強風載荷下橋梁風致行車安全與抗風方法研究

詹鎧臻，劉功毫，袁志群，王兆樑，林 立

(1.廈門市公路橋隧維護與應急中心，福建 廈門 361009;2.廈門中平公路勘察設計院有限公司，福建 廈門 361000;3.廈門理工學院，福建 廈門 361024;4.廈門市公路事業發展中心，福建 廈門 361000)

0 引言

跨海大橋是構建現代化交通運輸體系的重要基礎設施，能顯著縮短通行距離，為促進地方經濟快速發展提供便捷，與此同時，也帶來了許多安全與社會問題。強風或臺風會誘發橋上汽車行駛穩定性發生變化[1-2]，導致汽車發生側偏、橫擺、側滑甚至側翻事故，國內外已報道多起大型橋梁風致行車安全事故，引起國內外許多學者的廣泛關注[3-4]。

跨海大橋所處位置地勢開闊，距離海面較高，受地形及建筑遮擋作用小，導致橋面的風速比地面更大。此外，橋梁截面以及橋面附屬構造產生的繞流會進一步增大橋面風速，這些因素會增加汽車氣動力，嚴重影響橋上的行車安全[5-6]。為避免強風或臺風氣候下橋上交通事故的發生，一方面，交通管理部門采取限制車速或者限制通行的措施，但國內限制車速或限制通行的標準并未完全統一。相關研究從不同角度、采用不同研究方法給出了不同的橋梁行車安全建議[7-8]，但從汽車高速氣動穩定性角度進行分析與預判的研究工作較少；另一方面，橋梁設計與管理部門通過在橋面兩側加裝擋風屏障來降低橋面風速，以提高安全行車車速，但關于擋風屏障對汽車高速氣動穩定性的影響并未作相關分析[9-11]，厘清擋風障對汽車側風穩定性的影響機理是進行橋梁抗風設計的關鍵問題[12-13]。

因此，現有的橋梁抗風設計措施及通行管理決策，既有可能過低地預估強/臺風氣候下的橋梁通行能力，造成交通資源的浪費，也有可能過高地評價橋上行車安全，埋下交通安全隱患。本研究通過建立典型廂式貨車橋上行車的側風氣動模型和系統動力學模型，采用單向耦合方法從汽車操縱穩定性角度科學評估強風載荷下的行車安全問題，采用風洞試驗方法提出橋梁抗風設計方案并進行分析驗證，研究成果可為橋梁交通管控和抗風設計提供理論參考。

1 橋上行車的側風氣動模型構建與分析

本研究以廈門市某在用的雙向六車道分離式橋梁為研究對象，其為變截面箱梁形式，橋梁行車道寬度為3.5 m。跨海大橋上車型眾多，貨車是最常見的容易發生風致行車安全事故的車型，因此，本研究以廂式貨車為研究對象開展橋上車輛的風致行車安全研究，貨車在橋梁迎風側的第一車道(慢車道)行駛，如圖1所示。

圖1 橋上行車的幾何模型Fig.1 Geometric model of vehicle driving on bridge

在橋上行使時，汽車與橋梁發生相對運動，風與汽車和橋面發生相對運動，因此，采用橫擺模型法、合成風法以及正交風法無法真實再現橋上行車時的氣動工況，本研究采用重疊網格法進行側風氣動特性分析[14]，獲取橋上車輛在不同工況下的氣動六分力，橋上行車計算方法如圖2所示。

圖2 橋上行車的側風計算方法示意圖Fig.2 Crosswind calculation method for vehicle driving on bridge

計算域建立方法及網格離散方法參考《T/CSAE 112—2019乘用車空氣動力學仿真技術規范》，車身和橋面網格為三角形面網格，體網格為切割體和棱柱網格，計算域網格1 200萬左右，如圖3所示。采用運動的從域模擬汽車運動速度v，根據廈門市跨海大橋貨車限行車速，設置為80 km/h，主域的迎風面為側風入口，模擬側風的大小，研究中設置為25 m/s(10級風)，主域的背風面和左右面為壓力出口，相對大氣壓力為0，其他邊界為壁面邊界。計算采用大渦模擬方法(LES)，相比雷諾時均法計算精度更高，已廣泛應用于汽車外流場計算[15-16]。

圖3 橋上行車的計算域網格Fig.3 Computational domain grid of vehicle driving on bridge

采用上述方法計算得到車速為80 km/h、側向風速為25 m/s工況下橋上行駛貨車的氣動數據。圖4所示為YZ截面速度云圖，高速氣流直接作用在廂式貨車上，在迎風面受到阻滯，速度降為0，在貨箱頂部前沿和底部存在氣流加速區，貨箱上沿和背風側有大量的氣流分離區。此外，由于貨車以及橋梁截面擾流的影響，橋面上不同車道的速度分布并不一致。圖5所示為貨車迎風面壓力分布云圖，與無側風工況存在較大差異，迎風面壓力明顯高于車頭前部壓力，并且最大正壓區處于貨車前部，使得風壓中心前移，不利于行車安全。

圖4 YZ截面速度云圖Fig.4 Nephogram of velocity on YZ cross-section

圖5 貨車迎風側車身表面壓力云圖Fig.5 Nephogram of pressure on truck surface at windward side

2 動力學模型構建與風致行車安全評價

為了得到橋上貨車在強風載荷作用下的安全行車速度，建立風險函數fG，定義方法如式(1)和圖6所示。

圖6 行車安全風險函數定義方法Fig.6 Defining method of traffic safety risk function

(1)

式中，EZ為汽車行駛過程的實際側向位移；EZmax為允許的最大側向位移，與道路寬度和車身寬度有關。當EZ/EZmax≤0.9時，風險系數fG隨著EZ增加基本呈線性增加；當EZ/EZmax>0.9時，風險系數fG隨著EZ增加呈拋物線增加。為了保證汽車在側向風作用下安全行駛，避免貨車進入相鄰車道引發交通事故，EZ/EZmax允許的極限值為0.9，當超過0.9后，汽車極易發生側偏事故。

根據風險函數fG建立貨車行車安全評價準則如下：橋面道路寬度為3.5 m，貨車車身寬度為2.4 m，貨車允許的最大側向位移EZmax為0.55 m。貨車正常行駛在車道中間，當貨車受到橫向風作用后，發生側偏事故的側向位移臨界值EZ為0.495 m。當側向位移較小時，發生行車安全事故較低，當側向位移較大時，發生行車安全事故較高。

采用單向耦合方法建立廂式貨車“空氣動力學-系統動力學”單向耦合分析模型評價貨車在強風載荷下的風致行車安全，廂式貨車的系統動力學模型在Trucksim軟件中建立，如圖7所示，包括車身、輪胎、轉向系統、動力系統和懸架系統等模塊，系統動力學相關參數設置如表1所示，貨車車身可以在氣動力和氣動力矩的作用下發生俯仰、橫擺以及側傾運動。

圖7 廂式貨車動力學模型Fig.7 Dynamic model of van

表1 廂式貨車動力學參數Tab.1 Dynamics parameters of van

為了與實際行駛工況接近，引入單點預瞄駕駛員反饋控制模型，駕駛員通過控制方向盤使車輛行駛至前方預瞄點時車輛位置與期望路徑軌跡的橫向偏差盡可能為0[17-18]。仿真總時長為10 s，考慮到自然風特性，研究中采用階躍陣風模型，側風第2 s開始作用，第5 s結束，作用時間為3 s。路面模型考慮干燥、潮濕以及積水3種情況，對應的路面摩擦系數μ依次為0.85，0.5，0.35。圖8為廂式貨車以限行車速在不同路面工況下的橋上行駛時，受到風速為25 m/s的側向風作用后的側向位移。

圖8 不同路面工況的側向位移Fig.8 Lateral displacements under different road conditions

由圖8可知，不同路面工況下的變化趨勢基本一致，側向位移隨著車速的增加而增加，隨著路面粗糙度的降低而增加。在干燥、潮濕以及積水路面上，貨車以允許的橋梁限行車速80 km/h行駛時，在25 m/s 的側向風作用下的最大側向位移分別為0.644,0.771和1.585 m，均超過了發生側偏事故的側向位移臨界值0.495 m，雖然在駕駛員的反饋控制下貨車能回到原來的直線行駛狀態，但容易駛入相鄰車道，誘發嚴重的行車安全事故。

貨車車速降低至50 km/h后，在干燥路面和潮濕路面上的最大側向位移分別降低為0.38 m和0.44 m，均處于發生側偏事故的側向位移臨界值范圍之內，貨車以該車速在兩種路面條件下均能保持安全狀態行駛；在積水路面上，貨車車速降低至40 km/h 后的最大側向位移為0.27 m，處于發生側偏事故的側向位移臨界值范圍之內，貨車以該車速在該路面下能夠保持安全狀態行駛。綜上所述，當側向風速為25 m/s，廂式貨車在干燥路面和潮濕路面上的行車速度為50 km/h以內時，不易發生側偏事故。但在積水路面上，應降低車速至40 km/h以下，否則容易發生側偏事故。積水路面環境下提高車速不僅容易發生側偏事故，甚至會產生側滑，對行車安全極為不利。

3 橋梁抗風設計與分析

為了降低橋面風速，提高橋上行車的風致行車安全能力，目前常用的抗風方法是在橋梁兩側加裝擋風屏障，研究中設計了障條式和板挖孔式兩種結構方案，如圖9所示。采用模型風洞試驗方法分析了不同結構參數的擋風障方案(共計13種方案)對橋面風速的影響規律，具體包括不同孔形、不同高度、不同孔隙率和不同排列方式等，孔形包括板挖方孔、板挖圓孔、板挖橢圓孔以及障條，高度包括1,2,和3 m，孔隙率包括40%，50%和60%。

圖9 不同結構形式和排列方式的擋風障設計方案Fig.9 Design schemes of windbreak with different structures and arrangements

擋風障相關試驗在廈門理工學院風洞試驗室低速試驗段完成，其截面尺寸為25 m×6 m×3.6 m，風速范圍為0.5～30 m/s，試驗段橋梁長度為1.8 m，截面采用箱梁形式。跨海大橋距離海平面有一定距離，在滿足總體阻塞率的情況下，為了與實際情況更為貼近，箱式橋梁通過鋼質底座與風洞地板相連。橋梁箱梁和擋風障模型的幾何縮尺比為1∶10，試驗阻塞比小于5%，風洞試驗的來流速度和橫擺角分別為7.91 m/s和90°。本次風洞試驗測量車道中心線上方0～45 cm高度內測量點的風速，以獲取該截面在該工況下的風速剖面，測點從2.5 cm 高度開始設置，每隔2.5 cm設置1個測點，共計18個測點。風洞測速試驗采用3臺眼鏡蛇三維脈動風速測量儀，采樣頻率為600 Hz，各測點采樣時長為60 s，風速測點布置及風洞現場試驗如圖10所示。

圖10 測點布置及風洞試驗Fig.10 Layout of measuring points and wind tunnel test

采用橋面風速折減系數對擋風障的抗風性能進行量化評價。首先，獲取橋面車道中心線高度上的平均風速剖面圖，然后，根據矩形風剖面和實際風剖面壓力總和相等的等效原則，計算不同擋風障方案下橋面車道的等效風速，最后，無量綱后即可得到風速折減系數，定義如式(2)所示：

(2)

式中，Zr為橋梁風剖面的高度范圍，取值為45 cm；u(z)為車道中心線上在Z高度處的橫向風速值；u0為來流風速。圖11為橋面安裝不同類型和參數的擋風障時，風洞試驗測得的平均風速剖面圖。

圖11 不同風障參數的風速剖面圖Fig.11 Wind speed profiles with different windbreak parameters

由圖11(a)可知，不同擋風障類型均能不同程度降低橋面風速，但障條方案和板挖孔方案的抗風效果存在較大差異，在近地面15 cm范圍內，板挖孔方案相比障條方案抗風效果較好，障條方案在距離橋面10 cm范圍內速度明顯高于裸橋；在20～35 cm 范圍內，障條方案抗風效果較好；板挖孔方案中的圓孔方案效果較佳。方孔、橢圓孔、圓孔以及障條4種方案的車道1風速折減系數依次為0.646，0.654，0.583和0.662，綜合比較得知，板挖圓孔方案的擋風效果較佳。由圖11(b)和圖11(c)可知，孔隙率和高度是影響擋風障抗風效果的關鍵參數，3種孔隙率的圓孔方案擋風障對應的車道1風速折減系數依次為0.466，0.583，0.663，3種不同高度的圓孔方案擋風障對應的車道1風速折減系數依次為0.583，0.745，0.866。減小孔隙率和增加擋風障高度都能提高擋風障的擋風效率，擋風障高度對橋面風速的有效遮擋區域影響較大。橋上車型眾多，對于貨車以及客車等高大車型(限高4 m)，為了增加擋風障的有效遮擋高度，宜選用3 m高的擋風障，為了進一步分析擋風障對橋上車輛高速氣動穩定性的影響，研究中選取了高度為3 m、孔隙率為40%的板挖圓孔擋風障方案進行對比分析，如圖12和圖13所示。

圖12 加裝擋風障后YZ截面速度云圖Fig.12 Nephogram of velocity on YZ cross-section after installing bridge windbreak

圖13 加裝擋風障后貨車迎風側車身表面壓力云圖Fig.13 Nephogram of pressure on truck surface at windward side after installing bridge windbreak

通過與圖4和圖5對比可知，加裝擋風障后，橋面風速顯著降低，貨車迎風面的風速顯著減小，貨車車身表面的正壓區域和大小明顯降低，這將極大降低汽車高速行駛的氣動力和氣動力矩，提高汽車的風致行車安全能力。通過進一步分析發現，擋風障對降低相鄰橋面的風速作用明顯。

采用Q-準則法對貨車車身周圍渦系進行分析，可進一步厘清擋風障的抗風機理。Q-準則法對湍流中渦的細節捕捉更為準確，圖14為加裝擋風障前后貨車周圍渦量分布圖，貨車車身背風側存在大量的分離渦團，是貨車頂部和底部氣流分離拖曳所致，由于汽車運動和側風的雙重作用，導致了如圖所示的脫落渦方向。加裝擋風障后，貨車車身背風側的渦核明顯減少，分離渦拖曳區域變小，特別是貨箱近壁面區域，渦核減少導致廂式貨車車身周圍湍流運動消耗的能量降低。因此，加裝擋風障后，貨車車身表面的壓力分布發生明顯變化，氣動力和氣動力矩降低。

圖15為加裝擋風障前后，貨車以80 km/h車速行駛時，在25 m/s的側向風作用下的側向位移變化曲線對比。加裝擋風障后，貨車在干燥、潮濕和積水3種路面工況下的側向位移顯著減小，分別為0.378，0.401，0.434 m，相對無擋風障時分別降低了41.3%，47.9%，72.6%。在積水路面，貨車側向位移變化趨勢更為平緩，說明駕駛員修正車輛運動方向的難度降低。

圖15 安裝擋風障前后不同路面條件下的側向位移Fig.15 Lateral displacements under different road conditions before/after installing bridge windbreak

綜上所述，加裝擋風障后，貨車在強風載荷下的安全行車速度顯著提高，在橋梁允許的限行車速80 km/h范圍內均能安全行車，并且還具備提速空間。因此，擋風障大幅度提高了橋上貨車的風致行車安全能力。

4 廂式貨車橋上安全行車速度分析

根據研究中前述模型構建與評價方法，獲取廂式貨車在不同風速等級、不同路面條件下的安全行車速度可知，安全行車速度隨著路面附著條件的降低而降低，隨著風速的增加而降低。當側向風速等級為8級及以內時，通過駕駛員的合理控制，廂式貨車可以在橋梁允許的限速范圍內(80 km/h)安全行駛；當側向風等級超過8級時，為了保證行車安全，廂式貨車需降低車速行駛，不同風速等級和不同路面條件下的安全行車速度不同，如表2所示。

表2 安裝擋風障前不同風速等級下的安全行車速度(裸橋)Tab.2 Safe driving speeds under different wind speed levels before installing bridge windbreak (bare bridge)

為了提高強風載荷下跨海大橋上廂式貨車的風致行車安全能力，除了可以通過降低行車速度之外，還可以在橋面設置擋風障。加裝擋風障后的安全行車速度極大提高，不同路面條件下，廂式貨車在6～10級風作用下的安全車速可以提高到橋梁允許的限行車速(80 km/h)。

5 結論

本研究以廂式貨車為研究對象，基于汽車空氣動力學和汽車系統動力學的單向耦合方法開展了橋上行車的風致行車安全評價及橋梁抗風設計方法研究，得到以下結論：

(1)提出了一種橋上行車的風致行車安全分析與評價方法。構建了橋上行駛貨車的氣動分析模型，建立了風致行車安全評價準則，分析了強風載荷下不同風速等級和不同路面條件的安全行車速度。研究成果可為以后橋梁風致行車安全評估提供參考。

(2)以橋面風環境參數以及風致行車安全參數為參考指標，提出了一種橋梁擋風障抗風設計的量化評價方法。研究成果可為以后橋梁擋風障的抗風設計提供參考。

(3)分析了常見類型的橋梁擋風障抗風性能，以橋面風速剖面圖為參考，板挖孔方案優于障條方案，其中板挖圓孔方案較佳；孔隙率、擋風障高度對橋面風環境參數影響顯著。研究成果可為橋梁擋風障的選型和設計提供參考。