安装景观灯具四索股吊索风致振动响应与控制

Wind-induced vibration responses and its control of four-cable hanger with landscape lighting lamps

摘要

为研究大跨度悬索桥多索股钢丝绳吊索在安装景观亮化灯具后的风致振动问题，以广州万龙大桥四索股钢丝绳吊索为工程背景，采用吊索刚性索股测力节段模型和吊索三维气弹模型进行试验研究. 首先，考虑分隔架捻距和捻角相似设计并制作钢丝绳吊索刚性节段测力模型，以测试不同风偏角（0°～360°，间隔3°）条件下钢丝绳吊索索股的气动力系数，并开展三分力系数计算流体动力学（CFD）数值模拟，且与试验结果进行比较；然后，设计制作了基于实际钢丝绳材料的吊索三维气弹模型，开展不同风偏角条件下四索股吊索风致振动响应测试；最后，针对最不利风偏角工况开展四索股吊索风致振动分隔架控制措施试验研究. 结果表明，万龙大桥四索股钢丝绳吊索在安装景观亮化灯具后，尾流致振现象显著，最不利的风偏角为120°，且分隔架对尾流振动的抑制效果良好.

Abstract

To study the wake-induced vibration caused by installing lighting fixtures on the multi-cable wire rope hangers of a long-span suspension bridge， taking the structural parameters of the four-cable wire rope hangers of Guangzhou Wanlong Bridge as the engineering background， a series of comprehensive wind tunnel tests were conducted through segmental models and three-dimensional aeroelastic models. First， a rigid segment model considering the lay length and lay angle was designed and manufactured to obtain the changes in the drag and lift coefficients of the cable with wind yaw angle （0°~360°at 3° intervals）. Furthermore， computational fluid dynamics （CFD） numerical simulations were carried out and compared with the experimental results. Subsequently， a three-dimensional aeroelastic model based on actual wire rope material was manufactured， detailed wind tunnel tests were conducted focusing on yaw angle and wind speed， and additional tests with one and three spacers were conducted under the most unfavorable yaw angle. The results show that after the lighting fixtures are installed on the four-cable wire rope hangers of the Wanlong Bridge， the wake-induced vibration phenomenon is significant. The most unfavorable wind yaw angle is 120°， and the spacers exhibit a good suppression effect on the wake-induced vibration.

Graphical abstract

关键词

悬索桥 / 四索股吊索 / 景观亮化灯具 / 尾流致振 / 气动稳定性 / 计算流体动力学

Key words

suspension bridges / four-cable hangers / landscape lighting lamps / wake-induced vibration / aerodynamic stability / computational fluid dynamics

工程实践中，大跨度悬索桥吊索常采用并列（销接式）、串列（骑跨式）双索股以及四索股（双骑跨式）等形式，在风作用下不同索股之间可能存在一定的气动干扰效应，容易引发尾流致振现象.国内外多座大跨悬索桥发生过尾流致振现象，如日本明石海峡大桥、日本呼子大桥、丹麦大带东桥和中国浙江舟山西堠门大桥等均发生过吊索尾流致振现象.

目前，国内外许多学者已针对吊索尾流致振现象开展了研究. Yoshimura^［1］采用风洞试验与现场实测相结合的方法，研究了日本九州几座中等跨度桥梁的气动稳定性问题，其中涉及拉索尾流驰振问题. Tokoro等^［2］通过三维全气弹模型测振风洞试验，研究了双索股吊索索股间距和风偏角对吊索尾流致振的影响，试验结果表明当双索间距为单索直径的4.3倍且风偏角为15°时，吊索产生以一阶模态为主导的大幅振动，而双索间距为单索直径的6.5倍及以上时，双索气动干扰系统较为稳定. Laursen等^［3］对大带东桥进行了实测，将双索股吊索振动归因为参数激励、漩涡脱落、尾流致振与冰致驰振，并测试了螺旋线、风缆和阻尼器对吊索振动的抑制作用. Fujino等^［4］总结了对明石海峡大桥吊索振动的研究，指出尾流致振是明石海峡大桥吊索振动的主要原因之一，在吊索表面缠绕螺旋线可有效抑制该振动. 陈政清等^［5］以舟山西堠门大桥为工程背景，采用理论分析与风洞试验相结合的方法研究了四索股吊索尾流振动分隔器减振方案，结合现场实测进一步验证了分隔器减振方案的有效性. 试验与实测结果表明：安装分隔器后吊索的碰索现象不再发生，吊索的各阶振动均明显减小，各阶减振率达55%~95%. Hua等^［6］结合实测，采用气弹模型风洞试验方法研究了西堠门大桥吊索风致振动现象，试验结果表明：在15°风偏角时下游吊索振动最为剧烈，振动主要归因于吊索间尾流干扰，在吊索索股之间设置分隔架可有效抑制吊索索股尾流振动响应. Deng等^［7］采用强迫振动风洞试验方法测试了双索股吊索气动导数，求解了双索股吊索运动方程，研究了双索股吊索尾流致振随索股相对位置的变化规律，计算结果表明，背风索股在5.2≤X≤5.6和1.1≤Y≤2.1的空间区域内发生明显的振荡，X、Y分别表示两索股中心的横、竖向间距与直径的比值. 李寿英等^［8-9］制作了对应钢丝绳和平行钢丝吊索的两类圆柱节段模型，分别进行了双索股和四索股吊索尾流致振节段模型测振风洞试验，试验结果表明，下游圆柱发生尾流致振的最不利风攻角在70°左右，圆柱表面越光滑，不稳定风攻角范围越宽，增大阻尼比可以有效抑制粗糙表面圆柱尾流致振响应. Li等^［10］提出了一种新的方法来研究悬索桥覆冰吊索尾流致振效应，称为跑车试验法，该研究方法将试验平台搭建在能够平稳地在公路行驶的汽车顶部，汽车行驶时试验模型受到对向来风的作用，试验结果表明，覆冰吊索的尾流致振临界风速较未覆冰时低，易造成吊索损伤. Wang等^［11］采用CFD数值模拟方法研究了错列布置两个双自由度圆柱在横向间距固定、竖向间距S变化条件下的流致振动的间距效应. 研究结果表明：当S/D（D为圆柱直径）为0~3时，下游圆柱体会出现明显的流体诱导振动（flow-induced vibration，FIV）；当S/D≥3时，上游圆柱对下游圆柱的影响减小.

在吊索尾流致振控制措施研究方面，工程实践中广泛采用索间辅助索或索股间分隔架，如日本呼子大桥^［1］采用了辅助索，中国浙江舟山西堠门大桥^［5］采用了分隔架. Wen等^［12］通过节段模型和四索股气弹模型测振风洞试验，研究了多索股吊索尾流致振效应. 试验结果表明，顺风向振动响应小于横风向振动响应，圆柱体耦合振动之后的气动稳定性更佳，分隔架能够较好地抑制吊索尾流振动响应. 李寿英等^［13］研究了分隔架、阻尼比、电涡流调谐质量阻尼器（TMD）以及辅助索等措施对吊索风致振动控制效果，结果表明，分隔架和辅助索措施减振效果最优. 此外，也有学者研究了吊索受桥塔尾流影响时的抑振措施，Hu等^［14］综合使用二维和三维CFD数值模拟技术，分析了塔侧超长吊索受桥塔尾流影响振动时的主动控制措施，分别研究了桥塔端部进行上游吸气（US）、上游吹气（UB）、下游吸气（DS）和下游吹气（DB）四种措施的作用，计算结果表明，UB和DS不能有效抑制吊架振动，特别是DS有时会加剧振动. US和DB可使吊索升力的主频率偏离吊索固有频率，能够有效抑制吊索上的脉动风荷载.

大跨度缆索型桥梁富含独特韵律感和美感，是城市景观亮化工程的主要对象之一. 目前对于索结构景观亮化，通用方法是在斜拉索或吊索表面安装通长线槽和点状光源. 在这种情况下，线槽和灯具外形与尺寸会改变索结构气动外形，容易诱发斜拉索或吊索的大幅度风致振动. 例如2019年5月，重庆夔门大桥斜拉索安装灯具后发生低风速驰振现象；2020年8月，福州鼓山大桥安装灯具吊索施工过程中，在常遇风速下发生驰振现象；2021年7月，长沙三汊矶大桥双索股吊索安装灯具时发生大幅驰振现象^［15］等. 李寿英等^［16］通过测力和测振风洞试验，研究了斜拉桥拉索上安装亮化灯具的风致稳定性问题，提出灯具安装方案可能会导致拉索驰振. An等^［17］使用节段模型风洞试验结合现场观测的方法，研究了重庆夔门大桥安装灯具线槽或电缆的斜拉索风致振动响应，结果表明，在特定角度下，安装灯具斜拉索的驰振临界风速可以低至6.3 m/s（阻尼比ζ=0.1%），且位置角（斜拉索和线槽间的空间角度）对安装灯具线槽或电缆的斜拉索具有重大影响，当位置角为70°时，可能导致斜拉索产生较大的振动. 唐浩俊等^［18］针对拱桥光彩亮化改造后吊索涡振性能进行了数值模拟和风洞试验研究，结果表明当来流风向角在30°左右时，两种典型断面旋涡脱落特性趋于一致，增大了吊索整体发生涡激共振的可能性. 目前对于安装灯具后索结构风致振动问题的解决办法，一般是从增加阻尼比、优化灯具气动外形入手. Zhang等^［19］依托石家庄滹沱河特大桥，采用风洞试验与理论分析相结合的方法，开展了安装灯具拉索的非线性驰振分析方法与驰振响应特征研究，结果表明：安装灯具拉索在风攻角为16°左右时易发生驰振现象，且通过增加阻尼比并不能有效提升拉索驰振临界风速；进一步明确了拉索驰振准定常分析理论的应用范围与不足.

近年来，随着城市景观亮化的逐渐增多，拉索、吊索安装景观亮化灯具越来越多，如何确保景观亮化灯具不引起拉索、吊索发生大幅的风致振动响应至关重要. 本文依托广州万龙大桥工程开展了四索股吊索安装景观亮化灯具的风致振动响应与控制措施试验研究.

1 工程背景

1.1 工程概况

万龙大桥工程主桥采用（50+220+608+220+50）m=1 148 m双塔自锚式悬索桥，主缆矢跨比为f/L=1/7.15.主梁采用中央开槽钢箱梁，单幅桥面宽20.25 m，梁高4.0 m，主梁断面总宽为52.5 m（含风嘴），主梁中央开槽宽度为11.0 m；桥塔采用沿桥轴线方向布置的椭圆形钢桥塔，塔高127.4 m，桥塔底部通过混凝土底座与承台连接；吊索采用骑跨式钢丝绳吊索，各吊点纵向标准间距12 m，每个索夹设置2根吊索，构成四索股形式，吊索索股横桥向、顺桥向间距均为0.4 m；全桥共65对四索股吊索. 大桥吊索立面布置示意图如图1所示.

万龙大桥吊索共有两种规格：一般吊索钢丝绳公称直径为72 mm，公称抗拉强度为1 960 MPa，结构形式为855SWS-IWR，破断力为3 520 kN；特殊吊索公称直径为80 mm，公称抗拉强度为1 960 MPa，结构形式为855SWS-IWR，破断力为4 340 kN. 特殊吊索安装于索塔附近，一般吊索距离索塔较远. 根据大桥景观亮化要求，拟在大桥每个四索股吊索其中一根索股外侧安装景观亮化灯具及线槽，灯具系统由通长的铝合金压铸定制线槽及每隔12 m布置一个的点光源组成. 各吊点处安装线槽的四索股吊索横截面示意图如图2所示，吊索亮化定制线槽及灯具的示意图如图3所示.

1.2 吊索动力特性分析

以万龙大桥万顷沙侧M21#吊索为例进行吊索动力特性分析，采用LINK10单元模拟吊索，吊索夹具和分隔架采用BEAM4模拟，吊索设计参数如表1所示. 吊索初应变根据设计单位提供的成桥索力计算，假定索力由4根索股平均分摊，M21#吊索按设计在跨中安装1个分隔架，4根索股中仅一根索股安装景观亮化灯具. 吊索有限元模型示意图如图4所示.

图5所示为M21#吊索安装分隔架前后对应的一阶振型及对应的频率值，由图5可知，M21#吊索的总体一阶和分隔架间索股一阶振动频率分别为1.281 8 Hz和2.579 6 Hz.

2 安装灯具吊索索股测力试验

2.1 模型设计与制作

万龙大桥吊索节段模型测力试验在湖南大学风工程试验研究中心HD-2边界层风洞高速试验段中进行，该风洞试验段高2.5 m，宽3.0 m，长17 m，试验风速在0.5～58 m/s范围内连续可调.

为避免雷诺数效应的影响，确定吊索刚性节段模型几何缩尺比为1∶1，吊索模型长度L=1.28 m. 试验普通索股模型由“钢管+外缠尼龙绳”制作而成，安装灯具索股模型由“钢管+ABS板”制作而成，两根左捻，一根右捻，捻距为0.64 m，通过控制捻距来使捻角与实际吊索一致. 4根索股中一根安装灯具，考虑到实际吊索点光源间距为12 m，因此选取灯具点光源在中间的一个长为1.28 m的节段，能够较为充分地体现灯具的影响. 将吊索节段模型固定在风洞高速试验段转盘上，通过固定在转盘上的ATI高频测力天平来测试吊索节段模型风荷载. 为尽量减小吊索测力模型端部三维绕流效应影响，在吊索节段模型顶部设置一直径为900 mm的二维圆形端板，约为单个索股模型直径的11倍，该端板与吊索端部间隙为5～10 mm，通过置于风洞顶部的钢管固定，尽量使模型端部流场更接近二维绕流.

2.2 试验工况

定义来流方向为顺桥向时风偏角为0°，沿逆时针为正. 由于安装景观亮化灯具后吊索断面气动外形不是对称分布，因此对于各个测力工况试验风偏角范围均定为0°～360°，风偏角间隔为3°，经过调试，确定试验风速为8 m/s，工况1为四索股总体测力；工况2为仅针对2#索股（即安装灯具索股）单独测力，其余索股的干扰影响仍存在；工况3为仅针对1#索股单独测力，其余索股的干扰影响仍存在，各工况示意如图6、图7所示.

2.3 试验结果

2.3.1 气动力系数定义

作用在吊索索股单位长度上的气动力系数定义如下：

阻力系数：

C_{\mathrm{D}}=\frac{F_{\mathrm{D}}}{\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}\rho U^{\mathrm{2}}DL}（1）

升力系数：

C_{\mathrm{L}}=\frac{F_{\mathrm{L}}}{\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}\rho U^{\mathrm{2}}DL}（2）

式中：\rho为空气密度，取值为1.225 kg/m³；U为来流风速；L为吊索模型长度， L=1.28 m；D为吊索断面特征尺寸，取为吊索单索股直径0.08 m；F_{\mathrm{D}}、F_{\mathrm{L}}分别为吊索或索股断面在风轴坐标系下单位长度上受到的气动阻力、升力.

2.3.2 试验结果

不同风偏角条件下，工况1~工况3分别对应的四索股、2#索股及1#索股断面气动力系数的变化曲线，如图8所示.

由图8可知，吊索索股断面气动力系数随风偏角变化存在多个剧烈变化区段，对于各工况吊索升力系数均存在数个负斜率区间，揭示了显著的索间尾流干扰效应及潜在的气动不稳定性. 对单根索股连接天平的工况，可以看出当索股处在另一根索股的尾流区时，其C_{\mathrm{D}}、C_{\mathrm{L}}均随风偏角产生剧烈变化. 对四索股总体测力的工况（工况1），C_{\mathrm{D}}在前索股遮挡后索股的情况下（接近90°的整数倍时）较小，在前索股不遮挡后索股时较大. C_{\mathrm{L}}在0°~66°整体呈现上升趋势，66°~150°下降，至120°时取到负值，随后在150°~198°呈现上升趋势，198°~219°下降，219°~306°上升，随后下降直到350°. 对比工况2和工况3可知，与1#索股相比，安装了景观亮化灯具的2#索股气动力系数的变化趋势更加复杂. 2#索股单独测力的C_{\mathrm{D}}、C_{\mathrm{L}}变化比未安装灯具的索股更为激烈，这说明景观亮化灯具的安装会大大增加吊索尾流致振的风险.

3 安装灯具吊索索股绕流数值模拟

3.1 计算域与边界条件

为了进一步揭示安装灯具四索股吊索气动力干扰机理，对安装灯具后的四索股吊索进行CFD数值模拟，为节约计算资源，将钢丝绳吊索断面简化为圆形断面，其中2#索股计算断面选取了索股的通长部分（包含线槽，未包含点光源）. 计算域选取如下：计算域进口侧距离模型中心为10B（B为特征长度，为吊索水平外间距，B=0.5 m），计算域上、下侧距离模型中心轴线为10B，计算域出口侧距离模型中心为30B，计算域如图9所示. 边界条件确定如下：计算域左侧为速度入口边界（velocity inlet），对应的来流风速为8 m/s，计算域右侧为压力出口边界（pressure outlet），计算域上、下侧为对称边界条件（symmetry），吊索壁面为无滑移壁面边界条件（wall），静态绕流计算网格区域均为静止网格.

湍流模型选用基于雷诺平均的SST k-ω湍流模型，压力-速度耦合格式采用SIMPLEC算法求解，时间与空间离散格式、压力与动量、湍流动能、湍流耗散率均采用二阶迎风格式.

3.2 网格划分

为了保证计算的精确性并节约计算资源，吊索断面周围采用结构化网格，首层网格高度δ=0.02 mm，远离吊索断面采用非结构化网格，非结构化网格之外又采用结构化网格，具体网格划分如图10所示.

3.3 计算结果

为了方便与试验对比，数值模拟的风偏角范围依然采用0°~360°，风偏角间隔为5°，风偏角变化时，在保证影响计算结果的关键之处（例如，壁面周围结构化网格的划分、Y⁺参数、网格增长率、网格数等）一致的前提下，转动模型并重新划分网格. 特征尺寸D等计算参数均与试验一致，分别针对1#索股、2#索股以及四索股整体进行吊索断面气动力监测.

3.3.1 网格、时间步无关性检验

在进行吊索索股断面三分力系数计算之前，首先进行网格无关性与时间步无关性检验.网格无关性计算结果如表2所示，由表2可知，Mesh-1~Mesh-3三套网格对应的计算结果差异不大，综合考虑确定采用Mesh-2网格进行后续计算. 时间步无关性检验计算结果如表3所示，由表3可知，三个时间步对应的四索股断面气动力系数相差较小，综合考虑采用时间步Timestep-2（\mathrm{\Delta }t=\mathrm{0.000}\mathrm{4}\mathrm{s}）进行后续计算.

3.3.2 计算结果

图11所示为风偏角为0°、15°、30°时，1#索股在计算稳定后断面阻力系数与升力系数时程曲线CFD计算结果及频谱图. 由图11可知，1#索股在0°、15°、30°风偏角下的气动力系数均值较为接近，0°风偏角下的阻力系数均值为1.152 3，升力系数均值为0.049 2；15°风偏角下的阻力系数均值为1.132 9，升力系数均值为0.046 3；30°风偏角下的阻力系数均值为1.172 6，升力系数均值为0.016 3. 这是因为此时1#索股均处在上游，其他索股对它的气动干扰有限，经过快速傅里叶变换（FFT）分析后可知，在0°、15°、30°风偏角下，1#索股阻力系数和升力系数的卓越频率随风偏角变化区别也较小，升力系数的卓越频率均在24 Hz附近，阻力系数的卓越频率均在47 Hz附近.

图12所示为不同风偏角条件下四索股流场速度云图.横纵坐标为无量纲坐标.由图12可知：在不同风偏角下，上游索股尾流旋涡对下游索股产生影响，导致下游索股尾流形态与上游索股尾流特征差异显著；另外，安装灯具的索股尾流旋涡明显强于未安装灯具的索股尾流旋涡，由此导致下游索股尾流出现了多个小旋涡.

四索股断面、1#索股断面及2#索股断面气动力系数数值模拟结果与试验结果比较如图13~图15所示. 由图13可知，对于四索股总体测力工况，CFD计算的结果与风洞试验在总体趋势上基本一致，CFD模拟对于升力系数负斜率区间具有良好的预测效果. 由图14可知，对于2#索股测力工况，CFD模型预测的安装灯具索股的阻力系数偏高，升力系数在部分区间的升降吻合也略有偏差，表明其在反映复杂气动特性方面尚有局限. 由图15可知，对于1#索股测力工况，CFD模拟与风洞试验结果在数值和趋势上均吻合良好. 总的来说，使用简化的CFD断面进行数值模拟能够部分反映出四索股吊索的气动特性，在气动力系数变化趋势上可在保证一定计算精度的前提下大幅提升计算效率.

4 吊索索股三维气弹模型试验

4.1 吊索索股气弹模型设计与制作

吊索索股气弹模型风洞试验在湖南大学风工程试验研究中心HD-2风洞实验室低速试验段进行，该试验段长、宽、高分别为15 m、5.5 m和4.4 m，试验风速范围为0～18 m/s. 参考Deng等^［20］提出的基于二次缩尺吊索三维全气弹模型设计方法进行吊索气弹模型设计，具体设计参数见表4. 为更好地模拟吊索索股外形，采用钢丝绳来模拟吊索索股，忽略吊索空间倾斜度，将吊索简化为竖直状态，且在吊索气弹模型相似设计中不考虑弗劳德数；吊索气弹模型设计时考虑了点光源、灯具线槽等气动外形相似；吊索顶部和底部使用了手动+电动转盘与固结装置，通过上下转盘的转动来调节风偏角，吊索索股顶端固结在顶部转盘上，底端则通过滑轮转向将钢丝绳引出并连接于花篮螺丝上. 分隔架采用如图16（c）所示的X形分隔架.

吊索索股振动响应采用加速度传感器进行测力，布置在距离吊索底部固结位置0.5 m处. 吊索三维气弹模型、加速度计安装位置、分隔架及灯具照片如图16所示，吊索各索股编号与前文相同. 采用自由振动法进行吊索气弹模型频率与阻尼比参数测试，图17所示为吊索索股自由振动加速度响应衰减曲线，对应的吊索索股气弹模型参数测试结果汇总如表5所示，需要说明的是，表5中给出的阻尼比是振幅较小段对应的阻尼比.

4.2 试验工况

试验分为两个工况：工况1以15°的间隔在0°~360°风偏角下测试试验模型在距离吊索底部固结位置0.5 m处的振动情况，风偏角定义与2.2节一致；工况2在工况1测得的最不利偏角（120°）下，检验1个和3个分隔架对多索股钢丝绳吊索尾流致振的抑振效果. 关于工况的详细参数如表6所示.

4.3 试验结果

4.3.1 安装灯具吊索索股振动响应

图18给出了各索股无量纲振幅（A_rms/D）随风偏角和折减风速U_r（U_r=U/fD，其中U为来流风速，f为吊索索股频率，对于试验模型取为2.563 6 Hz）变化规律的平滑后三维等高线图，其中A_{\mathrm{r}\mathrm{m}\mathrm{s}}为索股振幅的均方根值，D为索股直径.图19则给出了120°风偏角下各索股无量纲振幅随折减风速的变化规律图.从图18、图19中可以看出，随着风速的增加，各风偏角下索股振幅逐渐增大，1#索股在风偏角\alpha =\mathrm{120}°工况下发生了大幅度振动，振动最大时折减风速U_r=335.8（对应实桥风速为34.4 m/s），距离地面0.5 m处最大横桥向无量纲振幅达0.31，此时1#索股位置处在3#索股和2#索股（安装灯具）背风侧，受3#索股和2#索股（安装灯具）的尾流干扰而出现振动现象. 2#、3#、4#索股在试验风速范围内均未发生明显大幅振动.

值得注意的是，该结果与双圆柱绕流时的不稳定区域（即背风侧索处在迎风侧索后方15°左右的区域内）^［21］有一些区别，由于安装灯具的四索股吊索气动绕流状态已经不能用简单的双柱绕流模型完全解释，体现了安装灯具的多索股吊索气动特性的复杂性.

4.3.2 分隔架抑振效果

\alpha =\mathrm{120}°风偏角下，等间距安装1个和3个分隔架以测试分隔架的抑振效果. 安装1个分隔架时，分隔架安装于模型中点；安装3个分隔架时，分隔架安装于模型的3个四分点，分隔架抑振效果如表7所示，四索股吊索各索股无量纲振幅随折减风速的变化规律如图20所示.由表7及图20可知，安装1个、3个分隔架后，吊索在试验风速范围内均未出现大幅尾流振动现象，2#索股（安装灯具）在120°风偏角时振动响应相对较小. 安装分隔架后，A_rms/D最大值出现在3个分隔架、折减风速U_r=362.9（实桥风速为37.2 m/s）的1#索股横桥向，此时，距离地面0.5 m处A_rms/D为0.05.

5 结 论

本文以安装景观亮化灯具的万龙大桥万顷沙侧M21#吊索为工程背景，采用试验与数值模拟相结合的方法，系统研究了该类复杂四索股吊索的气动特性、风致振动响应规律及减振措施效果，主要结论如下：

1） 四索股吊索节段模型测力试验与CFD数值模拟结果表明，四索股吊索具有显著的索间尾流干扰效应和潜在气动不稳定性，带景观灯具索股的气动力系数复杂程度更高、尾流效应更强；四索股吊索气动力系数的风洞试验结果与CFD模拟结果随风偏角变化趋势基本一致.

2） 四索股吊索气弹模型风洞试验表明，120°风偏角下吊索振动最为剧烈，处于背风侧［3#索股及2#索股（安装灯具）之后］的1#索股发生显著的横桥向尾流致振，安装分隔架后，振动得到有效抑制.

3） 尽管测力试验中发现了多个伴随较低阻力系数的升力系数负斜率区间，但在相应的风偏角下，三维气弹模型试验中并未发生典型的吊索尾流驰振现象.

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(52178475)

National Natural Science