蔣尚君 朱金 魯勝龍 李永樂 康銳

摘要： Π型疊合梁為氣動鈍體結構，容易發(fā)生氣動失穩(wěn)。本文以一座Π型截面疊合梁斜拉橋作為工程背景，采用風洞節(jié)段模型試驗與計算流體動力學（CFD）方法，對主梁的渦激振動性能及相應的氣動抑振措施展開了研究。在風洞節(jié)段模型試驗中獲得渦激振動風速區(qū)間，討論了不同氣動措施的抑振效果，運用計算流體動力學（CFD）方法對主梁渦振發(fā)生機理及氣動措施抑振機理進行了初步研究。結果表明：在原始斷面下，由于尾跡區(qū)旋渦的周期性脫落以及主梁上、下表面旋渦演變的相互作用，導致了渦激振動發(fā)生。在采取三種不同抑振措施后，除采用上L型導流板斷面在+3°風攻角下發(fā)生扭轉渦振外，其余優(yōu)化斷面均能使得來流平穩(wěn)地通過，從而抑制渦振發(fā)生。本研究可對Π型疊合梁斷面的斜拉橋抗風設計提供一定參考。

關鍵詞： 渦激振動； 抑振措施； 疊合梁； 風洞試驗； 計算流體動力學（CFD）

中圖分類號： O32； U448.27??? 文獻標志碼： A??? 文章編號： 1004-4523（2024）05-0830-08

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.05.011

引 言

隨著經濟和社會的發(fā)展以及中國高速公路網建設的快速完善，斜拉橋成為跨越山谷、河流、湖泊的主要橋型之一。然而隨著橋梁跨徑的增加，主梁的自重對橋梁的影響增大［1］。Π型疊合梁通常是中等跨度橋梁中最常見的主梁類型之一。Π型疊合梁采用鋼梁和混凝土橋面板相結合的方式，具有自重輕、施工吊裝方便、受力性能優(yōu)越等諸多優(yōu)點。然而，由于疊合梁具有較鈍的氣動外形，空氣流經梁底時會形成復雜的繞流，使得采用此類斷面類型主梁的橋梁容易發(fā)生渦激振動現象。因此，需要采取一系列的氣動優(yōu)化措施，確保疊合梁能夠更好地應用于橋梁設計中。

目前針對疊合梁斷面的渦激振動性能以及抑制措施已有諸多研究。張?zhí)煲淼龋?］研究了風嘴、中央穩(wěn)定板、裙板、封閉欄桿、內側隔流板、下導流板等常見氣動措施對疊合梁斷面渦激振動性能的影響。賀耀北等［3］開展了導流板、穩(wěn)定板、風嘴、欄桿透風率等單一和組合氣動措施對主梁渦振性能的優(yōu)化研究。Bai等［4］研究了斷面外形對主梁渦振性能的影響規(guī)律，發(fā)現對于長寬比在9.05～11.96范圍內的Π型截面模型，增加長寬比會提高豎向和扭轉渦振的起振風速。李永樂等［5］通過節(jié)段模型風洞試驗發(fā)現優(yōu)化檢修車軌道位置和在主梁風嘴處設置分流板能有效抑制主梁渦振。段青松等［6］研究了不同阻尼比下主梁的渦振性能，結果表明，主梁的豎向渦振和扭轉渦振振幅均隨阻尼比的增大而減小，增大阻尼比可以有效抑制主梁的渦振。董銳等［7］研究氣動外形對Π型主梁渦振的影響，發(fā)現在主梁斷面上增設導流板可以有效地降低渦振振幅。錢國偉等［8］研究多種氣動控制措施的渦振控制效果，發(fā)現在橋梁斷面底部雙主肋轉角處設置水平隔流板能有效減小甚至消除渦激振動，并且水平隔流板越寬對渦振的控制越有效。譚彪等［9］通過研究間距比對疊合梁雙幅橋渦振性能的影響，發(fā)現最不利間距比為L/D=2～4（L為雙幅橋面橫向間距，D為梁寬），此時橋面渦振振幅最大且風速鎖定區(qū)間更長。張志田等［10］研究發(fā)現將中央兩道防撞欄設計成不透風，中央防撞欄形成上穩(wěn)定板，主梁下設三道下穩(wěn)定板，能夠有效抑制開口截面橋梁的渦激振動。

由以上文獻可知，大跨橋梁渦振方面的研究已經比較豐富，但目前針對Π型疊合梁這一斷面形式的渦振機理研究還較為有限，相應的減振措施研究還不夠深入。因此，本文以蘭原高速東壩頭黃河大橋為工程背景，通過節(jié)段模型風洞試驗與計算流體動力學的方法，對渦振發(fā)生機理及氣動措施抑振機理進行了初步研究。

1 工程概況及試驗參數

1.1 工程概況

蘭原高速東壩頭黃河大橋是蘭考至原陽高速公路蘭考至封丘段項目的控制性工點。該橋為三塔四跨鋼混疊合梁斜拉橋，跨徑布置為140+2×360+140 m，主橋長度為1000 m。主梁采用Π型疊合梁。其“工”字型鋼縱梁、小縱梁、橫梁通過節(jié)點板及高強螺栓連接形成鋼構架，橋面板采用預制板，兩者通過剪力釘形成整體［1］。橋面最大寬度為38.0 m，鋼主梁高度為3.0 m。主梁在吊點處的橫斷面布置如圖1所示。

1.2 試驗參數

試驗在西南交通大學XNJD?1工業(yè)風洞第二試驗段中進行，試驗段截面尺寸為2.4 m（寬）×2.0 m（高）×16.0 m（長），可調節(jié)風速范圍為1～45 m/s，并且該試驗段設有專門進行橋梁節(jié)段模型動力試驗的裝置。模型由8根拉伸彈簧懸掛在支架上，形成可豎向運動和繞模型軸線轉動的二自由度振動系統。試驗支架置于洞壁外，以免干擾流場。主梁節(jié)段模型采用1∶50的幾何縮尺比，模型長L=2.095 m，寬B=0.76 m，高H=0.08 m，模型用PVC塑膠板制作，表1為節(jié)段模型的主要參數。

由于本橋采用了三塔雙主跨的布置形式，豎彎基頻與扭轉基頻有4種振型組合方式，具體的各振型頻率及臨界風速如表2所示。為了確定該試驗應采用的最不利模態(tài)組合，采用《公路橋梁抗風設計規(guī)范》［11］中的平板顫振臨界風速的計算公式計算顫振臨界風速。結果表明：單跨正對稱雙跨反對稱的豎彎（扭轉）組合模態(tài)的顫振臨界風速最低，因此本研究偏安全地選取該模態(tài)進行節(jié)段模型動力試驗。

2 原始斷面渦振性能

渦激振動試驗在均勻流場中進行，分別在0°與±3°三種來流風攻角下測試了主梁的豎彎以及扭轉渦振。已有的研究表明，渦激振動的振幅和鎖定風速區(qū)間與結構阻尼比聯系密切［6］。因此，針對原始斷面分別進行小阻尼比和規(guī)范規(guī)定阻尼比的渦振性能試驗，本研究綜合采用常用的橡皮筋法和油箱法實現不同阻尼比下的渦激振動試驗。根據《公路橋梁抗風設計規(guī)范》［11］，鋼混疊合梁橋的阻尼比為1%。

為了便于觀察渦振現象和確定渦振鎖定風速區(qū)間，首先進行小阻尼比渦振試驗（豎彎阻尼比為0.582%，扭轉阻尼比為0.168%）。圖2分別給出了三種來流風攻角下的主梁豎彎渦振及扭轉渦振響應，圖中的風速與振幅均已換算至實橋。試驗結果表明：原始斷面在小阻尼比渦振試驗條件下，三個風攻角下均出現了不同程度的渦激共振現象。其中豎彎渦振最大振幅達到了320.5 mm，發(fā)生在+3°風攻角工況，扭轉渦振最大振幅達到了1.141°，發(fā)生在 +3°風攻角工況下，均超出了規(guī)范限值。根據《公路橋梁抗風設計規(guī)范》［11］規(guī)定，豎彎渦振和扭轉渦振的限值分別為h=192.0 mm，θ=0.198°。

接著開展了規(guī)范規(guī)定阻尼比（豎彎阻尼比為0.906%，扭轉阻尼比為0.907%）的渦振試驗。圖3分別給出了三個風攻角下主梁豎彎渦振及扭轉渦振響應。由圖3可知：豎彎渦振最大振幅為154.8 mm，發(fā)生在+3°風攻角工況，扭轉渦振最大振幅為0.110°，發(fā)生在0°風攻角工況，均未超出規(guī)范限值。

通過對比小阻尼比與規(guī)范規(guī)定阻尼比試驗結果發(fā)現，提高阻尼比后，豎彎以及扭轉渦振振幅明顯下降。此外，雖然規(guī)范規(guī)定阻尼比下主梁的豎彎渦振振幅以及扭轉渦振振幅均在規(guī)范限值之下，但是幅值較大，與規(guī)范規(guī)定值相接近?？紤]到橋上行車人員的安全性以及舒適性，需要對原始斷面進行氣動優(yōu)化。

3 主梁渦振抑振措施研究

目前，控制主梁渦激振動的方法主要有氣動措施、結構措施和機械措施，其中氣動控制措施是當前最常用的抑振方法。氣動措施可通過改變“橋梁?流場的耦合共振體系”從根本上消除橋梁風振的誘因，其抑振思路較結構措施和機械措施更為主動積極，控制效果也更為明顯，控制成本和代價更?。?2］。Π型主梁斷面屬于典型的鈍體斷面，此類斷面的渦振控制應當以改變主梁下部流場為主，因此本文提出上L型導流板、風嘴以及風嘴加水平導流板這三種氣動措施對主梁斷面進行優(yōu)化。

3.1 上L型導流板

主梁渦振的控制效果與L型導流板的寬度與高度密切相關。已有研究表明，當L型導流板寬度取2/3主梁高度，高度取1/2主梁高度時，可以保證良好的抑振效果，同時降低造價成本［4］。

因此，本文的L型導流板方案采用上述最優(yōu)尺寸，即高度為1.5 m，寬度為2 m。L型導流板左右對稱地布置（倒置）在主梁的縱梁上翼緣處，具體參數以及布置位置如圖4所示。由圖5可知，在該優(yōu)化措施下，-3°，0°風攻角未發(fā)生渦振現象；但在+3°風攻角下，發(fā)生了扭轉渦振，最大振幅為0.081°（限值為0.198°）。

3.2 風 嘴

風嘴是目前在橋梁上應用最廣泛的抑振措施之一。戰(zhàn)慶亮等［13］發(fā)現增設風嘴可以有效抑制開口斷面的渦振，增加風嘴結構尺寸后抑振效果更加明顯。黃林等［14］發(fā)現三角形風嘴可降低主梁斷面的豎彎渦振振幅，但對降低主梁的扭轉渦振振幅作用有限。孟曉亮等［15］針對風嘴角度較尖、較鈍兩種狀態(tài)進行風洞試驗，發(fā)現較尖的風嘴更加有利于抑制渦振。與上述研究結論不同，趙林等［12］發(fā)現較尖的風嘴存在惡化顫振性能的可能性。因此，在采用風嘴作為氣動措施時，需對風嘴的尺寸進行研究。

本試驗選取夾角為45°的風嘴對稱布置在主梁兩邊，具體參數以及布置如圖6所示，試驗結果如圖7所示。通過觀察圖7可知：在三個風攻角下均未發(fā)生渦振現象。

3.3 風嘴加水平導流板

風嘴加導流板也被稱作為分流板，風嘴處的導流板的作用在于增加主梁的寬度，從而增加主梁斷面的寬高比，讓主梁斷面更加趨近于流線型。當來流風吹向主梁時，能夠使其平滑地吹過主梁，減少流動分離，從而提高結構的氣動穩(wěn)定性［16］。

該優(yōu)化措施是在上述風嘴措施的基礎上，增設寬度為1.4 m的水平導流板，并對稱布置于主梁斷面的兩側，如圖8所示。由圖9可知：在三個風攻角下均未發(fā)生渦振現象，表明該方案能抑制渦振，顯著改善主梁的氣動性能。

3.4 優(yōu)化措施小結

主梁氣動優(yōu)化措施試驗共完成了9個試驗工況，所有試驗工況均在規(guī)范規(guī)定阻尼比條件下進行。試驗結果表明：增設上L型導流板后，主梁在+3°風攻角下發(fā)生扭轉渦振現象；與上L型導流板方案相比，增設風嘴或風嘴加水平導流板后，三個風攻角下均未發(fā)生明顯渦振響應。綜上所述，增設風嘴或風嘴加水平導流板能抑制渦振，顯著改善主梁的氣動性能。若實橋采用風嘴或風嘴加水平導流板措施，經濟成本會相對較高。而采用上L型導流板雖然不能完全抑制渦振，但能將渦振振幅降低至合理水平，是更為經濟適用的氣動優(yōu)化措施。

4 數值模擬

4.1 數值模擬參數設定

為了深入研究黃河大橋Π型疊合梁的渦激振動機理，本文采用計算流體動力學數值模擬軟件Fluent，分別對原始斷面以及三種優(yōu)化斷面的非定常繞流進行了仿真模擬。

CFD二維數值模型采用與風洞試驗相同的縮尺模型，寬度B為760 mm，高度H為80 mm，忽略Π型疊合梁的加勁肋、橫梁腹板以及橫梁加勁肋等橫向構件。由于人行欄桿、防撞欄、檢修軌道等附屬設施對主梁渦振性能影響非常大，因此本文在模擬過程中盡可能按照設計圖紙準確地進行模擬，并采用等透風率方法來對其進行簡化設計。計算域采用矩形結構，如圖10所示。為避免計算域內氣體回流及阻塞比對結果造成影響，各邊界應離主梁足夠遠，因此計算域總尺寸取10B×25B，阻塞率小于2%，滿足計算要求。計算區(qū)域由內至外分別采用結構化網格、非結構化網格以及結構化網格。為了能夠使模擬能夠更為準確，第一層網格厚度設置為3×10-5 m，各斷面的y+值均在1以下。

計算采用SST k?ω湍流模型，壓力?速度耦合問題采用SIMPLEC算法求解，壓力場和動量方程均采用二階格式離散，收斂項殘差控制為1×10-6。此外，時間步長取0.001 s，入口邊界和出口邊界湍流強度均設置為0.5%，湍流黏性比均設置為2。為驗證網格無關性，本文建立了網格總數32萬、53萬以及80萬三種網格質量的模型，計算結果如圖11所示。可以看出三分力系數誤差隨著網格數的增加而減小，因此為了使模擬能夠更為準確，選取了網格總數為80萬的模型進行模擬。在模擬過程中，通過保存每個時間步長內的相應數據來獲得三分力系數時程。限于篇幅，本文僅給出原始斷面在0°風攻角下的升力系數時程曲線，如圖12所示，數值模擬相應工況的St數如表3所示。

4.2 原始斷面渦振誘因

由表3可知，不同風攻角下原始斷面試驗的St數與數值模擬的St數相比，誤差均在5%以內。由此可以推斷，本次模擬能夠較好地模擬主梁周圍的旋渦脫落。

作用在橋梁上的氣動力，主要依賴于循環(huán)區(qū)旋

4.3 優(yōu)化措施抑振機理探討

由前文試驗結果可知，在主梁兩側安裝風嘴加水平導流板后，主梁在三個風攻角下均未發(fā)生渦振。由于篇幅有限，本文僅針對該優(yōu)化斷面下0°風攻角的流線圖進行闡述。由圖14可知，與原始斷面相比，氣體繞流特性以及旋渦形狀已明顯改變。該優(yōu)化方案沒有上表面附著的兩個旋渦，主梁下表面的大旋渦尺度明顯減小，形成了四個小規(guī)模穩(wěn)定旋渦。同時，與原始斷面不同，尾跡區(qū)形成了一個穩(wěn)定旋渦，在整個周期內沒有發(fā)生周期性脫落現象。該方案顯著改變了截面的流線形狀，使得來流能夠更加平穩(wěn)地通過截面，從而減小旋渦的強度以及規(guī)模。

由圖15可知，在0°風攻角下，增設風嘴后與增設風嘴加水平導流板后的流線圖類似。尾跡區(qū)周期性的旋渦脫落消失，主梁上表面的旋渦消失，下表面的旋渦也變得穩(wěn)定，從而抑制了渦振發(fā)生。

在主梁兩邊增設上L型導流板后，由圖16可知，在0°風攻角下，來流在上L型導流板處分離，上表面氣流在主梁上方形成一對旋渦。下表面氣流在上L板下形成一對小渦，氣流運動至邊主梁時，再次發(fā)生分離，在主梁下表面形成多個小渦以及一個大尺寸旋渦，旋渦形狀與原始斷面類似。氣流運動至尾跡區(qū)時，由于尾部上L板的存在，改變了尾跡區(qū)的流線軌跡，進而使得周期性脫落消失。

5 結 論

（1）小阻尼比與規(guī)范規(guī)定阻尼比下的渦振試驗研究表明：提高阻尼比可以顯著降低主梁的豎彎和扭轉渦振振幅，從而改善了主梁的渦振性能。

（2）風洞試驗以及數值模擬結果表明，Π型主梁斷面本身具有氣動不穩(wěn)定性，在沒有采取抑振措施的情況下，原始斷面容易出現明顯的渦激振動現象。

（3）風洞試驗結果表明，在采取三種不同氣動措施后，除采用上L型導流板斷面在+3°風攻角下發(fā)生扭轉渦振外，其余斷面均能使得來流平穩(wěn)地通過，從而抑制渦振的發(fā)生。

（4）通過風洞試驗研究與數值模擬分析，同時考慮適用性和經濟性，上L型導流板為最優(yōu)選擇。該方案下主梁雖仍會發(fā)生渦振，但采用該方案后主梁渦振性能得到顯著提升，振幅滿足規(guī)范要求。

需要說明的是，以上結論為本研究通過縮尺模型風洞試驗與數值模擬所得，該結論并不能完全適用于實橋渦振性能的評價，僅可為實橋渦振性能評價提供一定參考。

參考文獻：

［1］汪志雄， 張志田， 郄凱，等. Π型開口截面斜拉橋彎扭耦合渦激共振及氣動減振措施研究［J］. 振動與沖擊， 2021， 40（1）： 52-57.

WANG Zhixiong， ZHANG Zhitian， QIE Kai， et al. Bending-torsion coupled vortex induced resonance of Π-type open section cable stayed and aerodynamic vibration reduction measures［J］. Journal of Vibration and Shock， 2021， 40（1）： 52-57.

［2］張?zhí)煲恚?孫延國， 李明水，等. 寬幅雙箱疊合梁渦振性能及抑振措施試驗研究［J］. 中國公路學報， 2019， 32（10）： 107-114.

ZHANG Tianyi，SUN Yanguo，LI Mingshui，et al. Experimental study on vortex-induced vibration performance and aerodynamic countermeasures for a wide-width double-box composite beam［J］. China Journal of Highway and Transport， 2019， 32（10）： 107-114

［3］賀耀北， 周洋， 華旭剛. 雙邊鋼主梁-UHPC組合梁渦振抑制氣動措施風洞試驗研究［J］. 振動與沖擊， 2020， 39（20）： 142-148.

HE Yaobei，ZHOU Yang，HUA Xugang. A wind tunnel test on aerodynamic measures for vortex-induced vibration suppression of a bilateral steel-UHPC composite beam［J］. Journal of Vibration and Shock， 2020， 39（20）： 142-148.

［4］Bai H，Li R，Xu G J，et al. Aerodynamic performance of Π-shaped composite deck cable-stayed bridges including VIV mitigation measures［J］. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 2021， 208： 104451.

［5］李永樂， 侯光陽， 向活躍， 等. 大跨度懸索橋鋼箱主梁渦振性能優(yōu)化風洞試驗研究［J］. 空氣動力學學報， 2011， 29（6）： 702-708.

LI Yongle，HOU Guangyang，XIANG Huoyue，et al. Optimization of the vortex induced vibration for steel box girder of long span suspension bridges by wind tunnel test［J］. Acta Aerodynamica Sinica，2011，29（6）：702-708

［6］段青松， 馬存明. 邊箱疊合梁渦振性能及抑振措施研究［J］. 橋梁建設， 2017， 47（5）： 30-35.

DUAN Qingsong，MA Cunming. Study of vortex-induced vibration performance and vibration suppression measures for composite girder with edge boxes［J］. Bridge Construction， 2017， 47（5）： 30-35.

［7］董銳， 楊詠昕， 葛耀君. 斜拉橋Π型開口斷面主梁氣動選型風洞試驗［J］. 哈爾濱工業(yè)大學學報， 2012， 44（10）： 109-114.

DONG Rui，YANG Yongxin，GE Yaojun. Wind tunnel test for aerodynamic selection of Π shaped deck of cable-stayed bridge［J］. Journal of Harbin Institute of Technology， 2012， 44（10）： 109-114.

［8］錢國偉， 曹豐產， 葛耀君. Π型疊合梁斜拉橋渦振性能及氣動控制措施研究［J］. 振動與沖擊， 2015， 34（2）： 176-181.

QIAN Guowei，CAO Fengchan，GE Yaojun. Vortex-induced vibration performance of a cable-stayed bridge with Π shaped composite deck and its aerodynamic control measures［J］. Journal of Vibration and Shock， 2015， 34（2）： 176-181.

［9］譚彪， 操金鑫， 檀小輝，等. 間距比對疊合梁雙幅橋渦振性能的影響［J］. 同濟大學學報（自然科學版）， 2020， 48（9）： 1264-1270.

TAN Biao，CAO Jinxin，TAN Xiaohui，et al. Effect of gap distance ratio on vortex-induced vibration performance for bridge with twin composite girders［J］. Journal of Tongji University （Natural Science）， 2020， 48（9）： 1264-1270.

［10］張志田， 卿前志， 肖瑋， 等. 開口截面斜拉橋渦激共振風洞試驗及減振措施研究［J］. 湖南大學學報（自然科學版）， 2011， 38（7）： 1-5.

ZHANG Zhitian，QING Qianzhi，XIAO Wei，et al. Vortex-induced vibration and control method for a cable-stayed bridge with open cross section［J］. Journal of Hunan University（Natural Sciences）， 2011， 38（7）： 1-5.

［11］中華人民共和國交通運輸部. 公路橋梁抗風設計規(guī)范：JTG/T 3360-01—2018［S］. 北京：人民交通出版社， 2019.

Ministry of Transport of the Peoples Republic of China. Wind-resistant design specification for highway bridges： JTG/T 3360-01—2018［S］. Beijing： China Communications Press， 2019.

［12］趙林， 李珂， 王昌將， 等. 大跨橋梁主梁風致穩(wěn)定性被動氣動控制措施綜述［J］. 中國公路學報， 2019， 32（10）： 34-48.

ZHAO Lin，LI Ke，WANG Changjiang，et al. Review on passive aerodynamic countermeasures on main girders aiming at wind-induced stabilities of long-span bridges［J］. China Journal of Highway and Transport， 2019， 32（10）： 34-48.

［13］戰(zhàn)慶亮， 周志勇， 葛耀君. 開口疊合梁斷面氣動性能的試驗研究［J］. 橋梁建設， 2017， 47（1）： 17-22.

ZHAN Qingliang，ZHOU Zhiyong，GE Yaojun. Experimental study of aerodynamic performance of open cross sections of composite girders［J］. Bridge Construction， 2017， 47（1）： 17-22.

［14］黃林， 董佳慧， 王騎， 等. 矩形鋼箱梁鐵路斜拉橋渦振性能及氣動控制措施研究［J］. 振動與沖擊， 2021， 40（6）： 23-32.

HUANG Lin，DONG Jiahui，WANG Qi，et al. Vortex-induced vibration performance of a cable-stayed railway bridge with rectangular steel box girder and its aerodynamic［J］. Journal of Vibration and Shock， 2021， 40（6）： 23-32.

［15］孟曉亮， 郭震山， 丁泉順， 等. 風嘴角度對封閉和半封閉箱梁渦振及顫振性能的影響［J］. 工程力學， 2011， 28（增刊1）： 184-189.

MENG Xiaoliang，GUO Zhenshan，DING Quanshun，et al. Influence of wind fairing angle on vortex-induced vibrations and flutter performances of closed and semi-closed box decks［J］. Engineering Mechanics， 2011， 28（Sup1）： 184-189.

［16］張建， 鄭史雄， 唐煜， 等. 基于節(jié)段模型試驗的懸索橋渦振性能優(yōu)化研究［J］. 實驗流體力學， 2015， 29（2）： 48-54.

ZHANG Jian，ZHENG Shixiong，TANG Yu，et al. Research on optimizing vortex-induced vibration performance for suspension bridge based on section model test［J］. Journal of Experiments in Fluid Mechanies， 2015， 29（2）： 48-54.

Vortex-induced vibration performance and aerodynamic countermeasures of Π-shaped composite girder of a cable-stayed bridge

Abstract： Π-shaped composite deck is an elastic bluff body， which is susceptible to aerodynamic instability. In the present study， a cable-stayed bridge with a Π-shaped composite deck is taken as the research object， and the vortex-induced vibration （VIV） and the aerodynamic countermeasures are investigated by using the small-scale wind tunnel tests and computational fluid dynamics （CFD） method. The wind speed range of the VIV for the Π-shaped composite deck is determined via the wind tunnel test. After that， several VIV mitigation measures are investigated. The computational fluid dynamics （CFD） method is used to study the mechanism of VIV and vibration suppression by aerodynamic measures. The results indicate that the VIV in the original section is caused by the interaction of the periodic shedding of the vortex in the wake area and the vortex evolution on the upper and lower surfaces of the girder； After adopting three different aerodynamic measures， the flow can pass through the section more smoothly， so as to mitigate the VIV effectively， except for the upper inverted L-shaped guide plate at the wind attack angle of +3°. This study can offer guidance on the wind-resistant design of a cable-stayed bridge with a Π-shaped composite deck.

Key words： vortex-induced vibration （VIV）；vibration-reduction measures；composite girder；wind tunnel test；computational fluid dynamics （CFD）