fēng)向逐漸增大。而其他區(qū)域的壓力值均較第1階相應(yīng)區(qū)域的小。對(duì)于圖19(c)，第3階1區(qū)上表面的壓力為負(fù)值，7區(qū)及8區(qū)的壓力均為正值；2區(qū)的壓力與第2階基本相同，6區(qū)的壓力為負(fù)值且在斷面中心偏右部分出現(xiàn)峰值。右邊箱的壓力很小。第3階的能量占總能量的0.98%，圖19(d)中出現(xiàn)了相鄰監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力正負(fù)交替出現(xiàn)的現(xiàn)象，圖19(c)也出現(xiàn)類似的現(xiàn)象，這主要是斷面外形引起的特征紊流形成的結(jié)果。

圖19 90°風(fēng)嘴斷面表面壓力POD模態(tài)Fig.19 POD modes of surface pressure at 90° wind fairing section

可以看出，前4階模態(tài)的壓力值在1區(qū)的中間部位有較明顯的變化，這很可能是由于在此處生成的較小漩渦引起的；壓力在1區(qū)和2區(qū)之間也有很明顯的增大，但在3區(qū)并沒(méi)有較大的壓力分布，這可能是由于漩渦經(jīng)過(guò)2區(qū)，并在2區(qū)得到充分發(fā)展，然后在2區(qū)末端漩渦脫落。

為了更深入地了解風(fēng)嘴角度的引起的表面脈動(dòng)壓力變化，圖20給出了風(fēng)嘴角度為45°斷面前4階模態(tài)的表面壓力分布。

圖20 45°風(fēng)嘴斷面壓力POD模態(tài)Fig.20 POD modes of surface pressure at 45° wind fairing section

由圖20可見(jiàn)，能量占比最大的第1階模態(tài)在1區(qū)，6區(qū)，7區(qū)和8區(qū)的壓力值都比90°風(fēng)嘴相應(yīng)區(qū)域大，這也反應(yīng)了這些區(qū)域是引起顫振的主要原因。與90°風(fēng)嘴的表面壓力分布相比，2區(qū)的壓力值略大，3區(qū)的壓力值也比較連續(xù)，并且2區(qū)與3區(qū)之間并沒(méi)有產(chǎn)生壓力突然變化的現(xiàn)象，其他區(qū)域壓力分布比較相似；第2階模態(tài)在2區(qū)的壓力值基本保持為恒定值，3區(qū)的壓力值與2區(qū)類似，只是在3區(qū)中間部分壓力突然由負(fù)值變?yōu)檎担坏?階模態(tài)在2區(qū)的壓力很小，但在3區(qū)壓力持續(xù)增大，在3區(qū)中間部分達(dá)到峰值后開(kāi)始減??；第4階模態(tài)的2區(qū)沒(méi)有壓力，在3區(qū)壓力出現(xiàn)且持續(xù)增大，在3區(qū)中間部分達(dá)到峰值。與90°風(fēng)嘴斷面前4階模態(tài)相比，45°風(fēng)嘴斷面前4階模態(tài)壓力在2區(qū)與3區(qū)之間比較連續(xù)；45°風(fēng)嘴斷面上表面出現(xiàn)壓力峰值的位置與90°風(fēng)嘴斷面相比有所滯后。

通過(guò)以上比較可以看出，風(fēng)嘴角度變化引起斷面脈動(dòng)壓力分布的變化主要體現(xiàn)在上表面區(qū)；風(fēng)嘴由尖(45°)變得比較鈍(90°)時(shí)，壓力在上表面開(kāi)始變得不連續(xù)，且壓力峰值的位置開(kāi)始前移。原因主要是當(dāng)風(fēng)嘴較尖時(shí)，斷面流線形較好，大尺度渦從2區(qū)開(kāi)始逐步發(fā)展，在3區(qū)中間部分達(dá)到最大，至右側(cè)風(fēng)嘴處才完全脫落；當(dāng)風(fēng)嘴變鈍之后，大尺度渦脫在上表面脫落的區(qū)域提前，在2區(qū)形成并由一定發(fā)展，隨后在2區(qū)與3區(qū)之間出現(xiàn)脫落，并沒(méi)有再附到下游斷面上。

6 結(jié)論

(1)風(fēng)嘴角度對(duì)流線形雙邊主梁顫振穩(wěn)定性的影響比較顯著。90°風(fēng)嘴對(duì)于系統(tǒng)氣動(dòng)阻尼的提高更加顯著，對(duì)顫振穩(wěn)定性更有利。

(2)寬高比主要影響流線形雙邊主梁豎彎運(yùn)動(dòng)，寬高比越大，結(jié)構(gòu)的顫振穩(wěn)定性越好。

(3)根據(jù)流線形雙邊主梁斷面表面壓力對(duì)升力矩系數(shù)的貢獻(xiàn)，判斷流線形雙邊主梁左邊箱部分及兩個(gè)邊箱之間部分的下表面是誘發(fā)顫振失穩(wěn)的主要原因。

(4)基于脈動(dòng)風(fēng)壓POD分解方法判斷不同風(fēng)嘴角度會(huì)引起上表面壓力分布的不同，風(fēng)嘴角度比較尖時(shí)，漩渦脫落的位置在下游風(fēng)嘴處，隨著風(fēng)嘴角度變鈍，漩渦脫落的位置會(huì)向上游移動(dòng)。