两种典型覆冰斜拉索气动特性及驰振分析

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斜拉桥拉索覆冰型式研究

斜拉桥拉索覆冰型式研究摘要：在高原冻雨地带，以及一些寒冷气候区域修建大跨径索桥时，桥上会结冰。

覆冰物改变索桥的拉索的截面形状，形成不稳定的气动外形，引发桥梁的风致振动，威胁大跨索桥的安全。

因此，对覆冰索桥抗风特性的研究非常必要。

本文对斜拉索的覆冰型式进行研究，查阅国内外覆冰研究的相关文献资料，了解覆冰现象的研究现状；以哇加滩大桥为实例做结冰试验，采集、分析数据；总结出拉索三种主要的结冰型式：A型覆冰；B型覆冰；C型覆冰。

关键词：覆冰，气动力，三分力系数，数值模拟1 研究背景及意义风致振动是威胁大跨径索桥安全的重要因素：在冰冻气候下，覆冰物改变拉索的截面形状，形成不稳定的气动外形，引发桥梁的颤振，涡振，抖振和驰振等风致振动。

这些风致振动如不加以研究，并采取有效的抑振措施，会严重威胁桥梁的安全，因此对覆冰索桥的气动力特性，以及由此可能引发的风致振动进行研究非常必要。

2 国内外研究现状及发展趋势目前覆冰型式的研究主要集中于输电线路导线的覆冰现象，桥梁方面鲜有研究，已有研究者对斜拉桥拉索的驰振特性进行研究，拉索覆冰研究文献相对较少。

但拉索的外形和导线相似，所以拉索的研究也可以借鉴导线覆冰的一些成果。

导线结冰分类：1.按冰的表现特性分类：雨淞、雾淞、混合淞、积雪。

2.按冰的形式机理分类：降水覆冰、云中覆冰、升华覆冰。

3.按冰在导线表面的增长过程分类：干增长覆冰过程、湿增长覆冰过程。

4.按冰在导线上的横截面形状分类：圆形或椭圆形覆冰、新月形、扇形、D形。

3.斜拉索覆冰型式的试验研究3.1 试验背景为了解斜拉索的常见覆冰型式，以青海哇加滩大桥为实例，进行本次斜拉索结冰试验。

试验需要统计出各种覆冰型式的几何特征尺寸，然后总结出几种常见的分类及其几何特征，为桥梁的抗风性能研究提供必要的参数。

3.2 试验模型和试验工况拉索的表面材料特性对结冰特性有较大的影响，试验选材为和拉索表面材料同性质的PE管材，表面较为光滑洁净，用简易的支架支撑起来，拉索试验模型为1:1的节段模型，模型照片如图2.1所示。

两种特殊构造斜拉索的索力测试方法研究的开题报告

两种特殊构造斜拉索的索力测试方法研究的开题报告一、研究背景和意义斜拉索是一种广泛应用于桥梁、建筑、塔架等领域的结构元件，其主要作用是在承担外部荷载时将荷载引向支撑点，从而实现结构的稳定性。

在斜拉索的设计和施工过程中，合理预测和掌握斜拉索的内力状态是非常重要的。

目前，确定斜拉索内力状态的主要方法是通过静力学计算和现场测试两种方式。

对于斜拉索的静力学分析计算，焦点在于准确确定斜拉索的几何形状和外荷载，从而计算出各分段的张力大小。

然而，在斜拉索施工过程中及使用过程中，外界环境、施工方法等因素均会对斜拉索产生不同程度的影响，导致该方法可能存在一定误差。

现场测试是一种直接测量斜拉索内力状态的方法，对于斜拉索的质量控制、安全评估等方面具有较大的实际应用价值。

然而，目前常见的斜拉索测试方法（如静力损失法、Invar气温法、静力对比法等）均存在一定的局限性，如需要旁路索、依赖气温变化等。

因此，本文拟就两种特殊构造斜拉索的测试方法开展深入研究，以提高斜拉索内力测试的准确性和可靠性。

二、研究内容和方法1.研究内容本研究以两种特殊构造斜拉索为对象，分别是：（1）自锚固斜拉索：自锚固斜拉索是指当斜拉索的一端无法固定时，在另一端采用自锚固方式代替。

传统测试方法等需要钢索旁路，而自锚固斜拉索无法进行旁路，因此，针对该斜拉索测试方法的研究具有一定的实际意义。

（2）异形节段斜拉索：异形节段斜拉索是指在斜拉索中引入多个异形节段（如膨胀节等），以适应斜拉索受力状态的变化。

由于该类型斜拉索具有不规则性，传统测试方法存在一定局限性，因此，对其测试方法的研究具有一定的现实意义。

2.研究方法本研究将采用以下方法：（1）理论分析：针对自锚固斜拉索和异形节段斜拉索的结构特点和测试难点，分别进行理论分析和建模，并进行数值模拟，以探究可能影响测试准确度的因素。

（2）试验验证：基于实际自锚固斜拉索和异形节段斜拉索的工程项目，采用新开发的测试方法进行内力测试，并将测试结果与传统测试方法进行比对和验证。

斜拉索-辅助索系统动力特性和减振研究PPT1

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Dcabletie Dmax
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Etie Atie Ecable Acable
索网结构的无阻尼模态分析 ——辅助索刚度的影响
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采用刚性辅助索的索网结构低阶频率提高效果较为明显，而柔性辅助索相对来说对索网结构的低阶频率提高较小。而在索网结构的某些高阶模态处，采用刚性辅助索的索网结构的频率与采用柔性辅助索的索网结构的频率大致相等
斜拉桥跨度的纪录也在不断的被打破。我国的苏通长江公路大
桥的主跨已达1088米，是世界最大跨度斜拉桥。
斜拉索减震的研究背景
斜拉索的振动问题
随着斜拉桥跨度的不断增大，斜拉索变得越来越长。作为
斜拉桥主要承重构件的斜拉索，其柔性大、内阻尼低、固有频率分布广，极易在风、风雨和支承端的梁塔位移作用下发生振动。斜拉索的主要振动类型可分为两类:一类为风或风雨共同作用引起的斜拉索振动，另一类为斜拉索支承端在梁塔位移作
lxz ( x1 x2 ) 2 ( z1 z2 ) 2
拉索倾角θ为:
arctan(
ly lxz
)
斜拉索的弦长为:
lc (lxz )2 (l y )2
索网结构几何非线性静力平衡位置的精确建模 ——斜拉索的精确建模
斜拉索的竖向平衡微分方程为：
d2y dy H 2 mg 1 (tan )2 dx dx
l x x1 xz (k 1) 如果n表示斜拉索的分段数目，k=l…n+1表示斜 n 拉索节点编号，那么斜拉索每一节点的坐标可 y y 1 mg sec x(l x) x tan 1 xz 以表示为： 2 H
相应地，每一段斜拉索单元的初应变可以表达为：

覆冰斜拉索气动力的试验与数值研究

覆冰斜拉索气动力的试验与数值研究作者：李寿英黄韬叶继红来源：《湖南大学学报·自然科学版》2012年第08期摘要：斜拉桥拉索表面形成的覆冰可能会使斜拉索发生不稳定的驰振振动.首先，制作了6种覆冰截面的拉索模型，几何缩尺比为1∶1；然后，进行了静力天平测力风洞试验，得到了6种覆冰截面的平均升力系数和平均阻力系数，并给出了驰振力系数；最后，采用Fluent软件模拟了2种覆冰截面的绕流情况，并给出了平均升力系数.结果表明：上述6种覆冰截面的驰振力系数均远小于零，存在发生驰振的可能性；CFD模拟得到的平均升力系数与试验结果吻合较好.关键词：拉索；覆冰；气动力；风洞试验；CFD模拟中图分类号：U448.27 文献标识码：AExperimental and Numerical Investigations of the长细结构的覆冰会改变结构的气动外形，从而导致各种类型的风致振动，最为典型的就是驰振振动.驰振是由于平均升力系数突降产生的气动负阻尼引起的一种横风向风致振动，属于发散性振动，对结构破坏性很大［1］.迄今为止，很多研究者对覆冰输电线的驰振进行了研究.1932年，Den Hartog提出了横风向驰振的临界判别公式，认为气动负阻尼是驰振的关键原因［1］.Nigol和Buchan［2］在1981年提出了扭转驰振机理.Yu等［3］提出了偏心惯性耦合失稳理论，认为覆冰导线同时发生水平、竖向和扭转3个方向的运动.马文勇等［4］推导了任意风向作用下覆冰导线在任意振动方向的单自由度驰振判别式，从理论上证明了顺风向发生驰振的可能性.李万平［5］研究了覆冰导线群的动态气动力特性.白海峰等［6］研究了分裂式导线的横风向驰振响应.另外，斜拉索表面也可能会形成覆冰并发生驰振，但对其研究还很少.与输电线相比，斜拉索的单位长度质量、直径要大，其动力特性也有较大的差异；更为重要的是，斜拉索与水平方向成较大的夹角(一般大于30°)，其风攻角可为0°～360°，较易满足驰振的起振条件.为此，本文进行了3种冰型、6个工况的静力天平测力风洞试验，并对其中2种工况进行了CFD数值模拟，得到了典型覆冰拉索截面的气动力特性，给出了Den Hartog驰振力系数，为进一步的驰振稳定性研究提供了气动力数据.1 试验概况1.1 试验设备及仪器覆冰拉索测力风洞试验在湖南大学HD2风洞实验室的高速试验段进行，试验段尺寸为2.5 m高×3.0 m宽×17 m长.六分量静力测力天平的精度为0.2%，其量程范围见表1，其中Y轴为竖直方向，X和Z轴为水平方向.经初步估算，本次试验各个方向的荷载值均远小于量程值.拉索模型直径120 mm,长600 mm，模型比例为1∶1.参考已有的文献，选用3种类型的冰型［7-9］：新月形(含薄膜形)、扇形和D形.薄膜形(模型编号C1)覆冰最大冰厚为10 mm，另外2种新月形覆冰最大冰厚分别为50 mm(模型编号C2)和80 mm(模型编号C3)；扇形截面的厚度为50 mm(模型编号S1)；有光滑段D形截面粗糙段最大厚度为30 mm，光滑段厚度为10 mm(模型编号D1)，无光滑段D形截面最大厚度为55 mm(模型编号D2).模型的材料应尽量轻，与天平的连接应尽量牢固，以提高模型的固有频率，并减小模型共振而增加的附加惯性力.覆冰拉索模型采用泡沫内芯外包泡桐木板的方法制作，模型总质量为200～300 g.为减小模型上端部的三维绕流效应，在拉索模型的顶部设置导流板，导流板由与风洞顶部连接的钢管固定，并与拉索模型保持5 mm间距.导流板由有机玻璃制作，直径30 cm、厚度1 cm，边缘上部倒角.覆冰拉索模型的底部为铝板，通过螺丝与六分量测力天平连接，天平固定在风洞的转盘上，通过转盘的转动来调节风攻角.1.3 试验风场及试验工况风洞试验在均匀流场中进行，试验风速为12 m/s.由于所选择的覆冰拉索截面均为单轴对称截面，因此仅需进行0°～180°风向角的三分力测量即可.定义来流平行于对称轴线且覆冰迎风时为0°风攻角，并按逆时针方向增加(3)式中：α为风攻角.2 试验结果2.1 平均升力与阻力系数新月形覆冰拉索的平均阻力系数和平均升力系数曲线见图6.图6(a)中C1模型的平均阻力系数随风攻角变化不大，仅在40°左右有突升，最大平均阻力系数接近0.6，与经典结果相比偏小，有2个方面的原因：1)靠近风洞底板边界层的影响；2)雷诺数在临界雷诺数附近.C1模型的平均升力系数在α=0°～40°攻角范围内，随攻角α增大，平均升力系数从-0.05左右上升到0.5左右；在α=40°处平均升力系数有一个突降，从0.5减小到0.0左右；在40°～180°，平均升力系数随攻角α变化有小幅度的波动，在70°和150°有较小的正峰值，180°攻角处系数值约为0.图6(b)(c)中C2和C3模型的平均阻力系数曲线呈两端低中间丘状突起，且均在10°时达到最小值，约为0.3，在90°左右达到最大值，分别为0.8和1.0，这是因为C2和C3冰型在α=0°和180°时的迎风截面最小，而在α=90°时迎风截面最大.C2和C3模型的平均升力系数均在α=20°之前急速上升并在20°左右出现最大值，分别为0.9和1.1，之后曲线相对较平缓，在40°左右出现大斜率的突降，平均升力系数降幅约为0.6～0.7，之后缓慢下降，并分别在α=130°和140°左右达到最小值，约为-0.2，之后曲线开始上升，在150°～160°之间有小的正峰值，在175°左右出现一个较大的正峰值，约0.7，之后大幅度下降，在180°系数值为0.综合图6(a)(b)(c)可看出，3种不同冰厚的新月形覆冰气动力系数变化趋势类似，覆冰越厚，其阻力系数变化幅度越大.升力系数值在0°和180°攻角处均接近0，但覆冰越厚，变化幅度越大，C1，C2和C3模型的升力系数最大值依次递增，且均在40°左右出现大幅下降，而C2和C3模型在175°左右出现正峰值后又有大幅突降.给出了扇形覆冰拉索模型的平均阻力系数和平均升力系数随风攻角的变化曲线.从图7中可以看出，扇形覆冰拉索的平均阻力系数曲线呈两端高中间凹的形状，在0°和150°左右出现最大值，约1.0，在50°～120°之间数值相对较低，约0.6.扇形覆冰拉索模型的平均升力系数曲线呈两端低中间高的形状，在α=0°～36°攻角内，系数值约为0，变化不大，之后曲线开始下降，在α=40°左右有一个小的负峰值约为-0.3，在86°左右出现正峰值约为0.9，随后出现一个向下的尖峰，平均升力系数值降到0.5左右，再次上升后开始较为均匀地下降，在160°出现负峰值，约为-0.6，在180°升力系数上升至0.给出了D形覆冰拉索模型的平均阻力系数和平均升力系数随风向角的变化规律.从图8(a)(b)中可以看出，D形截面覆冰拉索截面的平均气动力系数与扇形截面类似.D形截面的平均阻力系数曲线变化幅度较扇形截面小，平均升力系数曲线形状为“W”形，在α=0°和α=180°时平均升力系数值接近-0.1，在α=90°左右出现正峰值，D1和D2模型平均升力系数最大值分别为0.5和0.7.D1模型分别以α=20°和α=170°为中心出现2个负峰值，平均升力系数分别为-0.8和-0.7；D2模型分别以α4 结论采用风洞试验和CFD模拟方法，研究了6种覆冰截面的气动力特性，得到如下结论：1)新月形、扇形和D形截面的平均升力系数均有突降区域，最小驰振力系数均小于-10，存在发生驰振的可能性. 2)数值模拟所得的气动力系数与风洞试验结果有一定的差异，但总体变化趋势是一致的.参考文献［1］ DEN HARTOG J P. Transmission line vibration due to sleet ［J］. Transactions of the American Institute of Electrical Engineers, 1932, 51: 1074-1077.［2］ NIGOL O, BUCHAN P G. Conductor galloping—Part Ⅱ:torsional mechanism［J］. IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, 1981, 100(2): 708-720.［3］ YU P A, SHAH H, POPPLEWELL N. Inertially coupled galloping of iced conductors ［J］. Journal of Applied Mechanics, 1992, 59: 140-145.［4］马文勇，顾明，全涌，等. 覆冰导线任意方向驰振分析方法［J］.同济大学学报：自然科学版，2010, 38(1): 130-134.MA Wen yong, GU Ming,QUAN Yong,et al.Analysis method of galloping in arbitrary directions of iced conductors ［J］. Journal of Tongji University: Natural Science, 2010, 38(1): 130-134. (In Chinese)［5］李万平. 覆冰导线群的动态气动力特性［J］.空气动力学学报，2000, 18(4): 413-420.LI Wan ping. Dynamic aerodynamic characteristics of the galloping of bundled iced power transmission lines［J］. Acta Aerodynamical Sinica, 2000, 18(4): 413-420. (In Chinese)［6］白海峰，李宏男. 分裂式覆冰导线横风向驰振响应研究［J］. 振动工程学报，2008, 21(3): 298-303.BAI Hai feng, LI Hong nan. Crosswind induced galloping of iced bundle conductors ［J］. Journal of Vibration Engineering, 2008, 21(3): 298-303. (In Chinese)［7］顾明，马文勇，全涌，等. 两种典型覆冰导线气动力特性及稳定性分析［J］. 同济大学学报：自然科学版，2009, 37(10): 1328-1332.GU Ming, MA Wen yong, QUAN Yong,et al.Aerodynamic force characteristics and stabilities of two typical iced conductors ［J］. Journal of Tongji University: Natural Science, 2009, 37(10): 1328-1332. (In Chinese)［8］ DYKE P V, LANEILLE A. Galloping of a single conductor covered with a D section on a high voltage overhead test line ［J］. Journal of Wind Engineering and IndustrialDynamics,2008,96:1141-1151.［9］李万平，杨新祥，张立志. 覆冰导线群的静气动力特性［J］. 空气动力学学报，1995, 13(4): 427-435.。

覆冰拉线直流输电塔驰振结构动力特性分析

结构破坏性失稳。
国内外关于输电线路的驰振研究都集中在导线和塔结构的独立研究，涉及拉线与塔结构的塔线未体系 ¨ 。为此本文首先分析拉线直流塔产生驰振的原因，而建立覆冰拉线驰振数学模型和直流输继电塔结构振动数学模型，后通过算例研究拉线覆冰直流塔驰振动力特性。最
４２
东北电力大学学报
第３１卷
』ｏ）＝・ｃ（）Ｆ（ｏｐ。，５；
ｔＬＯ）＝０５ｖＢＬ０，Ｆ（ｔ．ｐ２Ｃ（ｃｒ）
（）１
在Ｙ方向这些力的投影合力为：
Ｆ（［＝一Ｆ（ｓｎ０）Ｄ）ｉａ—Ｆ（［ＣＳｔ — ｖＢ（ｃ，￡０）ＯＯ＝２Ｃ０）（）２
（）ｃｒ
１驰振判别依据
Ｌ
；
＼Ｉ
，：Ｄ
如图１风来流相对于结构的攻角为，，由于阻因此阻力和升力分别表示为：
ｆＹ
收稿日期：０ｌ— ８—１２１Ｏ８图ｌ驰振判别示意图作者简介：祝贺（９８一）男，１７，黑龙江省讷河市人，东北电力大学建筑工程学院讲师，博士，主要研究方向：电网防灾减灾
式中：＝ＶＯ（，（ｒ￥）Ｃ）＝一［ＬＣＣ（）＋ｃ（ｔａｓｃ．Ｄ）ｎ］ｅａａ单自由度系统的运动微分方程为：ｍ＋＋ｋ＝Ｆ（ｔ，ｙｙＯ）
将Ｆ（ｙ）在０＝０附近展开，：ｃ有

风载作用下扇形覆冰斜拉索的疲劳损伤研究

风载作用下扇形覆冰斜拉索的疲劳损伤研究连世豪;罗素珍;李旭阳【摘要】在寒冷环境中,斜拉索易产生覆冰,覆冰将使得斜拉索的重心与轴线不重合,变成不稳定的气动外形.在大风的作用下,容易产生驰振失稳,驰振是一种低频大幅振动,会严重影响斜拉索的安全.因此,该文将选取一种典型的斜拉索覆冰冰型-扇形对斜拉索的覆冰驰振稳定性进行研究.该文主要根据Den Hartog驰振理论,采用FLUENT模拟软件监测斜拉索的升力及阻力时程曲线,计算得到平均升阻力系数及驰振力系数,根据驰振力是否小于0来判断斜拉索是否发生驰振失稳,并通过工程实例计算覆冰斜拉索的驰振临界风速.结果表明:扇形覆冰斜拉索存在小于0的风攻角区域且对应的驰振临界风速较小,说明斜拉索在此覆冰条件下易产生覆冰驰振.对比风洞试验和二维模拟数据,发现三维模拟得到的覆冰斜拉索气动力系数更接近于实验值.【期刊名称】《建材世界》【年(卷),期】2017(038)004【总页数】8页(P113-120)【关键词】覆冰;斜拉索;驰振系数;临界风速【作者】连世豪;罗素珍;李旭阳【作者单位】武汉理工大学土木工程与建筑学院,武汉 430070;武汉理工大学土木工程与建筑学院,武汉 430070;武汉理工大学土木工程与建筑学院,武汉 430070【正文语种】中文近年来，由于交通发展的需要，大量修建大跨斜拉桥，使得斜拉索的跨度也不断增长。

由于斜拉索的柔性特征和对环境载荷的响应，斜拉索将产生各种形式的振动而导致相应的疲劳损伤。

美国土木工程学会统计得出，80%～90%的钢结构破坏是由于疲劳损伤产生[1]。

风致振动严重影响着桥梁斜拉索的安全，尤其在寒冷气候条件下，覆冰改变斜拉索的截面形状从而形成不稳定的气动外形，进而改变了拉索的气动力特性，就很有可能引发桥梁的颤振、涡振和弛振等风致振动[2]。

到目前为止，国内外对覆冰斜拉索的研究不多，但是很多专家对覆冰导线的风致驰振进行了大量的研究，目前Den Hartog横风向驰振机理[3]、Nigol扭转机理[4]和Yu偏心惯性耦合失稳理论[5] 等驰振机理得到普遍应用。

拉索间距及覆冰对双索尾流驰振的影响

拉索间距及覆冰对双索尾流驰振的影响谭冬梅;毛善明;罗素珍;瞿伟廉;李晓敏;李旭阳【摘要】The three dimensional numerical simulation of the flow fields of fan-shaped icing double cables and ice free double cables with different cable spacings were carried out by using the SST model in FLUENT.The drag coefficient,lift coefficient and galloping force coefficient of downstream cables at 0°-90°wind attack angle wereobtained.Furthermore,the influences of the spacing between two cables,the wind attack angle and the icing condition on the wake galloping stability of the double cables were studied.The results show that the three dimensional numerical simulation results of icing double cables are different from the numerical simulation results of ice free double cables.The icing double cables are more susceptible to wake galloping instability than the ice free double cables.The closer the cable spacing is,the more likely the wake galloping is. When the spacing between icing double cables exceeds a certain range,no wake galloping instability will occur.The range of the wind attack angle between the two cables is related to the spacing between the cables.The closer the cable spacing is,the smaller the wind attack angle is when the wake galloping is unstable.There is a great difference in the flow field around double cables with different spacing.When the cable spacing is close,it is similar to the flow around a single bluff body.%利用FLUENT中的SST模型对不同索距的扇形覆冰双索和无覆冰双索绕流场进行三维数值模拟,得到下游索在0°~90°风攻角下的阻力系数、升力系数以及驰振力系数,进而研究两索之间的距离、风攻角及有无覆冰等条件对双索尾流驰振稳定性的影响.结果表明:覆冰双索三维数值模拟结果与无覆冰双索三维数值模拟结果差异较大;覆冰双索比无覆冰双索更易发生尾流驰振失稳;拉索间距越近,发生尾流驰振的可能性更大,当覆冰拉索间距超过一定范围时,不会发生尾流驰振失稳;双索发生尾流驰振的风攻角范围与拉索之间的距离有关,拉索间距越近,发生尾流驰振失稳的风攻角越小;不同间距双索的绕流场存在很大差异,当拉索间距较近时,类似于单钝体绕流.【期刊名称】《建筑科学与工程学报》【年(卷),期】2018(035)003【总页数】9页(P35-43)【关键词】扇形覆冰;拉索间距;尾流驰振;气动力系数;驰振力系数【作者】谭冬梅;毛善明;罗素珍;瞿伟廉;李晓敏;李旭阳【作者单位】武汉理工大学道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室,湖北武汉430070;武汉理工大学道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室,湖北武汉 430070;武汉理工大学道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室,湖北武汉 430070;武汉理工大学道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室,湖北武汉 430070;武汉理工大学道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室,湖北武汉 430070;武汉理工大学道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室,湖北武汉 430070【正文语种】中文【中图分类】TU3110引言斜拉索是桥梁的重要组成部分，因其跨度较大，直径较小，且斜拉索结构相对桥梁结构而言，刚度较小，质量较轻，阻尼也较小，所以更容易在风荷载作用下产生动力响应。

超大跨径斜拉桥斜拉索振动特性及减振措施研究

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梁工程界和风工程界研究人员关注的焦点。
本文分析了斜拉索的可能振动类型和索的静、动力特性，分别对斜拉索的参数振动与线性内部共振、风雨激振的振动机理进行初步分析，对斜拉索减振对策措施进行研究，系统、全面提出斜拉索减振设计原则和设计方法。以苏通大桥工程实践为背景，进行相关试验、研究、分析，确定苏通大桥斜拉索结构特性和具体减振方案，为工程建设提供帮助，同时也为
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ｂｄｅｗｉｉｖｒｌｕｆＳｔｇｄｅｓｃｏａｗｌａｏｒｇ，ｃｓｈｐｌｕｎＢｉｃｎｒｔｎｉｌｉｈｈｅｅｆｏｏｒｇｏｔｉｎｌｙｒｕｄｓ
ｂｎｆｓｉｒｅｔｏｃｂｖｒｉｃｎｏｄｓｎｃｎｔｃｏ．ｅｅｔｌｐｏｃｎｌｉａｏｏｔｌｅｉａｄｓｔｎｉｉａｒｓａｅｔｎｒ，ｇｎｏｒｉｍｊｂｕ

波浪形斜拉索的气动力及风致振动特性

波浪形斜拉索的气动力及风致振动特性作者：孙一飞邵林媛刘庆宽靖洪淼李震常幸王仰雪来源：《湖南大学学报·自然科学版》2022年第05期摘要：斜拉索的风荷载和风致振动问题在工程设计和抗风研究领域备受关注，探索具有较小气动力和良好抑振性能的新型斜拉索十分必要.针对某一特定几何尺寸的波浪形斜拉索，通过风洞试验方法，研究了该波浪形斜拉索的整体气动力、风压分布、局部气动力、涡激振动和干索驰振特性.结果表明：在1.00×105～3.86×105的雷诺数范围内，波浪形斜拉索的平均阻力系数总体而言小于标准斜拉索，在低雷诺数范围可减阻18%，最大平均升力系数相比标准斜拉索可降低80%;波浪形斜拉索的风压分布、气动力随雷诺数的整体变化规律与标准斜拉索相似，但展向相关性较弱;波浪形斜拉索的涡激振动性能显著优于标准斜拉索，最大振幅降低34%，最大振幅对应的风速提高了16%;干索驰振性能与标准斜拉索的结果相当，最大振幅可减小5%，但发生振动的风速范围更宽.关键词：波浪形斜拉索;风压分布;气动力;涡激振动;干索驰振中图分类号：TU528.572 文献标志码：AAerodynamic Forces and Wind Induced Vibrations Characteristics of Wavy Stay CablesSUN Yifei1，SHAO Linyuan1，LIU Qingkuan1，2，3†，JING Hongmiao1，2，LI Zhen1，CHANG Xing1，WANG Yangxue1（1.School of Civil Engineering，Shijiazhuang Tiedao University，Shijiazhuang050043，China;2.State Key Laboratory of Mechanical Behavior and System Safety of Traffic Engineering Structures（Shijiazhuang Tiedao University），Shijiazhuang050043，China;3.Innovation Center for Wind Engineering and Wind Energy Technology of Hebei Province，Shijiazhuang050043，China）Abstract：Wind load and wind-induced vibrations of stay cables are of great concern in engineering design and wind resistance research fields.Therefore，it is necessary to explore a new type of stay cable with less aerodynamic force and excellent wind-resistant performance.To this end，a wavy stay cable was employed to study the overall aerodynamic forces，wind pressure distribution，local forces，vortex-induced vibration and dry galloping characteris-tics，based on a wind tunnel test.The test results indicate that，during the Reynolds number range of1.00×105～3.86×105，mean drag coefficients of the wavy stay cable are generally less than those of regular stay cables，with a maximum reduction of18% in low Reynolds numbers.The maximum mean lift coefficients are decreased by around80%.Variation in wind pressure distribution and aerodynamic forces with the Reynolds number is almost identical to those of regular stay cables，except for weaker spanwise correlation.The vortex-induced vibration is significantly suppressed by the wavy stay cable，whose maximum amplitude is decreased by34% and the corresponding velocity is increasedby16%.However，dry galloping is nearly the same as regular stay cables，whose maximum amplitude is decreased by 5% and sustained wind velocity range is wider.Key words：wavy stay cable;wind pressure distribution;aerodynamic forces;vortex-induced vibration;dry gal-loping交通運输的快速发展、高强材料和先进建造技术的应用，促使大跨度桥梁（悬索桥、斜拉桥和拱桥）的跨度逐步增加，桥梁上索杆结构（主缆、吊索、斜拉索和吊杆）的尺寸也越来越大，风荷载和风致振动问题更加突出.以苏通长江公路大桥（主跨1088 m）为例，最长斜拉索达到577 m，在横桥向风作用下，斜拉索上产生的风荷载对于主梁位移及内力的贡献，占到全桥风荷载的60%～70%[1].对于风致振动，索杆结构经常发生的振动包括风雨振、干索驰振、涡激振动和尾流驰振等.风致振动可能导致索端部接头部分产生疲劳破坏，破坏索的防腐系统，严重时还会造成索的失效.此外，剧烈的振动还会影响行车安全性和行人舒适性，造成经济损失和不良的社会影响.因此，减小索杆结构上的风荷载，抑制甚至消除索杆结构的风致振动具有十分重要的研究意义和工程应用价值.索杆结构的气动措施包括改变索杆表面状态和截面形状、安装附属结构等，通过改变结构的气动外形，从而改变流动形态和气动特性，进而达到减小阻力和抑制振动的目的.具体的措施主要包括缠绕螺旋线、表面设置凹坑、设置纵向肋条、设置纵向凹槽、变截面索、设置外覆网罩和其他措施.其中针对变截面索，Bearman等[2-3]对具有正弦形尾缘或前缘的钝体结构的气动力和旋涡脱落情况进行了研究，结果表明三维波浪外形可改变旋涡脱落方式和减小阻力.Lam等[4]和Lin等[5]通过数值模拟方法分别研究了展向呈正弦曲线变化的矩形柱体和翼形柱体的气动力和尾流结构，发现合适尺寸的正弦曲线可以改善矩形柱体的气动力和翼形柱体的失速行为.另外，Kleissl等[6]、Ahmed等[7-8]、Lam等[9-11]、Zhang等[12]、邹琳等[13]分别针对雷诺数（范围）为5.00×104～3.00×105、5.00×103～2.00×104、1.00×102～2.00×104、5.00×103、3.00×103的情况，通过风洞试验或数值模拟方法研究了各种几何参数的波浪形斜拉索的风压分布、气动力、斯托罗哈数、尾流风速分布、旋涡结构、旋涡形成长度和流动特性等，得出波浪形斜拉索的平均阻力系数和脉动升力系数小于相同直径圆柱的结论.Lam等[14-15]和Lin等[16]通过数值模拟的方法研究了低雷诺数下波长和振幅对波浪形斜拉索气动力、斯托罗哈数、风速场、旋涡结构和流动特性的影响规律，发现波浪幅值越大，阻力系数的减小越明显.Hanke 等[17]通过数值模拟和风洞试验的方法研究了弹性支撑的波浪形斜拉索的气动力、涡激振动特性以及旋涡结构.Zhang等[12]也对线性波浪形索气动力和流动特性等进行了研究，并与正弦波浪形索的相应特性进行了比较.综上所述，关于波浪形斜拉索的气动力特性、风致振动特性及流场结构已得到一些初步结论.但是，仍存在的问题包括：1）涉及的雷诺数较低，已有研究的雷诺数多在103～104，而斜拉索的实际雷诺数多为105量级，两者的差别不容忽视;2）对风致振动影响的研究多集中在涡激振动方面，很少考虑干索驰振等其他风致振动;3）尚未确定具有较好减阻抑振功能的波浪外形的最优几何参数.针对上述问题，以某一特定尺寸的波浪形斜拉索为研究对象，在1.00×105～3.86×105的雷诺数范围内，通过测力试验、测压试验、涡激振动试验、干索驰振试验，研究波浪形斜拉索的整体气动力、风压分布、局部气动力、涡激振动和干索驰振特性，探索几何参数对气动力和风致振动特性的影响规律.1 风洞试验设置风洞试验在石家庄铁道大学风工程研究中心 STU-1风洞进行，低速试验段模型区宽 4.4 m，高3.0m，长 24.0m，最大风速≥30m/s，湍流度≤0.4%;高速试验段宽 2.2m，高3.0m，长5.0m，最大风速≥80m/s，湍流度≤0.2%.波浪形斜拉索的几何示意图如图1所示，Saddle（S）、Middle（M）、Node（N）分别表示最小直径位置、平均直径位置、最大直径位置，几何外形可用式 Dz= D-2a·sin（2π/λ·z）来表示，其中，a是波浪的幅值，λ是波浪的波长，D是平均直径，z是距平均直径位置的距离，Dz是z处的直径.斜拉索模型由钢管外覆蒙皮形成，蒙皮为硬质树脂，钢管和蒙皮之间通过系列环向加劲肋连接，模型具有足够的强度和刚度.斜拉索模型长度为L=1.70m，平均直径为D=0.12m，波幅为a=3.60mm，波长为λ=0.72m，将 a和λ 除以D得到无量纲波幅和波长，分别为a/D=0.03和λ/D=6.00.为了获得气流经过模型表面时的风压分布，在模型 Node和Saddle 之间均匀布置 5 圈测压孔，按所在截面直径从小到大排列，依次命名为S、Q、M、3Q、N，每圈等间距布置36个测压孔，間隔10°，其展向和环向布置如图2所示.测力试验在高速试验段进行，模型两端安装了圆形端板和补偿模型，以消除端部效应，端板直径是0.60m（5D）[18]，厚度是0.50cm，具有足够的刚度，补偿模型的直径为0.12m（1D），模型通过内置钢管固定到风洞外部的刚性框架上.测压试验的安装设置和测力试验相似，但两端只安装了端板.安装好的测力和测压模型如图3所示.干索驰振试验在高速试验段进行，使用的模型和端板与静态试验相同.不同之处是，在测振试验中，模型两端分别通过4根竖向弹簧连接在风洞外部的刚性框架上，模型、端板、连接件、弹簧组成振动系统，质量为m=19.34 kg，刚度K=1.00×104 N/m，自振频率f=3.54Hz，阻尼比ξ=0.30%，斯卡顿数Sc=4πm0ξ/ ρD2=22.83，其中，m0是振动系统单位长度的质量，ρ是空气密度，根据试验时风洞内的温度、湿度和压强，算得ρ=1.13kg/m3.利用2根大约6 m 长的细钢丝限制模型的顺风向运动，使得振动系统仅发生横风向振动.振动系统自振特性如表1所示，振动系统安装示意图如图4所示.涡激振动试验在低速试验段进行，振动系统设置和干索驰振试验相同，只是两端固定框架不同，自振特性见表1.需要说明的是，涡激振动发生风速低，大约在2～3m/s;而干索驰振发生风速高，大约在30m/s以上，考虑到风洞内风速的稳定性，涡激振动和干索驰振试验分别在低速试验段和高速试验段进行.以蘇通长江公路大桥（主跨1088 m）为例，最长斜拉索达到577 m，在横桥向风作用下，斜拉索上产生的风荷载对于主梁位移及内力的贡献，占到全桥风荷载的60%～70%[1].对于风致振动，索杆结构经常发生的振动包括风雨振、干索驰振、涡激振动和尾流驰振等.风致振动可能导致索端部接头部分产生疲劳破坏，破坏索的防腐系统，严重时还会造成索的失效.此外，剧烈的振动还会影响行车安全性和行人舒适性，造成经济损失和不良的社会影响.因此，减小索杆结构上的风荷载，抑制甚至消除索杆结构的风致振动具有十分重要的研究意义和工程应用价值.索杆结构的气动措施包括改变索杆表面状态和截面形状、安装附属结构等，通过改变结构的气动外形，从而改变流动形态和气动特性，进而达到减小阻力和抑制振动的目的.具体的措施主要包括缠绕螺旋线、表面设置凹坑、设置纵向肋条、设置纵向凹槽、变截面索、设置外覆网罩和其他措施.其中针对变截面索，Bearman等[2-3]对具有正弦形尾缘或前缘的钝体结构的气动力和旋涡脱落情况进行了研究，结果表明三维波浪外形可改变旋涡脱落方式和减小阻力.Lam等[4]和Lin等[5]通过数值模拟方法分别研究了展向呈正弦曲线变化的矩形柱体和翼形柱体的气动力和尾流结构，发现合适尺寸的正弦曲线可以改善矩形柱体的气动力和翼形柱体的失速行为.另外，Kleissl等[6]、Ahmed等[7-8]、Lam等[9-11]、Zhang等[12]、邹琳等[13]分别针对雷诺数（范围）为5.00×104～3.00×105、5.00×103～2.00×104、1.00×102～2.00×104、5.00×103、3.00×103的情况，通过风洞试验或数值模拟方法研究了各种几何参数的波浪形斜拉索的风压分布、气动力、斯托罗哈数、尾流风速分布、旋涡结构、旋涡形成长度和流动特性等，得出波浪形斜拉索的平均阻力系数和脉动升力系数小于相同直径圆柱的结论.Lam等[14-15]和Lin等[16]通过数值模拟的方法研究了低雷诺数下波长和振幅对波浪形斜拉索气动力、斯托罗哈数、风速场、旋涡结构和流动特性的影响规律，发现波浪幅值越大，阻力系数的减小越明显.Hanke 等[17]通过数值模拟和风洞试验的方法研究了弹性支撑的波浪形斜拉索的气动力、涡激振动特性以及旋涡结构.Zhang等[12]也对线性波浪形索气动力和流动特性等进行了研究，并与正弦波浪形索的相应特性进行了比较.综上所述，关于波浪形斜拉索的气动力特性、风致振动特性及流场结构已得到一些初步结论.但是，仍存在的问题包括：1）涉及的雷诺数较低，已有研究的雷诺数多在103～104，而斜拉索的实际雷诺数多为105量级，两者的差别不容忽视;2）对风致振动影响的研究多集中在涡激振动方面，很少考虑干索驰振等其他风致振动;3）尚未确定具有较好减阻抑振功能的波浪外形的最优几何参数.针对上述问题，以某一特定尺寸的波浪形斜拉索为研究对象，在1.00×105～3.86×105的雷诺数范围内，通过测力试验、测压试验、涡激振动试验、干索驰振试验，研究波浪形斜拉索的整体气动力、风压分布、局部气动力、涡激振动和干索驰振特性，探索几何参数对气动力和风致振动特性的影响规律.1 风洞试验设置风洞试验在石家庄铁道大学风工程研究中心 STU-1风洞进行，低速试验段模型区宽 4.4 m，高3.0m，长 24.0m，最大风速≥30m/s，湍流度≤0.4%;高速试验段宽 2.2m，高3.0m，长5.0m，最大风速≥80m/s，湍流度≤0.2%.波浪形斜拉索的几何示意图如图1所示，Saddle（S）、Middle（M）、Node（N）分别表示最小直径位置、平均直径位置、最大直径位置，几何外形可用式 Dz= D-2a·sin（2π/λ·z）来表示，其中，a是波浪的幅值，λ是波浪的波长，D是平均直径，z是距平均直径位置的距离，Dz是z处的直径.斜拉索模型由钢管外覆蒙皮形成，蒙皮为硬质树脂，钢管和蒙皮之间通过系列环向加劲肋连接，模型具有足够的强度和刚度.斜拉索模型长度为L=1.70m，平均直径为D=0.12m，波幅为a=3.60mm，波长为λ=0.72m，将 a和λ 除以D得到无量纲波幅和波长，分别为a/D=0.03和λ/D=6.00.为了获得气流经过模型表面时的风压分布，在模型 Node和Saddle 之间均匀布置 5 圈测压孔，按所在截面直径从小到大排列，依次命名为S、Q、M、3Q、N，每圈等间距布置36个测压孔，间隔10°，其展向和环向布置如图2所示.测力试验在高速试验段进行，模型两端安装了圆形端板和补偿模型，以消除端部效应，端板直径是0.60m（5D）[18]，厚度是0.50cm，具有足够的刚度，补偿模型的直径为0.12m（1D），模型通过内置钢管固定到风洞外部的刚性框架上.测压试验的安装设置和测力试验相似，但两端只安装了端板.安装好的测力和测压模型如图3所示.干索驰振试验在高速试验段进行，使用的模型和端板与静态试验相同.不同之处是，在测振试验中，模型两端分别通过4根竖向弹簧连接在风洞外部的刚性框架上，模型、端板、连接件、弹簧组成振动系统，质量为m=19.34 kg，刚度K=1.00×104 N/m，自振频率f=3.54Hz，阻尼比ξ=0.30%，斯卡顿数Sc=4πm0ξ/ ρD2=22.83，其中，m0是振动系统单位长度的质量，ρ是空气密度，根据试验时风洞内的温度、湿度和压强，算得ρ=1.13kg/m3.利用2根大约6 m 长的细钢丝限制模型的顺风向运动，使得振动系统仅发生横风向振动.振动系统自振特性如表1所示，振动系统安装示意图如图4所示.涡激振动试验在低速试验段进行，振动系统设置和干索驰振试验相同，只是两端固定框架不同，自振特性见表1.需要说明的是，涡激振动发生风速低，大约在2～3m/s;而干索驰振发生风速高，大约在30m/s以上，考虑到风洞内风速的稳定性，涡激振动和干索驰振试验分别在低速试验段和高速试验段进行.以苏通长江公路大桥（主跨1088 m）为例，最长斜拉索达到577 m，在横桥向风作用下，斜拉索上产生的风荷载对于主梁位移及内力的贡献，占到全桥风荷载的60%～70%[1].对于风致振动，索杆结构经常发生的振动包括风雨振、干索驰振、涡激振动和尾流驰振等.风致振动可能导致索端部接头部分产生疲劳破坏，破坏索的防腐系统，严重时还会造成索的失效.此外，剧烈的振动还会影响行车安全性和行人舒适性，造成经济损失和不良的社会影响.因此，减小索杆结构上的风荷载，抑制甚至消除索杆结构的风致振动具有十分重要的研究意义和工程应用价值.索杆结构的气动措施包括改变索杆表面状态和截面形状、安装附属结构等，通过改变结构的气动外形，从而改变流动形态和气动特性，进而达到减小阻力和抑制振动的目的.具体的措施主要包括缠绕螺旋线、表面设置凹坑、设置纵向肋条、设置纵向凹槽、变截面索、设置外覆网罩和其他措施.其中针对变截面索，Bearman等[2-3]对具有正弦形尾缘或前缘的钝体结构的气动力和旋涡脱落情况进行了研究，结果表明三维波浪外形可改变旋涡脱落方式和减小阻力.Lam等[4]和Lin等[5]通过数值模拟方法分别研究了展向呈正弦曲线变化的矩形柱体和翼形柱体的气动力和尾流结构，发现合适尺寸的正弦曲线可以改善矩形柱体的气动力和翼形柱体的失速行为.另外，Kleissl等[6]、Ahmed等[7-8]、Lam等[9-11]、Zhang等[12]、邹琳等[13]分别针对雷诺數（范围）为5.00×104～3.00×105、5.00×103～2.00×104、1.00×102～2.00×104、5.00×103、3.00×103的情况，通过风洞试验或数值模拟方法研究了各种几何参数的波浪形斜拉索的风压分布、气动力、斯托罗哈数、尾流风速分布、旋涡结构、旋涡形成长度和流动特性等，得出波浪形斜拉索的平均阻力系数和脉动升力系数小于相同直径圆柱的结论.Lam等[14-15]和Lin等[16]通过数值模拟的方法研究了低雷诺数下波长和振幅对波浪形斜拉索气动力、斯托罗哈数、风速场、旋涡结构和流动特性的影响规律，发现波浪幅值越大，阻力系数的减小越明显.Hanke 等[17]通过数值模拟和风洞试验的方法研究了弹性支撑的波浪形斜拉索的气动力、涡激振动特性以及旋涡结构.Zhang等[12]也对线性波浪形索气动力和流动特性等进行了研究，并与正弦波浪形索的相应特性进行了比较.综上所述，关于波浪形斜拉索的气动力特性、风致振动特性及流场结构已得到一些初步结论.但是，仍存在的问题包括：1）涉及的雷诺数较低，已有研究的雷诺数多在103～104，而斜拉索的实际雷诺数多为105量级，两者的差别不容忽视;2）对风致振动影响的研究多集中在涡激振动方面，很少考虑干索驰振等其他风致振动;3）尚未确定具有较好减阻抑振功能的波浪外形的最优几何参数.针对上述问题，以某一特定尺寸的波浪形斜拉索为研究对象，在1.00×105～3.86×105的雷诺数范围内，通过测力试验、测压试验、涡激振动试验、干索驰振试验，研究波浪形斜拉索的整体气动力、风压分布、局部气动力、涡激振动和干索驰振特性，探索几何参数对气动力和风致振动特性的影响规律.1 风洞试验设置风洞试验在石家庄铁道大学风工程研究中心 STU-1风洞进行，低速试验段模型区宽 4.4 m，高3.0m，长 24.0m，最大风速≥30m/s，湍流度≤0.4%;高速试验段宽 2.2m，高3.0m，长5.0m，最大风速≥80m/s，湍流度≤0.2%.波浪形斜拉索的几何示意图如图1所示，Saddle（S）、Middle（M）、Node（N）分别表示最小直径位置、平均直径位置、最大直径位置，几何外形可用式 Dz= D-2a·sin（2π/λ·z）来表示，其中，a是波浪的幅值，λ是波浪的波长，D是平均直径，z是距平均直径位置的距离，Dz是z处的直径.斜拉索模型由钢管外覆蒙皮形成，蒙皮为硬质树脂，钢管和蒙皮之间通过系列环向加劲肋连接，模型具有足够的强度和刚度.斜拉索模型长度为L=1.70m，平均直径为D=0.12m，波幅为a=3.60mm，波长为λ=0.72m，将 a和λ 除以D得到无量纲波幅和波长，分别为a/D=0.03和λ/D=6.00.为了获得气流经过模型表面时的风压分布，在模型 Node和Saddle 之间均匀布置 5 圈测压孔，按所在截面直径从小到大排列，依次命名为S、Q、M、3Q、N，每圈等间距布置36个测压孔，间隔10°，其展向和环向布置如图2所示.测力试验在高速试验段进行，模型两端安装了圆形端板和补偿模型，以消除端部效应，端板直径是0.60m（5D）[18]，厚度是0.50cm，具有足够的刚度，补偿模型的直径为0.12m（1D），模型通过内置钢管固定到风洞外部的刚性框架上.测压试验的安装设置和测力试验相似，但两端只安装了端板.安装好的测力和测压模型如图3所示.干索驰振试验在高速试验段进行，使用的模型和端板与静态试验相同.不同之处是，在测振试验中，模型两端分别通过4根竖向弹簧连接在风洞外部的刚性框架上，模型、端板、连接件、弹簧组成振动系统，质量为m=19.34 kg，刚度K=1.00×104 N/m，自振频率f=3.54Hz，阻尼比ξ=0.30%，斯卡顿数Sc=4πm0ξ/ ρD2=22.83，其中，m0是振动系统单位长度的质量，ρ是空气密度，根据试验时风洞内的温度、湿度和压强，算得ρ=1.13kg/m3.利用2根大约6 m 长的细钢丝限制模型的顺风向运动，使得振动系统仅发生横风向振动.振动系统自振特性如表1所示，振动系统安装示意图如图4所示.涡激振动试验在低速试验段进行，振动系统设置和干索驰振试验相同，只是两端固定框架不同，自振特性见表1.需要说明的是，涡激振动发生风速低，大约在2～3m/s;而干索驰振发生风速高，大约在30m/s以上，考虑到风洞内风速的稳定性，涡激振动和干索驰振试验分别在低速试验段和高速试验段进行.以苏通长江公路大桥（主跨1088 m）为例，最长斜拉索达到577 m，在横桥向风作用下，斜拉索上产生的风荷载对于主梁位移及内力的贡献，占到全桥风荷载的60%～70%[1].对于风致振动，索杆结构经常发生的振动包括风雨振、干索驰振、涡激振动和尾流驰振等.风致振动可能导致索端部接头部分产生疲劳破坏，破坏索的防腐系统，严重时还会造成索的失效.此外，剧烈的振动还会影响行车安全性和行人舒适性，造成经济损失和不良的社会影响.因此，减小索杆结构上的风荷载，抑制甚至消除索杆结构的风致振动具有十分重要的研究意义和工程应用价值.索杆结构的气动措施包括改变索杆表面状态和截面形状、安装附属结构等，通过改变结构的气动外形，从而改变流动形态和气动特性，进而达到减小阻力和抑制振动的目的.具体的措施主要包括缠绕螺旋线、表面设置凹坑、设置纵向肋条、设置纵向凹槽、变截面索、设置外覆网罩和其他措施.其中针对变截面索，Bearman等[2-3]对具有正弦形尾缘或前缘的钝体结构的气动力和旋涡脱落情况进行了研究，结果表明三维波浪外形可改变旋涡脱落方式和减小阻力.Lam等[4]和Lin等[5]通过数值模拟方法分别研究了展向呈正弦曲线变化的矩形柱体和翼形柱体的气动力和尾流结构，发现合适尺寸的正弦曲线可以改善矩形柱体的气动力和翼形柱体的失速行为.另外，Kleissl等[6]、Ahmed等[7-8]、Lam等[9-11]、Zhang等[12]、邹琳等[13]分别针对雷诺数（范围）为5.00×104～3.00×105、5.00×103～2.00×104、1.00×102～2.00×104、5.00×103、3.00×103的情况，通过风洞试验或数值模拟方法研究了各种几何参数的波浪形斜拉索的风压分布、气动力、斯托罗哈数、尾流风速分布、旋涡结构、旋涡形成长度和流动特性等，得出波浪形斜拉索的平均阻力系数和脉动升力系数小于相同直径圆柱的结论.Lam等[14-15]和Lin等[16]通过数值模拟的方法研究了低雷诺数下波长和振幅对波浪形斜拉索气动力、斯托罗哈数、风速场、旋涡结构和流动特性的影响规律，发现波浪幅值越大，阻力系数的减小越明显.Hanke 等[17]通过数值模拟和风洞试验的方法研究了弹性支撑的波浪形斜拉索的气动力、涡激振动特性以及旋涡结构.Zhang等[12]也对线性波浪形索气动力和流动特性等进行了研究，并与正弦波浪形索的相应特性进行了比较.综上所述，关于波浪形斜拉索的气动力特性、风致振动特性及流场结构已得到一些初步结论.但是，仍存在的问题包括：1）涉及的雷诺数较低，已有研究的雷诺数多在103～104，而斜拉索的实际雷诺数多为105量级，两者的差别不容忽视;2）对风致振动影响的研究多集中在涡激振动方面，很少考虑干索驰振等其他风致振动;3）尚未确定具有较好减阻抑振功能的波浪外形的最优几何参数.针对上述问题，以某一特定尺寸的波浪形斜拉索为研究对象，在1.00×105～3.86×105的雷诺数范围内，通过测力试验、测压试验、涡激振動试验、干索驰振试验，研究波浪形斜拉索的整体气动力、风压分布、局部气动力、涡激振动和干索驰振特性，探索几何参数对气动力和风致振动特性的影响规律.1 风洞试验设置风洞试验在石家庄铁道大学风工程研究中心 STU-1风洞进行，低速试验段模型区宽 4.4 m，高3.0m，长 24.0m，最大风速≥30m/s，湍流度≤0.4%;高速试验段宽 2.2m，高3.0m，长5.0m，最大风速≥80m/s，湍流度≤0.2%.波浪形斜拉索的几何示意图如图1所示，Saddle（S）、Middle（M）、Node（N）分别表示最小直径位置、平均直径位置、最大直径位置，几何外形可用式 Dz= D-2a·sin（2π/λ·z）来表示，其中，a是波浪的幅值，λ是波浪的波长，D是平均直径，z是距平均直径位置的距离，Dz是z处的直径.斜拉索模型由钢管外覆蒙皮形成，蒙皮为硬质树脂，钢管和蒙皮之间通过系列环向加劲肋连接，模型具有足够的强度和刚度.斜拉索模型长度为L=1.70m，平均直径为D=0.12m，波幅为a=3.60mm，波长为λ=0.72m，将 a和λ 除以D得到无量纲波幅和波长，分别为a/D=0.03和λ/D=6.00.为了获得气流经过模型表面时的风压分布，在模型 Node和Saddle 之间均匀布置 5 圈测压孔，按所在截面直径从小到大排列，依次命名为S、Q、M、3Q、N，每圈等间距布置36个测压孔，间隔10°，其展向和环向布置如图2所示.测力试验在高速试验段进行，模型两端安装了圆形端板和补偿模型，以消除端部效应，端板直径是0.60m（5D）[18]，厚度是0.50cm，具有足够的刚度，补偿模型的直径为0.12m（1D），模型通过内置钢管固定到风洞外部的刚性框架上.测压试验的安装设置和测力试验相似，但两端只安装了端板.安装好的测力和测压模型如图3所示.干索驰振试验在高速试验段进行，使用的模型和端板与静态试验相同.不同之处是，在测振试验中，模型两端分别通过4根竖向弹簧连接在风洞外部的刚性框架上，模型、端板、连接件、弹簧组成振动系统，质量为m=19.34 kg，刚度K=1.00×104 N/m，自振频率f=3.54Hz，阻尼比ξ=0.30%，斯卡顿数Sc=4πm0ξ/ ρD2=22.83，其中，m0是振动系统单位长度的质量，ρ是空气密度，根据试验时风洞内的温度、湿度和压强，算得ρ=1.13kg/m3.利用2根大约6 m 长的细钢丝限制模型的顺风向运动，使得振动系统仅发生横风向振动.振动系统自振特性如表1所示，振动系统安装示意图如图4所示.。

覆冰斜拉索气动力的试验与数值研究

期第３９卷第８２１２年８月０
湖
南
大
学
学
报（自然．Ａｕｇ．２０１２
ＪｕｎｌｏｕａｉｅｓｔＮａｕａｃｅｃｓｏｒａｆＨｎｎＵｎｖｒｉｙ（ｔｒｌＳｉｎｅ）
Ｊｎｓ２０９－ｈｎ：２ｅｅｒｈＣｎｅｏｉｎｉｅｒｇＨｕａｉ，ｈｎｓａｉｇｕ１０６Ｃｉａ．ＲｓａｃｅｔｒｆｎＥｇｎｅｉ。ｎｎＵｎＣａｇｈ，Ｈｕａ４０８，ｈｎ）ａＷｄｎｖｎｎ１０２Ｃｉａ
关键词：索；冰；动力；洞试验；Ｆ模拟拉覆气风ＣＤ
中图分类号：４．７Ｕ４８２
文献标识码：Ａ
ＥｘｅｉｅａｎＮｕＰｌｐｒｍｎｔ ’ａｄｌｍｅｉａｎｅｔｇａｉｎｓｏｈｅｒｃｌＩｖｓｉｔｏｆｔＡｅｏｙａｉｒｅｎＳｔｙＣａｌｓｗｉｈＩｅｃｅｉｎｒｄｎｍｃＦｏｃｓｏａｂｅｔｃｄＡｃｒｔｏ
２．湖南大学风工程试验研究中心，湖南长沙
４０８）１０２
摘
要：斜拉桥拉索表面形成的覆冰可能会使斜拉索发生不稳定的驰振振动．先，首制
作了６覆冰截面的拉索模型，何缩尺比为１：；后，种几１然进行了静力天平测力风洞试验，得到了６种覆冰截面的平均升力系数和平均阻力系数，给出了驰振力系数；后，用并最采

覆冰导线风致驰振响应分析

（ｎｘ／１）表示。
图２覆冰导线截面气动力示意图图２中设来流方向与ｘ轴夹角为ａｏ，沿ｙ方向运动引起的
相对风向角变化值为Ａａ，Ｄ是结构的参考尺寸，常取截面垂直Ｆｙ＝ＦＤｓｉｎ（ａｏ＋ａａ）＋ＦＬＣＯＳ（ａｏ＋Ａａ）
式中：假设导线的横向位移为ｖ（ｘ，ｔ）＝ｑ）（ｘ）ｙ（ｔ）＝ｄｓｉｎ（ｎｘ／１）ｙ
下，远距离电力传输是一种十分重要的能源供应方式。而在（ｔ），同时与导线垂直的非线性气动力为Ｆ。将ｖ（ｘ，ｔ）＝ｄｓｉｎ（ｎｘ／冻雨，雪凝等气象条件下输电导线的覆冰问题一直是输电线１）ｙ（ｔ）代入式（１）中，整理后即可得到下式：路安全研究的重要课题。驰振是一种不稳定自激振动，具有
频率和阻尼系数并求出了导线发生驰振响应的临界风速；对运动微分方程进行求解并绘出导线在各种来流风速下振动的相轨图；经过对相轨图的分析求出在各种风速下振动的周期，速度和平衡位置。结果表明：运用该研究方法可以很好的了解导线驰振发生的机理并提出预防措施。
振动频率低，振幅大等特性，常发生于覆冰输电导线。大跨度输电导线属于典型的细长柔性结构，因此这类问题可归结为
细长柔性结构的风致驰振问题。
ｋ－７－）ｙ＋Ｃｄｓ（夕＋（寿咖等＋畔正ｓ抽（宰）＋，，＋＋警）２＋等ｙ】一弓
（２）

覆冰导线气动特性及驰振风洞试验

覆冰导线气动特性及驰振风洞试验张宏雁;严波;刘小会;胡景;周松【摘要】利用风洞试验测量新月形和扇形覆冰导线在不同风速下的气动力特性,得到其阻力系数、升力系数和扭矩系数随风攻角的变化规律,结果表明在测试的风速范围内气动系数受风速的影响很小.在风洞中实现了覆冰导线节段模型的驰振模拟,得到不同风速下导线节段模型的驰振响应.进而用舞动数值模拟方法模拟驰振试验,得到与风洞试验一致的结果,验证了舞动数值模拟方法的正确性.试验结果为覆冰导线舞动研究提供了重要的参考数据.【期刊名称】《振动与冲击》【年(卷),期】2013(032)010【总页数】5页(P95-99)【关键词】覆冰导线;气动特性;舞动;风洞试验;数值模拟【作者】张宏雁;严波;刘小会;胡景;周松【作者单位】四川电力科学研究院,成都610071;重庆大学资源及环境科学学院,重庆400030;重庆大学资源及环境科学学院,重庆400030;重庆大学资源及环境科学学院,重庆400030;四川省电力工业调整试验所,成都610016【正文语种】中文【中图分类】TM75;O39覆冰导线的舞动是输电线路安全运行中急需解决的关键问题。

舞动问题的研究主要包括舞动机理、数值模拟和覆冰导线气动特性及舞动试验研究等。

舞动机理的研究，最早出现的有Den Hartog垂直舞动机理和Nigol扭转舞动机理［1］，此外还有多种耦合舞动理论和稳定性理论［1-2］。

近年来，随着计算机硬件和软件的发展，采用数值方法模拟研究舞动的方法倍受关注，并取得了不少的研究成果［3-6］。

覆冰导线的气动特性是诱发舞动的主要因素，因此，对覆冰导线气动特性的风洞试验研究十分重要，国内外已有不少覆冰导线气动特性风洞试验的研究成果［7-10］。

此外，对于各种舞动理论和数值分析方法均需要试验验证。

国际上日本和加拿大等国较早建立了试验线路用于观测和研究输电线路的舞动［11-12］。

2008年，我国国家电网公司在河南省郑州尖山建立了我国第一条真型输电线试验线路，并于2011年6月在导线上安装D型人造覆冰模型后诱发了舞动。

覆冰导线动态气动力特性模拟与分析

覆冰导线动态气动力特性模拟与分析张喆;杨秀萍;郝淑英【期刊名称】《振动与冲击》【年(卷),期】2015(000)007【摘要】为研究覆冰导线舞动时气动力的特性，从弱耦合角度出发，基于流体动力学仿真软件Fluent二次开发，利用用户自定义函数对导线的舞动轨迹进行编程并结合动网格技术实现流固耦合。

计算了新月形覆冰导线在横向振动下的气动力系数，并与静态模拟结果和试验结果进行比较；分析了舞动幅值、频率和扭转振动对动态气动力的影响。

结果表明：相同风速下，动态气动力系数大于静态值，二者具有相同的变化规律；阻力、升力系数随舞动幅值增大显著增加，特别是升力系数成倍增加；振动频率增加，也使动态气动力系数增大，但频率对动态气动力的影响小于幅值的影响；扭转振动对动态气动力有一定的影响。

工程中采用静态气动力系数预测大档距舞动引起的断线的临界风速和塔承受的荷载，其结果不安全，应考虑动态气动力系数对舞动的影响。

【总页数】6页(P209-214)【作者】张喆;杨秀萍;郝淑英【作者单位】天津理工大学天津市先进机电系统设计与智能控制重点实验室，天津 300384; 天津理工大学机械工程学院，天津 300384;天津理工大学天津市先进机电系统设计与智能控制重点实验室，天津300384; 天津理工大学机械工程学院，天津 300384;天津理工大学机械工程学院，天津 300384【正文语种】中文【中图分类】O355;TM726【相关文献】1.典型覆冰导线脉动气动力特性及风偏响应 [J], 楼文娟;罗罡;杨晓辉;卢明2.覆冰导线群的动态气动力特性 [J], 李万平3.两种典型覆冰导线气动力特性及稳定性分析 [J], 顾明;马文勇;全涌;黄鹏4.脉动风场覆冰导线动态气动力特性研究 [J], 韦远武;虢韬;张鹏程;杨刘贵;严尔梅;徐梁刚;王璐;祝贺5.冰棱对三维覆冰导线气动力特性影响研究 [J], 祝贺;王刚;郭鑫因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

覆冰斜拉索驰振稳定性的理论研究

ｅｆｆｅｃｔｓｏｆｃａｂｌｅｄａｍｐｉｎｇｒａｔｉｏａｎｄｉｃｅｄａｃｃｒｅｔｉｏｎｌｅｎｇｔｈｏｎｔｈｅｇｌｌａｏｐｉｎｇｃｒｉｔｉｃａｌｗｉｎｄｖｅｌｏｃｉｔｙｗｅｒｅａｌｓｂｓｔｕｄｉｅｄ．Ｔｈｅ
的影响。结果表明，在新月形、扇形和Ｄ形覆冰条件下，中跨最长拉索Ｍ１８的驰振临界风速在１０—１５ｍ／ｓ范围内，远小
于基本风速，存在发生驰振可能性；随着阻尼比的增加、覆冰长度的变短以及拉索长度的变短，驰振临界风速增加。关键词：斜拉索；覆冰；驰振临界风速；理论研究
振第３２卷第１期
动
与
冲
击
ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＶＩＢＲＡＴＩＯＮＡＮＤＳＨＯＣＫ
覆冰斜拉索驰振稳定性的理论研究
李寿英，黄韬，叶继红
（１．东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室，南京２１００９６；２．湖南大学风工程试验研究中心，长沙４１００８２）
Ｈａｉｎａｎｐｒｏｖｉｎｃｅ，Ｃｈｉｎａａｓａｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｂａｃｋｇｒｏｕｎｄ，ｔｈｅｇａｌｌｏｐｉｎｇｃｉｔｒｉｃａｌｗｉｎｄｖｅｌｏｃｉｔｙｗａｓｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄｉｎｄｅｔａｉｌ，ｔｈｅ

斜拉索风致振动控制研究

安徽建筑中图分类号：U448.27文献标识码：A 文章编号：1007-7359（2021）11-0153-02DOI:10.16330/ki.1007-7359.2021.11.0691概况随着斜拉桥跨度的不断增大，斜拉索长径比随之增大，斜拉索的刚度和阻尼也不断降低，导致斜拉索在风和雨的作用下容易发生大幅振动。

斜拉索的大幅振动不仅会导致在索锚结合处出现裂纹，使拉索发生疲劳破坏，还会引发行人和车辆的舒适度问题[1-2]。

研究拉索的振动机理及其振动控制问题，具有十分重要的实际意义。

2斜拉桥的风致振动桥梁结构的风致振动主要有以下几类，分别是涡激振动、尾流驰振、风雨激振、裹冰拉索驰振和抖振等。

2.1涡激振动涡激振动是气流通过拉索后产生旋涡并脱落引起的，产生出对拉索的横向和顺风向的周期荷载。

涡激振动介于桥梁结构的强迫振动和自激振动之间，当漩涡脱落频率与拉索的某阶固有频率接近时，会导致出现涡激共振现象，斜拉索越长，涡激振动出现的频率越高。

涡激共振是一种限幅振动，不会引起结构的破坏，但是振动较严重时，会影响斜拉索的寿命。

2.2尾流驰振尾流驰振近距离并列索在大跨度斜拉桥中得到广泛应用。

当气流流过近距离并列索时，上游的拉索尾流区内会在气流的作用下形成一个不稳定的驰振区，而位于下游的拉索在振动过程中受到上流索的尾流干扰出现尾流驰振现象，下游的斜拉索会比上游的斜拉索发生更大的风致振动。

尾流驰振是发散性自激振动现象，单根拉索不存在发生尾流驰振的可能。

当斜拉索的间距为2~5或10~20倍的斜拉索直径时，较易发生尾流驰振。

2.3风雨激振风雨激振是一定天气条件下，斜拉索在受到风和雨的共同作用下，发生的大幅度、低频率的振动现象。

1984年日本学者Hikami 在观察MeikoNishi 桥时首次观测和提出，并在风洞中通过人工降雨试验重现了这一现象。

迄今国内外学者在多座斜拉桥上观测到了斜拉索的风雨激振现象。

斜拉索振动中危害最大的就是风雨激振，超过九成的桥梁问题振动都是由风雨激振引起的，斜拉索风雨激振的振幅远大于其他风致振动的振幅。

斜拉索雷诺数效应与风致振动的试验研究

斜拉索雷诺数效应与风致振动的试验研究1 斜拉索雷诺数效应与风致振动的试验研究斜拉桥的美丽与人们的惊艳是众所周知的，但是，随着风速的增加，斜拉桥却面临着严重的风险。

因此，了解斜拉桥的风致振动特性变得更加重要。

在斜拉桥风险研究中，斜拉索雷诺数效应是一个重要的研究领域，我们在本文中深入探讨斜拉索雷诺数效应与风致振动的试验研究。

2 斜拉桥的风致振动特性斜拉桥在风速较大时可能出现风致振动。

这种振动不仅会对桥梁结构产生损坏，还会给行车带来很大的不安全隐患。

因此，研究风致振动特性变得十分重要。

风致振动的特性表现为动态荷载与桥梁结构共振产生的振动，它主要受以下因素的影响：- 流场扰动- 斜拉索平面位置及角度- 斜拉索自然振动特性- 斜拉索风荷载特性- 斜拉索与主梁交叉点机构特性因此，研究上述因素对斜拉桥风致振动特性的影响，对于提升斜拉桥的抗风性能至关重要。

3 斜拉索雷诺数效应研究斜拉索雷诺数的大小对风致振动的影响比较明显。

斜拉索雷诺数是指斜拉索在不同风速下的惯性力与黏性力的比值，也就是无量纲的Reynolds数。

当雷诺数小于一定值时（通常为2100），流体受到的惯性力相对于黏性力较小，流之间的沟壑较平滑，流态为层流，但不会产生涡流。

随着流速的增加，雷诺数也随之增加，当雷诺数超过一定值时，流体受到的惯性力相对于黏性力较大，流体之间的沟壑变得复杂，流态为湍流，产生大量的涡流。

因此，斜拉索雷诺数越大，风致振动的幅度就越大，频率也会变高。

根据斜拉索考虑，以及实验结果，可以得出：当斜拉索雷诺数在1600左右时，振动幅度最小。

此时，斜拉索雷诺数对风致振动的抑制效果最佳。

4 斜拉索径向扭曲对斜拉索雷诺数的影响斜拉索中径向扭曲也会对斜拉索雷诺数的大小产生影响。

实验证明，径向扭曲越大，斜拉索雷诺数越小。

这是因为径向扭曲减小了斜拉索截面内的有效面积，减少了速度和流体动量，从而降低了雷诺数。

因此，在进行风洞实验研究时，应该同时考虑斜拉索径向扭曲对斜拉索雷诺数的影响。

新月形变截面覆冰倾斜拉索气动特性

新月形变截面覆冰倾斜拉索气动特性邵强华;周武辉【摘要】覆冰层改变了斜拉索的横截面形状，斜拉索的气动特性也随之发生变化。

首先，在 Pro/E 中建立新月形变截面覆冰倾斜拉索的模型，覆冰范围为30~60 mm。

然后，模型导入 ICEM中，进行网格划分。

拉索均分为六个节段，采用结构化网格，拉索附近采用外 O 形网格。

最后，利用 Fluent软件计算划分好网格的模型，得到各个节段的气动力参数，并绘制各个节段及整索的气动力系数曲线。

%The cross-sectional shape of stayed cable may be changed with iced accretion which varies the aerodynam-ic characteristics of cable.First,the crescent inclined ice covered cable of variable cross section of which the range was 30~60 mm have been established in Pro/E.Second,the model of six segments was imported into ICEM to mesh.The whole area was meshed by structured grid and the area near the cable was meshed by external O-shaped grid.Third, we selected Fluent simulate the meshed model and got aerodynamic parameters of each segment to draw aerodynamic coefficient curves of all segments and the whole cable.【期刊名称】《建材世界》【年(卷),期】2016(037)003【总页数】4页(P75-78)【关键词】覆冰;斜拉索;气动特性【作者】邵强华;周武辉【作者单位】武汉理工大学土木工程与建筑学院，武汉 430070;武汉福星惠誉地产有限公司，武汉 430070【正文语种】中文在雨凇、雾凇等天气情况下，斜拉索表面会形成覆冰层，改变斜拉索的气动外形，拉索气动特性发生变化。

斜拉桥斜拉索的风致振动形态及减震措施分析

发生尾流驰振的临界风速可近似表示为：
面的位置。研究表明将圆形的拉索断面改为多边形断面可以
改变拉索的气动性能。
（）表面缠绕螺旋线４
＝
Ｄ（筹管理Biblioteka 实验教学、教学管理。
（２）
在拉索表面沿轴向缠绕带状物或间隔缠绕带状物，这是
增加拉索阻尼是控制拉索振动最直接和最有效的方法。就目前而言，实桥所采用的拉索减振阻尼器按阻尼介质的不同，大致可以分为：高阻尼橡胶阻尼器、油压阻尼器、粘性剪切型阻尼器和磁流变阻尼器。
１．卡曼涡激共振
空气动力学措施主要从斜拉索在风雨天气里产生大幅振动的机理出发，在拉索套管上增加突起、开设凹孔或凹槽、缠绕螺旋缀条等措施改变斜拉索的表面形状，到干扰水流，起
第１１期
陶红梅等：斜拉桥斜拉索的风致振动形态及减震措施分析
２３Ｏ
以前主要用于减小涡激振动，坏或减小脱落旋涡的相关性。破（）表面设置椭圆环或在拉索表面安装鳍５在倾斜柱体上间隔套上厚椭圆环，环的平面平行来流方
少了拉索自由长度，提高了整个索面的刚度，另外使拉索之间产生耦合作用，形成有干扰效应的索网或用高阻尼材料做辅助索以提高系统阻尼，达到抑制拉索风雨激振、参数共振等振动的目的，因而非常有效。