公鐵同層雙幅非對稱主梁氣動干擾特性研究

劉路路，楊皓然，鄒云峰, ，何旭輝, ，韓艷，陳志強(qiáng)

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2.橋梁工程安全控制省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410114；3.軌道交通工程結(jié)構(gòu)防災(zāi)減災(zāi)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410075；4.山東鐵路投資控股集團(tuán)有限公司，山東 濟(jì)南 250014)

氣動干擾是雙幅橋主梁間復(fù)雜的空氣動力作用引發(fā)橋梁的氣動力系數(shù)、風(fēng)壓分布、周圍流場形態(tài)區(qū)別于單幅橋主梁的現(xiàn)象[1-4]，對雙幅橋主梁的氣動特性產(chǎn)生顯著的干擾效應(yīng)。這種干擾效應(yīng)在不同橋梁上表現(xiàn)出明顯的時(shí)間和空間上的差異，氣動干擾的作用機(jī)理難以被準(zhǔn)確認(rèn)知[5-7]。深入認(rèn)識雙幅橋的氣動干擾規(guī)律，對于調(diào)整主梁的空間布置形式，優(yōu)化其氣動外形具有重要意義。國內(nèi)外學(xué)者通過風(fēng)洞試驗(yàn)開展了大量針對雙幅橋梁氣動干擾的研究。陳政清等[8-10]進(jìn)行了節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)雙幅橋主梁的阻力系數(shù)隨著主梁間距的變化呈現(xiàn)出顯著的差異性，上游主梁對下游主梁表現(xiàn)出“遮擋”作用；郭震山等[11]研究了雙幅分離邊箱梁在不同攻角下的氣動干擾規(guī)律，發(fā)現(xiàn)負(fù)攻角時(shí)上游主梁的阻力系數(shù)明顯增大；ZHOU 等[12]研究了錯(cuò)向布置下雙幅橋主梁的氣動力系數(shù)，研究表明主梁的錯(cuò)向布置會增大雙幅主梁的氣動力系數(shù)；YANG 等[13]研究了間距和風(fēng)嘴形態(tài)對雙幅箱梁靜三分力系數(shù)的影響，發(fā)現(xiàn)風(fēng)嘴形態(tài)會影響主梁氣動力系數(shù)隨著間距增長的變化規(guī)律，說明氣動干擾受到主梁氣動外形的影響；LI等[14]研究了不同雷諾數(shù)下分離雙箱梁風(fēng)壓系數(shù)的分布規(guī)律，研究結(jié)果表明雙幅主梁的風(fēng)壓系數(shù)分布表現(xiàn)出明顯的雷諾數(shù)效應(yīng)。隨著雷諾數(shù)增加，主梁表面分離剪切層的轉(zhuǎn)捩點(diǎn)提前，分離氣泡的尺度減小，尾流區(qū)的斯托羅哈數(shù)增大；CHEN 等[15]通過粒子圖像測速儀研究了不同間距下雙幅主梁周圍流場的分布情況，研究發(fā)現(xiàn)小間距下旋渦脫落現(xiàn)象僅在下游主梁的尾流區(qū)形成，大間距下主梁的間隔區(qū)間和尾流區(qū)內(nèi)均形成渦脫。通過開展風(fēng)洞試驗(yàn)，學(xué)者們總結(jié)了雙幅主梁氣動干擾的作用規(guī)律，但在解釋氣動干擾的形成機(jī)理上，風(fēng)洞試驗(yàn)還存在消耗大、可重復(fù)性差的問題。近年來，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，對雙幅橋氣動干擾的數(shù)值模擬研究也逐漸興起。劉志文等[16]基于雷諾時(shí)均模擬方法采用k-ωSST 湍流模型對迎風(fēng)狀態(tài)下的串列雙幅典型斷面進(jìn)行了數(shù)值模擬，計(jì)算得到的斷面三分力系數(shù)和斯托羅哈數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果吻合情況較好，表明數(shù)值模擬方法具備研究雙幅橋氣動干擾的可行性；劉小兵等[17]采用二維數(shù)值模擬方法研究了不同高寬比雙幅箱梁的氣動特性，發(fā)現(xiàn)下游箱梁的阻力系數(shù)對高寬比的變化敏感；LAIMA 等[18]采用三維大渦模擬方法研究了雙幅橋主梁周圍的流場分布，揭示了不同雷諾數(shù)下流動的演變過程；HE等[19]采用三維大渦模擬方法研究了不同間距下氣動干擾對雙幅橋主梁氣動特性的影響，發(fā)現(xiàn)下游主梁對上游主梁尾部的渦脫起到抑制作用；áLVAREZ 等[20-21]對比了二維URANS 方法和三維大渦模擬方法對雙幅橋主梁周圍流場的模擬效果，結(jié)果表明二維URANS 方法在計(jì)算主梁平均氣動力系數(shù)上具有足夠的精度，并且在降低計(jì)算消耗上存在優(yōu)勢。現(xiàn)有雙幅橋氣動干擾研究多面向?qū)ΨQ主梁展開，對非對稱主梁氣動干擾的研究還進(jìn)行得較少，且不夠深入。本文以某大跨公鐵同層雙幅橋?yàn)楸尘?，采用風(fēng)洞試驗(yàn)并結(jié)合數(shù)值模擬方法，對比研究了施工狀態(tài)下單幅鐵路主梁迎風(fēng)、單幅公路主梁迎風(fēng)、雙幅主梁-鐵路主梁迎風(fēng)和雙幅主梁-公路主梁迎風(fēng)4 個(gè)工況下主梁表面的風(fēng)壓系數(shù)分布和主梁周圍的流場形態(tài)，總結(jié)了公鐵同層雙幅主梁的氣動干擾規(guī)律。

1 工程概況

某大跨公鐵同層雙幅橋位于川渝區(qū)域，相鄰并行橋梁由雙線高速鐵路橋和雙向6車道高速公路橋組成。全橋孔跨布置為(4×56+608+4×56) m=1 056 m，橋梁立面布置圖如圖1所示[22]。鐵路主梁采用流線型鋼-混組合箱梁設(shè)計(jì)，梁高D1=4.5 m，梁寬B1=23.6 m；公路主梁采用PK 型鋼-混組合箱梁設(shè)計(jì)，梁高D2=3.5 m，梁寬B2=38 m。主跨公鐵主梁中心間距L=42.7 m，間距比L/B2=1.1，鐵路主梁和公路主梁平行布置，且雙幅主梁底面平齊，主梁橫斷面布置如圖2所示。因公用橋塔限制，主跨主梁之間的距離較短，主梁所受氣動干擾效應(yīng)顯著，出于安全考慮，必須準(zhǔn)確認(rèn)識該間距下鐵路主梁和公路主梁的氣動特性。

圖1 橋梁立面布置圖Fig.1 Bridge elevation layout

圖2 主梁橫斷面布置圖Fig.2 Cross-section of railway and highway girders

2 風(fēng)洞試驗(yàn)概況

試驗(yàn)在中南大學(xué)高速鐵路建造技術(shù)國家工程研究中心風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，風(fēng)洞試驗(yàn)段尺寸為0.8 m×1.4 m×2 m，速度范圍為0～25 m/s，紊流度小于0.6%。節(jié)段模型幾何縮尺比為1︰100，鐵路主梁模型長0.75 m，寬0.236 m，高0.045 m；公路主梁模型長0.75 m，寬0.38 m，高0.035 m，模型均采用鋼框架和PVC 板制成，內(nèi)部用合金鋼板支撐加固。為避免端部效應(yīng)[23]，模型兩端布置了木質(zhì)端板，風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D3所示。

圖3 風(fēng)洞試驗(yàn)節(jié)段模型Fig.3 Cross-section model of girders in wind tunnel tests

試驗(yàn)參考靜壓和測試風(fēng)速采用皮托管測量，主梁模型表面風(fēng)壓采用電子式壓力掃描閥測量，采樣頻率為330 Hz，單次采樣時(shí)間為30 s。鐵路主梁表面共布置測壓孔64 個(gè)，其中上表面33 個(gè)，下表面31 個(gè)；公路主梁模型表面共布置測壓孔84個(gè)，其中上表面34 個(gè)，下表面50 個(gè)。考慮到在模型轉(zhuǎn)角等大曲率區(qū)域空氣存在逆壓力梯度，易發(fā)生流動分離，橋梁展向壓力變化幅度大，故此類區(qū)域的測壓孔布置采用加密處理。本文所做試驗(yàn)均面向零度攻角展開。雙幅橋主梁模型的測壓孔具體布置情況如圖4所示。

圖4 主梁模型測壓孔布置圖Fig.4 Locations of pressure taps on girders

為研究雙幅橋主梁結(jié)構(gòu)非對稱性對氣動干擾的影響，本文進(jìn)行了如表1 所示4 個(gè)工況的風(fēng)洞試驗(yàn)，分別為單幅鐵路主梁迎風(fēng)、單幅公路主梁迎風(fēng)、雙幅主梁-鐵路主梁迎風(fēng)和雙幅主梁-公路主梁迎風(fēng)，試驗(yàn)測試風(fēng)速為11 m/s，主梁雷諾數(shù)Re=UD/ν，特征長度D取主梁高度，運(yùn)動黏度系數(shù)為ν=μ/ρ，鐵路主梁和公路主梁雷諾數(shù)大小分別為2.6×104和3.4×104。

表1 節(jié)段模型靜力試驗(yàn)工況Table 1 Conditions of cross-section model for wind tunnel tests

主梁所受風(fēng)壓采用無量綱風(fēng)壓系數(shù)表征：

式中：pi(t)為主梁表面的第i個(gè)測壓點(diǎn)壓力時(shí)程，p0為參考靜壓，空氣密度ρ=1.225 kg/m3，U為皮托管測量得到的風(fēng)洞試驗(yàn)段測試風(fēng)速。

3 數(shù)據(jù)模擬概況

依據(jù)風(fēng)洞試驗(yàn)條件，本文所做模擬中的計(jì)算域?yàn)?5b×10b的矩形(b為公路主梁模型的跨中寬度)，計(jì)算域入口到雙幅橋中心的距離為5b，出口至雙幅橋中心的距離為10b，上下計(jì)算域邊界間的距離為10b，公路橋主梁和鐵路橋主梁的凈間距為D，計(jì)算域的設(shè)置情況如圖5 所示。將計(jì)算域分為3 個(gè)不同的區(qū)域，靠近雙幅主梁壁面的網(wǎng)格采用高度加密處理(區(qū)域Ⅰ)，從而精確捕捉近壁面區(qū)域的流場信息，尤其是自由剪切層的發(fā)展和旋渦的脫落、再附現(xiàn)象；下游主梁背風(fēng)側(cè)的尾流區(qū)采用次加密處理(區(qū)域Ⅱ)，用于觀察旋渦脫落乃至耗散的過程；剩余的區(qū)域采用稀疏網(wǎng)格處理(區(qū)域Ⅲ)，從而減少網(wǎng)格數(shù)量，提升計(jì)算效率。

圖5 計(jì)算域示意圖Fig.5 Computing domain

計(jì)算域入口處采用速度入口邊界條件，速度設(shè)置為11 m/s，湍流強(qiáng)度設(shè)置為0.6%；計(jì)算域出口處采用自由壓力出口邊界條件，上下計(jì)算域邊界采用對稱壁面條件；雙幅橋主梁壁面采用不可滑移壁面條件。網(wǎng)格劃分情況如圖6所示，采用四邊形和三角形混合非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，邊界層采用四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，邊界層網(wǎng)格層數(shù)n=20，增長率r=1.1[19-20]，第1 層網(wǎng)格高度為0.01 mm，工況1～4 的網(wǎng)格數(shù)量分別為69.1萬，64.1萬，73.2萬和79.8萬，試算得到的第1 層網(wǎng)格的最大無量綱壁面距離y+<1。

圖6 計(jì)算域網(wǎng)格示意圖Fig.6 Mesh of computing domain

數(shù)值模擬基于商業(yè)軟件Ansys Fluent 展開。綜合數(shù)值計(jì)算精度和計(jì)算消耗考慮，本文采用2D URANS 模擬方法并使用k-ωSST 湍流模型，流場物理量梯度選用基于單元體的最小二乘法差值計(jì)算，對流項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)均采用2階格式離散，時(shí)間項(xiàng)采用2階隱式差分格式。求解算法采用了相鄰矯正和偏度矯正耦合的壓力隱式算子分裂法(PISO)。時(shí)間步長隨著迭代過程從1×10-6s增長到2×10-5s，求解任意時(shí)刻滿足庫朗數(shù)Co<1。求解器的設(shè)置情況如表2所示。

表2 求解設(shè)置Table 2 Solver settings

4 結(jié)果及討論

本章分析了風(fēng)洞試驗(yàn)中不同工況下的鐵路主梁和公路主梁的表面風(fēng)壓系數(shù)分布規(guī)律，主梁表面風(fēng)壓系數(shù)的分布狀況表征氣流在主梁表面的總體分布特征，能夠反映氣流在主梁表面的分離和再附情況[24-25]；對比驗(yàn)證了風(fēng)壓系數(shù)的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果，檢驗(yàn)了數(shù)值模擬的計(jì)算精度；最后根據(jù)數(shù)值模擬流場給出了雙幅橋主梁氣動干擾的機(jī)理分析。

4.1 鐵路主梁風(fēng)壓系數(shù)

對比各工況下鐵路主梁風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，鐵路主梁的風(fēng)壓系數(shù)分布情況如圖7 所示，x/B為無量綱測壓孔橫坐標(biāo)。工況1 和工況3 中鐵路主梁的時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)分布基本一致。相較于工況1和工況3，工況4中的下游鐵路主梁上表面迎風(fēng)側(cè)的時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)極大值明顯減小，時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)極小值也表現(xiàn)出明顯回升，氣流分離形成的下游鐵路主梁上、下表面負(fù)壓區(qū)明顯變小，上游公路主梁對下游鐵路主梁表現(xiàn)出明顯的“遮擋”效應(yīng)。工況1和工況3 中鐵路主梁的脈動風(fēng)壓系數(shù)分布也基本一致，脈動風(fēng)壓系數(shù)的極大值出現(xiàn)在迎風(fēng)側(cè)分離氣流再附區(qū)域(上表面9號以及下表面的48號和55號點(diǎn))，工況4 中鐵路主梁脈動風(fēng)壓系數(shù)的分布規(guī)律與工況1和工況3 相似，但脈動風(fēng)壓系數(shù)在數(shù)值上明顯增大。觀察時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)和脈動風(fēng)壓系數(shù)極值的位置可以發(fā)現(xiàn)，時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)極值點(diǎn)提前(7 號移動到5 號)，脈動風(fēng)壓系數(shù)極大值點(diǎn)向迎風(fēng)側(cè)移動(9號移動到5 號)，主梁下表面脈動風(fēng)壓系數(shù)極大值點(diǎn)也向迎風(fēng)側(cè)移動(48號移動到47號、55號移動到54 號)，工況4 中下游鐵路主梁上、下表面的氣流再附位置提前。對于雙幅橋-鐵路主梁背風(fēng)(工況4)中鐵路主梁上、下表面時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)和脈動風(fēng)壓系數(shù)達(dá)到極值位置相同，也說明下游鐵路主梁分離氣泡體積很小，氣流經(jīng)上游公路主梁后湍流動能增強(qiáng)，氣流在下游鐵路主梁表面分離后，再附著的位置明顯提前，氣流分離形成的分離氣泡體積也明顯減小。

圖7 鐵路主梁風(fēng)壓系數(shù)分布Fig.7 Wind pressure coefficient distribution on railway girder

4.2 公路主梁風(fēng)壓系數(shù)

對比各工況下公路主梁風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，公路主梁的風(fēng)壓系數(shù)分布情況如圖8 所示，x/B為無量綱測壓孔橫坐標(biāo)。工況2 和工況4 中公路主梁的時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)分布基本一致。相較于工況2和工況4，工況3中下游公路主梁上表面迎風(fēng)側(cè)的時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)極大值明顯減小，迎風(fēng)側(cè)4號處形成的時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)極小值的絕對值略微增大，此外主梁下表面迎風(fēng)側(cè)的正風(fēng)壓系數(shù)增大，背風(fēng)側(cè)72 號處形成的時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)極小值的絕對值也明顯增大，說明上游鐵路主梁對下游公路主梁的“遮擋”效應(yīng)不顯著，上游鐵路主梁反而強(qiáng)化了下游公路主梁的流動分離現(xiàn)象。工況2 和工況4 中公路主梁的脈動風(fēng)壓系數(shù)分布基本一致。工況3中下游公路主梁的脈動風(fēng)壓系數(shù)分布規(guī)律與工況2 和工況4 類似，但脈動風(fēng)壓系數(shù)在數(shù)值上明顯增大。與工況4中的下游鐵路主梁相比，工況3中的下游公路主梁僅有上表面發(fā)現(xiàn)脈動風(fēng)壓系數(shù)極大值向迎風(fēng)側(cè)移動的現(xiàn)象(6 號移動到5 號)，下表面脈動風(fēng)壓系數(shù)極大值的位置不改變。

綜合來看，雙幅橋工況下的上游主梁和單幅主梁氣動特性相近，而雙幅橋工況下的下游主梁氣動特性會發(fā)生顯著變化，說明氣動干擾來源于上游主梁的尾流對下游主梁的氣動作用。雙幅橋工況中下游鐵路主梁和下游公路主梁所受的氣動干擾規(guī)律不一致，意味著雙幅主梁的結(jié)構(gòu)非對稱性對氣動干擾存在影響，這種影響的形成機(jī)理將在4.4流場分析中討論。

4.3 數(shù)值模擬準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為了檢驗(yàn)數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，本文對時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)的風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果采取了對比驗(yàn)證。因單幅主梁的時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)分布與雙幅主梁工況下的上游主梁類似，限于篇幅需要，本文僅附上工況3 和工況4 的對比結(jié)果(見圖9)。整體上看，基于URANS 的數(shù)值模擬方法對主梁時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)的計(jì)算具有足夠的精度，數(shù)值計(jì)算結(jié)果可以支撐雙幅橋主梁氣動干擾的流場機(jī)理分析。

圖9 主梁時(shí)均風(fēng)壓系數(shù)對比Fig.9 Comparison of mean wind pressure coefficient on girders

4.4 流場分析

在流場角度對雙幅橋主梁的氣動干擾機(jī)理采取進(jìn)一步分析。數(shù)值模擬得到的各工況下主梁周圍流場的渦量如圖10所示。工況1和工況2顯示單幅主梁迎風(fēng)時(shí)，空氣在主梁表面發(fā)生穩(wěn)定繞流，尾流中實(shí)際上存在旋渦脫落，但這種渦脫現(xiàn)象在雷諾時(shí)均處理下隱去。工況3中交替渦脫現(xiàn)象分別出現(xiàn)在鐵路主梁和公路主梁的尾部，從鐵路主梁背風(fēng)側(cè)脫落的旋渦周期性地與公路主梁迎風(fēng)側(cè)發(fā)生碰撞，碰撞后的旋渦沿著公路主梁移動，并從公路主梁表面交替通過，使公路橋的升力和扭矩呈現(xiàn)出明顯的正弦型脈動。根據(jù)鈍體繞流理論，該工況下雙幅主梁處于雙渦脫流態(tài)，主梁間的氣動干擾效應(yīng)顯著。工況4中上游公路主梁的分離剪切層重新附著在下游鐵路主梁上，雙幅主梁處于剪切層再附流態(tài)，穩(wěn)定的交替渦脫現(xiàn)象僅在下游鐵路主梁的尾流區(qū)形成。

圖10 渦量圖Fig.10 Contours of vorticity magnitude

數(shù)值模擬得到的各工況下主梁周圍的時(shí)均流線如圖11所示。工況1和工況3中鐵路主梁迎風(fēng)面轉(zhuǎn)角處均存在氣流分離現(xiàn)象并形成分離氣泡，分離氣流通過分離點(diǎn)后重新附著在主梁表面。在鐵路主梁的背風(fēng)側(cè)，上下表面均發(fā)生氣流分離形成交替渦脫；工況2 和工況4 中公路主梁迎風(fēng)面轉(zhuǎn)角處均存在氣流分離現(xiàn)象，氣流的自由剪切層分離后重新附著在主梁表面，形成局部區(qū)域內(nèi)的分離氣泡。在公路主梁下表面開槽處，氣流順著邊壁發(fā)生逆向回流現(xiàn)象并在槽內(nèi)形成一大一小2個(gè)方向相反的旋渦。在公路主梁背風(fēng)側(cè)，同樣有交替渦脫現(xiàn)象出現(xiàn)；工況3 和工況4 中下游主梁上表面迎風(fēng)側(cè)的分離氣泡尺度減小，說明氣流通過上游主梁后湍流動能增加，使附著在下游主梁上的分離剪切層轉(zhuǎn)捩點(diǎn)向迎風(fēng)側(cè)移動；工況4中下游鐵路主梁的下表面不發(fā)生旋渦脫落，渦脫位置后移至主梁背風(fēng)面，說明氣動干擾改變了下游鐵路主梁的繞流特性。

5 結(jié)論

1) 雙幅主梁中的上游主梁和單幅主梁的氣動特性幾乎一致，但是雙幅主梁中的下游主梁的氣動特性受氣動干擾影響。此外，主梁非對稱對氣動干擾規(guī)律存在影響，表現(xiàn)在工況4中上游公路主梁對下游鐵路主梁有明顯的“遮擋”作用，工況3中上游鐵路主梁對下游公路主梁的“遮擋”作用不顯著。

2) 相比于單幅鐵路主梁和雙幅主梁中的上游鐵路主梁，下游鐵路主梁表面的氣流再附點(diǎn)向迎風(fēng)側(cè)移動，分離氣泡的體積明顯縮?。欢啾扔趩畏分髁汉碗p幅主梁中的上游公路主梁，下游公路主梁只有上表面氣流再附位置略有向迎風(fēng)側(cè)移動的趨勢，負(fù)壓區(qū)變化不大，分離氣泡的體積變化不明顯，說明氣動干擾改變了下游主梁的表面風(fēng)壓系數(shù)分布規(guī)律，且氣動干擾效應(yīng)隨著風(fēng)向的變化表現(xiàn)出差異。

3) 雙幅主梁的氣動干擾本質(zhì)上是由氣流與結(jié)構(gòu)的相互作用產(chǎn)生的，不同來流方向下空氣的繞流特征和主梁周圍旋渦的脫落—附著行為存在明顯區(qū)別，表現(xiàn)出不同的雙幅主梁氣動干擾規(guī)律，故在公鐵同層雙幅橋的抗風(fēng)設(shè)計(jì)中必須綜合考慮不同風(fēng)向下雙幅主梁的氣動特性差異。