地面效應對近流線型斷面渦激共振性能的影響

周志勇， 毛文浩

(1.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092；2.橋梁結構抗風技術交通行業重點實驗室，上海 200092；3.上海市政設計研究總院，上海 200092)

地面效應對近流線型斷面渦激共振性能的影響

周志勇1,2， 毛文浩3

(1.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092；2.橋梁結構抗風技術交通行業重點實驗室，上海 200092；3.上海市政設計研究總院，上海 200092)

當橋面接近地面時，地面的存在會使斷面的繞流情況與遠離地面時不同，有可能對主梁在風荷載作用下的靜力和動力響應產生不利的影響，而主梁離地高度將成為影響主梁氣動性能的重要因素?；陲L洞試驗和計算流體動力學(CFD)相結合的方法，對存在地面效應的近流線型斷面的渦激共振性能進行研究。首先，基于風洞試驗獲得近流線型斷面在兩種粗糙度地面、三種風攻角、四種離地高度下的渦激共振區間和振幅及其隨離地高度的變化規律，試驗結果表明，地面效應會使得渦激共振區間提前但渦激共振幅值有所減小。其次，采用CFD識別各試驗工況下的斷面的繞流特征、鎖定區間和最大振幅，并通過靜態和動態流場可視化分析，分析了地面效應對近流線型斷面渦激振動的影響機理。

地面效應；近流線型斷面；St數；渦激共振；機理

來流在鈍體表面會發生附面層分離、分離剪切層卷起，形成旋渦交替脫落的流動現象，這種流動現象將引起結構所受氣動力的周期性變化及結構振動，這種空氣動力學現象稱為渦激振動。渦激振動是大跨度橋梁在低風速下很容易出現的一種風振現象，具有強迫和自激振動的雙重特性，是一種限幅振動。盡管渦激振動不會像顫振或馳振那樣導致發散，但由于是低風速下常易發生的振動，且振幅之大足以影響行車安全，甚至可能誘發拉索參數共振等其他類型致命的氣動不穩定。因此，在現代橋梁在抗風設計中，以滿足顫振檢驗風速為首要設計目標，對于主梁渦激振動性能的設計也提升到了重要的位置。

當橋面接近地面時，地面使斷面的繞流與在遠離地面時的情況不同，我們可以引用空氣動力學中的概念，稱這種現象為“地面效應”。 目前為止，國內外學者在橋梁斷面靜力響應、渦振和顫振性能研究方面還沒有關于橋梁離地高度對橋梁氣動響應影響的系統研究。而現有的或在建的橋梁中，卻存在不少離地高度較低的橋梁，例如深港通道橋等。位于水庫上方的橋梁，隨著水位的上漲，其橋面高度也會相對的降低，更加貼近水面。

關于“地面效應”的研究主要集中在航空航天領域，其中大部分研究是針對機翼進行，基本采用風洞試驗的方法[1-13]及數值模擬的方法[14-18]進行研究。國內外學者針對橋梁斷面渦激振動進行了諸多研究[19-27]，但考慮地面效應對渦激振動影響的系統研究則幾乎沒有。與航空領域類似，可以預見，當橋梁離地較低時，由主梁和地面所形成的“通道”將對氣流產生阻礙或者加速作用，而這種作用反過來又會對主梁的氣動力產生影響，這對主梁在風荷載作用下的渦激共振性能必然產生影響。因此考慮地面效應對橋梁渦激共振性能的影響研究具有實際工程意義。

本文通過風洞試驗和數值模擬兩種方法研究了地面效應對近流線型斷面渦激共振性能的影響機理。首先，采用剛體節段模型測振風洞試驗進行不同離地高度、兩種地面粗糙度情況下的渦激振動試驗，獲得到豎向渦激振動的鎖定區間和最大振幅。最后，采用CFD識別各試驗工況下的斷面的繞流特征及鎖定區間和最大振幅，通過對靜態和動態流場分析來研究地面效應的對近流線型斷面渦激振動的影響機理。

1 近流線型斷面測振風洞試驗

1.1 節段模型設計

近流線型斷面測振節段模型要求模型整體具有較大剛性。本次試驗模型長度L=1.2 m，高度h=0.047 m，寬度B=0.364 7 m，整個模型長寬比約為3.3。模型斷面設計如圖1所示。模型離地高度布置如圖2所示。紊流場下粗糙條布置和節段模型順風向位置如圖3所示。其中，模型的離地高度H為模型底面至地面(均勻流場)或粗糙條頂面(紊流場)的距離；粗糙條高度d=0.05B，尺寸為0.018 m×0.018 m×2.4 m，中心間距0.108 m，凈距k=5d=0.9 m，共24條。

圖1 渦激振動節段模型斷面圖(mm)Fig.1 Section model for vortex-induced vibration(mm)

圖2 模型離地高度示意圖(mm)Fig.2 Model height from the ground(mm)

圖3 模型順風向位置布置示意圖(mm)Fig.3 Wind direction and location model (mm)

測振節段模型試驗在同濟大學TJ-2風洞中進行。渦激振動試驗在無地面粗糙條(均勻流場)和有地面粗糙條(紊流場)兩種不同地面粗糙度情況下進行。兩種地面粗糙度情況下，針對渦激振動分別進行了+3°、0°、-3°三個攻角，4個離地高度(H/B=0.2、H/B=0.4、H/B=0.6、H/B=∞)的試驗。試驗主要針對豎彎渦振進行，并測得豎彎渦振振幅和鎖定區間。

剛體節段模型通過八根彈簧彈性懸掛在風洞的支架中，圖4給出了模型裝置示意圖。試驗通過調節整個系統的質量和質量慣矩并配以適當剛度和間距的彈簧，來調整模型的豎向頻率和扭轉頻率達到預期值。試驗通過在斷面前端布置皮托管和微壓計來進行風速測量。渦激振動現象與結構的阻尼密切相關。為此，在進行風洞試驗之前，對結構的阻尼進行了測量。為保證結構阻尼測量準確，經過多次測量后得到結構豎彎阻尼為1.5‰。節段模型安裝示意圖如圖5所示。

(a) 無地面 (b) 有地面圖4 節段模型安裝示意圖Fig.4 Sketch of the testing device

(a) 均勻流場

(b) 紊流場

(c) 無地面圖5 節段模型風洞安裝示意圖Fig. 5 Sectional model in the wind tunnel

模型安裝完成后，測得渦激振動節段模型系統質量為m=5.036 kg/m，豎彎頻率為fh=8.1 Hz。由于渦振通常發生的風速較低，因此，選擇了較為剛性的彈簧，以提高模型的豎彎振動頻率。本次研究僅針對豎彎渦振進行，因此對扭轉頻率不做太多要求，但保證了扭轉頻率遠離豎彎頻率，避免渦振區間相互影響。

1.2 紊流場風剖面和湍流度剖面測試

紊流場的平均風剖面和湍流度剖面如圖6所示。流場的參考風速以皮托管和微壓計來監控和測量，采用眼鏡蛇三維脈動風速測量儀進行風速和湍流度數據采集。試驗來流風速取為5 m/s和15 m/s。測點位置布置在流線型斷面所在位置中心處。測點高度離粗糙條頂部距離分別為6 cm、7 cm、8 cm、9 cm、10 cm、11 cm、12 cm、13 cm、14 cm、15 cm、16 cm、18 cm、20 cm、22 cm、24 cm和30 cm，共16個高度。試驗得到平均速度和湍流度各16個，可以認為能夠反映有紊流場的平均速度剖面和湍流度剖面。

由圖6可以看出，15 m/s來流和5 m/s來流所形成的邊界層剖面有很好的一致性，說明了本次試驗粗糙條的布置能夠在斷面所在位置形成穩定的剖面。粗糙條形成了一定厚度的風剖面和湍流度剖面，剖面的高度在15～20 cm左右，即相當于離地高度H=(0.4-0.5)B處。粗糙條形成的邊界層剖面較陡，平均風速和湍流度沿高度變化較快。

平均風剖面 湍流度剖面圖6 平均風剖面及湍流度剖面試驗值Fig.6 The average wind profile andturbulence profile test value

2 地面效應對渦激共振區間及振幅影響

根據節段模型試驗結果，斷面在均勻流場和紊流場中，不同離地高度和不同風攻角下的豎彎渦振位移曲線如圖7所示。圖7顯示：

(1)均勻流場情況下，地面效應對豎彎渦振鎖定區間的大小基本沒有影響，但能使豎彎渦振提前發生，最大向前偏移風速約1 m/s左右。這表明在遠場來流速度一致時，地面效應使得斷面的旋渦脫落頻率增大，從而使渦激共振提前發生。這也與文獻[10]中地效對圓柱氣彈響應影響的研究結論相同。具體原因將在第5節進行解釋。

(a) 均勻流場+3°攻角

(b) 紊流場+3°攻角

(c) 均勻流場0°攻角

(d) 紊流場0°攻角

(e) 均勻流場-3°攻角

(f) 紊流場-3°攻角

(2)紊流場情況下，離地高度較小時，由于渦振現象對湍流度較為敏感，湍流度增加能使渦振振幅減小，間接導致渦振區間縮小。斷面距地面一定高度以上，地面粗糙度對渦振區間基本沒有影響。

(3)地面效應對豎彎渦振振幅的影響在不同風攻角下有不同的表現。+3°攻角下，地面效應使得豎彎渦振振幅隨著離地高度降低而降低。0°攻角下，地面效應對豎彎渦振振幅影響不明顯。在-3°攻角下，地面效應使振幅略微提高，影響也不明顯。

(4)均勻流場和紊流場結果比較可以看出，相同離地高度，相同攻角情況下，兩種地面粗糙度下的渦振區間的偏移量大致相同，最大振幅所對應的風速也基本相同。

3 地面效應對渦激共振區間及振幅影響的數值模擬

3.1 計算模型、計算區域和工況

采用ANSYS提供的FLUENT有限體積法求解器進行主梁斷面繞流流場的數值計算。對于計算域的選擇，要滿足計算精度的要求，同時也不能夠過大的增加計算量。數值模擬的計算域選取如圖8所示，圖中，B為斷面寬度，h為斷面高度，H為斷面底面離地高度。即入口位于斷面前端10B距離處，出口位于斷面后端20B距離處，上邊界距斷面頂面15h。

由于地面效應對近流線型斷面渦激共振的影響規律具有一致性，本文在此僅針對斷面在+3°攻角、均勻流場H/B=0.2、均勻流場H/B=∞二個工況的豎彎渦激振動進行數值模擬，H取值分別為0.2B和15h。

圖8 計算域示意圖Fig. 8 Overview of computational domainand boundary conditions

3.2 網格劃分

網格劃分采用ANSYS ICEM CFD軟件，采用二維非結構化網格進行網格劃分。為了解決動網格中網格畸變問題，盡量避免負體積產生，采取了文獻[11]的網格劃分方法。將計算域分為剛性運動區域、動網格區域和靜止網格區域三塊區域。剛性運動區域采用非結構四邊形網格劃分，并劃分邊界層網格，第一層網格厚度設為0.000 1 m，以保證模擬精確性。這部分網格隨著橋梁斷面一起運動，運動過程中不進行網格光順和局部重構。動網格區域全部采用三角形網格進行劃分，由于這部分網格已經遠離結構，可采用較大的網格，在網格重構的過程中不容易出現負體積。最外層靜止網格區域采用四邊形和三角形混合網格，并在計算過程中不進行網格光順和重構，可保證計算效率。

U0.2工況整個區域總網格大約在15萬左右，UINF工況區域網格總數為61 766。圖9給出了計算域全局網格劃分示意。

(a) H/B=0.2

(b) H/B=∞圖9 全局網格劃分示意
Fig. 9 Overview of mesh of the computational domain

3.3 湍流模型及邊界條件

本次計算采用二維非定常(Transient)分離式求解器。對于均勻流場，選取了SSTk-ω進行計算。

邊界條件：入口采用速度入口(velocity-inlet)。來流湍流強度I=0.5%，湍流黏性比為10%；出口采用相對壓力為0的壓力出口(pressure-outlet)；上邊界采用對稱邊界條件(symmetry)；下邊界在考慮地面和不考慮地面效應情況下分別采用無滑移壁面(wall)和對稱邊界條件(symmetry)；斷面采用無滑移壁面(wall)；動網格區域和靜止網格區域的分界采用交界面(interface)邊界條件；壓力-速度耦合方式采用SIMPLEC；物理時間步長均設置為0.000 2 s。

3.4 渦激振動計算流程

渦激振動的數值計算，是流固耦合問題。在一個時間步內，依次計算流體方程和剛體運動方程，并基于兩者之間的數據交換實現兩個場的耦合求解。首先，讓斷面固定，先進行靜態繞流計算，直至流場穩定后。當靜態繞流計算穩定后，通過UDF進行渦激振動計算。具體過程為：通過FLUENT的用戶自定義函數UDF中的宏Compute_Force_And_Moment提取作用在斷面上的氣動力，并將Newmark-β方法通過用戶自定義函數(UDF)嵌入到Fluent中求解結構振動響應，再通過DEFINE_CG_MOTION來指定斷面運動速度，位移則由運動速度與時間步長的乘積求出，從而進行斷面位置和網格更新。網格更新采用彈性光順和局部網格重構法，通過設置合適的擴散參數，保證更新后的網格質量。

3.5 地面效應對渦激共振區間及振幅影響

豎彎渦激振動數值模擬針對+3°攻角、H/B=0.2和H/B=∞兩種離地高度進行。數值模擬的模型參數與試驗模型參數相同。豎彎阻尼比取1.5‰。其中，工況一：離地高度H/B=0.2。采用風速連續計算格式進行，連續風速為2.9～5.3 m/s，共9個風速點。工況二：離地高度H/B=∞。采用風速連續計算格式進行，連續計算風速為3.7～6.5 m/s，共12個風速點。

圖10為采用風速連續計算的豎彎位移時程隨風速連續變化曲線。圖11為渦激共振區間及振幅值得計算結果。根據圖10及圖11表明：本文的數值方法能夠較好的捕捉到渦激振動現象，數值計算所得到的不同流場、不同高度下的鎖定區間和最大振幅與試驗結果較吻合，但最大振幅的數值模擬結果大于試驗結果，這可能是數值模擬采用二維計算模型引起。本文的模擬方法能夠較為準確的捕捉到渦激共振現象，值得借鑒。

(a) H/B=0.2

(b) H/B=∞圖10 采用風速連續計算的豎彎位移時程隨風速連續變化曲線Fig. 10 Time history curve of vertical displacementwith the continuous varying of wind speed

H/B=0.2 H/B=∞圖11 渦激共振區間及振幅值數值計算結果Fig.11 The responses of vertical VIV of the calculatedvalue and the wind tunnel test

4 地面效應對豎彎渦振的影響機理

4.1 靜態繞流流場形態分析

在分析渦激振動動態繞流的流場之前，先對結構在均勻流場下地靜態繞流流場進行分析及判斷。

對于結構靜態繞流的數值模擬，采用4.1節相同的計算模型，計算區域和邊界條件，取消動網格設置，來流速度設置為4 m/s。為了獲得更加豐富的流場信息，對于均勻流場靜態繞流采用了基于SSTk-ω的二維DES湍流模型。

圖12給出了斷面在+3°攻角，H/B=0.2和H/B=∞兩種離地高度下的瞬時渦量場。由圖12可知：均勻流場中兩個離地高度的流場具有很大的相似性。迎風側欄桿流動分離形成了強烈的周期性旋渦脫落+遷移現象，這種周期性旋渦脫落+遷移將對結構產生周期性的作用力，從而導致渦激振動的發生。

(a) H/B=0.2

(b) H/B=∞圖12 不同離地高度下的瞬時渦量Fig. 12 Instantaneous vorticity under different height from the ground

圖13給出兩個計算工況斷面的升力系數和對應的頻譜圖。從圖13可以看出，兩種計算工況下，升力系數都存在多個卓越頻率。特別地，對于均勻流場的H/B=0.2和H/B=∞兩種情況，頻譜圖中最高幅值對應的無量綱頻率，即斯托羅哈數為0.994 6和0.801 2，即相當于結構豎彎渦振的起始風速分別為2.97 m/s和3.69 m/s，這與圖11所示的渦激共振區間及振幅值數值計算結果以及風洞試驗起振風速均相當地吻合。均勻流場中，地面存在時，來流風速相同時斷面的斯托羅哈數較大，即旋渦脫落頻率較大。

(a) H/B=0.2 (b) H/B=∞圖13 不同離地高度下升力系數時程頻譜Fig.13 Lift coefficient spectrum underdifferent height from the ground

4.2 動態繞流形態分析

渦激振動具有自激的特性，橋梁斷面達到相對穩定狀態后，流場形態與結構位移之間的耦合作用也達到相對穩定。因此，對發生渦激振動下典型振動位置的流場進行分析是有意義的。針對上述工況一及工況二，根據結構位移時程，選擇時間為t1=0，t2=1/4T，t3=2/4T，t4=3/4T共4個位置進行分析，此時斷面達到最大振幅。時間點如圖14所示。兩個工況渦量場、壓力場和速度場分別如圖15所示。

圖14 時間點示意圖Fig. 14 Different time points

(1) 均勻流場中兩個離地高度的瞬態流場具有很大的相似性。來流在迎風側欄桿流動分離形成了強烈的周期性旋渦脫落+漂移現象，而一個旋渦對應一個升力面，旋渦漂移對應升力面的漂移。這種周期性旋渦脫落+漂移將對結構產生周期性的作用力，從而導致渦激振動的發生。

(2) 地面效應的存在使旋渦脫落及漂移速度加快，即旋渦脫落頻率加快，St增大，這是由于地面附面層帶來的影響總體上減緩了斷面下腹板與地面區域之間的流速(相對來流速度)，從而在一方面加強了上緣分離點的流動分離，使斷面上方的旋渦脫落加劇，豎彎渦振區間提前。這與5.1節結論一致。

圖15 不同離地高度下渦量、壓力場Fig. 15 The vorticity, the pressure field underdifferent height from the ground

(3) 地面效應的存在使脫落旋渦誘導的升力面離橋面距離增大，對斷面氣動力作用減弱，這可導致渦激共振幅值減小，這與第3節結論一致。

5 結論

本文通過風洞試驗和數值模擬兩種方法研究了地面效應對近流線型斷面渦激共振性能的影響機理。具體研究結論如下：

(1) 均勻流場情況下，地面效應對豎彎渦振鎖定區間的大小基本沒有影響，但能使豎彎渦振提前發生。這表明地面效應會使得遠場來流風速相同時斷面的旋渦脫落頻率增大，從而使渦激共振提前發生。

(2) 紊流場情況下，離地高度較小時，由于渦振現象對湍流度較為敏感，湍流度增加能使渦振振幅減小，間接導致渦振區間縮小。斷面距地面一定高度以上，地面粗糙度對渦振區間基本沒有影響。

(3) 地面效應對豎彎渦振振幅的影響在不同風攻角下有不同的表現，總體上表現為隨離地距離的減小，最大渦激共振振幅隨之較小，但影響均不明顯。

(4) 靜、動態流場顯示：來流在迎風側欄桿流動分離形成了強烈的周期性旋渦脫落+漂移現象，旋渦漂移對應升力面的漂移。這種周期性旋渦脫落+漂移將對結構產生周期性的作用力，從而導致渦激振動的發生。地面效應的存在使旋渦脫落及漂移速度加快，即旋渦脫落頻率加快，St增大，但旋渦對斷面氣動力作用減弱。

[ 1 ]MOKRY M. Numerical simulation of aircraft trailing vortices interacting with ambient shear or ground[J]. Journal of Aircraft, 2001, 38(4): 636-643.

[ 2 ] BARBER T. Aerodynamic ground effect: a case study of the integration of CFD and experiments[J]. International Journal of Vehicle Design, 2006, 40(4): 299-316.

[ 3 ] PARK K, LEE J. Influence of endplate on aerodynamic characteristics of low-aspect-ratio wing in ground effect[J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2008, 22(12): 2578-2589.

[ 4 ] PRASAD R. Computational modeling of wing in ground effect aerodynamics[D]. Gandhinagar Indian Institute of Technology, 2014.

[ 5 ] 王剛, 葉正寅, 陳迎春. 基于N-S方程的地面效應模擬[J]. 飛行力學, 2001, 19(1): 38-41. WANG Gang, YE Zhengyin, CHEN Yingchun. The simulation of ground effect based on N-S equations[J]. Flight Dynamics, 2001, 19(1) : 38-41.

[ 6 ] 岳鋒, 石亞軍, 李鳳蔚. 基于N-S方程的地面效應數值模擬研究[J]. 航空計算技術, 2005, 35(2): 63-65. YUE Feng, SHI Yajun, LI Fengwei. Simulation of wing in ground effect based on n-s equations[J]. Aeronautical Computer Technique, 2005, 35(2): 63-65.

[ 7 ] 應成炯, 楊韡, 楊志剛. 地面效應下的機翼失速數值模擬[J]. 飛行力學, 2010, 28(5): 9-15. YING Chengjiong, YANG Wei, YANG Zhigang. Numerical simulation stall ofwing in ground effect[J]. Flight Dynamics, 2010, 28(5): 9-15.

[ 8 ] 龔軍鋒, 祝小平, 周洲. 基于結構動網格的無人機地面效應研究[J]. 航空工程進展, 2012, 3(3): 263-268. GONG Junfeng, ZHU Xiaoping, ZHOU zhou. Research on ground effect of unmanned aerial vehicle based on dynamic structural grid[J]. Advance in Aeronautical Science and Engineering, 2012, 3(3): 263-268 .

[ 9 ] 屈秋林, 劉沛清, 秦緒國. 地效飛行器大迎角近地面飛行分離流動數值研究[J]. 航空學報, 2007, 28(1):72-78． QU Qiulin, LIU Peiqing, QIN Xuguo. Numerical research on separated flow around a WIG craft in flight close to ground at high incidence angle[J]. Acta Aeronautica et Astronautics Sinica, 2007, 28(1):72-78.

[ 10 ] 楊韡, 楊志剛. 三維地效翼展向效應數值模擬[J]．計算機輔助工程, 2008,17 (3): 13-17. YANG Wei, YANG Zhigang. Numerical simulation on span dominated ground effect of 3D winging round effect[J]. Computer Aided Engineering, 2008, 17(3): 13-17.

[ 11 ] 張斌, 徐敏, 謝亮. 地效對二維氣動彈性特性的影響[J]. 航空學報, 2014, 35(8):2156-2162. ZHANG Bin, XU Min, XIE liang. Influence on two dimensional aeroelastic characteristics in ground effect[J]. Acta Aeronautica Astronautica Sinica, 2014, 35(8):2156-2162.

[ 12 ] LEE J, HAN C S, BAE C H. Influence of wing configurations on aerodynamic characteristics of wings in ground effect[J]. Journal of Aircraft, 2010, 47(3): 1030-1036.

[ 13 ] MAHON S, ZHANG X. Computational analysis of pressure and wake characteristics of an aerofoil in ground effect[J]. Journal of Fluids Engineering, 2005, 127(2): 290-298．

[ 14 ] JUSTIN G, TRAUB L W. Experimental and theoretical investigation of ground effect at low Reynolds numbers[J]. Journal of Aircraft, 2012, 49(2):576-586.

[ 15 ] 楊美，楊韡，楊志剛. 地效翼地面粘性效應風洞試驗研究[J]. 空氣動力學學報，2015, 33(1)：82-86 . YANG Mei, YANG Wei, YANG Zhigang. Wind tunnel test of groud viscous effect on wing aerodynamics[J]. Acta Aerodynamica Sinica, 2015, 33(1): 82-86.

[ 16 ] YANG W, YANG Z G. Aerodynamic investigation on design of tiltable end plate flow wingcraft[J]. Aircraft Enginnering and Aeros, 2014,84(1):4-12.

[ 17 ] MARSHALL D W，NEWMAN S J，WILLIAMS C B．Boundary layer effects on a wing in ground effect[J]. Aircraft Engineering and Aerospace Technology，2010，82(2)：99-107.

[ 18 ] YANG Z G, YANG W, JIA Q. Ground viscous effect on 2D flow of wing in ground proximity[J]. Engineering Applications of Computational Fluid Mechanics, 2010, 4(4): 521-529．

[ 19 ] DIANA G, ROCCHI D, ARGENTINI T, et al. Aerodynamic instability of a bridge deck section model: linear and nonlinear approach to force modeling[J]. J Wind Eng Ind Aerodyn, 2010, 98(6/7):363-374.

[ 20 ] DIANA G, RESTA F, ROCCHI D. A new numerical approach to reproduce bridge aerodynamic non-linearities in time domain[J]. J Wind En Ind Aerodyn, 2008, 96 (10/11) :1871-1884.

[ 21 ] DIANA G, FIAMMENGHI G, BELLOLI M, et al. Wind tunnel tests and numerical approach for long span bridges: the messina bridge[J]. J Wind Eng Ind Aerodyn, 2013, 12(2):38-49.

[ 22 ] EL-GAMMAL M, HANGAN H, KING P. Control of vortex shedding-induced effects in a sectional bridge model by spanwise perturbation method[J]. J Wind Eng Ind Aerodyn, 2007, 95(8):663-678.

[ 23 ] SANCHEZ-SANZ M, VELAZQUEZ A. Vortex-induced vibration of a prism in internal flow[J]. J Fluid Mech, 2009, 641(1):431-440.

[ 24 ] SARWAR M W, ISHIHARA T. Numerical study on suppression of vortex-induced vibrations of box girder bridge section by aerodynamic countermeasures[J]. J Wind Eng Ind Aerodyn, 2010, 98(12):701-711.

[ 25 ] WU T, KAREEM A. Vortex-induced vibration of bridge decks: volterra series-based model[J]. J Eng Mech, 2013, 139(2): 1831-1843.

[ 26 ] WILLIAMSON C H K, GOVARDHAN R. Vortex-induced vibrations[J]. Annu Rev Fluid Mech, 2004, 36(1):413-455.

[ 27 ] ZHOU Zhiyong, YANG Ting, DING Quanshun, et al. Mechanism on suppression in vortex-induced vibration of bridge deck with long projecting slab with countermeasures[J]. Wind and Structures, 2015,20(5):643-660.

Ground effects on vortex-induced vibrations of a closed box girder

ZHOU Zhiyong1，2，MAO Wenhao3

(1.State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Shanghai 200092, China; 2. Key Laboratory of Ministry of Communications for Bridge Structure Wind resistance, Shanghai 200092, China;3.Shanghai Municipal Design & Research Institute , Shanghai 200092, China)

As many existing or under-construction bridges are of lower height from the ground, the ground may have an adverse influence on the aerostatic and aerodynamic performances of bridges under wind loads. Wind tunnel tests and numerical simulations were adopted to study the ground effects on the vortex-induced vibrations of a closed box girder for illustration. The lock-in phenomena of vortex-induced vibrations over a range of wind velocities, the maximum amplitudes and their correlation with the height of the closed box girder apart from the ground under two different ground roughnesses were investigated by wind tunnel tests. The results show that the ground effect makes the vortex-induced phenomena occur in advance. Moreover, CFD (computational fluid dynamic) numerical simulations were carried out to study the lock-in phenomena, the maximum amplitudes and their correlation with the height of the girder under two different ground roughnesses. Through the CFD analysis on the flow fields around the girder, the mechanism of ground effect on the vortex-induced vibrations of closed box girders was described.

ground effect；closed box girder；St number；vortex-induced vibration；mechanism

2015-11-25 修改稿收到日期： 2016-02-19

周志勇 男，博士，研究員，1971年6月生

Tu279.7+2

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2017.06.026