蔣尚君 朱金 魯勝龍 李永樂 康銳

摘要： Π型疊合梁為氣動(dòng)鈍體結(jié)構(gòu)，容易發(fā)生氣動(dòng)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(fēng)洞節(jié)段模型試驗(yàn)與計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）方法，對(duì)主梁的渦激振動(dòng)性能及相應(yīng)的氣動(dòng)抑振措施展開了研究。在風(fēng)洞節(jié)段模型試驗(yàn)中獲得渦激振動(dòng)風(fēng)速區(qū)間，討論了不同氣動(dòng)措施的抑振效果，運(yùn)用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）方法對(duì)主梁渦振發(fā)生機(jī)理及氣動(dòng)措施抑振機(jī)理進(jìn)行了初步研究。結(jié)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(dǎo)致了渦激振動(dòng)發(fā)生。在采取三種不同抑振措施后，除采用上L型導(dǎo)流板斷面在+3°風(fēng)攻角下發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振外，其余優(yōu)化斷面均能使得來(lái)流平穩(wěn)地通過(guò)，從而抑制渦振發(fā)生。本研究可對(duì)Π型疊合梁斷面的斜拉橋抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供一定參考。

關(guān)鍵詞： 渦激振動(dòng)； 抑振措施； 疊合梁； 風(fēng)洞試驗(yàn)； 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）

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

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

引 言

隨著經(jīng)濟(jì)和社會(huì)的發(fā)展以及中國(guó)高速公路網(wǎng)建設(shè)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(duì)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(jié)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(diǎn)。然而，由于疊合梁具有較鈍的氣動(dòng)外形，空氣流經(jīng)梁底時(shí)會(huì)形成復(fù)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(dòng)現(xiàn)象。因此，需要采取一系列的氣動(dòng)優(yōu)化措施，確保疊合梁能夠更好地應(yīng)用于橋梁設(shè)計(jì)中。

目前針對(duì)疊合梁斷面的渦激振動(dòng)性能以及抑制措施已有諸多研究。張?zhí)煲淼龋?］研究了風(fēng)嘴、中央穩(wěn)定板、裙板、封閉欄桿、內(nèi)側(cè)隔流板、下導(dǎo)流板等常見氣動(dòng)措施對(duì)疊合梁斷面渦激振動(dòng)性能的影響。賀耀北等［3］開展了導(dǎo)流板、穩(wěn)定板、風(fēng)嘴、欄桿透風(fēng)率等單一和組合氣動(dòng)措施對(duì)主梁渦振性能的優(yōu)化研究。Bai等［4］研究了斷面外形對(duì)主梁渦振性能的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)對(duì)于長(zhǎng)寬比在9.05～11.96范圍內(nèi)的Π型截面模型，增加長(zhǎng)寬比會(huì)提高豎向和扭轉(zhuǎn)渦振的起振風(fēng)速。李永樂等［5］通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)優(yōu)化檢修車軌道位置和在主梁風(fēng)嘴處設(shè)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(jié)果表明，主梁的豎向渦振和扭轉(zhuǎn)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(dòng)外形對(duì)Π型主梁渦振的影響，發(fā)現(xiàn)在主梁斷面上增設(shè)導(dǎo)流板可以有效地降低渦振振幅。錢國(guó)偉等［8］研究多種氣動(dòng)控制措施的渦振控制效果，發(fā)現(xiàn)在橋梁斷面底部雙主肋轉(zhuǎn)角處設(shè)置水平隔流板能有效減小甚至消除渦激振動(dòng)，并且水平隔流板越寬對(duì)渦振的控制越有效。譚彪等［9］通過(guò)研究間距比對(duì)疊合梁雙幅橋渦振性能的影響，發(fā)現(xiàn)最不利間距比為L(zhǎng)/D=2～4（L為雙幅橋面橫向間距，D為梁寬），此時(shí)橋面渦振振幅最大且風(fēng)速鎖定區(qū)間更長(zhǎng)。張志田等［10］研究發(fā)現(xiàn)將中央兩道防撞欄設(shè)計(jì)成不透風(fēng)，中央防撞欄形成上穩(wěn)定板，主梁下設(shè)三道下穩(wěn)定板，能夠有效抑制開口截面橋梁的渦激振動(dòng)。

由以上文獻(xiàn)可知，大跨橋梁渦振方面的研究已經(jīng)比較豐富，但目前針對(duì)Π型疊合梁這一斷面形式的渦振機(jī)理研究還較為有限，相應(yīng)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?yàn)楣こ瘫尘?，通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)與計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)的方法，對(duì)渦振發(fā)生機(jī)理及氣動(dòng)措施抑振機(jī)理進(jìn)行了初步研究。

1 工程概況及試驗(yàn)參數(shù)

1.1 工程概況

蘭原高速東壩頭黃河大橋是蘭考至原陽(yáng)高速公路蘭考至封丘段項(xiàng)目的控制性工點(diǎn)。該橋?yàn)槿目玟摶殳B合梁斜拉橋，跨徑布置為140+2×360+140 m，主橋長(zhǎng)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(guò)節(jié)點(diǎn)板及高強(qiáng)螺栓連接形成鋼構(gòu)架，橋面板采用預(yù)制板，兩者通過(guò)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(diǎn)處的橫斷面布置如圖1所示。

1.2 試驗(yàn)參數(shù)

試驗(yàn)在西南交通大學(xué)XNJD?1工業(yè)風(fēng)洞第二試驗(yàn)段中進(jìn)行，試驗(yàn)段截面尺寸為2.4 m（寬）×2.0 m（高）×16.0 m（長(zhǎng)），可調(diào)節(jié)風(fēng)速范圍為1～45 m/s，并且該試驗(yàn)段設(shè)有專門進(jìn)行橋梁節(jié)段模型動(dòng)力試驗(yàn)的裝置。模型由8根拉伸彈簧懸掛在支架上，形成可豎向運(yùn)動(dòng)和繞模型軸線轉(zhuǎn)動(dòng)的二自由度振動(dòng)系統(tǒng)。試驗(yàn)支架置于洞壁外，以免干擾流場(chǎng)。主梁節(jié)段模型采用1∶50的幾何縮尺比，模型長(zhǎng)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(shù)。

由于本橋采用了三塔雙主跨的布置形式，豎彎基頻與扭轉(zhuǎn)基頻有4種振型組合方式，具體的各振型頻率及臨界風(fēng)速如表2所示。為了確定該試驗(yàn)應(yīng)采用的最不利模態(tài)組合，采用《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》［11］中的平板顫振臨界風(fēng)速的計(jì)算公式計(jì)算顫振臨界風(fēng)速。結(jié)果表明：?jiǎn)慰缯龑?duì)稱雙跨反對(duì)稱的豎彎（扭轉(zhuǎn)）組合模態(tài)的顫振臨界風(fēng)速最低，因此本研究偏安全地選取該模態(tài)進(jìn)行節(jié)段模型動(dòng)力試驗(yàn)。

2 原始斷面渦振性能

渦激振動(dòng)試驗(yàn)在均勻流場(chǎng)中進(jìn)行，分別在0°與±3°三種來(lái)流風(fēng)攻角下測(cè)試了主梁的豎彎以及扭轉(zhuǎn)渦振。已有的研究表明，渦激振動(dòng)的振幅和鎖定風(fēng)速區(qū)間與結(jié)構(gòu)阻尼比聯(lián)系密切［6］。因此，針對(duì)原始斷面分別進(jìn)行小阻尼比和規(guī)范規(guī)定阻尼比的渦振性能試驗(yàn)，本研究綜合采用常用的橡皮筋法和油箱法實(shí)現(xiàn)不同阻尼比下的渦激振動(dòng)試驗(yàn)。根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)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(xiàn)象和確定渦振鎖定風(fēng)速區(qū)間，首先進(jìn)行小阻尼比渦振試驗(yàn)（豎彎阻尼比為0.582%，扭轉(zhuǎn)阻尼比為0.168%）。圖2分別給出了三種來(lái)流風(fēng)攻角下的主梁豎彎渦振及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)，圖中的風(fēng)速與振幅均已換算至實(shí)橋。試驗(yàn)結(jié)果表明：原始斷面在小阻尼比渦振試驗(yàn)條件下，三個(gè)風(fēng)攻角下均出現(xiàn)了不同程度的渦激共振現(xiàn)象。其中豎彎渦振最大振幅達(dá)到了320.5 mm，發(fā)生在+3°風(fēng)攻角工況，扭轉(zhuǎn)渦振最大振幅達(dá)到了1.141°，發(fā)生在 +3°風(fēng)攻角工況下，均超出了規(guī)范限值。根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》［11］規(guī)定，豎彎渦振和扭轉(zhuǎn)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(zhuǎn)阻尼比為0.907%）的渦振試驗(yàn)。圖3分別給出了三個(gè)風(fēng)攻角下主梁豎彎渦振及扭轉(zhuǎn)渦振響應(yīng)。由圖3可知：豎彎渦振最大振幅為154.8 mm，發(fā)生在+3°風(fēng)攻角工況，扭轉(zhuǎn)渦振最大振幅為0.110°，發(fā)生在0°風(fēng)攻角工況，均未超出規(guī)范限值。

通過(guò)對(duì)比小阻尼比與規(guī)范規(guī)定阻尼比試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，提高阻尼比后，豎彎以及扭轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(duì)原始斷面進(jìn)行氣動(dòng)優(yōu)化。

3 主梁渦振抑振措施研究

目前，控制主梁渦激振動(dòng)的方法主要有氣動(dòng)措施、結(jié)構(gòu)措施和機(jī)械措施，其中氣動(dòng)控制措施是當(dāng)前最常用的抑振方法。氣動(dòng)措施可通過(guò)改變“橋梁?流場(chǎng)的耦合共振體系”從根本上消除橋梁風(fēng)振的誘因，其抑振思路較結(jié)構(gòu)措施和機(jī)械措施更為主動(dòng)積極，控制效果也更為明顯，控制成本和代價(jià)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(yīng)當(dāng)以改變主梁下部流場(chǎng)為主，因此本文提出上L型導(dǎo)流板、風(fēng)嘴以及風(fēng)嘴加水平導(dǎo)流板這三種氣動(dòng)措施對(duì)主梁斷面進(jìn)行優(yōu)化。

3.1 上L型導(dǎo)流板

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

因此，本文的L型導(dǎo)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(dǎo)流板左右對(duì)稱地布置（倒置）在主梁的縱梁上翼緣處，具體參數(shù)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(fēng)攻角未發(fā)生渦振現(xiàn)象；但在+3°風(fēng)攻角下，發(fā)生了扭轉(zhuǎn)渦振，最大振幅為0.081°（限值為0.198°）。

3.2 風(fēng) 嘴

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

本試驗(yàn)選取夾角為45°的風(fēng)嘴對(duì)稱布置在主梁兩邊，具體參數(shù)以及布置如圖6所示，試驗(yàn)結(jié)果如圖7所示。通過(guò)觀察圖7可知：在三個(gè)風(fēng)攻角下均未發(fā)生渦振現(xiàn)象。

3.3 風(fēng)嘴加水平導(dǎo)流板

風(fēng)嘴加導(dǎo)流板也被稱作為分流板，風(fēng)嘴處的導(dǎo)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(dāng)來(lái)流風(fēng)吹向主梁時(shí)，能夠使其平滑地吹過(guò)主梁，減少流動(dòng)分離，從而提高結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)穩(wěn)定性［16］。

該優(yōu)化措施是在上述風(fēng)嘴措施的基礎(chǔ)上，增設(shè)寬度為1.4 m的水平導(dǎo)流板，并對(duì)稱布置于主梁斷面的兩側(cè)，如圖8所示。由圖9可知：在三個(gè)風(fēng)攻角下均未發(fā)生渦振現(xiàn)象，表明該方案能抑制渦振，顯著改善主梁的氣動(dòng)性能。

3.4 優(yōu)化措施小結(jié)

主梁氣動(dòng)優(yōu)化措施試驗(yàn)共完成了9個(gè)試驗(yàn)工況，所有試驗(yàn)工況均在規(guī)范規(guī)定阻尼比條件下進(jìn)行。試驗(yàn)結(jié)果表明：增設(shè)上L型導(dǎo)流板后，主梁在+3°風(fēng)攻角下發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振現(xiàn)象；與上L型導(dǎo)流板方案相比，增設(shè)風(fēng)嘴或風(fēng)嘴加水平導(dǎo)流板后，三個(gè)風(fēng)攻角下均未發(fā)生明顯渦振響應(yīng)。綜上所述，增設(shè)風(fēng)嘴或風(fēng)嘴加水平導(dǎo)流板能抑制渦振，顯著改善主梁的氣動(dòng)性能。若實(shí)橋采用風(fēng)嘴或風(fēng)嘴加水平導(dǎo)流板措施，經(jīng)濟(jì)成本會(huì)相對(duì)較高。而采用上L型導(dǎo)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(jīng)濟(jì)適用的氣動(dòng)優(yōu)化措施。

4 數(shù)值模擬

4.1 數(shù)值模擬參數(shù)設(shè)定

為了深入研究黃河大橋Π型疊合梁的渦激振動(dòng)機(jī)理，本文采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)數(shù)值模擬軟件Fluent，分別對(duì)原始斷面以及三種優(yōu)化斷面的非定常繞流進(jìn)行了仿真模擬。

CFD二維數(shù)值模型采用與風(fēng)洞試驗(yàn)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(gòu)件。由于人行欄桿、防撞欄、檢修軌道等附屬設(shè)施對(duì)主梁渦振性能影響非常大，因此本文在模擬過(guò)程中盡可能按照設(shè)計(jì)圖紙準(zhǔn)確地進(jìn)行模擬，并采用等透風(fēng)率方法來(lái)對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)。計(jì)算域采用矩形結(jié)構(gòu)，如圖10所示。為避免計(jì)算域內(nèi)氣體回流及阻塞比對(duì)結(jié)果造成影響，各邊界應(yīng)離主梁足夠遠(yuǎn)，因此計(jì)算域總尺寸取10B×25B，阻塞率小于2%，滿足計(jì)算要求。計(jì)算區(qū)域由內(nèi)至外分別采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格、非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格以及結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。為了能夠使模擬能夠更為準(zhǔn)確，第一層網(wǎng)格厚度設(shè)置為3×10-5 m，各斷面的y+值均在1以下。

計(jì)算采用SST k?ω湍流模型，壓力?速度耦合問(wèn)題采用SIMPLEC算法求解，壓力場(chǎng)和動(dòng)量方程均采用二階格式離散，收斂項(xiàng)殘差控制為1×10-6。此外，時(shí)間步長(zhǎng)取0.001 s，入口邊界和出口邊界湍流強(qiáng)度均設(shè)置為0.5%，湍流黏性比均設(shè)置為2。為驗(yàn)證網(wǎng)格無(wú)關(guān)性，本文建立了網(wǎng)格總數(shù)32萬(wàn)、53萬(wàn)以及80萬(wàn)三種網(wǎng)格質(zhì)量的模型，計(jì)算結(jié)果如圖11所示。可以看出三分力系數(shù)誤差隨著網(wǎng)格數(shù)的增加而減小，因此為了使模擬能夠更為準(zhǔn)確，選取了網(wǎng)格總數(shù)為80萬(wàn)的模型進(jìn)行模擬。在模擬過(guò)程中，通過(guò)保存每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)的相應(yīng)數(shù)據(jù)來(lái)獲得三分力系數(shù)時(shí)程。限于篇幅，本文僅給出原始斷面在0°風(fēng)攻角下的升力系數(shù)時(shí)程曲線，如圖12所示，數(shù)值模擬相應(yīng)工況的St數(shù)如表3所示。

4.2 原始斷面渦振誘因

由表3可知，不同風(fēng)攻角下原始斷面試驗(yàn)的St數(shù)與數(shù)值模擬的St數(shù)相比，誤差均在5%以內(nèi)。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(dòng)力，主要依賴于循環(huán)區(qū)旋

4.3 優(yōu)化措施抑振機(jī)理探討

由前文試驗(yàn)結(jié)果可知，在主梁兩側(cè)安裝風(fēng)嘴加水平導(dǎo)流板后，主梁在三個(gè)風(fēng)攻角下均未發(fā)生渦振。由于篇幅有限，本文僅針對(duì)該優(yōu)化斷面下0°風(fēng)攻角的流線圖進(jìn)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(gè)旋渦，主梁下表面的大旋渦尺度明顯減小，形成了四個(gè)小規(guī)模穩(wěn)定旋渦。同時(shí)，與原始斷面不同，尾跡區(qū)形成了一個(gè)穩(wěn)定旋渦，在整個(gè)周期內(nèi)沒有發(fā)生周期性脫落現(xiàn)象。該方案顯著改變了截面的流線形狀，使得來(lái)流能夠更加平穩(wěn)地通過(guò)截面，從而減小旋渦的強(qiáng)度以及規(guī)模。

由圖15可知，在0°風(fēng)攻角下，增設(shè)風(fēng)嘴后與增設(shè)風(fēng)嘴加水平導(dǎo)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(shè)上L型導(dǎo)流板后，由圖16可知，在0°風(fēng)攻角下，來(lái)流在上L型導(dǎo)流板處分離，上表面氣流在主梁上方形成一對(duì)旋渦。下表面氣流在上L板下形成一對(duì)小渦，氣流運(yùn)動(dòng)至邊主梁時(shí)，再次發(fā)生分離，在主梁下表面形成多個(gè)小渦以及一個(gè)大尺寸旋渦，旋渦形狀與原始斷面類似。氣流運(yùn)動(dòng)至尾跡區(qū)時(shí)，由于尾部上L板的存在，改變了尾跡區(qū)的流線軌跡，進(jìn)而使得周期性脫落消失。

5 結(jié) 論

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

（2）風(fēng)洞試驗(yàn)以及數(shù)值模擬結(jié)果表明，Π型主梁斷面本身具有氣動(dòng)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(xiàn)明顯的渦激振動(dòng)現(xiàn)象。

（3）風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表明，在采取三種不同氣動(dòng)措施后，除采用上L型導(dǎo)流板斷面在+3°風(fēng)攻角下發(fā)生扭轉(zhuǎn)渦振外，其余斷面均能使得來(lái)流平穩(wěn)地通過(guò)，從而抑制渦振的發(fā)生。

（4）通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬分析，同時(shí)考慮適用性和經(jīng)濟(jì)性，上L型導(dǎo)流板為最優(yōu)選擇。該方案下主梁雖仍會(huì)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(shuō)明的是，以上結(jié)論為本研究通過(guò)縮尺模型風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬所得，該結(jié)論并不能完全適用于實(shí)橋渦振性能的評(píng)價(jià)，僅可為實(shí)橋渦振性能評(píng)價(jià)提供一定參考。

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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）