中等間距并列雙鈍體箱梁氣動干擾效應試驗

劉小兵， 李少杰， 張勝斌， 楊 群， 劉慶寬

(1.石家莊鐵道大學大型結構健康診斷與控制研究所 石家莊，050043)(2.石家莊鐵道大學土木工程學院 石家莊，050043)(3.河北省大型結構健康診斷與控制重點實驗室 石家莊，050043)

10.16450/j.cnki.issn.1004-6801.2017.05.029

中等間距并列雙鈍體箱梁氣動干擾效應試驗

劉小兵1,3， 李少杰3， 張勝斌3， 楊 群3， 劉慶寬1,3

(1.石家莊鐵道大學大型結構健康診斷與控制研究所 石家莊，050043)(2.石家莊鐵道大學土木工程學院 石家莊，050043)(3.河北省大型結構健康診斷與控制重點實驗室 石家莊，050043)

通過節段模型風洞試驗研究了中等間距并列雙鈍體箱梁的氣動干擾效應，分析了氣動干擾對上下游箱梁三分力系數和渦振的影響。三分力系數試驗風攻角的變化范圍為-10～10°，雙箱梁模型的凈間距與單箱梁模型寬之比D/B的變化范圍為0.4～1.0。渦振試驗風攻角的變化范圍為-4～4°，D/B為0.8。研究結果顯示：氣動干擾對三分力系數的影響主要表現為對下游箱梁的影響，且體現為減小效應；在水平與負攻角來流條件下，氣動干擾對上游箱梁渦振的影響較小，對下游箱梁渦振有顯著的放大效應；在正攻角來流條件下，氣動干擾效應對下游箱梁渦振的影響較小，對上游箱梁渦振有顯著的抑制效應。

并列雙鈍體箱梁； 氣動干擾； 風洞試驗； 中等間距

引 言

目前，有關并列雙鈍體箱梁橋氣動干擾效應的研究文獻不多。林志興等[10]在對日本矢田川三跨連續鈍體鋼箱梁橋進行抗風性能研究時發現，采用中央開槽(即兩箱梁完全分離)方案，無論是均勻流場還是紊流場，均會出現比較明顯的渦激共振現象。曲慧等[11]通過風洞試驗研究了崇啟大橋并列雙鈍體箱梁的氣動干擾效應對靜力系數的影響，研究表明，由于上游箱梁的遮擋，下游箱梁的阻力系數會明顯減小。廖海黎等[12]通過風洞試驗研究了崇啟大橋并列雙箱梁的渦振特性，研究發現，分離雙箱梁的渦激響應存在兩個渦振區，分別對應上風側主梁的渦激響應和下風側主梁的渦激響應。郭春平等[13]以三水河大橋為背景，數值計算了并列雙鈍體箱梁的靜力系數，結果顯示，與單幅箱梁相比，下游箱梁的阻力系數和升力系數有所降低。

綜上所述，目前并列雙鈍體箱梁氣動干擾效應的研究工作相對較少，且主要是以特定的工程為對象進行抗風研究，參數的變化不多。為了深化對并列雙鈍體箱梁氣動干擾規律的認識，指導實際工程中大跨度并列雙鈍體箱梁橋的抗風設計，十分有必要展開進一步的深入研究。

1 試驗簡介

風洞試驗在石家莊鐵道大學大氣邊界層風洞中進行，試驗流場為均勻流場。以國內某座并列雙鈍體箱梁橋為工程背景，根據其主跨跨中斷面設計制作節段試驗模型，模型的幾何縮尺比為1∶32。模型的尺寸如圖1所示，單幅模型的長度L為2 000 mm，寬度B為370 mm，高度H為110 mm。在上下游模型的中央位置沿周向各布置60個測壓孔，考慮到模型尖角處流動參數變化幅度較大，這些位置的測點布置相對較密集。模型表面不同位置測壓孔的風壓通過電子壓力掃描閥測得，電子壓力掃描閥的采樣頻率為330 Hz。單箱梁模型及并列雙箱梁的三分力系數測試裝置如圖2所示，模型剛性懸掛，作用在模型上的三分力可通過對模型表面各測點的壓力進行積分得到。單箱梁模型及并列雙箱梁模型的渦激振動測試裝置如圖3所示，模型彈性懸掛，試驗參數見表1。模型的振動位移通過激光位移計測得，振動過程中模型表面各測點的動態壓力時程通過電子壓力掃描閥測得。如圖1所示，定義斜向上吹向模型的來流風為正攻角來流風，斜向下吹向模型的來流風為負攻角來流風。

圖1 并列雙箱梁模型的尺寸及測點布置(單位：mm)Fig.1 Geometry parameters and tap arrangements oftwin parallel box girders with bluff body (unit: mm)

圖2 三分力系數測試裝置Fig.2 Testing set-up of aerodynamic coefficients

圖3 渦激振動試驗裝置Fig.3 Testing set-up of vortex-induced vibration

模型位置m/kgf/Hz阻尼比/%豎彎頻率fh扭轉頻率fα豎彎阻尼比ξh扭轉阻尼比ξα上游鈍體箱梁模型19.215.6010.480.910.59下游鈍體箱梁模型19.365.5810.270.860.63

基于剛性懸掛節段模型風洞試驗分別測試了-10～10°的風攻角范圍內單幅鈍體箱梁的三分力系數，以及雙鈍體箱梁在15個不同間距下的三分力系數。雙箱梁模型的凈間距D與單箱梁模型寬B之比D/B的變化范圍為0.025～6。為了便于討論，將D/B小于0.4和大于1的間距分別定義為小間距和大間距、D/B界于0.4和1的間距定義為中等間距。基于彈性懸掛節段模型風洞試驗，測試了-4～4°的風攻角范圍內單幅鈍體箱梁的渦振特性，以及并列雙鈍體箱梁在D/B=0.1(小間距)、D/B=0.8(中等間距)和D/B=3(大間距)三個不同間距下的渦振特性。限于篇幅，筆者主要討論中等間距并列雙鈍體箱梁的氣動干擾效應，分析這種氣動干擾對三分力系數和渦振的影響。

2 氣動干擾對三分力系數的影響

2.1 并列雙鈍體箱梁的三分力系數

單箱梁的三分力可用無量綱的三分力系數來表征。三分力系數定義如下

阻力系數CD=2FD/ρU2B

(1)

升力系數CL=2FL/ρU2B

(2)

扭矩系數CM=2MT/ρU2B2

(3)

其中：B為單箱梁模型的寬度；U為來流風速；ρ為空氣密度；FD，FL和MT分別為風軸坐標系下單箱梁模型單位長度上的順風向阻力、橫風向升力及繞中心的扭矩。

3.1 護士主觀幸福感及婚姻質量現狀 調查結果顯示，護士主觀幸福感總得分平均為(86.35+10.04)分，護士的婚姻質量總得分平均為(427.01+33.89)分。根據得分在73～96分為主觀幸福感較高［6］作為標準，得出本研究納入對象的主觀幸福感總體水平良好。這可能是因為已婚護士家庭結構穩定，多數已具有一定的事業、經濟基礎，熟悉醫院醫療工作環境，收入固定，比較滿足現狀，所以較能安心于本職工作。這與陸彩萍等［7］的研究結果相一致。

三分力的正方向定義如圖4所示。

圖4 單箱梁模型的三分力示意Fig.4 Illustration of aerodynamic forces of single box girder model

圖5顯示了單箱梁及并列雙箱梁在D/B=0.8時的三分力系數隨風攻角的變化曲線。限于篇幅，其他間距下并列雙箱梁的三分力系數沒有給出。可以看到，單箱梁的阻力系數和扭矩系數隨攻角的變化比較平緩，升力系數隨攻角的變化比較劇烈。

從整體上看，與單箱梁的三分力系數相比，上游箱梁的三分力系數變化很小，下游箱梁的三分力系數變化較大。這種變化不僅體現在隨攻角的變化趨勢上，也表現在每個攻角下的具體數值上。

圖5 單箱梁及雙箱梁(D/B=0.8)的三分力系數隨風攻角的變化曲線Fig.5 Variation of aerodynamic coefficients of single and twin box girder with wind attacking angles

2.2 下游鈍體箱梁的三分力系數干擾因子

為了定量地評價氣動干擾效應對下游箱梁三分力系數的影響，定義如下干擾因子

(4)

從以上定義可以看到：干擾因子大于1，表示氣動干擾對下游箱梁三分力系數的增大效應；干擾因子小于1，表示氣動干擾對下游箱梁三分力系數的減小效應。

圖6給出了下游箱梁的三分力系數干擾因子隨風攻角和無量綱間距D/B的變化云圖。可以看到：a.阻力系數干擾因子的變化范圍約為-0.25～0.55左右，隨著間距的變小，阻力系數干擾因子呈現出逐漸減小的變化規律，隨著攻角的增大，阻力系數干擾因子大體呈現出先減小后增大的變化規律，在4°攻角左右干擾因子最小；b.升力系數干擾因子的變化范圍約為-1.7～0.7左右。同一攻角下，升力系數干擾因子基本不隨間距的變化而變化，同一間距下，升力系數干擾因子隨著攻角的變小而變小；c.扭矩系數干擾因子的變化范圍約為-0.5～0.4左右。隨著攻角和間距的變小，扭矩系數干擾因子呈現出逐漸減小的變化規律。

圖6 下游箱梁的三分力系數干擾因子云圖Fig.6 IF contour of aerodynamic coefficient of leeward box girder

以上分析表明，中等間距并列雙鈍體箱梁的氣動干擾效應對下游箱梁三分力系數有較大的影響，且表現為減小效應。對阻力系數而言，間距越小，減小效應越明顯，與其他攻角相比，4°攻角左右時的減小效應更明顯；對升力系數而言，減小效應對間距不敏感，攻角越小，減小效應越顯著。對扭矩系數而言，攻角和間距越小，減小效應越顯著。

文中下游鈍體箱梁的三分力系數干擾因子與劉志文等[8]得到的分離雙扁平箱梁下游箱梁的三分力系數干擾因子存在較大差別。以阻力系數干擾因子為例，在大體接近的無量綱間距D/B情況下，下游鈍體箱梁阻力系數干擾因子明顯小很多。筆者認為，這種差異源于箱梁斷面的外形差異。與扁平箱梁相比，鈍體箱梁的高度更大，因此，上游鈍體箱梁對下游鈍體箱梁的遮擋效應更顯著。

3 氣動干擾對渦振的影響

由于渦激振動試驗中沒有觀測到明顯的扭轉渦振，以下僅討論氣動干擾效應對并列雙鈍體箱梁豎向渦激振動的影響。

圖7 單箱梁的無量綱豎向振幅隨無量綱風速的變化曲線Fig.7 Variation of vertical vibration amplitude of single box girder with wind speed

風洞試驗觀測到，并列雙鈍體箱梁也發生了豎向渦激振動，上下游箱梁的振動頻率相同，均接近豎向固有頻率，上下游箱梁的振動并不同步，存在一定的相位差。上下游箱梁的渦振鎖定區間、振幅及相位差隨著風攻角的變化而變化。

圖8 雙箱梁(D/B=0.8)的無量綱豎向振幅隨無量綱風速的變化曲線Fig.8 Variation of vertical vibration amplitude of twin box girder(D/B=0.8)with wind speed

圖9 單箱梁與雙箱梁的最大無量綱豎向振幅對比Fig.9 Comparison of maximum vertical vibration amplitude of single box girder and twin box girder

圖8顯示了不同攻角并列雙鈍體箱梁在D/B=0.8時的無量綱豎向振幅隨無量綱風速的變化曲線。圖中振幅和風速的無量綱化方式與圖7中單箱梁振幅和風速的無量綱化方式一致。為了方便分析氣動干擾對渦振的影響，圖9顯示了不同攻角上下游箱梁的最大振幅，并與單箱梁的最大振幅進行了對比。從圖9可以看到，在-4～0°的風攻角范圍，上游箱梁與單箱梁的最大振幅大體接近。下游箱梁的最大振幅明顯大于單箱梁的最大振幅。在-4，-2和0°風攻角下，下游箱梁的最大振幅分別為單箱梁最大振幅的4.4倍、3.5倍和3.1倍左右。在2°和4°兩個正向風攻角下，下游箱梁和單箱梁的最大振幅大體接近。上游箱梁的最大振幅明顯小于單箱梁的最大振幅。2°和4°風攻角下，上游箱梁的最大振幅分別僅為單箱梁最大振幅的64%和34%左右。

以上分析表明，在水平與負攻角來流條件下，并列雙鈍體箱梁的氣動干擾對上游箱梁渦振的影響較小，對下游箱梁渦振有顯著的放大效應，攻角絕對值越大，放大效應越明顯。在正攻角來流條件下，并列雙鈍體箱梁的氣動干擾對下游箱梁渦振的影響較小，對上游箱梁渦振有顯著的抑制效應，攻角越大，抑制效應越明顯。

4 結 論

1) 當0.4≤D/B≤1(D為雙箱梁模型的凈間距，B為單箱梁模型寬)，風攻角為-10～10°時，并列雙鈍體箱梁的氣動干擾對上游箱梁三分力系數的影響基本可以忽略，對下游箱梁三分力系數有較大的影響，且表現為減小效應。對阻力系數而言，間距越小，減小效應越明顯，與其他攻角相比，4°攻角左右時的減小效應更明顯；對升力系數而言，減小效應對間距不敏感，攻角越小，減小效應越顯著。對扭矩系數而言，攻角和間距越小，減小效應越顯著。

2) 當D/B=0.8，風攻角為-4～4°時，在水平與負攻角來流條件下，并列雙鈍體箱梁的氣動干擾對上游箱梁渦振的影響較小，對下游箱梁的渦振有顯著的放大效應，攻角絕對值越大，放大效應越明顯。在正攻角來流條件下，并列雙鈍體箱梁的氣動干擾對下游箱梁渦振的影響較小，對上游箱梁的渦振有顯著的抑制效應，攻角越大，抑制效應越明顯。

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國家自然科學基金資助項目(51308359，51378323)；河北省高等學校科學技術研究基金資助項目(QN20131169，QN2015213)

2016-12-11；

2017-03-03

TU311; TH113

劉小兵，男，1982年3月生，博士、副教授。主要研究方向為橋梁結構的風荷載與風致振動研究。曾發表《雙幅橋面橋梁三分力系數的氣動干擾效應研究》(《工程力學》2008年第25卷第7期)等論文。

E-mail：x_b_liu@126.com