導流板傾斜角度對Π型疊合梁渦振性能的影響研究

摘要

Π型疊合梁被廣泛應用于大跨度斜拉橋建設中，但該類斷面較差的渦振性能嚴重影響了其應用前景。以某主跨為530 m的Π型疊合梁雙塔斜拉橋為工程背景，通過風洞試驗對Π型主梁的渦振性能及氣動優化措施進行研究。試驗結果表明，原設計Π型斷面在各風攻角下均存在顯著渦激振動，通過在斷面工字梁下緣處設置導流板與下中央穩定板可降低梁體的渦振振幅，且導流板傾斜角度的改變對該組合氣動措施的制振效果影響顯著，其中30°傾角導流板組合氣動措施的制振效果最優，可在規范要求阻尼比1.0%下顯著抑制甚至消除梁體的渦激振動。通過CFD數值模擬對該組合氣動措施的制振機理與導流板傾斜角度的變化對組合氣動措施制振性能的影響機理進行了研究，計算結果表明，30°傾角導流板組合氣動措施中的迎風側導流板可顯著改善上游斷面的氣體繞流狀態，并配合下中央穩定板削弱Π型斷面尾流的卡門渦脫，從而起到抑制主梁渦振的效果，改變導流板傾斜角度會在影響導流板自身附近旋渦生成的同時，影響下中央穩定板對斷面下側旋渦脫落狀態的改善作用，從而對該組合氣動措施的制振性能產生顯著影響。

關鍵詞

Π型疊合梁; 渦激振動; 組合氣動措施; 導流板角度; CFD

引 言

鋼?混疊合梁是一種下部由鋼縱梁為主構成，與上部混凝土橋面板組合形成的一種主梁形式。該結構充分利用了鋼材良好的抗拉性能與混凝土的抗壓性能，這帶來了良好的結構與使用性能，同時也使該結構具備施工周期短與綜合經濟效益高等優點［1?3］。結合斜拉橋主梁的受力特點，鋼?混疊合梁被廣泛于我國大跨度斜拉橋設計與建造中［4?6］，其中下部縱梁采用工字型雙邊鋼主梁的Π型鋼?混疊合梁應用最為廣泛。

對于此類Π型疊合梁，已有的研究均表明，其較鈍的氣動外形及開口的截面特性均會使得梁體表面處的氣體繞流狀態更加復雜，且易出現大尺度的流體分離與旋渦脫落，使得采用該類型梁體的大跨度斜拉橋在風的作用下渦激振動問題較為突出［7?9］。2020年，已建成的武漢鸚鵡洲長江大橋發生了顯著的渦振現象，該橋主梁采用的便是Π型鋼?混疊合梁，雖然此次渦激振動沒有對橋梁造成毀滅性的破壞，但振幅之大也影響了橋梁的正常運營。因此需要針對Π型斷面，研究一系列氣動措施用以改善其渦振性能，保障大跨度Π型疊合梁橋在常遇風速下的正常使用。

目前，針對Π型疊合梁的渦激振動，國內外學者已開展了相關研究，并提出了多種不同類型的氣動措施對斷面的渦振性能進行優化。Irwin［10］通過風洞試驗研究了下穩定板對Π型疊合梁渦振性能的優化作用，并與現場實測結果進行了對比驗證。Lee等［11］研究發現調整Π型疊合梁的邊主梁間距會對斷面的渦振性能產生顯著影響。楊光輝等［12］通過節段模型風洞試驗驗證了下中央穩定板對Π型斷面渦振性能的優化作用，并通過CFD數值模擬研究發現下中央穩定板超過梁底1/5倍梁高時，下中央穩定板制振效果較好。李歡等［13］通過節段模型風洞試驗研究了兩道下穩定板對Π型疊合梁渦振性能的影響，研究表明該措施能夠顯著抑制斷面的豎彎渦激振動，但負攻角下制振能力較弱。吳拓［14］通過對三種不同寬高比及開口率的Π型斷面進行節段模型風洞試驗，發現在+3°與+5°風攻角下，三種Π型斷面均發生顯著渦激振動，但采用下穩定板或尖角處于中間或朝下的風嘴則能一定程度上減小各斷面的渦振振幅。李銳［15］通過節段模型風洞試驗發現倒L型導流板可以有效降低Π型疊合梁的渦振振幅。王峰等［16］的研究結果也肯定了倒L型導流板對Π型斷面渦振性能的優化作用，并詳細研究了倒L型導流板尺寸變化對措施制振性能的影響。張天翼等［17?18］通過研究某寬幅雙箱疊合梁的渦振性能及氣動制振措施發現，在橋面板兩側設置豎直裙板可以有效抑制梁體的渦激振動，但該措施在+3°風攻角下制振效果較差。顏宇光等［19］通過風洞試驗研究了風嘴、導流板、穩定板與擾流板對某Π型疊合梁的抑制作用，結果表明相較單一氣動措施，將下四分點穩定板與位于外側防撞欄桿頂處設置的擾流板相結合制振效果最佳。賀耀北等［20］同樣以某Π型疊合梁為背景，通過風洞試驗研究了導流板、穩定板、風嘴以及改變欄桿透風率對斷面渦振性能的優化作用，研究結果表明相較于單一氣動措施，組合氣動措施的制振效果更優。

綜上所述，針對Π型疊合梁渦激振動的氣動控制措施研究表明，設置下穩定板能夠在一定程度上抑制梁體渦振，但制振能力有限。倒L型導流板的制振效果較好，但對于某些斜拉索錨固外置的Π型斷面，不宜安裝。較單一氣動措施，適當的組合氣動措施制振效果較優，考慮到已有的有效組合氣動措施構造相對復雜，因此需要針對Π型疊合梁，提出一種構造簡單且方便安裝的渦振制振措施。

本文以某主跨為530 m的Π型疊合梁雙塔斜拉橋為工程背景，通過1︰50節段模型風洞試驗對Π型主梁的渦振性能及氣動控制措施進行了研究，在借鑒已有研究成果的基礎上，研究了單一下中央穩定板、導流板以及組合氣動措施對主梁的渦振制振效果，從而提出了一種有效的導流板組合氣動措施，并就導流板傾斜角度變化對該組合氣動措施制振效果的影響進行了研究，得出了制振最優角度。最后利用CFD數值模擬研究了該導流板組合氣動措施的制振機理，并研究了導流板傾斜角度變化對組合氣動措施制振性能的影響機理。

1 原Π型斷面渦振性能研究

1.1 工程背景

本文以某主跨為530 m的雙塔雙索面斜拉橋為工程背景，該橋橋跨布置如圖1所示，為200+530+245+80=1055 m。主梁采用Π型斷面，由雙邊工字型鋼縱梁為主構成的鋼板格構體系與混凝土橋面板組合形成鋼?混疊合梁，梁高3.5 m，全寬25.5 m，雙邊工字型鋼縱梁間距23.5 m，并在工字型縱梁上部，位于橋面兩側處設有供水管道，主跨標準斷面如圖2所示。

1.2 節段模型渦振試驗

風洞試驗在西南交通大學XNJD?1風洞第二試驗段進行，該試驗段截面尺寸為2.4 m（寬）×2.0 m（高）×16.0 m（長）。為滿足風洞試驗要求，試驗模型縮尺比選用1∶50，模型尺寸為2.095 m（長）、0.51 m（寬）和0.07 m（高），阻塞度小于5%。梁體兩側縱向通長的工字型梁采用玻璃鋼板制作，模型上表面進行蒙皮，欄桿由工程塑料板制成。節段模型通過8根拉伸彈簧懸掛于洞壁外的支架上，確保梁體可以發生豎彎與扭轉振動，同時在模型兩端支架處均設置油阻尼器，用以調節試驗阻尼比，具體試驗模型如圖3所示。

節段模型試驗具體參數如表1所示，試驗中采用TFI眼鏡蛇三維脈動風速測量儀對來流風速進行測量，經測量試驗過程中風洞風速間隔范圍均為0.15～0.25 m/s，該試驗豎彎及扭轉風速比均為3.8，故實橋風速間隔范圍為0.57～0.95 m/s，可認為能夠準確地采集到梁體的渦振響應及區間。根據中國發布的《公路橋梁抗風設計規范》（JTG/T 3360?01—2018）［21］，計算得到該橋豎向渦振容許幅值為154.8 mm、扭轉渦振容許幅值為0.274°。同時大量文獻表明［17，20，22?23］，該類Π型疊合梁在低試驗阻尼比下的渦振風速區間與振幅均大于高試驗阻尼比下的試驗結果，為了能夠較為準確地采集到梁體的渦振風速區間以及渦振響應，對該主梁的渦振性能有較可靠的初步評估，風速試驗首先在盡可能低的試驗阻尼比（豎向試驗阻尼比ξh=0.37%、扭轉試驗阻尼比ξα=0.18%）下進行，并在后續進行不同試驗阻尼比下主梁的渦振響應測試。

節段模型渦振試驗分別在0°，±3°，±5°風攻角下的均勻流中進行，試驗結果如圖4所示（圖中風速和振幅數據均已換算成實橋）。可以發現在各風攻角下，該Π型斷面主梁均發生豎向與扭轉渦激振動，其中5個測試風攻角下梁體的豎向渦振振幅均超過規范允許值，同時在除+5°攻角外的其余4個測試風攻角下，梁體的扭轉渦振振幅也均超過規范允許值。

考慮到-5°風攻角下該Π型斷面的豎向與扭轉渦振響應均最為顯著，且渦振風速區間均處于常遇風速范圍內（5～20 m/s風速），故將-5°風攻角設為不利風攻角，并基于此風攻角開展不同阻尼比下該Π型斷面的節段模型渦振試驗，用以研究阻尼比變化對該橋渦振響應的影響，試驗結果如圖5所示。可以發現該Π型斷面的渦振響應與試驗阻尼比呈負相關關系，且在1.0%試驗阻尼比（抗風設計規范建議值）下仍發生超過規范允許值的渦激振動，因此需要針對該Π型斷面主梁的渦振響應研究相應的制振措施，保障該橋在運營期間的正常使用。

2 氣動控制措施

2.1 下中央穩定板

氣動控制措施是提高橋梁斷面渦振性能的常用方法，大量文獻［12，20，24］表明下中央穩定板對Π型疊合梁的渦振性能優化效果顯著，且當下中央穩定板高度超過梁底時制振效果更優，參考已有的研究成果，本文設置325 cm高下中央穩定板（該穩定板超過梁底10 cm），對設置了下中央穩定板的斷面（斷面編號XZDM，斷面詳圖如圖6所示）進行-5°不利風攻角下的節段模型渦振試驗。為了能夠較為準確地采集到梁體的渦振響應，對氣動措施的制振性能有較可靠的初步評估，針對加裝不同氣動措施斷面的節段模型渦振試驗試均首先在低試驗阻尼比（ξh=0.37%，ξα=0.18%）下進行，并對渦振性能較好的斷面增設高試驗阻尼比下的渦振響應測試。-5°不利風攻角下XZDM斷面最大渦振振幅如表2所示。

由表2可知，在-5°攻角下，設置下中央穩定板能夠減小該Π型疊合梁的渦激響應，將斷面最大豎向渦振振幅降低22.5%，最大扭轉渦振振幅降低9.3%，但抑制能力有限；同時在-5°攻角下，通過測試各高阻尼比下XZDM斷面的渦振響應（試驗結果如圖7所示）可以發現，當扭轉阻尼比增至0.67%時，梁體的扭轉渦振響應被完全消除，但在1.0%的高阻尼比下XZDM斷面仍然存在超過規范允許值的豎向渦激振動。

2.2 導流板

結合Π型疊合梁的氣動外形特點，斷面兩側的工字型縱梁下邊緣轉角處是來流發生分離與旋渦脫落的重要部位［10］，故本文通過在該處設置一傾斜角度為30°的1.8 m長導流板，以期打亂并削弱該處的旋渦脫落現象，從而達到抑制渦振的目的。考慮到排水問題，為了不引起積水，在該導流板與工字型縱梁間設有20 cm間隙用于雨水的排出，設僅加裝傾斜角度為30°的該導流板斷面編號為DL30，斷面詳圖如圖8所示。

XZDM斷面的渦振試驗結果表明下中央穩定板對該Π型斷面的渦振性能具有一定的優化作用，故據此將導流板與下中央穩定板相結合形成一種導流板組合氣動措施，將同時設置下中央穩定板與30°傾斜角導流板的斷面設為XZDL30斷面，斷面詳圖如圖9所示。

在0.37%豎彎阻尼比與0.18%扭轉阻尼比下，通過1︰50節段模型風洞試驗對-5°風攻角下各斷面的渦振響應進行測試，各斷面對應的最大渦振振幅如圖10與圖11所示（圖中振幅均已換算至實橋）。

可以發現，在-5°風攻角下導流板能夠有效降低該Π型斷面的渦振響應，能將斷面的最大豎向渦振振幅降低28.6%，最大扭轉渦振振幅降低50.0%，抑制效果優于下中央穩定板，但DL30斷面仍然存在顯著渦振響應。將下中央穩定板與30°傾斜角導流板結合形成的組合氣動措施則能顯著地抑制甚至消除該Π型斷面的渦振響應，設置該組合氣動措施后的XZDL30斷面的最大豎向渦振振幅僅為10.9 mm，為規范允許值的7.04%，最大扭轉渦振振幅僅為0.094°，為規范允許值的34.3%。

3 導流板傾角對組合氣動措施制振性能的影響

通過節段模型渦振試驗可以發現，下中央穩定板與導流板結合形成的組合氣動措施可以在-5°不利風攻角下有效抑制甚至消除原設計Π型疊合梁的渦激振動。考慮到導流板傾斜角度的變化會對斷面的流體分離與旋渦脫落造成較大影響，本文通過設置不同傾斜角度α的導流板與下中央穩定板組合（如圖12所示），采用風洞試驗研究導流板傾斜角度變化對該組合氣動措施制振性能的影響，試驗仍在0.37%豎彎阻尼比、0.18%扭轉阻尼比以及-5°風攻角下進行，具體試驗斷面如表3所示。

通過節段模型渦振試驗得到各斷面最大渦振振幅如圖13與圖14所示（圖中數據均已換算至實橋）。可以發現，在-5°風攻角下，XZDL30斷面的豎向與扭轉渦振振幅均為最低，即當導流板傾斜角度為30°時該導流板組合氣動措施的制振能力最優。且導流板傾斜角度的變化對導流板制振能力影響效果顯著，相比較30°傾角導流板組合氣動措施能將原設計Π型斷面最大豎向渦振振幅降低97.6%、最大扭轉渦振振幅降低93.2%，其余角度傾角的導流板組合氣動措施僅能將原設計斷面最大豎向渦振振幅降低在39.5%以內、最大扭轉渦振振幅降低在52.4%以內。

試驗表明在-5°風攻角下，30°傾斜角導流板與下中央穩定板組合形成的氣動措施可以在低阻尼比下顯著抑制該Π型疊合梁的渦激振動，為了全面考察該組合氣動措施的有效性，在原試驗阻尼比基礎上進行了0°，±3°與±5°風攻角下XZDL30斷面的渦振響應測試，試驗結果如圖15所示（圖中數據均已換算至實橋）。

可以發現設置30°傾角導流組合氣動措施后，該Π型斷面的渦振響應發生了顯著變化，在0.37%的低豎彎阻尼比下，XZDL30斷面僅在0°，+3°與+5°下發生豎向渦激振動，且均沒有超過規范限值；在0.18%的低扭轉阻尼比下，相較于原設計Π型斷面的扭轉渦振風速區間（10～23 m/s），XZDL30斷面的扭轉風速區間縮小并后移至15～25 m/s，且最大扭轉渦振振幅小于原設計Π型斷面的值。可以發現雖然斷面的不利風攻角發生了改變，由之前的負風攻角下渦振振幅較大變為了正風攻角下渦振振幅較大，但斷面的整體渦振性能得到了顯著的提升。

考慮到前文試驗為了試驗現象明顯，采用試驗阻尼比較低，尤其是扭轉阻尼比僅為0.18%，實際鋼?混疊合梁斜拉橋的阻尼比應高于此值，參考規范阻尼比取值建議，對氣動外形優化后的XZDL30斷面進行高阻尼比（豎彎阻尼比0.98%、扭轉阻尼比0.67%）下渦振響應測試，試驗結果如圖16所示（圖中數據均已換算至實橋）。可以發現在0.98%豎彎阻尼比下，XZDL30斷面僅在+5°風攻角下發生輕微豎向渦激振動，最大振幅為22.7 mm，明顯小于規范限值；在0.67%扭轉阻尼比下，XZDL30斷面在各風攻角下均未發生扭轉渦激振動。

試驗結果表明，在0.37%豎彎阻尼比與0.67%扭轉阻尼比下，30°傾斜角導流板與下中央穩定板結合形成的組合氣動措施可以顯著抑制Π型疊合梁的渦激響應至規范限值以下，而在0.98%豎彎阻尼比與0.67%扭轉阻尼比下，該組合氣動措施幾乎可以消除該Π型疊合梁的渦激振動。

4 導流板組合氣動措施制振機理研究

4.1 CFD數值模擬計算工況及參數設置

為了研究最優導流板組合氣動措施（即30°傾斜角導流板組合氣動措施）的制振機理以及導流板角度變化對該組合氣動措施制振性能的影響機理，本文以原設計Π型斷面、XZDL15斷面、XZDL30斷面與XZDL60斷面為基礎，借助FLUENT 18.2軟件對各斷面（計算斷面如圖17所示）的非定常繞流進行仿真模擬并提取非定常氣動力進行機理初探。

為了減小流域上下對稱邊界對計算斷面周圍的流動干擾，同時考慮到計算模型沿順風向的阻塞率應小于5%［25］，將計算域總尺寸設為14B×28B（B為原設計Π型斷面模型寬度），數值模擬研究僅在-5°風攻角下進行，計算模型縮尺比為1︰50，各計算斷面的y+（無量綱壁面距離）值均小于7，計算域詳情與參數設置如圖18所示。

考慮到橋梁的渦激振動是氣流流經主梁斷面時產生的規律性旋渦脫落導致的周期性氣動力與結構固有頻率相同時，所引發的一種共振現象，雖然起振后斷面的氣體繞流狀態會發生改變，但靜態模擬下斷面的旋渦脫落形態仍能有效反映渦振起振（梁體未振動）時的繞流特性，因此本文以靜止模型的斷面繞流狀態為基礎，對最優導流板組合氣動措施的制振機理進行闡釋，并對不同角度導流板組合氣動措施的制振效果差異性進行對比分析。

通過將CFD數值模擬得到的原設計Π型斷面在-5°風攻角下的氣動升力系數時程圖進行傅里葉變換，得到升力系數CL（t）CL（t）頻譜圖如圖19所示。圖中共存在3個卓越頻率：ft1=1.248 Hzft1=1.248 Hz，ft2=5.302 Hzft2=5.302 Hz與ft3=10.604 Hzft3=10.604 Hz。對比之前風洞試驗所得到的原設計Π型斷面在-5°風攻角下的兩個豎向渦振區間起振風速，第一渦振區間的起振風速V1=5.3 m/sV1=5.3 m/s，第二渦振區間的起振風速V2=9.5 m/sV2=9.5 m/s，并通過計算將數值模擬與風洞試驗所得到的StSt進行對比（具體結果如表4所示），可以發現通過風洞試驗所得到的兩個渦振起振風速所對應的StSt均與數值模擬結果相對應，且誤差均在10%以內，由此表明本文的模擬結果可以較準確地模擬計算斷面的氣體繞流與旋渦脫落情況。

為了對計算模型的網格無關性進行檢驗，在已確定計算域尺寸與參數設置的基礎上，僅通過改變底層網格厚度，對比了三種網格數量下原設計Π型計算斷面升力系數時程的StSt數與試驗結果的誤差，用以確定數值模擬的準確性。

不同規格網格數量下的數值模擬結果如表5所示，可以發現在44萬網格總數以內，隨著網格的加密，計算誤差呈遞減趨勢。其中粗糙與中等兩種規格網格間數量相差12萬，斷面兩個StSt數間的計算誤差分別相差3.8%與4.6%，中等與精細兩種規格網格間數量相差13萬，斷面兩個StSt數間的計算誤差僅分別相差0.7%與1.0%。當網格數量較低時，加密網格對StSt數的改善程度較為明顯，能夠有效提高計算精度，但超過31萬網格數量后，加密網格對計算精度的提高十分有限，而采用精細規格的網格計算會成倍的增加計算資源消耗，因此，本文采用中等規格網格進行后續計算。

4.2 最優導流板組合氣動措施制振機理

通過數值模擬得到的各計算斷面升力系數時程圖如圖19所示，可以發現原設計Π型斷面的升力系數隨一個主要頻率變化，結合頻譜圖分析得到的頻率占比最高值為ft2=5.302 Hzft2=5.302 Hz，可以發現該頻率對應著斷面的主要旋渦脫落頻率，故以該頻率對應的一個完整周期為觀察周期，用以觀測斷面各位置處主要旋渦的脫落情況。

原設計Π型斷面瞬時渦量演化圖如圖20所示。可以發現該斷面主要存在兩個大型旋渦脫落，位于斷面上側的旋渦U2與斷面下側的旋渦B2，其中旋渦U2由斷面下游外側欄桿導致的一系列小型旋渦脫落發展形成，而旋渦B2則是由上游斷面工字梁下緣處生成的旋渦B1發生旋渦脫落后所形成。旋渦U2與B2分別在斷面上下側尾流處發生交替脫落，形成典型的卡門渦街現象。

設置了制振效果最優的30°傾角導流板組合氣動措施后斷面的瞬時渦量演化圖如圖21所示，可以發現設置該組合氣動措施后，斷面的氣體繞流特性發生了顯著改變。由于迎風側導流板的存在，改善了該斷面上游工字梁處氣動外形較鈍的情況，使得U1區域處生成的一系列密集旋渦尺寸降低，進而導致斷面上側尾流處脫落的旋渦U2尺寸與能量均發生顯著降低。同時迎風側導流板能夠降低斷面下側旋渦B1的尺寸（本文將渦量值大于560部分的尺寸作為衡量該旋渦大小的依據），較原設計Π型斷面，旋渦B1寬度降低36.8%，高度降低34.6%，且由于下中央穩定板的存在，會在X1區域阻擋一部分旋渦向下游發展，使得由旋渦B1發展而成的旋渦B2渦量值均低于280，旋渦能量顯著降低且不發生脫落。上述變化均會影響斷面尾流處卡門渦街的形成并降低尾流渦脫的能量，從而起到抑制斷面渦振的作用。

通過數值模擬得到的對斷面渦振性能影響較大的CLCL和CMCM時程圖如圖22與圖23所示。相較原設計Π型斷面CLCL變化幅值0.3155與CMCM變化幅值0.0474，設置30°傾角導流板組合氣動措施后的XZDL30斷面CLCL變化幅值僅為0.0058，降幅98.2%，CMCM變化幅值僅為0.0011，降幅97.7%。結合之前的分析可以發現，能夠顯著減弱斷面的旋渦脫落現象，進而導致斷面所受的周期性氣動力下降，是30°傾角導流板組合氣動措施能夠有效抑制甚至消除該Π型斷面主梁渦激振動的主要原因。

4.3 導流板傾角對組合氣動措施制振性能的影響機理

設置60°傾角導流板組合氣動措施后斷面的瞬時渦量演化圖如圖24所示，與XZDL30斷面相比可以發現，導流板傾斜角度的改變對斷面流場的影響十分顯著。相較30°傾角導流板，迎風側60°傾角導流板對于斷面上表面由于欄桿而形成的一系列小型旋渦脫落改善效果減弱，同時在尾流X3區域的背風側導流板會在其內側生成一個旋渦，并最終與旋渦U2一起形成一個較大的旋渦并發生脫落。對于斷面的下側流場，迎風側60°傾角導流板仍然能夠有效降低旋渦B1的尺寸，但由于導流板傾角過大會使得生成的旋渦B1過于遠離斷面，從而減弱了下中央穩定板在X1區域對旋渦B1的阻擋作用，使得由旋渦B1脫落形成的旋渦B2依然具有較高的能量，并最終與斷面上側的旋渦U2一起在尾流發生交替脫落，形成卡門渦街。

結合圖22與圖23，相比30°傾角導流板組合氣動措施對于CLCL和CMCM的降幅均在95%以上，XZDL60斷面CLCL變化幅值為0.1298，較原設計斷面降幅58.9%，CMCM變化幅值為0.0225，較原設計斷面降幅52.5%，XZDL60斷面所受到的周期性氣動力顯著高于XZDL30斷面，這也印證了風洞試驗結果，30°與60°傾角導流板組合氣動措施均能對Π型斷面的渦激振動產生抑制作用，但30°傾角導流板組合氣動措施的制振效果更優。

通過對比XZDL30與XZDL15斷面的瞬時渦量演化圖（如圖21和圖25所示）可以發現，兩斷面的氣體繞流與旋渦脫落情況沒有存在顯著區別，僅在X2區域處存在一定差異，XZDL15斷面在該處導流板外側生成的旋渦較大。通過對CLCL和CMCM的時程數據分析表示，XZDL15斷面CLCL變化幅值為0.0074，較原設計斷面降幅為97.7%，CMCM變化幅值為0.0014，較原設計斷面降幅為97.0%，降幅均只略低于XZDL30斷面。

為了更加清晰地表現該處的變化，采集了XZDL15斷面、 XZDL30斷面與XZDL60斷面的繞流跡線圖（如圖26所示），可以發現當導流板傾斜角度為30°時，迎風側X2與背風側X3區域處的導流板均不存在旋渦附著的現象；當改變導流板傾角至15°后，X2區域導流板的外側產生了一個明顯的旋渦繞流；而將導流板傾角改為60°后，迎風側導流板外側的旋渦繞流消失，但在X2與X3區域導流板的內側均產生了一個旋渦繞流。存在的旋渦會對斷面產生一定的周期性氣動力，這也從另一方面解釋了導流板傾斜角度變化對該導流板組合氣動措施制振性能的影響機理。

5 結 論

基于本文涉及的節段模型風洞試驗與數值模擬結果，得出主要結論如下：

（1） 在常遇風速（0～25 m/s）內，原設計Π型疊合梁斷面在1.0%阻尼比范圍內，存在超過規范允許值的渦振響應，整體渦振性能較差；

（2） 將導流板與下中央穩定板結合形成的組合氣動措施可抑制該Π型主梁的渦激振動，且研究表明導流板傾斜角度對該組合氣動措施的制振效果影響顯著，當導流板傾斜角度為30°時組合氣動措施制振效果最優，可在1.0%阻尼比下顯著抑制甚至消除該Π型主梁的渦激振動；

（3） CFD數值模擬結果表明，迎風側導流板能夠顯著改善上游斷面的氣體繞流狀態，并配合下中央穩定板削弱甚至消除斷面尾流的卡門渦街現象及由此產生的周期性氣動力，這是30°傾角導流板組合氣動措施能夠有效抑制Π型斷面渦激振動的主要原因，改變導流板角度會在影響導流板自身附近旋渦生成的同時，影響下中央穩定板對Π型斷面下側旋渦脫落狀態的改善作用，從而對組合氣動措施的制振性能產生顯著影響。

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