振动工程学报

参数类型	单位长度质量/(kgm^-1)	单位长度质量惯性矩/(kgm²m^-1)	竖弯频率/Hz	扭转频率/Hz
实桥值	35591	2509373	0.2584	0.6517
缩尺比	1/50²	1/50⁴	-	-
模型值	14.236	0.402	3.41	8.58

参数类型	单位长度质量/(kgm^-1)	单位长度质量惯性矩/(kgm²m^-1)	竖弯频率/Hz	扭转频率/Hz
实桥值	35591	2509373	0.2584	0.6517
缩尺比	1/50²	1/50⁴	-	-
模型值	14.236	0.402	3.41	8.58

断面	最大竖向涡振振幅/ mm	最大扭转涡振振幅/(°)
原设计II型断面	463.6	1.381
XZDM断面	359.5	1.253

断面	最大竖向涡振振幅/ mm	最大扭转涡振振幅/(°)
原设计II型断面	463.6	1.381
XZDM断面	359.5	1.253

断面编号	气动措施
XZDL15	1.8 m倾斜角15°导流板+3.25 m下中央稳定板
XZDL30	1.8 m倾斜角30°导流板+3.25 m下中央稳定板
XZDL45	1.8 m倾斜角45°导流板+3.25 m下中央稳定板
XZDL60	1.8 m倾斜角60°导流板+3.25 m下中央稳定板

断面编号	气动措施
XZDL15	1.8 m倾斜角15°导流板+3.25 m下中央稳定板
XZDL30	1.8 m倾斜角30°导流板+3.25 m下中央稳定板
XZDL45	1.8 m倾斜角45°导流板+3.25 m下中央稳定板
XZDL60	1.8 m倾斜角60°导流板+3.25 m下中央稳定板

网格规格	底层网格厚度/ m	网格数目/万			误差
粗糙	0.00005	19	0.1159	0.1238	6.4%
0.2513	0.2218	13.3%
中等	0.00003	31	0.1206	0.1238	2.6%
0.2412	0.2218	8.7%
精细	0.00001	44	0.1214	0.1238	1.9%
0.2389	0.2218	7.7%

网格规格	底层网格厚度/ m	网格数目/万			误差
粗糙	0.00005	19	0.1159	0.1238	6.4%
0.2513	0.2218	13.3%
中等	0.00003	31	0.1206	0.1238	2.6%
0.2412	0.2218	8.7%
精细	0.00001	44	0.1214	0.1238	1.9%
0.2389	0.2218	7.7%

导流板倾斜角度对II型叠合梁涡振性能的影响研究

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黄林 ¹^,² , 董佳慧 ¹^,² , 王骑 ¹^,² , 廖海黎 ¹^,² , 李志国 ¹^,²

振动工程学报 | 2024,37(1): 40-51

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振动工程学报 | 2024, 37(1): 40-51

导流板倾斜角度对II型叠合梁涡振性能的影响研究

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黄林¹^,², 董佳慧¹^,², 王骑¹^,², 廖海黎¹^,², 李志国¹^,²

作者信息

¹西南交通大学土木工程学院桥梁工程系，四川　成都　610031

²风工程四川省重点实验室，四川　成都　610031

黄林（1994—），男，博士研究生。电话：（028）87600876； E-mail： huanglin@my.swjtu.edu.cn。

通讯作者:

王骑（1980―），男，博士，副教授。电话：（028）87600876； E-mail： wangchee_wind@swjtu.edu.cn。

Influence of the guide vane inclination angle on the vortex-induced vibration performance of the II-shaped composite girder

Lin HUANG¹^,², Jia-hui DONG¹^,², Qi WANG¹^,², Hai-li LIAO¹^,², Zhi-guo LI¹^,²

Affiliations

¹Department of Bridge Engineering, School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China

²Key Laboratory for Wind Engineering of Sichuan Province, Chengdu 610031, China

出版时间: 2024-01-28 doi: 10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.01.005

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摘要

收起

II型叠合梁被广泛应用于大跨度斜拉桥建设中，但该类断面较差的涡振性能严重影响了其应用前景。以某主跨为530 m的II型叠合梁双塔斜拉桥为工程背景，通过风洞试验对II型主梁的涡振性能及气动优化措施进行研究。试验结果表明，原设计II型断面在各风攻角下均存在显著涡激振动，通过在断面工字梁下缘处设置导流板与下中央稳定板可降低梁体的涡振振幅，且导流板倾斜角度的改变对该组合气动措施的制振效果影响显著，其中30°倾角导流板组合气动措施的制振效果最优，可在规范要求阻尼比1.0%下显著抑制甚至消除梁体的涡激振动。通过CFD数值模拟对该组合气动措施的制振机理与导流板倾斜角度的变化对组合气动措施制振性能的影响机理进行了研究，计算结果表明，30°倾角导流板组合气动措施中的迎风侧导流板可显著改善上游断面的气体绕流状态，并配合下中央稳定板削弱II型断面尾流的卡门涡脱，从而起到抑制主梁涡振的效果，改变导流板倾斜角度会在影响导流板自身附近旋涡生成的同时，影响下中央稳定板对断面下侧旋涡脱落状态的改善作用，从而对该组合气动措施的制振性能产生显著影响。

关键词

II型叠合梁 / 涡激振动 / 组合气动措施 / 导流板角度 / CFD

Abstract

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The II-shaped composite girder is widely used in the construction of long-span cable-stayed bridges，but the weak vortex-induced vibration （VIV） performance of this type of section seriously limits its application prospects. A II-shaped composite girder double-tower cable-stayed bridge with a main span of 530 m is used as the engineering background，and the VIV performance and aerodynamic optimization measures of the II-shaped composite girder are studied by using wind tunnel tests. The tests show that the VIV of the original II-shaped section occurs at each wind attack angle，and the VIV amplitude of the girder can be reduced by setting guide vanes and the lower central stabilizer. The change in the inclination angle of guide vanes has a significant impact on the combined aerodynamic measure of VIV suppression performance. The combination measure VIV suppression performance with the guide vane of 30° inclination angle is the best，and the VIV can be significantly suppressed or even eliminated when the damping ratio required by the specification is 1.0%. The VIV suppression mechanism of the combined aerodynamic measure and the influence mechanism of the guide vane inclination angle change on the VIV suppression performance of the measure are studied by using computational fluid dynamics （CFD） numerical simulation. The calculation results show that the windward side guide vane in the 30° inclination guide vane combination measure can significantly improve the gas flow around the upstream section，and the cooperation with the lower central stabilizer can weaken the Karman vortex of the II-shaped section wake toy suppress the girder VIV. Changing the inclination angle of the guide vane not only affects the generation of vortices near the guide vane itself，but also affects the improvement of the lower central stabilizer on the vortex shedding state under the section，thereby significantly affecting the VIV suppression performance of the combined aerodynamic measure.

Key words

II-shaped composite girder / vortex-induced vibration / combination aerodynamic measure / guide vane inclination angle / computational fluid dynamics （CFD）

引用本文

黄林, 董佳慧, 王骑, 廖海黎, 李志国. 导流板倾斜角度对II型叠合梁涡振性能的影响研究. 振动工程学报, 2024 , 37 (1) : 40 -51 . DOI: 10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.01.005

Lin HUANG, Jia-hui DONG, Qi WANG, Hai-li LIAO, Zhi-guo LI. Influence of the guide vane inclination angle on the vortex-induced vibration performance of the II-shaped composite girder[J]. Journal of Vibration Engineering, 2024 , 37 (1) : 40 -51 . DOI: 10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.01.005

正文

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引言

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钢-混叠合梁是一种下部由钢纵梁为主构成，与上部混凝土桥面板组合形成的一种主梁形式。该结构充分利用了钢材良好的抗拉性能与混凝土的抗压性能，这带来了良好的结构与使用性能，同时也使该结构具备施工周期短与综合经济效益高等优点^［1-3］。结合斜拉桥主梁的受力特点，钢-混叠合梁被广泛于我国大跨度斜拉桥设计与建造中^［4-6］，其中下部纵梁采用工字型双边钢主梁的II型钢-混叠合梁应用最为广泛。

对于此类II型叠合梁，已有的研究均表明，其较钝的气动外形及开口的截面特性均会使得梁体表面处的气体绕流状态更加复杂，且易出现大尺度的流体分离与旋涡脱落，使得采用该类型梁体的大跨度斜拉桥在风的作用下涡激振动问题较为突出^［7-9］。2020年，已建成的武汉鹦鹉洲长江大桥发生了显著的涡振现象，该桥主梁采用的便是II型钢-混叠合梁，虽然此次涡激振动没有对桥梁造成毁灭性的破坏，但振幅之大也影响了桥梁的正常运营。因此需要针对II型断面，研究一系列气动措施用以改善其涡振性能，保障大跨度II型叠合梁桥在常遇风速下的正常使用。

目前，针对II型叠合梁的涡激振动，国内外学者已开展了相关研究，并提出了多种不同类型的气动措施对断面的涡振性能进行优化。Irwin^［10］通过风洞试验研究了下稳定板对II型叠合梁涡振性能的优化作用，并与现场实测结果进行了对比验证。Lee等^［11］研究发现调整II型叠合梁的边主梁间距会对断面的涡振性能产生显著影响。杨光辉等^［12］通过节段模型风洞试验验证了下中央稳定板对II型断面涡振性能的优化作用，并通过CFD数值模拟研究发现下中央稳定板超过梁底1/5倍梁高时，下中央稳定板制振效果较好。李欢等^［13］通过节段模型风洞试验研究了两道下稳定板对II型叠合梁涡振性能的影响，研究表明该措施能够显著抑制断面的竖弯涡激振动，但负攻角下制振能力较弱。吴拓^［14］通过对三种不同宽高比及开口率的II型断面进行节段模型风洞试验，发现在+3°与+5°风攻角下，三种II型断面均发生显著涡激振动，但采用下稳定板或尖角处于中间或朝下的风嘴则能一定程度上减小各断面的涡振振幅。李锐^［15］通过节段模型风洞试验发现倒L型导流板可以有效降低II型叠合梁的涡振振幅。王峰等^［16］的研究结果也肯定了倒L型导流板对II型断面涡振性能的优化作用，并详细研究了倒L型导流板尺寸变化对措施制振性能的影响。张天翼等^［17-18］通过研究某宽幅双箱叠合梁的涡振性能及气动制振措施发现，在桥面板两侧设置竖直裙板可以有效抑制梁体的涡激振动，但该措施在+3°风攻角下制振效果较差。颜宇光等^［19］通过风洞试验研究了风嘴、导流板、稳定板与扰流板对某II型叠合梁的抑制作用，结果表明相较单一气动措施，将下四分点稳定板与位于外侧防撞栏杆顶处设置的扰流板相结合制振效果最佳。贺耀北等^［20］同样以某II型叠合梁为背景，通过风洞试验研究了导流板、稳定板、风嘴以及改变栏杆透风率对断面涡振性能的优化作用，研究结果表明相较于单一气动措施，组合气动措施的制振效果更优。

综上所述，针对II型叠合梁涡激振动的气动控制措施研究表明，设置下稳定板能够在一定程度上抑制梁体涡振，但制振能力有限。倒L型导流板的制振效果较好，但对于某些斜拉索锚固外置的II型断面，不宜安装。较单一气动措施，适当的组合气动措施制振效果较优，考虑到已有的有效组合气动措施构造相对复杂，因此需要针对II型叠合梁，提出一种构造简单且方便安装的涡振制振措施。

本文以某主跨为530 m的II型叠合梁双塔斜拉桥为工程背景，通过1︰50节段模型风洞试验对II型主梁的涡振性能及气动控制措施进行了研究，在借鉴已有研究成果的基础上，研究了单一下中央稳定板、导流板以及组合气动措施对主梁的涡振制振效果，从而提出了一种有效的导流板组合气动措施，并就导流板倾斜角度变化对该组合气动措施制振效果的影响进行了研究，得出了制振最优角度。最后利用CFD数值模拟研究了该导流板组合气动措施的制振机理，并研究了导流板倾斜角度变化对组合气动措施制振性能的影响机理。

1　原II型断面涡振性能研究

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1.1　工程背景

本文以某主跨为530 m的双塔双索面斜拉桥为工程背景，该桥桥跨布置如图1所示，为200+530+245+80=1055 m。主梁采用II型断面，由双边工字型钢纵梁为主构成的钢板格构体系与混凝土桥面板组合形成钢-混叠合梁，梁高3.5 m，全宽25.5 m，双边工字型钢纵梁间距23.5 m，并在工字型纵梁上部，位于桥面两侧处设有供水管道，主跨标准断面如图2所示。

1.2　节段模型涡振试验

风洞试验在西南交通大学XNJD-1风洞第二试验段进行，该试验段截面尺寸为2.4 m（宽）×2.0 m（高）×16.0 m（长）。为满足风洞试验要求，试验模型缩尺比选用1∶50，模型尺寸为2.095 m（长）、0.51 m（宽）和0.07 m（高），阻塞度小于5%。梁体两侧纵向通长的工字型梁采用玻璃钢板制作，模型上表面进行蒙皮，栏杆由工程塑料板制成。节段模型通过8根拉伸弹簧悬挂于洞壁外的支架上，确保梁体可以发生竖弯与扭转振动，同时在模型两端支架处均设置油阻尼器，用以调节试验阻尼比，具体试验模型如图3所示。

节段模型试验具体参数如表1所示，试验中采用TFI眼镜蛇三维脉动风速测量仪对来流风速进行测量，经测量试验过程中风洞风速间隔范围均为0.15~0.25 m/s，该试验竖弯及扭转风速比均为3.8，故实桥风速间隔范围为0.57~0.95 m/s，可认为能够准确地采集到梁体的涡振响应及区间。根据中国发布的《公路桥梁抗风设计规范》（JTG/T 3360-01—2018）^［21］，计算得到该桥竖向涡振容许幅值为154.8 mm、扭转涡振容许幅值为0.274°。同时大量文献表明^{［17，20，22-23］}，该类II型叠合梁在低试验阻尼比下的涡振风速区间与振幅均大于高试验阻尼比下的试验结果，为了能够较为准确地采集到梁体的涡振风速区间以及涡振响应，对该主梁的涡振性能有较可靠的初步评估，风速试验首先在尽可能低的试验阻尼比（竖向试验阻尼比ξ_h=0.37%、扭转试验阻尼比ξ_α=0.18%）下进行，并在后续进行不同试验阻尼比下主梁的涡振响应测试。

节段模型涡振试验分别在0°，±3°，±5°风攻角下的均匀流中进行，试验结果如图4所示（图中风速和振幅数据均已换算成实桥）。可以发现在各风攻角下，该II型断面主梁均发生竖向与扭转涡激振动，其中5个测试风攻角下梁体的竖向涡振振幅均超过规范允许值，同时在除+5°攻角外的其余4个测试风攻角下，梁体的扭转涡振振幅也均超过规范允许值。

考虑到-5°风攻角下该II型断面的竖向与扭转涡振响应均最为显著，且涡振风速区间均处于常遇风速范围内（5~20 m/s风速），故将-5°风攻角设为不利风攻角，并基于此风攻角开展不同阻尼比下该II型断面的节段模型涡振试验，用以研究阻尼比变化对该桥涡振响应的影响，试验结果如图5所示。可以发现该II型断面的涡振响应与试验阻尼比呈负相关关系，且在1.0%试验阻尼比（抗风设计规范建议值）下仍发生超过规范允许值的涡激振动，因此需要针对该II型断面主梁的涡振响应研究相应的制振措施，保障该桥在运营期间的正常使用。

2　气动控制措施

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2.1　下中央稳定板

气动控制措施是提高桥梁断面涡振性能的常用方法，大量文献^{［12，20，24］}表明下中央稳定板对II型叠合梁的涡振性能优化效果显著，且当下中央稳定板高度超过梁底时制振效果更优，参考已有的研究成果，本文设置325 cm高下中央稳定板（该稳定板超过梁底10 cm），对设置了下中央稳定板的断面（断面编号XZDM，断面详图如图6所示）进行-5°不利风攻角下的节段模型涡振试验。为了能够较为准确地采集到梁体的涡振响应，对气动措施的制振性能有较可靠的初步评估，针对加装不同气动措施断面的节段模型涡振试验试均首先在低试验阻尼比（ξ_h=0.37%，ξ_α=0.18%）下进行，并对涡振性能较好的断面增设高试验阻尼比下的涡振响应测试。-5°不利风攻角下XZDM断面最大涡振振幅如表2所示。

由表2可知，在-5°攻角下，设置下中央稳定板能够减小该II型叠合梁的涡激响应，将断面最大竖向涡振振幅降低22.5%，最大扭转涡振振幅降低9.3%，但抑制能力有限；同时在-5°攻角下，通过测试各高阻尼比下XZDM断面的涡振响应（试验结果如图7所示）可以发现，当扭转阻尼比增至0.67%时，梁体的扭转涡振响应被完全消除，但在1.0%的高阻尼比下XZDM断面仍然存在超过规范允许值的竖向涡激振动。

2.2　导流板

结合II型叠合梁的气动外形特点，断面两侧的工字型纵梁下边缘转角处是来流发生分离与旋涡脱落的重要部位^［10］，故本文通过在该处设置一倾斜角度为30°的1.8 m长导流板，以期打乱并削弱该处的旋涡脱落现象，从而达到抑制涡振的目的。考虑到排水问题，为了不引起积水，在该导流板与工字型纵梁间设有20 cm间隙用于雨水的排出，设仅加装倾斜角度为30°的该导流板断面编号为DL30，断面详图如图8所示。

XZDM断面的涡振试验结果表明下中央稳定板对该II型断面的涡振性能具有一定的优化作用，故据此将导流板与下中央稳定板相结合形成一种导流板组合气动措施，将同时设置下中央稳定板与30°倾斜角导流板的断面设为XZDL30断面，断面详图如图9所示。

在0.37%竖弯阻尼比与0.18%扭转阻尼比下，通过1︰50节段模型风洞试验对-5°风攻角下各断面的涡振响应进行测试，各断面对应的最大涡振振幅如图10与图11所示（图中振幅均已换算至实桥）。

可以发现，在-5°风攻角下导流板能够有效降低该II型断面的涡振响应，能将断面的最大竖向涡振振幅降低28.6%，最大扭转涡振振幅降低50.0%，抑制效果优于下中央稳定板，但DL30断面仍然存在显著涡振响应。将下中央稳定板与30°倾斜角导流板结合形成的组合气动措施则能显著地抑制甚至消除该II型断面的涡振响应，设置该组合气动措施后的XZDL30断面的最大竖向涡振振幅仅为10.9 mm，为规范允许值的7.04%，最大扭转涡振振幅仅为0.094°，为规范允许值的34.3%。

3　导流板倾角对组合气动措施制振性能的影响

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通过节段模型涡振试验可以发现，下中央稳定板与导流板结合形成的组合气动措施可以在-5°不利风攻角下有效抑制甚至消除原设计II型叠合梁的涡激振动。考虑到导流板倾斜角度的变化会对断面的流体分离与旋涡脱落造成较大影响，本文通过设置不同倾斜角度α的导流板与下中央稳定板组合（如图12所示），采用风洞试验研究导流板倾斜角度变化对该组合气动措施制振性能的影响，试验仍在0.37%竖弯阻尼比、0.18%扭转阻尼比以及-5°风攻角下进行，具体试验断面如表3所示。

通过节段模型涡振试验得到各断面最大涡振振幅如图13与图14所示（图中数据均已换算至实桥）。可以发现，在-5°风攻角下，XZDL30断面的竖向与扭转涡振振幅均为最低，即当导流板倾斜角度为30°时该导流板组合气动措施的制振能力最优。且导流板倾斜角度的变化对导流板制振能力影响效果显著，相比较30°倾角导流板组合气动措施能将原设计II型断面最大竖向涡振振幅降低97.6%、最大扭转涡振振幅降低93.2%，其余角度倾角的导流板组合气动措施仅能将原设计断面最大竖向涡振振幅降低在39.5%以内、最大扭转涡振振幅降低在52.4%以内。

试验表明在-5°风攻角下，30°倾斜角导流板与下中央稳定板组合形成的气动措施可以在低阻尼比下显著抑制该II型叠合梁的涡激振动，为了全面考察该组合气动措施的有效性，在原试验阻尼比基础上进行了0°，±3°与±5°风攻角下XZDL30断面的涡振响应测试，试验结果如图15所示（图中数据均已换算至实桥）。

可以发现设置30°倾角导流组合气动措施后，该II型断面的涡振响应发生了显著变化，在0.37%的低竖弯阻尼比下，XZDL30断面仅在0°，+3°与+5°下发生竖向涡激振动，且均没有超过规范限值；在0.18%的低扭转阻尼比下，相较于原设计II型断面的扭转涡振风速区间（10~23 m/s），XZDL30断面的扭转风速区间缩小并后移至15~25 m/s，且最大扭转涡振振幅小于原设计II型断面的值。可以发现虽然断面的不利风攻角发生了改变，由之前的负风攻角下涡振振幅较大变为了正风攻角下涡振振幅较大，但断面的整体涡振性能得到了显著的提升。

考虑到前文试验为了试验现象明显，采用试验阻尼比较低，尤其是扭转阻尼比仅为0.18%，实际钢-混叠合梁斜拉桥的阻尼比应高于此值，参考规范阻尼比取值建议，对气动外形优化后的XZDL30断面进行高阻尼比（竖弯阻尼比0.98%、扭转阻尼比0.67%）下涡振响应测试，试验结果如图16所示（图中数据均已换算至实桥）。可以发现在0.98%竖弯阻尼比下，XZDL30断面仅在+5°风攻角下发生轻微竖向涡激振动，最大振幅为22.7 mm，明显小于规范限值；在0.67%扭转阻尼比下，XZDL30断面在各风攻角下均未发生扭转涡激振动。

试验结果表明，在0.37%竖弯阻尼比与0.67%扭转阻尼比下，30°倾斜角导流板与下中央稳定板结合形成的组合气动措施可以显著抑制II型叠合梁的涡激响应至规范限值以下，而在0.98%竖弯阻尼比与0.67%扭转阻尼比下，该组合气动措施几乎可以消除该II型叠合梁的涡激振动。

4　导流板组合气动措施制振机理研究

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4.1　CFD数值模拟计算工况及参数设置

为了研究最优导流板组合气动措施（即30°倾斜角导流板组合气动措施）的制振机理以及导流板角度变化对该组合气动措施制振性能的影响机理，本文以原设计II型断面、XZDL15断面、XZDL30断面与XZDL60断面为基础，借助FLUENT 18.2软件对各断面（计算断面如图17所示）的非定常绕流进行仿真模拟并提取非定常气动力进行机理初探。

为了减小流域上下对称边界对计算断面周围的流动干扰，同时考虑到计算模型沿顺风向的阻塞率应小于5%^［25］，将计算域总尺寸设为14B×28B（B为原设计II型断面模型宽度），数值模拟研究仅在-5°风攻角下进行，计算模型缩尺比为1︰50，各计算断面的y⁺（无量纲壁面距离）值均小于7，计算域详情与参数设置如图18所示。

考虑到桥梁的涡激振动是气流流经主梁断面时产生的规律性旋涡脱落导致的周期性气动力与结构固有频率相同时，所引发的一种共振现象，虽然起振后断面的气体绕流状态会发生改变，但静态模拟下断面的旋涡脱落形态仍能有效反映涡振起振（梁体未振动）时的绕流特性，因此本文以静止模型的断面绕流状态为基础，对最优导流板组合气动措施的制振机理进行阐释，并对不同角度导流板组合气动措施的制振效果差异性进行对比分析。

通过将CFD数值模拟得到的原设计II型断面在-5°风攻角下的气动升力系数时程图进行傅里叶变换，得到升力系数

频谱图如图19所示。图中共存在3个卓越频率：

，

与

。对比之前风洞试验所得到的原设计II型断面在-5°风攻角下的两个竖向涡振区间起振风速，第一涡振区间的起振风速

，第二涡振区间的起振风速

，并通过计算将数值模拟与风洞试验所得到的

进行对比（具体结果如表4所示），可以发现通过风洞试验所得到的两个涡振起振风速所对应的

均与数值模拟结果相对应，且误差均在10%以内，由此表明本文的模拟结果可以较准确地模拟计算断面的气体绕流与旋涡脱落情况。

为了对计算模型的网格无关性进行检验，在已确定计算域尺寸与参数设置的基础上，仅通过改变底层网格厚度，对比了三种网格数量下原设计II型计算断面升力系数时程的

数与试验结果的误差，用以确定数值模拟的准确性。

不同规格网格数量下的数值模拟结果如表5所示，可以发现在44万网格总数以内，随着网格的加密，计算误差呈递减趋势。其中粗糙与中等两种规格网格间数量相差12万，断面两个

数间的计算误差分别相差3.8%与4.6%，中等与精细两种规格网格间数量相差13万，断面两个

数间的计算误差仅分别相差0.7%与1.0%。当网格数量较低时，加密网格对

数的改善程度较为明显，能够有效提高计算精度，但超过31万网格数量后，加密网格对计算精度的提高十分有限，而采用精细规格的网格计算会成倍的增加计算资源消耗，因此，本文采用中等规格网格进行后续计算。

4.2　最优导流板组合气动措施制振机理

通过数值模拟得到的各计算断面升力系数时程图如图19所示，可以发现原设计II型断面的升力系数随一个主要频率变化，结合频谱图分析得到的频率占比最高值为

，可以发现该频率对应着断面的主要旋涡脱落频率，故以该频率对应的一个完整周期为观察周期，用以观测断面各位置处主要旋涡的脱落情况。

原设计II型断面瞬时涡量演化图如图20所示。可以发现该断面主要存在两个大型旋涡脱落，位于断面上侧的旋涡U2与断面下侧的旋涡B2，其中旋涡U2由断面下游外侧栏杆导致的一系列小型旋涡脱落发展形成，而旋涡B2则是由上游断面工字梁下缘处生成的旋涡B1发生旋涡脱落后所形成。旋涡U2与B2分别在断面上下侧尾流处发生交替脱落，形成典型的卡门涡街现象。

设置了制振效果最优的30°倾角导流板组合气动措施后断面的瞬时涡量演化图如图21所示，可以发现设置该组合气动措施后，断面的气体绕流特性发生了显著改变。由于迎风侧导流板的存在，改善了该断面上游工字梁处气动外形较钝的情况，使得U1区域处生成的一系列密集旋涡尺寸降低，进而导致断面上侧尾流处脱落的旋涡U2尺寸与能量均发生显著降低。同时迎风侧导流板能够降低断面下侧旋涡B1的尺寸（本文将涡量值大于560部分的尺寸作为衡量该旋涡大小的依据），较原设计II型断面，旋涡B1宽度降低36.8%，高度降低34.6%，且由于下中央稳定板的存在，会在X1区域阻挡一部分旋涡向下游发展，使得由旋涡B1发展而成的旋涡B2涡量值均低于280，旋涡能量显著降低且不发生脱落。上述变化均会影响断面尾流处卡门涡街的形成并降低尾流涡脱的能量，从而起到抑制断面涡振的作用。

通过数值模拟得到的对断面涡振性能影响较大的

和

时程图如图22与图23所示。相较原设计II型断面

变化幅值0.3155与

变化幅值0.0474，设置30°倾角导流板组合气动措施后的XZDL30断面

变化幅值仅为0.0058，降幅98.2%，

变化幅值仅为0.0011，降幅97.7%。结合之前的分析可以发现，能够显著减弱断面的旋涡脱落现象，进而导致断面所受的周期性气动力下降，是30°倾角导流板组合气动措施能够有效抑制甚至消除该II型断面主梁涡激振动的主要原因。

4.3　导流板倾角对组合气动措施制振性能的影响机理

设置60°倾角导流板组合气动措施后断面的瞬时涡量演化图如图24所示，与XZDL30断面相比可以发现，导流板倾斜角度的改变对断面流场的影响十分显著。相较30°倾角导流板，迎风侧60°倾角导流板对于断面上表面由于栏杆而形成的一系列小型旋涡脱落改善效果减弱，同时在尾流X3区域的背风侧导流板会在其内侧生成一个旋涡，并最终与旋涡U2一起形成一个较大的旋涡并发生脱落。对于断面的下侧流场，迎风侧60°倾角导流板仍然能够有效降低旋涡B1的尺寸，但由于导流板倾角过大会使得生成的旋涡B1过于远离断面，从而减弱了下中央稳定板在X1区域对旋涡B1的阻挡作用，使得由旋涡B1脱落形成的旋涡B2依然具有较高的能量，并最终与断面上侧的旋涡U2一起在尾流发生交替脱落，形成卡门涡街。

结合图22与图23，相比30°倾角导流板组合气动措施对于

和

的降幅均在95%以上，XZDL60断面

变化幅值为0.1298，较原设计断面降幅58.9%，

变化幅值为0.0225，较原设计断面降幅52.5%，XZDL60断面所受到的周期性气动力显著高于XZDL30断面，这也印证了风洞试验结果，30°与60°倾角导流板组合气动措施均能对II型断面的涡激振动产生抑制作用，但30°倾角导流板组合气动措施的制振效果更优。

通过对比XZDL30与XZDL15断面的瞬时涡量演化图（如图21和图25所示）可以发现，两断面的气体绕流与旋涡脱落情况没有存在显著区别，仅在X2区域处存在一定差异，XZDL15断面在该处导流板外侧生成的旋涡较大。通过对

和

的时程数据分析表示，XZDL15断面

变化幅值为0.0074，较原设计断面降幅为97.7%，

变化幅值为0.0014，较原设计断面降幅为97.0%，降幅均只略低于XZDL30断面。

为了更加清晰地表现该处的变化，采集了XZDL15断面、 XZDL30断面与XZDL60断面的绕流迹线图（如图26所示），可以发现当导流板倾斜角度为30°时，迎风侧X2与背风侧X3区域处的导流板均不存在旋涡附着的现象；当改变导流板倾角至15°后，X2区域导流板的外侧产生了一个明显的旋涡绕流；而将导流板倾角改为60°后，迎风侧导流板外侧的旋涡绕流消失，但在X2与X3区域导流板的内侧均产生了一个旋涡绕流。存在的旋涡会对断面产生一定的周期性气动力，这也从另一方面解释了导流板倾斜角度变化对该导流板组合气动措施制振性能的影响机理。

5　结论

收起

基于本文涉及的节段模型风洞试验与数值模拟结果，得出主要结论如下：

（1）在常遇风速（0~25 m/s）内，原设计II型叠合梁断面在1.0%阻尼比范围内，存在超过规范允许值的涡振响应，整体涡振性能较差；

（2）将导流板与下中央稳定板结合形成的组合气动措施可抑制该II型主梁的涡激振动，且研究表明导流板倾斜角度对该组合气动措施的制振效果影响显著，当导流板倾斜角度为30°时组合气动措施制振效果最优，可在1.0%阻尼比下显著抑制甚至消除该II型主梁的涡激振动；

（3） CFD数值模拟结果表明，迎风侧导流板能够显著改善上游断面的气体绕流状态，并配合下中央稳定板削弱甚至消除断面尾流的卡门涡街现象及由此产生的周期性气动力，这是30°倾角导流板组合气动措施能够有效抑制II型断面涡激振动的主要原因，改变导流板角度会在影响导流板自身附近旋涡生成的同时，影响下中央稳定板对II型断面下侧旋涡脱落状态的改善作用，从而对组合气动措施的制振性能产生显著影响。

基金

收起

国家自然科学基金资助项目(51678508)
国家自然科学基金资助项目(51778547)

参考文献

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文献

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2024年第37卷第1期

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文章信息

doi: 10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.01.005

接收时间：2022-06-06
首发时间：2026-02-10
出版时间：2024-01-28

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收稿日期：2022-06-06
修回日期：2022-08-04

基金

国家自然科学基金资助项目(51678508)

国家自然科学基金资助项目(51778547)

作者信息

¹西南交通大学土木工程学院桥梁工程系，四川　成都　610031

²风工程四川省重点实验室，四川　成都　610031

通讯作者:

王骑（1980―），男，博士，副教授。电话：（028）87600876； E-mail： wangchee_wind@swjtu.edu.cn。

参考文献

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https://castjournals.cast.org.cn/joweb/zdgcxb/CN/10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.01.005

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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TxT

参数类型	单位长度质量/(kgm^-1)	单位长度质量惯性矩/(kgm²m^-1)	竖弯频率/Hz	扭转频率/Hz
实桥值	35591	2509373	0.2584	0.6517
缩尺比	1/50²	1/50⁴	-	-
模型值	14.236	0.402	3.41	8.58

参数类型

单位长度质量/(kg

m^-1)

单位长度质量惯性矩/(kg

m²

m^-1)

竖弯频率/Hz

扭转频率/Hz

实桥值

35591

2509373

0.2584

0.6517

缩尺比

1/50²

1/50⁴

模型值

14.236

0.402

3.41

8.58

断面	最大竖向涡振振幅/ mm	最大扭转涡振振幅/(°)
原设计II型断面	463.6	1.381
XZDM断面	359.5	1.253

断面

最大竖向涡振振幅/ mm

最大扭转涡振振幅/(°)

原设计II型断面

463.6

1.381

XZDM断面

359.5

1.253

断面编号	气动措施
XZDL15	1.8 m倾斜角15°导流板+3.25 m下中央稳定板
XZDL30	1.8 m倾斜角30°导流板+3.25 m下中央稳定板
XZDL45	1.8 m倾斜角45°导流板+3.25 m下中央稳定板
XZDL60	1.8 m倾斜角60°导流板+3.25 m下中央稳定板

断面编号

气动措施

XZDL15

1.8 m倾斜角15°导流板+3.25 m下中央稳定板

XZDL30

1.8 m倾斜角30°导流板+3.25 m下中央稳定板

XZDL45

1.8 m倾斜角45°导流板+3.25 m下中央稳定板

XZDL60

1.8 m倾斜角60°导流板+3.25 m下中央稳定板

数值模拟结果

风洞试验结果

误差

2.6%

8.7%

网格规格	底层网格厚度/ m	网格数目/万			误差
粗糙	0.00005	19	0.1159	0.1238	6.4%
0.2513	0.2218	13.3%
中等	0.00003	31	0.1206	0.1238	2.6%
0.2412	0.2218	8.7%
精细	0.00001	44	0.1214	0.1238	1.9%
0.2389	0.2218	7.7%

网格规格

底层网格厚度/ m

网格数目/万

误差

粗糙

0.00005

0.1159

0.1238

6.4%

0.2513

0.2218

13.3%

中等

0.00003

0.1206

0.1238

2.6%

0.2412

0.2218

8.7%

精细

0.00001

0.1214

0.1238

1.9%

0.2389

0.2218

7.7%