跨海大橋上廂式貨車側(cè)風(fēng)穩(wěn)定性的研究*

袁志群，呂恒慶，林 立，林曉波，高秀晶

（1.廈門理工學(xué)院機械與汽車工程學(xué)院，廈門361024；2.中南大學(xué)，軌道交通安全教育部重點實驗室，長沙410075；3.廈門理工學(xué)院土木工程與建筑學(xué)院，廈門361024；4.福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福州350116；5.福建省客車及特種車輛研發(fā)協(xié)同創(chuàng)新中心，廈門361024）

前言

跨海大橋的風(fēng)致行車安全及橋梁抗風(fēng)設(shè)計是決定橋梁通行效率的關(guān)鍵問題。汽車在橋上行駛時，強風(fēng)會誘發(fā)汽車行駛穩(wěn)定性發(fā)生變化［1-2］，導(dǎo)致汽車發(fā)生側(cè)偏、側(cè)滑甚至側(cè)翻事故，使車輛和橋梁損壞、交通中斷，不僅造成重大的經(jīng)濟損失，也會導(dǎo)致極為不良的社會影響。廂式貨車車身高大，對側(cè)風(fēng)敏感［3］，是最容易發(fā)生風(fēng)致行車安全事故的車型，國內(nèi)外已報道多起側(cè)風(fēng)引起的行車安全事故。因此，開展跨海大橋上廂式貨車的風(fēng)致行車安全研究至關(guān)重要。

為了降低強風(fēng)天的橋上行車安全事故，一方面，橋梁管理部門通過限制車速或限制通行的方法來提高行車安全，但相關(guān)標準并未統(tǒng)一，主要通過主觀經(jīng)驗決策；另一方面，橋梁設(shè)計部門通過在橋梁兩側(cè)設(shè)置擋風(fēng)障降低橋面風(fēng)速來提高行車安全。針對上述問題，國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者采用不同方法、從不同角度開展了大量橋上行車的風(fēng)致行車安全研究，為制定強風(fēng)天交通管控措施提供參考數(shù)據(jù)［4-6］。何旭輝等［7］采用模型風(fēng)洞試驗方法對橋上車輛之間的氣動干擾進行了分析與總結(jié)。Argentini等［8］采用數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗方法對集裝箱貨車經(jīng)過橋塔附近的氣動載荷和壓力變化進行分析。姜康等［9］通過建立車輛動力學(xué)仿真模型，分析了側(cè)風(fēng)對大跨度橋梁行車安全的影響，提出了安全車速預(yù)測模型。韓萬水等［10］建立了風(fēng)-車-橋系統(tǒng)安全性分析模型，對杭州灣跨海大橋的風(fēng)致行車安全概率進行了分析。目前，關(guān)于橋上汽車的風(fēng)致行車安全主要從汽車空氣動力學(xué)、汽車系統(tǒng)動力學(xué)和風(fēng)-車-橋耦合系統(tǒng)3方面開展。從汽車空氣動力學(xué)角度進行分析，相關(guān)研究只能從定性角度進行分析，無法對風(fēng)致行車安全進行量化評價，特別是無法量化評價橋梁擋風(fēng)障及結(jié)構(gòu)參數(shù)對風(fēng)致行車安全的影響；從汽車系統(tǒng)動力學(xué)角度進行分析，相關(guān)研究忽略了橋梁擾流對汽車氣動力和氣動力矩的影響；從風(fēng)-車-橋耦合系統(tǒng)角度進行分析，無法真實再現(xiàn)汽車在橋上行駛時的氣動特性和動力學(xué)特性變化規(guī)律，特別是側(cè)向風(fēng)作用和消失的瞬間所引起的車輛行駛穩(wěn)定性突變［11-12］，忽略了駕駛員的反饋作用，主要以側(cè)滑或側(cè)翻為評價指標，而汽車在強風(fēng)作用下更容易發(fā)生側(cè)偏事故。

橋上車輛的風(fēng)致行車安全是典型的汽車操縱穩(wěn)定性問題，即研究汽車在側(cè)向風(fēng)作用下的直線行駛穩(wěn)定性，因此，要綜合考慮空氣動力學(xué)與系統(tǒng)動力學(xué)的相關(guān)性［13-14］。本文中通過建立典型廂式貨車橋上行車的側(cè)風(fēng)氣動模型和多體動力學(xué)模型，采用單向耦合方法從汽車高速氣動穩(wěn)定性角度科學(xué)評估強風(fēng)載荷下的風(fēng)致行車安全問題及量化評價方法。在此基礎(chǔ)上，提出橋梁抗風(fēng)設(shè)計方案并進行風(fēng)洞試驗驗證，研究成果可為橋上行車的風(fēng)致行車安全研究及橋梁抗風(fēng)設(shè)計提供理論參考。

1 廂式貨車氣動模型構(gòu)建與分析

1.1 計算模型建立

采用三維建模軟件UG建立了典型的廂式貨車和分離式橋梁三維幾何模型，其幾何縮尺比為1∶1，廂式貨車長寬高的總體尺寸為8.5 m×2.4 m×3.9 m，對其底部進行了簡化處理，橋梁為廈門市某在用的雙向六車道分離式橋梁，其為變截面箱梁形式，橋梁行車道寬度為3.5 m。橋上行車的模型如圖1所示，文中采用數(shù)值計算方法真實再現(xiàn)廂式貨車從路面駛?cè)肟绾４髽蛞约皬目绾４髽蝰側(cè)肼访娴娜^程，計算初始位置的車頭和計算結(jié)束位置的車尾距離橋面均為1倍車長。

圖1 橋上行車幾何模型構(gòu)建

汽車在橋上行駛時，汽車與橋梁發(fā)生相對運動，側(cè)風(fēng)與汽車和橋梁發(fā)生相對運動，因此，采用橫擺模型法、合成風(fēng)法以及正交風(fēng)法均無法真實再現(xiàn)橋上行車的氣動特性工況，本文中擬采用重疊網(wǎng)格法進行側(cè)風(fēng)氣動特性分析，獲取橋上車輛在不同工況下的氣動參數(shù)，橋上行車的計算方法如圖2所示。該方法在解決動邊界問題上具有很大優(yōu)勢，生成初始網(wǎng)格后不會對車體周圍網(wǎng)格進行任何修改，因此，不會出現(xiàn)車輛大位移引起的網(wǎng)格變形，確保了計算網(wǎng)格的一致性。

圖2 橋上行車的側(cè)風(fēng)計算方法示意圖

計算域建立方法及網(wǎng)格離散方法參考CSAE 112—2019《乘用車空氣動力學(xué)仿真技術(shù)規(guī)范》。計算域主域的側(cè)風(fēng)入口距離橋梁為3倍橋面寬度，側(cè)風(fēng)出口距離橋梁為7倍橋面寬度，計算域頂面距離橋面為6倍車高，計算域大小滿足阻塞比要求。從域的寬度為3倍車寬，高度為2倍車高，長度為3倍車長，其前表面距離車頭0.5倍車長，后表面距離車尾1.5倍車長。針對不同網(wǎng)格劃分方案及網(wǎng)格大小進行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，選取了一種計算效率高且計算精度可靠的網(wǎng)格劃分方案，計算域體網(wǎng)格為切割體和棱柱網(wǎng)格，車身和橋面網(wǎng)格為三角形面網(wǎng)格，車身面網(wǎng)格尺寸為16 mm，車身表面第1層網(wǎng)格厚度為0.1 mm，增長比為1.1，共計15層，車身表面Y+值小于1。主域體網(wǎng)格尺寸為512 mm，從域體網(wǎng)格尺寸為64 mm，主域共設(shè)置了3層加密區(qū)，第1層加密區(qū)尺寸為256 mm，第2層加密區(qū)尺寸為128 mm，第3層加密區(qū)尺寸為64 mm，計算域網(wǎng)格1 200萬左右，如圖3所示。

圖3 橋上行車的計算網(wǎng)格示意圖

采用運動的從域模擬汽車運動速度v，根據(jù)《廈門市公安交通管理局文件》關(guān)于貨車行駛限速要求，文中設(shè)置為80 km/h，主域的迎風(fēng)面為側(cè)風(fēng)入口，模擬側(cè)風(fēng)的大小，文中設(shè)置為12、15、19、22和25 m/s，分別對應(yīng)6~10級風(fēng)的中間值，主域的背風(fēng)面和左右面為壓力出口，相對大氣壓力為0，其它邊界為壁面邊界。采用大渦模擬方法（LES）和亞格子尺度模型（Smagoringsky?Lilly）進行計算，大型的渦采用直接數(shù)值模擬方法求解N?S方程，而小型的渦，則通過濾波函數(shù)過濾之后，利用亞格子模型將小型渦對大型渦的影響考慮進去。相比雷諾時均法其計算精度更高，它已廣泛應(yīng)用于汽車和高速列車外流場以及動網(wǎng)格計算領(lǐng)域［15-17］。

1.2 數(shù)值計算方法驗證

橋梁抗風(fēng)設(shè)計試驗在廈門理工學(xué)院多功能邊界層風(fēng)洞實驗室的低速試驗段進行，其尺寸為25 m×6 m×3.6 m，收縮比為3.36，風(fēng)速范圍為0.5~30 m/s，湍流強度<0.5%。氣動力和氣動力矩采用氣動六分量天平進行測量，其采樣頻率為1 000 Hz，采樣時長為150 s。橋面測速試驗采用眼鏡蛇三維脈動風(fēng)速測量儀，其采樣頻率為600 Hz，采樣時長為60 s。

制作完成1∶10的橋梁模型和廂式貨車模型進行風(fēng)洞試驗，橋面采用ABS材料，橋梁內(nèi)部骨架為不銹鋼材料，貨車模型為樹脂材料，其幾何模型如圖4所示。風(fēng)洞試驗方案的模型阻塞比為4.5%，試驗來流速度為7.91 m/s，車橋模型的橫擺角為90°。氣動六分量天平通過底座與橋梁內(nèi)部骨架剛性連接，廂式貨車通過立柱與氣動天平連接，如圖5所示。

圖4 風(fēng)洞試驗幾何模型

圖5 廂式貨車風(fēng)洞試驗

采用前述網(wǎng)格劃分方案和湍流模型建立橋上行車的數(shù)值計算模型，邊界條件設(shè)置與風(fēng)洞試驗保持一致，計算與試驗結(jié)果如表1所示，氣動力計算誤差控制在10%以內(nèi)，因此，文中關(guān)于橋上行車的氣動模型建立方法可行，計算精度滿足工程應(yīng)用要求。

表1 數(shù)值計算與風(fēng)洞試驗對比

1.3 橋上行車的氣動特性分析

跨海大橋上風(fēng)環(huán)境復(fù)雜，橋梁擾流對橋面風(fēng)速影響較大，不同車道和不同高度上的速度分布存在較大差異。圖6為裸橋狀態(tài)下橋梁YZ橫截面流線和速度云圖，圖7為風(fēng)洞試驗測得的裸橋狀態(tài)下橋梁YZ橫截面上不同車道中心線上的風(fēng)速剖面圖，其中截面位于橋梁中間位置。

圖6 橋梁YZ橫截面不同車道的流線和速度云圖

圖7 橋梁YZ橫截面不同車道上的風(fēng)速剖面圖

由圖6可知，橋面速度由迎風(fēng)側(cè)向背風(fēng)側(cè)逐漸降低，車道1、車道2和車道3速度變化較為明顯，車道4、車道5和車道6速度變化較小，分離式橋梁的間距會導(dǎo)致車道4的右側(cè)產(chǎn)生局部的氣流加速區(qū)，較多氣流從橋梁底部流向橋面，對橋面近地面氣流產(chǎn)生影響。由于橋面風(fēng)場的特殊分布，將會導(dǎo)致廂式貨車在橋面不同車道行駛時的氣動特性存在顯著差異。

由圖7可知，在橋面高度1.5 m以上，越接近迎風(fēng)側(cè)的車道，橋面風(fēng)速越高，越遠離迎風(fēng)側(cè)的車道，橋面風(fēng)速越低，6個車道的橋面風(fēng)速均高于來流風(fēng)速；在橋面高度0.5 m以下，越接近迎風(fēng)側(cè)的車道，橋面風(fēng)速越低，越遠離迎風(fēng)側(cè)的車道，橋面風(fēng)速越高。橋梁擾流對橋面迎風(fēng)側(cè)第1車道影響最大，車道1上方1 m高度左右產(chǎn)生了明顯的氣流加速區(qū)，且橋面高度1~2 m范圍內(nèi)的氣流速度明顯高于其它5個車道。

由于橋面上不同車道的流速分布不同，導(dǎo)致廂式貨車在不同車道行駛時車身壓力分布存在明顯差異，如圖8所示，計算工況的車速為80 km/h、風(fēng)速為12 m/s，t=1 s（貨車行駛到橋梁中間位置）。在側(cè)風(fēng)作用下，廂式貨車的壓力分布存在明顯的非對稱性，車頭的最大正壓區(qū)向迎風(fēng)側(cè)移動，且車身側(cè)面的正壓區(qū)靠前，將會導(dǎo)致風(fēng)壓中心前移，對直線行駛穩(wěn)定性產(chǎn)生重要影響。貨車在車道1、車道2和車道3上行駛時，迎風(fēng)側(cè)正壓較大；貨車在車道4、車道5和車道6上行駛時，近地面氣流流速較高，更多的氣流從貨車底部穿過后在背風(fēng)側(cè)產(chǎn)生較大的氣流分離區(qū)，導(dǎo)致貨車背風(fēng)側(cè)負壓更小。

圖8 貨車在不同車道行駛時的車身壓力云圖

為進一步厘清貨車在不同車道上行駛時的氣動特性差異，采用Q?準則法對貨車車身周圍渦系進行分析，如圖9所示，計算工況的車速為80 km/h、風(fēng)速為12 m/s，t=1 s（貨車行駛到橋梁中間位置）。貨車尾部和背風(fēng)側(cè)存在大量的分離渦團，它是貨車頂部、底部、尾部氣流分離拖曳所致，由于貨車運動和側(cè)風(fēng)的雙重作用，導(dǎo)致了如圖所示的脫落渦方向。在車道1、車道2和車道3所在的橋面上，離迎風(fēng)側(cè)越近的車道，貨車車身周圍的氣流分離越嚴重，渦核明顯增多，渦核增加導(dǎo)致湍流運動消耗的能量增加，相應(yīng)的氣動力增加。在車道4、車道5和車道6所在的橋面，可得到相同結(jié)論。

圖9 貨車在不同車道行駛時的渦量云圖

圖10為廂式貨車在不同車道上行駛時的氣動六分力，其定義方法詳見文獻［15］，氣動六分力為時均值（當t=0.5 s后氣動六分力處于穩(wěn)定階段，然后求其0.5 s內(nèi)的平均值）。貨車在不同車道上行駛時氣動特性的變化導(dǎo)致氣動六分力存在顯著差異，特別是對氣動側(cè)力和氣動側(cè)傾力矩。在同側(cè)橋梁上，越接近迎風(fēng)側(cè)的車道上氣動力和氣動力矩越大，車道1上貨車的氣動力和氣動力矩明顯高于其它車道；分離式橋梁間距引起的橋梁擾流對背風(fēng)側(cè)橋梁上貨車的氣動力和氣動力矩影響較大，車道5和車道6上貨車氣動力和氣動力矩略高于車道2和車道3。貨車在不同車道上行駛時氣動特性的差異會導(dǎo)致氣動穩(wěn)定性產(chǎn)生明顯變化。

圖10 貨車在不同車道行駛時的氣動六分力

2 廂式貨車動力學(xué)模型構(gòu)建與分析

文中采用單向耦合方法建立側(cè)向風(fēng)作用下“空氣動力學(xué)-系統(tǒng)動力學(xué)”耦合分析模型，評價汽車在側(cè)風(fēng)作用下的行駛穩(wěn)定性，貨車的系統(tǒng)動力學(xué)模型在TruckSim軟件中建立，如圖11所示，包括車身、輪胎、轉(zhuǎn)向系統(tǒng)、動力系統(tǒng)和懸架系統(tǒng)等模塊，系統(tǒng)動力學(xué)相關(guān)參數(shù)設(shè)置如表2所示，路面工況為干燥的瀝青路面，車身可以在氣動力和氣動力矩的作用下發(fā)生俯仰、橫擺以及側(cè)傾運動。

圖11 廂式貨車系統(tǒng)動力學(xué)模型

表2 廂式貨車動力學(xué)模型參數(shù)設(shè)置

為了與實際行駛工況接近，引入前視預(yù)瞄駕駛員反饋控制模型，駕駛員通過控制轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角使車輛行駛至前方預(yù)瞄點時車輛位置與期望路徑軌跡的橫向偏差盡可能為零，預(yù)瞄時間取值為1.4 s，仿真總時長為10 s，考慮到自然風(fēng)特性，文中采用階躍陣風(fēng)模型，側(cè)風(fēng)第2 s開始作用，第5 s結(jié)束，作用時間為3 s。

根據(jù)前述方法建立廂式貨車空氣動力學(xué)模型和系統(tǒng)動力學(xué)模型，得到貨車在不同車道上行駛時的瞬態(tài)響應(yīng)參數(shù)，如圖12和圖13所示，計算工況車速為80 km/h、風(fēng)速為12 m/s。由圖12可知，廂式貨車在不同車道上行駛時突遇陣風(fēng)作用后，瞬態(tài)響應(yīng)參數(shù)存在顯著差異，是貨車在不同車道上行駛時的氣動六分力不同所致，其中氣動側(cè)力和氣動橫擺力矩是導(dǎo)致貨車發(fā)生側(cè)向運動和橫擺運動的主要原因，廂式貨車在車道1上行駛時的側(cè)向加速度峰值和橫擺角速度峰值最大，在車道3上行駛時最小。

圖12 不同車道上的側(cè)向加速度和橫擺角速度

圖13 不同車道上的側(cè)向位移響應(yīng)峰值

貨車產(chǎn)生側(cè)向運動和橫擺運動后，不再保持原來的直線行駛狀態(tài)，其側(cè)向位移會發(fā)生改變，由圖13可知，貨車在不同車道行駛時的側(cè)向位移峰值存在明顯差異，6個車道上的側(cè)向位移峰值分別為0.179、0.135、0.119、0.16、0.156和0.141 m，其中在車道1行駛時的側(cè)向位移峰值最大，與前述氣動六分力結(jié)論一致。在同側(cè)橋梁上，在離迎風(fēng)側(cè)越近的車道上行駛時側(cè)向位移越大，橋梁間距導(dǎo)致的擾流對背風(fēng)側(cè)橋梁影響較大，車道4、車道5和車道6上的側(cè)向位移大于車道2和車道3。

為了科學(xué)合理評價橋上行車的側(cè)風(fēng)穩(wěn)定性，設(shè)置廂式貨車在車道1行駛，獲取貨車在不同工況下的氣動穩(wěn)定性參數(shù)，從直線行駛穩(wěn)定性和側(cè)風(fēng)敏感性角度進行分析。廂式貨車在跨海大橋上行駛時，側(cè)風(fēng)作用在車身上后會使氣動力和氣動力矩發(fā)生突變，導(dǎo)致貨車發(fā)生側(cè)向運動和橫擺運動，圖14和圖15為廂式貨車在不同等級側(cè)向風(fēng)作用下的側(cè)向運動響應(yīng)參數(shù)和橫擺運動響應(yīng)參數(shù)，計算工況的車速為80 km/h、路面條件為干燥的瀝青路面。

圖14 不同風(fēng)速下的側(cè)向加速度和側(cè)向速度

圖15 不同風(fēng)速下的橫擺角和橫擺角速度

側(cè)向加速度、側(cè)向速度和側(cè)向位移是衡量廂式貨車側(cè)向運動響應(yīng)的主要參數(shù)，由圖14可知，廂式貨車在不同等級側(cè)向風(fēng)的作用下產(chǎn)生不同程度的側(cè)向運動，其側(cè)向加速度變化趨勢和側(cè)風(fēng)響應(yīng)時間基本保持一致，在側(cè)風(fēng)作用的瞬間，側(cè)向加速度發(fā)生突變，然后逐漸降低，不同風(fēng)速等級下的側(cè)向加速度峰值 分 別 為0.078g、0.119g、0.189g、0.265g和0.334g，峰值時刻基本一致，均在2.1 s左右，側(cè)向加速度隨著側(cè)風(fēng)大小的增加而增加，廂式貨車發(fā)生側(cè)滑的風(fēng)險也增加。在側(cè)風(fēng)消失的瞬間，駕駛員的反饋控制并未瞬間失效，側(cè)向加速度也發(fā)生突變，但峰值相比側(cè)風(fēng)作用瞬間時變小，且貨車的運動并未立刻衰減，而是在駕駛員的控制下逐漸趨于穩(wěn)定，發(fā)生在側(cè)風(fēng)消失后的2.5 s左右。

橫擺角速度和橫擺角是衡量廂式貨車橫擺運動響應(yīng)的主要參數(shù)，由圖15可知，廂式貨車在橫擺力矩的作用下產(chǎn)生不同程度的橫擺運動，橫擺力矩使貨車朝著順風(fēng)方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，橫擺角速度發(fā)生突變并且逐漸增加，在側(cè)風(fēng)作用后的1 s左右時達到峰值，然后在駕駛員的反饋控制下逐漸減小，在側(cè)風(fēng)消失的瞬間，橫擺角速度發(fā)生突變，橫擺角速度劇烈的波動變化對操縱穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響，加劇了駕駛員修正難度，不利于行車安全。在側(cè)向風(fēng)的作用下，貨車的橫擺角逐漸增大，在側(cè)風(fēng)作用后的2.5 s左右達到峰值，之后慢慢減小，廂式貨車回到原來的直線行駛狀態(tài)。

廂式貨車在側(cè)向力和橫擺力矩雙重作用下發(fā)生不同程度的側(cè)向偏移，如圖16所示。由圖可知，在側(cè)向風(fēng)作用下，側(cè)向位移朝著順風(fēng)方向逐漸增大，它隨著側(cè)向風(fēng)的增加而增加，不同工況下側(cè)向位移的峰值均出現(xiàn)在側(cè)風(fēng)作用后的2 s左右，當風(fēng)速等級為10級風(fēng)時，廂式貨車的側(cè)向位移在4.2 s時達到最大值0.643 m，超過允許的最大側(cè)向位移，貨車將駛?cè)胂噜徿嚨?，極易發(fā)生行車安全事故。當貨車發(fā)生側(cè)向偏移時，駕駛員開始朝著逆風(fēng)方向修正轉(zhuǎn)向盤，轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角逐漸增大，它隨著側(cè)向風(fēng)的增加而增加，不同工況下轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角的峰值均出現(xiàn)在側(cè)向風(fēng)作用后的1 s左右，之后轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角逐漸減小，在側(cè)向風(fēng)消失瞬間，轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角發(fā)生明顯變化，逐漸減小后再反方向逐漸增加，在駕駛員修正控制下，側(cè)向位移逐漸減小，廂式貨車回到原來的直線行駛狀態(tài)。

圖16 不同風(fēng)速下的側(cè)向位移和轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角

車身在側(cè)向力和側(cè)傾力矩的作用下產(chǎn)生不同程度的側(cè)傾運動，如圖17所示。由圖可知，在側(cè)向風(fēng)作用的瞬間，側(cè)傾角發(fā)生突變，風(fēng)速越大，側(cè)傾角峰值越大，之后在側(cè)向風(fēng)和駕駛員反饋的雙重作用下發(fā)生高頻波動變化，在側(cè)風(fēng)作用之后的1 s左右趨于穩(wěn)定。在側(cè)風(fēng)消失的瞬間，側(cè)傾角發(fā)生小幅度的突變，之后快速衰減直至穩(wěn)定。過大的側(cè)傾角及過高的波動頻率不僅影響行車安全，也會影響駕乘舒適性。

圖17 不同風(fēng)速下的車身側(cè)傾角

綜上所述，跨海大橋上行駛的廂式貨車對側(cè)風(fēng)極為敏感，不同等級的側(cè)向風(fēng)對橋上貨車的直線行駛穩(wěn)定性影響不同，特別是在側(cè)風(fēng)作用和消失的瞬間，貨車的側(cè)向運動響應(yīng)參數(shù)和橫擺運動響應(yīng)參數(shù)均發(fā)生不同程度的突變，駕駛員需要不停地修正轉(zhuǎn)向盤使汽車保持直線行駛，這對操縱穩(wěn)定性和駕乘舒適性產(chǎn)生重要影響，減小橋面風(fēng)速或者降低車速是提高橋上貨車風(fēng)致行車安全能力的主要途徑。

3 橋梁抗風(fēng)設(shè)計方法與分析

本次風(fēng)洞試驗所用橋梁和擋風(fēng)障模型的縮尺比為1∶20，試驗段橋梁長度為3.075 m，風(fēng)洞試驗阻塞比小于5%，風(fēng)洞試驗來流風(fēng)速和橫擺角分別取為10 m/s和90°。風(fēng)洞試驗現(xiàn)場安裝及布置如圖18所示，風(fēng)速測點布置在每個車道的中心線上方，氣動天平安裝與支撐方式與前述驗證性風(fēng)洞試驗一致。

圖18 風(fēng)洞試驗現(xiàn)場（測速和測力）

采用模型風(fēng)洞試驗分析了不同形狀和結(jié)構(gòu)參數(shù)的擋風(fēng)障方案對橋面風(fēng)速和廂式貨車氣動六分力的影響規(guī)律，包括不同孔形、不同高度、不同孔隙率和不同排列組合方式，孔形包括板挖方孔、板挖圓孔、板挖橢圓孔和障條4種，高度包括10、20和30 cm 3種，孔隙率包括40%、50%和60% 3種，排列組合方式包括圓孔等距排列、圓孔交錯排列、圓孔大小漸變、圓孔與防撞墻組合的形式，如圖19所示。

圖19 不同橋梁擋風(fēng)障結(jié)構(gòu)形式

根據(jù)試驗結(jié)果分析得知，圓孔方案比其它3種孔形方案的抗風(fēng)效果更好，孔形拼接方案比其它方案對近地面風(fēng)速控制更優(yōu)，擋風(fēng)障抗風(fēng)性能隨著孔隙率的增加而降低、隨著高度的增加而增加。文中選擇較佳的一種擋風(fēng)障結(jié)構(gòu)形式進行分析，其孔形為板挖圓孔、組合形式為上疏下密的拼接方案，孔隙率為40%，高度為3 m，在雙向六車道分離式橋梁上安裝4片擋風(fēng)障，圖20為加裝擋風(fēng)障前后不同車道上的橋面風(fēng)速對比圖。

圖20 加裝擋風(fēng)障前后不同車道上的風(fēng)速剖面圖

由圖20可知，擋風(fēng)障可以大大降低橋面平均風(fēng)速，避免了橋梁擾流對橋面風(fēng)速的影響，近地面不會出現(xiàn)較大的風(fēng)速突變區(qū)域，在有效遮擋區(qū)域內(nèi)，橋面風(fēng)速基本隨著距離橋面高度的增加而增加，越接近迎風(fēng)側(cè)的車道速度越高，但擋風(fēng)障的圓孔會誘發(fā)氣流加速效應(yīng)，導(dǎo)致車道1和車道2上的速度分布存在一定的波動。車道1~車道6的風(fēng)速折減系數(shù)依次為0.6、0.37、0.26、0.19、0.19、0.18，風(fēng)速折減系數(shù)定義方法詳見文獻［18］。擋風(fēng)障對廂式貨車氣動特性產(chǎn)生重要影響，圖21和圖22為加裝擋風(fēng)障前后YZ截面的速度云圖和貨車車身表面壓力云圖，計算工況車速為80 km/h、風(fēng)速為25 m/s，t=1 s（貨車行駛到橋梁中間位置），圖23為加裝擋風(fēng)障前后風(fēng)洞試驗測得的貨車氣動六分力變化情況。

圖21 加裝擋風(fēng)障前后YZ截面速度云圖

圖22 加裝擋風(fēng)障前后貨車車身表面壓力云圖

圖23 加裝擋風(fēng)障前后貨車氣動六分力對比

如圖21可知，加裝擋風(fēng)障后橋面風(fēng)速顯著降低，橋梁擾流對橋面風(fēng)速影響減小，有效遮擋區(qū)域的高度大于廂式貨車車身高度。貨車迎風(fēng)面的風(fēng)速顯著減小，貨車車身表面的正壓明顯降低，如圖22所示。近地面風(fēng)速降低導(dǎo)致橫穿貨車底部的氣流減少，背風(fēng)側(cè)分離渦系減少，對提高背風(fēng)側(cè)壓力和減小負壓區(qū)域有較好的效果。此外，擋風(fēng)障還可以抑制分離式橋梁間距對背風(fēng)側(cè)橋面風(fēng)速的影響，避免高速橫穿氣流影響背風(fēng)側(cè)橋面風(fēng)速分布。擋風(fēng)障對氣動六分力的影響趨勢一致，如圖23所示，通過加裝擋風(fēng)障降低橋面風(fēng)速，可極大降低汽車高速行駛的氣動力和氣動力矩，特別是對氣動側(cè)力、氣動側(cè)傾力矩和氣動橫擺力矩的影響較為明顯，分別降低了88%、86.4%和92.5%。為了量化評價擋風(fēng)障對貨車高速氣動穩(wěn)定性的影響，文中分析了加裝擋風(fēng)障前后廂式貨車瞬態(tài)響應(yīng)參數(shù)的變化規(guī)律。圖24~圖26為加裝擋風(fēng)障前后廂式貨車側(cè)向運動、橫擺運動和車身側(cè)傾運動的變化規(guī)律，計算工況的車速為80 km/h、風(fēng)速為25 m/s。

圖24 加裝擋風(fēng)障前后的側(cè)向位移和側(cè)向加速度

圖26 加裝擋風(fēng)障前后的車身側(cè)傾角

由圖24和圖25可知，加裝擋風(fēng)障后，側(cè)向加速度和橫擺角速度響應(yīng)峰值明顯降低，側(cè)向加速度響應(yīng)峰值由0.334g降低到0.168g，側(cè)向位移峰值由0.643 m降低到0.371 m，橫擺角速度響應(yīng)峰值由1.954°/s降 低 到1.024°/s，橫 擺 角 響 應(yīng) 峰 值 由-2.02°降低到-1.01°。貨車在側(cè)向風(fēng)作用下的側(cè)向運動和橫擺運動得到有效控制，因此，廂式貨車在橋上行駛時的直線行駛能力得到顯著提升，駕駛員操縱汽車更為容易。在橋面兩側(cè)加裝擋風(fēng)障后，廂式貨車的側(cè)向力和側(cè)傾力矩減小，由此導(dǎo)致的車身側(cè)傾運動得到有效控制，車身側(cè)傾角響應(yīng)峰值由3.64°降低到1.76°，如圖26所示。

圖25 加裝擋風(fēng)障前后的橫擺角和橫擺角速度

綜上所述，在橋梁兩側(cè)加裝擋風(fēng)障后，廂式貨車的側(cè)向運動、橫擺運動和車身側(cè)傾運動均得到了有效控制，擋風(fēng)障對提升橋上車輛的行車安全性和舒適性具有積極地促進作用。

4 結(jié)論

（1）提出了跨海大橋上廂式貨車的側(cè)風(fēng)穩(wěn)定性分析與評價方法。通過構(gòu)建空氣動力學(xué)與系統(tǒng)動力學(xué)的單項耦合數(shù)值分析模型，以側(cè)向運動和橫擺運動為評價指標，開展了不同風(fēng)速等級的階躍陣風(fēng)作用下廂式貨車直線行駛能力的評估。相關(guān)研究成果可為橋上行車的風(fēng)致行車安全研究方法提供參考。

（2）橋梁擾流和分離式橋梁間距對橋面風(fēng)速影響顯著。通過研究不同車道上的橋面風(fēng)速分布特點和貨車的直線行駛能力可知：同側(cè)橋梁上，越遠離迎風(fēng)側(cè)的車道，其橋面風(fēng)速越低，貨車在該車道上行駛的直線行駛能力越好；靠近迎風(fēng)側(cè)的第1車道（慢行道）為最不安全車道，貨車在該車道行駛時的側(cè)向加速度、橫擺角速度和側(cè)向位移的響應(yīng)峰值最大。

（3）提出了橋梁抗風(fēng)設(shè)計分析與評價方法。以橋面風(fēng)速剖面圖和氣動六分力為評價指標，通過風(fēng)洞試驗開展了不同結(jié)構(gòu)型式的擋風(fēng)障抗風(fēng)效果研究。以階躍陣風(fēng)作用下廂式貨車的側(cè)向運動和橫擺運動為評價指標，開展了擋風(fēng)障對貨車直線行駛能力的研究，側(cè)向加速度和橫擺角速度響應(yīng)峰值分別降低了49.7%和47.6%，側(cè)向位移和橫擺角響應(yīng)峰值分別降低了42.3%和50%。研究成果可為橋梁抗風(fēng)設(shè)計方法提供參考。