三主桁斷面車(chē)-橋氣動(dòng)特性的風(fēng)洞試驗(yàn)研究

韓 旭， 向活躍,2， 羅 扣， 李永樂(lè),2

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 610031;2.風(fēng)工程四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031;3.中鐵大橋勘測(cè)設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，武漢 430050)

大跨度橋梁通常屬于柔性結(jié)構(gòu)，對(duì)風(fēng)的作用比較敏感，而列車(chē)通過(guò)橋梁時(shí)會(huì)改變其流場(chǎng)，使得橋梁斷面的氣動(dòng)特性顯著變化，同時(shí)列車(chē)和橋梁間存在著顯著的動(dòng)力相互作用[1]。因此，需要將風(fēng)、列車(chē)和橋梁三者考慮為相互耦合的系統(tǒng)，而車(chē)-橋耦合系統(tǒng)的氣動(dòng)特性是風(fēng)-車(chē)-橋耦合振動(dòng)分析的基礎(chǔ)，單獨(dú)進(jìn)行車(chē)輛或橋梁的氣動(dòng)特性研究將導(dǎo)致較大的誤差[2]。

隨著高速鐵路的迅速發(fā)展和建設(shè)，與線路匹配的合適橋位不斷減少，對(duì)此公鐵兩用橋和多線鐵路橋是較合適的選擇，也逐漸成為橋梁設(shè)計(jì)和建設(shè)的一大趨勢(shì)。但公鐵兩用橋和多線鐵路共用橋會(huì)使橋梁結(jié)構(gòu)承受更大的車(chē)輛活荷載，三主桁斷面這種新型桁架結(jié)構(gòu)能增加橋梁的剛度，使其受力更合理，并很好的解決了這個(gè)問(wèn)題[3-4]。三主桁橋梁結(jié)構(gòu)在我國(guó)首先應(yīng)用于天興洲大橋[5]，此后得到大力推廣和發(fā)展，目前已建成最大跨度的三主桁橋梁為滬通長(zhǎng)江大橋，跨度為1 092 m[6]，隨著跨度的不斷增加，橋梁結(jié)構(gòu)也越來(lái)越柔，研究三主桁斷面車(chē)-橋系統(tǒng)的氣動(dòng)特性非常必要。

由于三主桁斷面結(jié)構(gòu)桿件眾多，氣動(dòng)外形極復(fù)雜，若采用數(shù)值模擬法則需要對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行較大程度的簡(jiǎn)化[7]，這會(huì)影響到結(jié)果的準(zhǔn)確性，因此采用數(shù)值模擬的研究相對(duì)較少，風(fēng)洞試驗(yàn)是研究三主桁斷面車(chē)-橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性的主要方法。

Suzuki等[8]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)法分析了不同斷面車(chē)輛和不同梁高組合時(shí)車(chē)輛的氣動(dòng)特性，但未對(duì)橋梁的氣動(dòng)特性進(jìn)行研究。李永樂(lè)等[9]采用風(fēng)洞試驗(yàn)法，針對(duì)CRH2車(chē)輛模型和不同跨度橋梁斷面，測(cè)試了車(chē)-橋組合狀態(tài)下車(chē)輛和橋梁的氣動(dòng)特性，討論了雷諾數(shù)、橋梁類型等因素的影響。王玉晶等[10]測(cè)試了列車(chē)位于不同線路類型上的氣動(dòng)特性，討論了行車(chē)條件和風(fēng)屏障設(shè)置等對(duì)車(chē)-橋氣動(dòng)特性的影響。鄒云峰等[11]采用同步測(cè)壓法得到了風(fēng)屏障后列車(chē)的氣動(dòng)力，分析了風(fēng)屏障高度、透風(fēng)率等參數(shù)對(duì)中間車(chē)輛氣動(dòng)力和風(fēng)壓分布的影響。以上研究均是針對(duì)箱梁斷面和或雙主桁斷面。

Wang等[12]通過(guò)移動(dòng)列車(chē)風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)對(duì)三主桁結(jié)構(gòu)的車(chē)-橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性進(jìn)行測(cè)試，對(duì)比分析了靜止車(chē)輛和移動(dòng)車(chē)輛的氣動(dòng)力系數(shù)差異，分析了風(fēng)偏角、風(fēng)速以及桁梁遮風(fēng)效應(yīng)等因素的影響，但未對(duì)橋梁的氣動(dòng)特性進(jìn)行測(cè)試研究，且未考慮風(fēng)攻角的影響。現(xiàn)有的動(dòng)模型試驗(yàn)技術(shù)還不成熟[13]，受到裝置驅(qū)動(dòng)方式和數(shù)據(jù)采集等方面的限制，在氣動(dòng)特性測(cè)試試驗(yàn)中通常將車(chē)-橋模型簡(jiǎn)化為節(jié)段模型測(cè)試得到氣動(dòng)特性，并通過(guò)余弦準(zhǔn)則假定來(lái)考慮車(chē)輛運(yùn)行速度[14]。劉昊蘇等[15]采用風(fēng)洞試驗(yàn)和CFD(computation fluid dynamic)相結(jié)合，對(duì)三主桁結(jié)構(gòu)的三分力系數(shù)進(jìn)行了研究，考慮了雷諾數(shù)、橋面附屬物和公路鐵路交通狀況等因素的影響，但未對(duì)車(chē)輛的氣動(dòng)力進(jìn)行研究，導(dǎo)致得到的橋梁氣動(dòng)力包含了車(chē)輛的結(jié)果。鄭史雄等[16]采用節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)法，對(duì)三主桁結(jié)構(gòu)的天興洲公鐵兩用長(zhǎng)江大橋車(chē)-橋三分力系數(shù)進(jìn)行測(cè)試，分析了來(lái)流方向和列車(chē)所處線路位置的影響，但研究中只考慮了0°攻角，其測(cè)試方法采用的交叉滑槽系統(tǒng)，測(cè)試方法較為復(fù)雜。

綜上，目前國(guó)內(nèi)外對(duì)三主桁車(chē)-橋組合系統(tǒng)氣動(dòng)特性的研究較為有限。此外，現(xiàn)有研究中對(duì)車(chē)-橋組合系統(tǒng)氣動(dòng)力測(cè)試通常是將兩者分開(kāi)進(jìn)行，在試驗(yàn)過(guò)程中，頻繁更換車(chē)輛模型位置，將導(dǎo)致試驗(yàn)效率較低。當(dāng)橋梁為桁架結(jié)構(gòu)，且列車(chē)位于下層橋面或桁梁內(nèi)部時(shí)，由于桁片的遮擋作用，車(chē)輛模型的安裝和固定較不便，并且頻繁地拆卸模型會(huì)導(dǎo)致列車(chē)與橋面的相對(duì)位置難以在不同對(duì)比測(cè)試工況保持一致。

本文以某三主桁斷面大跨度斜拉橋?yàn)楣こ瘫尘埃谘兄频能?chē)-橋氣動(dòng)力同步測(cè)試裝置基礎(chǔ)上，通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試得到了單獨(dú)橋梁和車(chē)-橋組合狀態(tài)下車(chē)輛和橋梁的氣動(dòng)力，對(duì)比分析了線路位置、雙車(chē)交會(huì)和風(fēng)攻角等因素對(duì)車(chē)-橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性的影響，進(jìn)一步測(cè)試了紊流來(lái)流下車(chē)-橋的氣動(dòng)力，分析了紊流對(duì)車(chē)-橋氣動(dòng)特性的影響，本研究的結(jié)果可為后續(xù)的風(fēng)-車(chē)-橋耦合振動(dòng)分析提供計(jì)算參數(shù)。

1 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)

某大跨度斜拉橋采用三塔三索面體系，跨度布置為112 m+392 m+1 120 m+1 120 m+392 m+112 m，主桁橫向采用三主桁結(jié)構(gòu)形式，桁寬為2×15.5 m，桁高為15.5 m。主梁上層為板桁組合結(jié)構(gòu)，通行雙向六車(chē)道公路；下層為箱桁組合結(jié)構(gòu)，通行四線鐵路，上游側(cè)兩線通行時(shí)速350 km高速鐵路，下游側(cè)兩線為時(shí)速200 km城際鐵路。

主梁和列車(chē)的氣動(dòng)特性測(cè)試可通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)來(lái)完成，風(fēng)洞試驗(yàn)在西南交通大學(xué)單回流串聯(lián)雙試驗(yàn)段工業(yè)風(fēng)洞(XNJD-1)第二試驗(yàn)段中進(jìn)行，試驗(yàn)段寬2.4 m，高2.0 m，風(fēng)速范圍為1.0～45.0 m/s。結(jié)合風(fēng)洞的幾何尺寸，考慮阻塞率、長(zhǎng)寬比及桁架節(jié)間完整性等因素，三主桁模型的縮尺比為1∶54.06，模型尺寸為2.095 m×0.573 m×0.287 m(長(zhǎng)×寬×高，長(zhǎng)寬比為3.66，滿足抗風(fēng)規(guī)范要求[17])，如圖1(a)所示。模型主梁的上下弦桿采用優(yōu)質(zhì)木材制作，其他主桁構(gòu)件采用高級(jí)塑料板制作，同時(shí)節(jié)點(diǎn)板、欄桿和斜拉索錨拉板等也進(jìn)行了細(xì)致模擬，充分保證了結(jié)構(gòu)的外形相似，且制作的模型滿足試驗(yàn)的強(qiáng)度和剛度要求。

一列高速列車(chē)通常包含頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)，中間車(chē)形狀固定不變，因此本文主要針對(duì)中間車(chē)進(jìn)行研究。列車(chē)模型的縮尺比同橋梁模型，采用CRH2斷面，模型尺寸為1.855 m×0.063 m×0.065 m(長(zhǎng)×寬×高)，如圖1(b)所示。列車(chē)模型采用優(yōu)質(zhì)木材制作，忽略了列車(chē)底部轉(zhuǎn)向架和頂部受電弓等部件的影響，簡(jiǎn)化為平面結(jié)構(gòu)。

為提高車(chē)-橋組合系統(tǒng)氣動(dòng)特性測(cè)試的效率，并避免更換工況過(guò)程中人為造成車(chē)-橋相對(duì)位置變化引起的誤差，開(kāi)發(fā)了一種車(chē)輛和橋梁氣動(dòng)力同步測(cè)試裝置，其示意圖如圖1所示。

(a) 主梁

在該同步測(cè)試裝置中，橋梁模型固定于風(fēng)洞壁面上的測(cè)力軸上，并與兩端用于形成二維流的端板留有一定間隙，保證橋梁模型受到的風(fēng)荷載全部傳遞于測(cè)力軸，同時(shí)該測(cè)力軸可轉(zhuǎn)動(dòng)，在風(fēng)洞外即可實(shí)現(xiàn)不同的風(fēng)攻角。列車(chē)模型通過(guò)兩端的天平直接固定于橋梁模型上，天平可直接測(cè)試列車(chē)的氣動(dòng)力。

在試驗(yàn)過(guò)程中需要先對(duì)無(wú)風(fēng)工況下不同攻角的初始結(jié)果進(jìn)行采集，以消除列車(chē)和橋梁重力分量的影響；此外，測(cè)力軸得到的是列車(chē)和橋梁的合力，列車(chē)上高頻天平得到的只有列車(chē)的力。對(duì)于單車(chē)-橋梁組合工況，測(cè)力軸的結(jié)果直接減去天平的測(cè)試結(jié)果即可得到橋梁的氣動(dòng)力；對(duì)于雙車(chē)-橋梁組合工況，由于天平數(shù)量限制，需要分別測(cè)試位于不同線路位置上車(chē)輛的氣動(dòng)力，再通過(guò)車(chē)-橋系統(tǒng)的結(jié)果減去雙車(chē)車(chē)輛的氣動(dòng)力才可得到橋梁的氣動(dòng)力。

該測(cè)試方法與已有的測(cè)試方法相比，具有以下特點(diǎn)：

(1) 列車(chē)和橋梁的相對(duì)位置一致性好。僅通過(guò)天平底部的墊塊來(lái)實(shí)現(xiàn)列車(chē)和橋梁的相對(duì)位置固定，且不會(huì)隨風(fēng)攻角和列車(chē)位置的改變而改變。風(fēng)洞試驗(yàn)時(shí)車(chē)-橋組合模型如圖2所示。

圖2 列車(chē)-橋梁組合節(jié)段模型

(2) 便于調(diào)整風(fēng)攻角。風(fēng)洞試驗(yàn)中，來(lái)流多為水平方向，調(diào)整模型風(fēng)攻角較為方便的做法是調(diào)整模型與水平軸方向的夾角，風(fēng)洞外可直接轉(zhuǎn)動(dòng)測(cè)力軸，進(jìn)一步對(duì)橋梁模型的風(fēng)攻角進(jìn)行調(diào)整，同時(shí)列車(chē)模型也會(huì)隨著橋梁模型同步變換風(fēng)攻角，此時(shí)得到的車(chē)輛和橋梁氣動(dòng)力為體軸下的結(jié)果。

(3) 測(cè)試裝置的氣動(dòng)干擾小。高頻天平與車(chē)輛模型相比，尺寸相對(duì)較小，對(duì)列車(chē)的氣動(dòng)干擾較小，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的影響也可忽略。

(4) 試驗(yàn)效率得到提高。與已有試驗(yàn)裝置相比，本文的同步測(cè)試裝置對(duì)單車(chē)-橋梁試驗(yàn)只需在試驗(yàn)開(kāi)始前固定車(chē)-橋相對(duì)位置即可完成三分力測(cè)試，對(duì)雙車(chē)-橋梁試驗(yàn)也僅需更換一次車(chē)輛模型位置，在中桁同側(cè)更換時(shí)橋梁模型無(wú)需拆卸。

試驗(yàn)過(guò)程中使用的測(cè)力軸是安裝于風(fēng)洞壁上與風(fēng)洞配套的裝置，試驗(yàn)之前對(duì)裝置進(jìn)行了標(biāo)定，以確保試驗(yàn)的準(zhǔn)確性；試驗(yàn)中，橋梁和車(chē)輛的氣動(dòng)力采集系統(tǒng)不同，數(shù)據(jù)采集均在來(lái)流風(fēng)速穩(wěn)定后進(jìn)行，橋梁受到的來(lái)流紊流度較小，測(cè)力軸系統(tǒng)默認(rèn)采樣頻率為800 Hz，采樣時(shí)間為5 s；而主桁分離作用增加了車(chē)輛所受來(lái)流的紊流度，適當(dāng)增加車(chē)輛氣動(dòng)力的采樣時(shí)間，設(shè)置高頻天平采樣頻率為1 kHz，采樣時(shí)間為30 s。

試驗(yàn)中分別對(duì)單獨(dú)橋梁、單車(chē)-橋系統(tǒng)和雙車(chē)-橋系統(tǒng)(由于三線和四線車(chē)輛同時(shí)交會(huì)的幾率較小，本文未考慮)進(jìn)行了測(cè)試，具體的試驗(yàn)工況如表1所示。表1中線路1～線路4的具體位置見(jiàn)圖1(a)。為考察試驗(yàn)結(jié)果的重復(fù)性和可靠性，試驗(yàn)中風(fēng)速取為10 m/s、13 m/s和16 m/s三級(jí)風(fēng)速，測(cè)試結(jié)果可相互驗(yàn)證，風(fēng)攻角取為±5°、±3°、0°。

表1 風(fēng)洞試驗(yàn)工況

2 數(shù)據(jù)處理

作用于橋梁或車(chē)輛上的靜風(fēng)荷載在體軸坐標(biāo)系下可分解為阻力FH、升力FV和力矩M，相對(duì)應(yīng)的氣動(dòng)三分力系數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計(jì)和風(fēng)-車(chē)-橋計(jì)算分析至關(guān)重要[18]。因此，體軸坐標(biāo)系下靜力三分力系數(shù)的定義如下

(1a)

(1b)

(1c)

式中：α為來(lái)流風(fēng)攻角，當(dāng)來(lái)流斜向上時(shí)為正；U為來(lái)流平均風(fēng)速；ρ為空氣密度，取為1.25 kg/m3；H、B和L分別為車(chē)輛或橋梁節(jié)段模型的高度、寬度和長(zhǎng)度；FH(α)、FV(α)和M(α)分別為體軸坐標(biāo)系下風(fēng)攻角為α?xí)r的阻力、升力和扭矩，可通過(guò)節(jié)段模型試驗(yàn)得到；CH(α)、CV(α)和CM(α)分別為體軸系下的阻力系數(shù)、升力系數(shù)和力矩系數(shù)，統(tǒng)稱為靜力三分力系數(shù)。橋梁和車(chē)輛的三分力示意圖(見(jiàn)圖1)。其中下標(biāo)b為橋梁的三分力，下標(biāo)v為列車(chē)的三分力。

3 結(jié)果分析

三主桁斷面較為鈍化，氣流在上下層橋面和腹桿等阻風(fēng)構(gòu)件的尖角處分離，且分離點(diǎn)固定，主梁各部位受到的風(fēng)壓基本恒定，可忽略雷諾數(shù)效應(yīng)的影響[19]。CRH2列車(chē)模型為弧形斷面，但列車(chē)處于橋梁桁梁內(nèi)部，紊流度較大，弱化了列車(chē)模型弧形表面的黏性作用，削弱了雷諾數(shù)的影響[20]。考慮到主桁結(jié)構(gòu)的遮風(fēng)效應(yīng)，使得列車(chē)的氣動(dòng)力會(huì)有所減小，因此選取風(fēng)速為16 m/s時(shí)的測(cè)試結(jié)果進(jìn)行后續(xù)分析。

3.1 線路位置的影響

橫風(fēng)作用下，車(chē)輛處于三主桁內(nèi)部不同線路上時(shí)受到的風(fēng)荷載有較大差異，車(chē)輛也會(huì)對(duì)三主桁主梁內(nèi)部及外側(cè)的流場(chǎng)產(chǎn)生影響。為研究列車(chē)所處線路位置對(duì)車(chē)輛和三主桁結(jié)構(gòu)氣動(dòng)特性的影響，將列車(chē)模型放置于橋梁不同線路位置處進(jìn)行試驗(yàn)，得到車(chē)輛和橋梁的三分力系數(shù)，結(jié)果如圖3和圖4所示。

由圖3可知，線路位置對(duì)車(chē)輛的三分力系數(shù)有顯著影響，靠近迎風(fēng)側(cè)線路1的阻力系數(shù)明顯大于其他線路。氣流經(jīng)過(guò)主梁結(jié)構(gòu)后會(huì)形成繞流，主要分為尾渦區(qū)和繞流的剪切層兩部分，剪切層會(huì)隨尾流長(zhǎng)度的增加而減弱[21]。線路1靠近橋梁前邊緣，列車(chē)頂部氣流分離點(diǎn)靠近迎風(fēng)側(cè)，導(dǎo)致車(chē)頂表面風(fēng)速小，尾流區(qū)高度較高，阻力系數(shù)較大，升力系數(shù)較小。隨著線路向背風(fēng)側(cè)移動(dòng)，繞流剪切層可能作用于車(chē)頂，導(dǎo)致列車(chē)車(chē)頂氣流分離點(diǎn)后移，車(chē)頂表面風(fēng)速增加，尾流區(qū)高度減小，導(dǎo)致阻力系數(shù)減小，升力系數(shù)增加。

圖3 單車(chē)-橋時(shí)車(chē)輛三分力系數(shù)

車(chē)輛的阻力系數(shù)整體上隨風(fēng)攻角的增大而減小，在負(fù)攻角下的阻力系數(shù)大于正攻角時(shí)的，可能是負(fù)攻角時(shí)車(chē)輛迎風(fēng)面積增大且桁梁的分離作用減弱引起的。

列車(chē)位于線路2時(shí)的升力系數(shù)在大部分攻角下均大于其他線路的，繞流剪切層作用導(dǎo)致在列車(chē)頂面產(chǎn)生了較大負(fù)壓，引起升力系數(shù)的增加，中桁遮擋效應(yīng)導(dǎo)致背風(fēng)側(cè)線路升力系數(shù)小于線路2的。

由圖4可知，車(chē)輛的存在使得橋梁三分力系數(shù)發(fā)生較大變化，可能是列車(chē)的存在改變了三主桁內(nèi)部的氣動(dòng)繞流，對(duì)作用于橋梁結(jié)構(gòu)的風(fēng)壓產(chǎn)生了直接影響。列車(chē)處于不同線路位置時(shí)對(duì)橋梁三分力有不同影響，由于力矩系數(shù)數(shù)值較小，其差異可忽略不計(jì)；橋梁的阻力系數(shù)隨著車(chē)輛往背風(fēng)側(cè)線路偏移而逐漸減小，且由于兩片主桁的遮風(fēng)效應(yīng)，線路3車(chē)輛的存在對(duì)橋梁阻力系數(shù)幾乎無(wú)影響，與無(wú)車(chē)時(shí)的較為接近，在負(fù)攻角下線路4車(chē)輛對(duì)橋梁阻力系數(shù)影響較小；線路2和線路4車(chē)輛在大部分攻角下引起橋梁阻力系數(shù)的變化較為一致；列車(chē)運(yùn)行在背風(fēng)側(cè)軌道(線路3和線路4)時(shí)橋梁的升力系數(shù)均大于運(yùn)行于迎風(fēng)側(cè)軌道的(線路1和線路2)，這與文獻(xiàn)[15]的結(jié)果一致；隨著風(fēng)攻角的增加，主梁的阻力系數(shù)不斷減小，升力系數(shù)不斷增加，在風(fēng)攻角為負(fù)時(shí)的主梁阻力系數(shù)變化幅度遠(yuǎn)大于風(fēng)攻角為正的。

圖4 單車(chē)-橋時(shí)橋梁三分力系數(shù)

3.2 雙車(chē)交會(huì)的影響

對(duì)于多線的三主桁結(jié)構(gòu)，列車(chē)在橋上出現(xiàn)雙車(chē)交會(huì)的可能性較大，列車(chē)交會(huì)將導(dǎo)致桁梁內(nèi)部氣流變化，使得交會(huì)車(chē)輛和橋梁的氣動(dòng)特性發(fā)生變化，因此研究雙車(chē)交會(huì)對(duì)車(chē)輛和橋梁靜力三分力系數(shù)的影響是很有必要的。

3.2.1 交會(huì)間距的影響

為分析交會(huì)間距對(duì)車(chē)輛和橋梁氣動(dòng)特性的影響，選取交會(huì)時(shí)背風(fēng)側(cè)車(chē)輛作為測(cè)試對(duì)象，得到風(fēng)攻角為0°工況下車(chē)輛和橋梁的三分力系數(shù)，如表2所示。

由表2可知，當(dāng)交會(huì)間距較小時(shí)，背風(fēng)側(cè)車(chē)輛處于迎風(fēng)側(cè)車(chē)輛的尾流漩渦中，且受到遮擋效應(yīng)，導(dǎo)致線路2車(chē)輛的阻力系數(shù)和升力系數(shù)較小；隨著交會(huì)間距的增大，背風(fēng)側(cè)車(chē)輛逐漸擺脫線路1車(chē)輛尾流的影響，使得升力系數(shù)和阻力系數(shù)逐漸增大。交會(huì)間距對(duì)迎風(fēng)側(cè)車(chē)輛阻力系數(shù)影響較小，對(duì)升力系數(shù)和力矩系數(shù)有明顯的影響，這是由于不同交會(huì)間距時(shí)背風(fēng)側(cè)車(chē)輛對(duì)迎風(fēng)側(cè)車(chē)輛底部氣流的阻擋效應(yīng)不同，改變了迎風(fēng)側(cè)車(chē)輛底部氣流流速，造成列車(chē)上下表面壓力差改變[22]，從而影響升力系數(shù)和力矩系數(shù)。

總體上，車(chē)輛的交會(huì)間距對(duì)橋梁三分力系數(shù)影響較小，隨著交會(huì)間距的增大，橋梁阻力系數(shù)逐漸減小。

3.2.2 交會(huì)位置的影響

三主桁結(jié)構(gòu)內(nèi)部桿件較多，流場(chǎng)較為復(fù)雜，雙車(chē)在橋上不同位置交會(huì)時(shí)的氣動(dòng)特性差異較大，不同交會(huì)位置時(shí)車(chē)輛和橋梁的三分力系數(shù),如表3所示。由表3可知，迎風(fēng)側(cè)車(chē)輛對(duì)背風(fēng)側(cè)車(chē)輛有明顯的遮風(fēng)效應(yīng)，導(dǎo)致背風(fēng)側(cè)車(chē)輛的三分力系數(shù)明顯小于迎風(fēng)側(cè)車(chē)輛的，但工況6兩線路車(chē)輛的差異比工況3和工況8的要小，可能是中主桁引起的漩渦脫落使得背風(fēng)側(cè)車(chē)輛的三分力系數(shù)比其他工況背風(fēng)側(cè)車(chē)輛的大；不同交會(huì)位置對(duì)橋梁三分力系數(shù)也有一定的影響，隨著交會(huì)位置遠(yuǎn)離迎風(fēng)側(cè)，橋梁的阻力系數(shù)逐漸減小，升力系數(shù)逐漸增大。結(jié)合圖3和表3可知，背風(fēng)側(cè)車(chē)輛的存在使得迎風(fēng)側(cè)車(chē)輛的阻力系數(shù)減小。

表3 不同交會(huì)位置的車(chē)-橋三分力系數(shù)

3.3 紊流的影響

在實(shí)際工程中，受橋址附近建筑物、水面航船等因素的影響，絕對(duì)均勻的來(lái)流風(fēng)幾乎是不存在，紊流風(fēng)場(chǎng)對(duì)車(chē)-橋氣動(dòng)特性有較明顯的影響[23]，因此考慮紊流對(duì)列車(chē)和三主桁結(jié)構(gòu)氣動(dòng)力的影響是必要的。

試驗(yàn)中通過(guò)被動(dòng)格柵裝置來(lái)模擬紊流場(chǎng)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾萌鐖D5所示，模擬風(fēng)場(chǎng)的紊流強(qiáng)度為3.8%左右(橋址區(qū)建筑物對(duì)均勻來(lái)流造成擾動(dòng)而產(chǎn)生的低紊流度風(fēng)場(chǎng))，已有研究表明[24]，格柵裝置模擬的紊流基本符合Von Karman譜，試驗(yàn)風(fēng)速譜與理論譜的對(duì)比，如圖6所示。從圖6可知,兩者基本吻合，且與文獻(xiàn)[24]的結(jié)論吻合。試驗(yàn)中采用Gamma六分量高頻天平測(cè)試車(chē)輛的氣動(dòng)力時(shí)程，采樣頻率為1 000 Hz，采樣時(shí)間為120 s；風(fēng)速時(shí)程通過(guò)TFI眼鏡蛇三維脈動(dòng)風(fēng)速儀(Cobra Probe)采集得到，采樣頻率為512 Hz，采樣時(shí)間為120 s，風(fēng)速采集儀器放置于模型前方，根據(jù)“泰勒紊流凍結(jié)假定”[25]，測(cè)點(diǎn)處的脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)與車(chē)-橋模型處的相同，但存在一個(gè)時(shí)間差。

圖5 紊流下的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

圖6 格柵風(fēng)譜與理論譜對(duì)比

3.3.1 對(duì)氣動(dòng)特性的影響

為研究紊流對(duì)車(chē)-橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性的影響，將紊流來(lái)流下車(chē)輛和橋梁氣動(dòng)力系數(shù)的平均值與均勻流的結(jié)果對(duì)比，格柵會(huì)導(dǎo)致來(lái)流風(fēng)的能量損失，經(jīng)柵格遮擋衰減后，到達(dá)試驗(yàn)?zāi)Ｐ颓胺降膩?lái)流風(fēng)風(fēng)速為13.3 m/s，如圖7所示。當(dāng)圖7中均勻流的結(jié)果為風(fēng)速13 m/s時(shí)。由圖7可知，紊流的存在會(huì)適當(dāng)增加車(chē)輛的三分力系數(shù)，可能是紊流的存在影響了列車(chē)周?chē)鲌?chǎng)，從而導(dǎo)致列車(chē)氣動(dòng)力增加，但較低紊流強(qiáng)度的來(lái)流使得橋梁的氣動(dòng)力系數(shù)差異較小；紊流來(lái)流下，車(chē)輛阻力系數(shù)的增幅較小，但升力系數(shù)增幅較大，且不同風(fēng)攻角下的增幅較為接近；雖然紊流對(duì)車(chē)輛和橋梁的力矩系數(shù)影響較大，但其值較小，一般可以忽略，因此在后續(xù)研究中不對(duì)力矩系數(shù)進(jìn)行分析。

(a) 車(chē)輛三分力系數(shù)

3.3.2 列車(chē)氣動(dòng)導(dǎo)納

氣動(dòng)導(dǎo)納是結(jié)構(gòu)抖振分析中的重要參數(shù)，可通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試的抖振力和來(lái)流脈動(dòng)風(fēng)計(jì)算得到。基于準(zhǔn)定常假定，Scanlan提出了作用在車(chē)輛或橋梁?jiǎn)挝婚L(zhǎng)度上的抖振力表達(dá)式，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行傅里葉變換(fast fourier transform,FFT)，同時(shí)忽略脈動(dòng)風(fēng)速互譜的影響，基于等效氣動(dòng)導(dǎo)納法[26-27]，得到氣動(dòng)導(dǎo)納函數(shù)為

(2a)

(2b)

式中：χD(ω)和χL(ω)分別為阻力和升力的等效氣動(dòng)導(dǎo)納函數(shù)；SD(ω)和SL(ω)分別為抖振阻力譜和抖振升力譜；Su(ω)和Sw(ω)分別為縱向和豎向脈動(dòng)風(fēng)譜。

為進(jìn)一步對(duì)比分析紊流對(duì)車(chē)輛氣動(dòng)力的影響，紊流和均勻流下風(fēng)攻角為0°時(shí)車(chē)輛阻力和升力的功率譜,如圖8所示。由圖8可知，在低頻率(小于10 Hz)時(shí)，紊流與均勻流下車(chē)輛氣動(dòng)力功率譜有一定差別；隨著頻率的增大，兩者的差別逐漸減小，不同來(lái)流對(duì)列車(chē)抖振力影響較小，可以推測(cè)模擬不同風(fēng)譜的來(lái)流對(duì)抖振力影響不大，可能是桁架自身繞流導(dǎo)致均勻風(fēng)產(chǎn)生了脈動(dòng)成分，也可能是因?yàn)槟M風(fēng)場(chǎng)的紊流強(qiáng)度較小。總體上，車(chē)輛阻力和升力功率譜隨著頻率的增大逐漸增大，隨后再逐漸減小。

(a) 阻力

進(jìn)一步通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試的抖振力和脈動(dòng)風(fēng)時(shí)程，由式(2)計(jì)算得到了車(chē)輛的氣動(dòng)導(dǎo)納函數(shù)，結(jié)果如圖9所示。由圖9可知，在折減頻率較小時(shí)，阻力氣動(dòng)導(dǎo)納趨近于1，當(dāng)折減頻率大于0.09后，阻力氣動(dòng)導(dǎo)納先增大后減小，其規(guī)律與文獻(xiàn)[28]中測(cè)試結(jié)果相似；升力氣動(dòng)導(dǎo)納隨折減頻率的變化規(guī)律與阻力的類似，呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，但阻力氣動(dòng)導(dǎo)納的變化率更小。

(a) 阻力

4 結(jié) 論

通過(guò)節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)，研究三主桁斷面車(chē)-橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性，考慮了單車(chē)-橋和雙車(chē)-橋兩種組合狀態(tài)，進(jìn)一步分析不同因素以及紊流來(lái)流的影響，得到以下結(jié)論：

(1) 由于繞流剪切層的影響，靠近迎風(fēng)側(cè)車(chē)輛阻力系數(shù)明顯大于其他線路，升力系數(shù)小于其他線路；線路2列車(chē)升力系數(shù)最大。橋梁阻力系數(shù)隨著車(chē)輛往背風(fēng)側(cè)移動(dòng)而逐漸減小，由于兩片主桁的遮風(fēng)效應(yīng)，線路3和線路4車(chē)輛存在時(shí)橋梁的阻力系數(shù)與無(wú)車(chē)時(shí)的較為接近。

(2) 雙車(chē)交會(huì)時(shí)，由于迎風(fēng)側(cè)車(chē)輛的尾流漩渦的影響，背風(fēng)側(cè)車(chē)輛的阻力系數(shù)和升力系數(shù)隨交會(huì)間距的增大而增大；中主桁引起的漩渦脫落使得背風(fēng)側(cè)車(chē)輛的三分力系數(shù)比其他工況背風(fēng)側(cè)車(chē)輛的大；隨著交會(huì)位置遠(yuǎn)離迎風(fēng)側(cè)，橋梁阻力系數(shù)逐漸減小，升力系數(shù)逐漸增大。

(3) 紊流的存在會(huì)適當(dāng)增加車(chē)輛的三分力系數(shù)，特別是升力系數(shù)，但對(duì)橋梁氣動(dòng)力系數(shù)影響較小；由于桁架自身繞流作用，紊流與均勻流下車(chē)輛氣動(dòng)力功率譜較為接近；折減頻率較小時(shí)，阻力氣動(dòng)導(dǎo)納趨近于1；阻力和升力氣動(dòng)導(dǎo)納隨折減頻率的增加，呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。