基于雙向流固耦合的構架避雷針風振響應分析與減振優化設計

趙桂峰， 曹鵬毅， 石雨昊， 張 猛， 劉 冉

(鄭州大學 土木工程學院，鄭州 450001)

變電站是電網系統中接受、轉換及分配電能的關鍵場所，保護其安全運行十分重要。變電站服役期間，雷擊作為一種常見的自然災害，嚴重威脅著站內電氣設施的安全。為了防范由雷擊產生的破壞事故，通常將避雷針安裝在變電構架上部，形成構架避雷針結構[1]，如圖1所示。

現代大型變電站中常用的圓鋼管構架避雷針細且長，高度常在10～30 m，屬于高聳結構[2]。由于其高、細、柔的結構特點，鋼管避雷針對風荷載十分敏感，在服役期間會經歷大量的風致振動引起的應力循環，甚至產生渦激共振現象，從而引起結構的失效[3]。近年來，國內已發生多起變電站構架避雷針風致坍塌事故[4-5]，嚴重影響了變電設施的正常運行，因此，針對構架避雷針的風振響應特性進行深入分析進而提出合理的減振控制措施，就顯得十分必要。

圖1 變電構架及避雷針結構Fig.1 Substation framework and lightning rod structure

針對變電站構架避雷針的風毀事故，已有研究者開展了一些研究：邵波等[6]利用Fluent軟件模擬分析了某750 kV的變電構架避雷針結構在風場中的繞流現象，分析表明，避雷針各節段圓管結構均表現出渦脫現象,且圓管直徑越小，渦脫現象越明顯；孫濤等[7-8]通過對兩起構架避雷針的斷裂事故的分析，得出橫風向渦激共振是引起構架鋼管避雷針在較低風速下破壞的主要因素。由上可知，構架避雷針結構的橫風向渦激效應在實際設計中不可忽略。

目前，針對工程結構或構件渦激振動理論和數值計算的研究已較多：李永樂等[9]以Fluent為工具，采用CFD(computational fluid dynamics)和CSD(computational structure dynamics)耦合的方法，分析了二維方柱繞流的渦激共振現象；唐友剛等[10]利用Fluent軟件求解黏性Navier-Stokes方程、圓柱渦激振動的結構動力響應方程，運用動網格技術，實現流固耦合，模擬分析了圓柱單自由度和兩自由度渦激振動；康莊等[11]基于軟件OpenFOAM中的自編程PimpleDyFoam求解器，結合SST(shear stress transfer)k-ω湍流模型實現了對彈性支撐的雙自由度圓柱渦激振動的數值模擬研究；Dahl等[12]通過試驗的方法研究了雷諾數為1.1×104～6×104圓柱體兩向自由度渦激振動，發現橫向位移響應幅值最大可以達到1.35倍直徑；Jauvtis等[13]通過試驗的方法研究了不同質量比下的單自由度和雙自由度的圓柱渦激振動情況；Singh等[14]采用有限元法對低雷諾數下的彈性支撐圓柱體進行了渦激振動響應數值研究。總結上述研究可知，當前采用單向流固耦合進行渦激振動數值分析的較多，主要原因是：所研究的固體結構在流場中的位移響應較小，因此可以忽略固體變形對流場產生的影響[15]。然而，對于本文擬研究的構架避雷針結構，由于其高、細、柔的結構特點，在風場中結構的變形不可忽略。為更精確地模擬避雷針結構在風場中的響應本文擬采用雙向流固耦合[16]方法研究構架避雷針結構在不同風速下的順風向和橫風向風振響應，分析二者對結構的影響特點，進而針對性的提出減振優化設計建議，以期為工程應用提供參考。

1 雙向流固耦合求解方法

1.1 數值模擬計算方程

1.1.1 流體計算方程

考慮空氣與避雷針之間的流固耦合作用時，流體區域和固體區域應分別滿足其基本控制方程，對于較小的風速情況，由于密度變化較小，一般采用控制方程為不可壓縮N-S方程，在直角坐標系下，流體域的連續和動量方程表達如下：

連續性方程

(1)

式中，μx，μy，μz分別為流體在X，Y，Z3個方向上的速度分量。

動量方程

(2)

式中：f為流體在X,Y,Z3個方向上所受質量力，m/s2；p為流體壓強；ρ為密度；v為運動黏性系數。

1.1.2 固體控制方程

對于固體部分由風速引起避雷針結構的振動響應，其控制方程為

(3)

式中：Ms為固體質量矩陣;Cs為固體阻尼矩陣；Ks為固體剛度矩陣；r為固體位移；τs為固體所受應力。

1.1.3 流固耦合方程

為保證流固耦合遵循最基本的守恒原則，所以在流固耦合交界面處，應滿足

(4)

式中：τ為應力；d為位移；q為熱流量；T為溫度；下標f為流體；下標s為固體。

求解流固耦合問題需要分別列出兩者的運動方程并聯立。基于流體的連續性方程和動量方程，得到流體的運動方程為

(5)

式中：Pe為流體壓力；Ue為結構位移；Mef為流體的質量矩陣；Kef為流體的剛度矩陣；Cef為流體的阻尼矩陣；ρRe為耦合質量矩陣。

當固體受到流體施加的壓力后，振動方程為

(6)

式中：Fe為外部荷載矩陣；Re·Pe為流體壓力荷載矩陣。通過聯立式(5)和式(6)，得到流固耦合的方程為

(7)

式(7)表明，在流固耦合面上，各個節點具有同樣的位移和壓力自由度，當流體區域和固體區域耦合面上的接觸點的解確定后，通過式(7)可以確定耦合面上的解向量，從而解決流固耦合動力學問題。

1.2 耦合算法

雙向流固耦合一般分為弱耦合和強耦合，所謂的強耦合就是在建立的同一個方程中求解固體結構和流體域以及耦合作用，在同一時間步長內同時求解所有變量，強耦合計算結果精度較高，但是求解復雜，計算成本較高，在實際應用中較少。一般適用耦合計算的理論分析。弱耦合是將流體域和固體域分開求解，有明顯的先后求解順序，并通過流固耦合截面傳遞流體域和結構域的數據從而實現耦合計算。相對于強耦合，弱耦合可以充分利用現有通用的流體和結構軟件，并且可以分別對每一個軟件單獨制定合適的求解方法。比較適用于對耦合場的數值計算。本文采用弱耦合算法，其一個時間步具體流程圖如圖2所示

2 流固耦合數值模型

2.1 工程背景

本論文以某500 kV變電站220 kV構架避雷針為工程背景，該變電構架避雷針是從2010年5月開始正式運行，在2014年12月冬季大風氣候下發生了斷裂坍塌事故，共服役4年7個月。其結構斷裂事故現場如圖3所示。為研究風荷載對構架避雷針的影響，本文選取此工程背景下的構架避雷針，進行建模分析。

圖2 耦合算法流程圖[17]Fig.2 Flow chart of coupling algorithm

圖3 構架避雷針結構斷裂事故現場Fig.3 Accident site of structure fracture of lightning rod of frame

2.2 數值模型

2.2.1 結構建模

模型的建立包括結構模型和流體模型，根據文獻[18]可將構架避雷針的結構模型從上到下分為5部分，考慮到雙向流固耦合分析計算量大，數據傳遞工作量較為頻繁龐雜，因此本文模擬分析時采用1∶10的縮尺模型以簡化計算工作量并提高計算效率。建模時通過改變材料彈性模量和密度來保證模型和原型結構抗彎剛度和質量縮尺比要求，其具體數值如表1所示。

表1 構架避雷針模型參數

構架避雷針的整體模型如圖4所示。由伊運平的研究可知，構架避雷針的支座可近似為矩形截面，經計算截面抵抗矩可得，矩形長邊的一面為弱軸面，短邊的一面為強軸面。將模型導入ANSYS Workbench工作平臺中的瞬態結構分析模塊(Transient Structural)。在結構的底部采用固定端的方式施加約束，結構壁面設置為流固耦合面以實現和流體數據的相互傳遞。最后，在 ANSYS Workbench 中的ANSYS Meshing模塊中采用MultiZone進行結構網格劃分，網格總體尺寸設為4 mm，劃分完后構架避雷針氣彈模型的節點及網格數量：節點數為24 879，單元數為24 744。

圖4 構架避雷針模型(mm)Fig.4 Model of frame lightning rod(mm)

圖5和圖6分別為相貫節點部位和各避雷針桿段連接部位網格示意圖，從圖5和圖6中可以看出結構網格均為四邊形網格，查看模型的單元質量因子，數值為0.98，說明有較好的網格質量。

圖5 相貫節點部位網格示意圖Fig.5 Grid diagram of intersecting node

圖6 桿段連接部位網格示意圖Fig.6 Grid diagram of connecting part of rod section

2.2.2 流場建模

流場二維模型如圖7所示，流場域有5個邊界條件，進出口邊界，上下邊界和避雷針外表面邊界，避雷針形心到進口和上下表面的邊界距離都為10D，到出口的距離為25D。用Hypermesh軟件對模型進行3D網格劃分，如圖8所示。然后導入Workbench中的Fluent模塊進行基本設置[19]：

計算方法——瞬態計算；

計算模型——Realizable k-ε湍流模型；

邊界條件——流域進口為速度進口，速度方向垂直于進口邊界表面，速度出口采用自然出流。對于進口邊界的風速和湍流特性編制程序并采用UDF輸入。

動網格——打開動網格選項，動網格是采用彈簧光順法進行更新。

圖7 流場二維計算域Fig.7 Two dimensional computing domain

圖8 流體域網格模型Fig.8 Fluid domain mesh model

2.2.3 流固耦合求解設置

在Workbench平臺中的System Coupling中進行流固耦合求解參數設置，利用Transient Structural中的流固耦合面和Fluent中的結構壁面進行耦合數據傳遞，設置求解時間為20 s，時間步長為0.01 s。最后設置求解順序，先計算流體域再計算固體結構。

2.3 網格無關性的驗證

為保證數值模擬的正確性，首先對原型構架避雷針氣彈模型進行雙向流固耦合計算，將計算結果與伊運平的試驗數據進行對比來驗證該計算方法的正確性。考慮到構架避雷針底部支座為矩形支座，因此需要考慮迎風面為強軸和弱軸兩種情況分析其在不同風速下的風振響應。定義0°風向角為迎風面是強軸的情況，則90°風向角為迎風面是弱軸的情形。具體情形如圖9所示，沿構架避雷針的強軸(S軸)和弱軸(W軸)兩個方向布置測點。其具體情形如圖10所示。模擬0°風向角下平均風風速為1 m/s，2 m/s，3 m/s，4 m/s，5 m/s，6 m/s，7 m/s，8 m/s，9 m/s，10 m/s共10種風速，根據縮尺模型的相似比算出對應的構架避雷針實際風速分別為3.16 m/s，6.35 m/s，9.49 m/s，12.65 m/s，15.81 m/s，18.97 m/s，22.14 m/s，25.30 m/s，28.46 m/s，31.62 m/s。下文表述的風速數值均按實際風速給出。

圖9 構架避雷針風向角圖示Fig.9 Wind direction angle of frame lightning rod

采用當地的基本風速23.83 m/s的工況進行網格無關性的檢查，邊界層厚度設置為1.8×10-5m。其網格的劃分，如圖11所示。

本文采用粗網格、中網格和細網格三種網格來進行網格無關性的驗證，相關網格參數如表2所示。

表2 網格參數

圖10 構架避雷針應變測點布置(mm)Fig.10 Layout of strain measuring points for frame lightning rod (mm)

圖11 構架避雷針計算域網格Fig.11 Computational domain grid of frame lightning rod

圖12為不同尺寸網格下構架避雷針各個監測點的應變變化，并與試驗值進行對比。

從圖12中可以看出，不同尺寸的網格下構架避雷針各個監測點的應變變化基本保持不變，通過和伊運平研究中的試驗值對比分析可知：粗網格的最大偏差值為20%；中網格的最大偏差為8%；細網格的最大偏差為7%。考慮到時間的成本,最后決定采用中等的網格尺寸進行計算。

圖12 不同尺寸網格下構架避雷針的應變Fig.12 Strain of lightning rod in frame with different size grid

3 構架避雷針的風振分析

3.1 結構基本風速下的受力特性分析

對構架避雷針氣彈模型進行模態分析，在不施加外力和阻尼的情況下，僅對結構底部進行固定，計算結構的模態頻率如表3所示。

表3 構架避雷針前4階頻率

結合伊運平研究計算得到的當地10 m高度處，重現期為 50年的基本風速為23.83 m/s，相對應于模型風速為7.5 m/s。通過雙向流固耦合模擬計算原型構架避雷針在0°風向角下基本風速中各測點的應變時程，并對其進行傅里葉變換，可得到應變功率譜。圖13給出了原型避雷針的順風向測點的應變時程和應變功率譜。

圖13 23.83 m/s風速下實際構架避雷針順風向各監測點應變響應Fig.13 Strain response of lightning rod along wind direction of actual frame lightning rod under wind speed of 23.83 m/s

由圖13中各測點應變功率譜對比可知，構架避雷針上部兩段振動形式最為復雜，其振動響應包含前4階振型成分，對應的自振頻率分別為2.51 Hz，5.53 Hz，13.73 Hz，20.13 Hz，第Ⅲ段包含第1階、第2階、第4階振型成分，下部兩段主要以第一階振型為主。所以避雷針結構的高頻響應主要體現在結構的上部桿件，其振動由多階振型共同控制，振動形式復雜，對結構響應不利。

對基本風速下構架避雷針的橫風向風振響應進行監測分析，結果如圖14所示。

圖14 23.83 m/s風速下實際構架避雷針橫風向各監測點應變響應Fig.14 Strain response of actual frame lightning rod across wind direction at 23.83 m/s wind speed

從圖14中可以看出，構架避雷針的橫風向響應主要表現為由卡門渦街引起的橫風向渦激振動，結構的應變響應為零應變附近的震蕩，結構響應頻率基本為各階基頻。其中在基本風速下構架避雷針的首段振動幅度最為劇烈， 為受力最大位置。構架避雷針的第Ⅱ段振動形式最為復雜，其振動頻率包含結構前4階頻率。

3.2 構架避雷針在0°和90°下的風振響應分析

圖15給出0°風向角原型構架避雷針各測點在不同風速下的應變值均方根響應及絕對值最大值。圖16給出順風向與橫風向應變響應的對比。

在0°風向角下，順風向測點位于W軸上，橫風向測點位于S軸上。從圖15中可見，順風向響應中，各測點的應變值隨風速增大而增大，在各級風速下，W-3測點的應變值最大，其應變絕對值最大值可達到1.15倍的W-5測點的應變絕對值最大值。說明由于避雷針結構在Ⅲ段和Ⅳ段交界處界面突變較大，該部位結構的受力非常不利，在設計與運行階段要重視該位置的校檢與檢驗；由圖16可知，該避雷針結構易發生橫風向渦激振動的桿段是Ⅰ段、Ⅱ段和Ⅳ段，首次出現渦激振動的風速均為12.64 m/s，結構的橫風向響應和順風向響應處在同一數量級，對于Ⅰ段構架避雷針結構由橫風向渦激振動引起的應變最大值甚至要大于順風向的響應，尤其在鎖定區間，當風速達到18.97 m/s的時候，S-1點應變絕對值最大值是W-1點應變絕對值最大值的5.12倍，因此構架避雷針的設計中橫風向的風振響應同樣要重視。從圖中還可以看出，對Ⅰ段、Ⅱ段和Ⅳ段避雷針結構，渦激振動鎖定區間均出現在12.64～25.30 m/s。當風速為18.97 m/s時，Ⅱ段和Ⅳ段構架避雷針的渦激振動幅值最為顯著；對于Ⅰ段避雷針結構，在風速為22.13 m/s時，渦激幅值最為顯著。對比各段避雷針發生渦激共振時的應變絕對值最大值，可知Ⅰ段和Ⅱ段避雷針渦激共振強度最大，受力最為不利。

圖15 避雷針結構0°風向角各段底部監測點各風速下應變值Fig.15 Strain value of lightning rod structure at the bottom of each section at 0° wind direction angle under each wind speed

圖16 避雷針結構0°風向角下順風向與橫風向響應對比Fig.16 Comparison of responses between downwind and crosswind of lightning rod structure under 0° wind direction

圖17給出90°風向角原型構架避雷針各測點在不同風速下的應變值均方根響應及絕對值最大值。圖18給出順風向與橫風向應變響應的對比。

在90°風向角下，構架避雷針的順風向測點位于S軸上，橫風向測點則位于W軸上。從圖中可見90°風向角下構架避雷針的受力變化情況和0°相同。

綜合0°風向角和90°風向角兩種情況來看，當來流風速達到12.64 m/s的時候，構架避雷針Ⅰ段、Ⅱ段和Ⅳ段開始發生渦激共振現象。當風速達到18.97 m/s的時候，Ⅰ段、Ⅱ段和Ⅳ段構架避雷針渦激振動幅值最為顯著。對于Ⅰ段和Ⅱ段構架避雷針，在風速為12.64～25.30 m/s的渦激振動鎖定區間。其橫風向的振動幅值要明顯大于順風向的幅值，為結構受力最不利位置。

圖17 避雷針結構90°風向角各段底部監測點各風速下應變值Fig.17 Strain value of lightning rod structure at the bottom of each section at 90 ° wind direction angle under each wind speed

圖18 避雷針結構90°風向角下順風向與橫風向響應對比Fig.18 Comparison of responses between downwind and crosswind of lightning rod structure under 90° wind direction

4 基于雙向流固耦合分析的構架避雷針橫風向抗風優化設計

由上述分析可知，該構架避雷針頂部的Ⅰ段、Ⅱ段最易發生橫風向渦激振動，由此引起的振動響應對結構安全運行非常不利，有必要對橫風向的渦激振動進行控制控制渦激共振的方法主要分為主動控制和被動控制兩大類，其中主動控制是指在結構物投入使用期間人為的或者通過某種動力或操控裝置擾亂流場；被動抑制措施是指在前期設計中改變結構物截面形狀，或添加附屬可繞流裝置。考慮到構架避雷針結構服役環境，其風場難以人工操控，因此只能使用被動控制措施。而被動控制措施中外附螺旋導板由于抑振效率高，施工簡單的原因得到廣泛認可。實際工程中外附螺旋導板的結構參數(螺距、覆蓋率等)均與結構的外徑密切相關，不同尺寸的結構需要設計不同的導板參數，目前還未見有關于避雷針結構的外附螺旋導板以控制橫風向渦激振動的研究，本文擬對此進行相關研究，以為該類結構的振動控制提供一定的理論參考。

4.1 建 模

本文采用螺頭數為3，螺板高度為0.25D[20](其中，D為避雷針圓管直徑)的外附螺旋導板，模型如圖19所示，深色部分為添加的螺旋導板。左上角的為螺旋導板的放大圖。定義螺距為兩條側板之間立管的軸向長度。通過改變螺距和導板覆蓋率的方式來設置不同的工況進行對比分析。以各個工況下構架避雷針的應變幅值作為優化效果的衡量標準來尋找此工程背景下的最優螺旋導板布置參數。

圖19 優化后避雷針構件Fig.19 Optimized lightning rod components

4.2 網格無關性驗證

由于導板的尺寸比較小，網格的劃分方法對數值模擬的精度影響比較大，因此在這里對添加了螺旋導板的構架避雷針進行網格無關性的驗證。以基本風速下螺距為8D，盜版覆蓋率為50%的工況為例。中細網格的尺寸見表2。驗證結果圖20所示。

圖20 不同尺寸網格下外附螺旋導板構架避雷針應變變化Fig.20 Strain analysis of lightning rod with spiral guide plate under different grid sizes

從圖20中可以看出，不同尺寸網格下構架避雷針的應變變化幅度極小，差異最大值為5%，其中大部分的差異值在1%左右。綜合考慮到計算成本，本文采用中網格進行模擬計算。

4.3 不同螺距下的導板控制效率分析

控制螺旋導板覆蓋率為50%，螺距為從大到小依10D，8D和5D(其中，D為螺旋導板所在位置構架避雷針的截面直徑)。提取沿橫風向5個測點的應變并將其與無外附螺旋導板的值進行對比。結果如圖21和圖22所示。其中，10D-S-1表示螺距為10D的構架避雷針中S-1測點。

圖21 0°風向角各橫風向監測點應變響應Fig.21 Strain response of each cross wind fixed point at 0 ° wind direction

圖22 90°風向角各橫風向監測點應變響應Fig.22 Strain response of each cross wind fixed point at 90° wind direction

從圖20中結構的橫風向響應來看，0°風向角下，構架避雷針的第Ⅰ、第Ⅱ和第Ⅳ段部分和90°風向角下構架避雷針的第Ⅰ、第Ⅱ和第Ⅴ段部分中外附螺距從10D減小到8D抑制效果增大，從8D～5D抑制效果減小。尤其對于0°風向角下的構架避雷針的第Ⅰ、第Ⅳ段部分和90°風向角下構架避雷針的第Ⅰ、第Ⅱ、第Ⅳ段部分。外附螺距為8D的優化后結構不僅沒有出現渦激共振現象，而且最大的橫風向響應也減小了60%以上。結合0°和90°風向角下構架避雷針的風振結果來看，螺距為8D的外附導板優化措施可以有效的減小構架避雷針的橫風向渦激共振。尤其對于構架避雷針上部兩段部分，優化效果顯著。

4.4 不同導板覆蓋率下的導板控制效率分析

設置螺旋導板覆蓋率為0(無導板)，30%和50%三種情況進行對比分析，結果如圖23和圖24所示。

圖23 0°風向角各橫風向監測點應變響應Fig.23 Strain response of each cross wind fixed point at 0 ° wind direction

圖24 90°風向角各橫風向監測點應變響應Fig.24 Strain response of each cross wind fixed point at 90 ° wind direction

從圖23和圖24中可以看出，在0°風向角下，構架避雷針的第Ⅰ、第Ⅲ段部分和90°風向角下構架避雷針的第Ⅰ、第Ⅱ、第Ⅳ段部分中螺旋導板覆蓋率從0增加到30%時抑制效果在增加，覆蓋率從30%增加到50%時抑制效果在減小。外附覆蓋率為30%的螺旋導板的優化構架避雷針在0°風向角下的第Ⅰ、第Ⅳ段部分和90°風向角下的第Ⅰ，第Ⅱ、第Ⅳ段部分最大的橫風向響應減小了60%以上。從圖中可以看出，螺旋導板覆蓋率對構架避雷針渦激響應的影響效果沒有螺距的影響效果顯著。

4.5 優化前后結構頂端位移的變化分析

構架避雷針作為一種細長構件，結構的頂端位移變化情況也是一種極具說服力的數據。提取添加螺旋導板前后構架避雷針的頂端位移變化情況并繪制成圖25～圖26所示。

從圖25和圖26中可以看出，無論是0°還是90°，結構的頂部位移變化情況和應變變化情況基本保持一致，在導板的覆蓋率為50%不變的情況下，當螺距從5D增大到8D時，構架避雷針的橫風向響應逐漸減小，當螺距從8D增大到10D時，構架避雷針的橫風向響應逐漸增大；當保持外附螺旋導板的螺距為8D不變時，螺旋導板的覆蓋率從0增加到30%的期間，構架避雷針的橫風向頂端位移逐漸減小，當導板的覆蓋率從30%增加到50%的期間，構架避雷針的橫風向頂端位移逐漸增大。綜上所述，當外附螺距為8D，覆蓋率為30%的螺旋導板時，構架避雷針的橫風渦激振動得到明顯的抑制。

圖25 不同螺距下構架避雷針頂部位移Fig.25 Top displacement of frame lightning rod under different pitch

圖26 不同覆蓋率下構架避雷針頂部位移Fig.26 Top displacement of frame lightning rod under different coverage

5 結 論

本文以某500 kV高壓變電站典型圓鋼管構架避雷針結構為例，采用雙向流固耦合方法模擬分析了避雷針的順風向及橫風向風振響應，并采用外附螺旋導板的方法對其橫風向風振響應進行了減震優化分析，主要結論如下：

(1)采用雙向流固耦合方法可以有效模擬圓鋼管構架避雷針的風振響應特點。分析表明，構架避雷針的順風向和橫風向風振響應較為突出，且受多階振型影響較大，尤其是避雷針頂部桿件的高頻振動響應顯著，在某些條件下甚至占據主導地位。

(2)無論是0°風向角還是90°風向角，結構渦激共振的鎖定區間都在12.64～25.30 m/s。其中當風速為18.97 m/s時，結構的渦激振動幅值達到最大，該峰值甚至超過設計基本風速(23.83 m/s)作用下結構的順風向風振響應值。

(3)在易發生渦激振動的桿段設置螺旋導板可有效抑制桿段橫風向渦激振動的產生，從而減小對結構不利的風振響應；但螺旋導板的結構參數與覆蓋率需要通過優化設計以確定其合理值。針對本文分析的避雷針結構，經分析確定當外附螺旋導板螺距為8D，覆蓋率為30%、板高0.25D時對結構的橫風向渦激振動控制效果最好，一方面抑制了渦激振動的發生；另一方面使結構的最大橫風向響應減少了60%以上。