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

(1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；2.橋梁工程安全控制省部共建教育部重點實驗室，湖南 長沙 410114；3.軌道交通工程結構防災減災湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410075；4.山東鐵路投資控股集團有限公司，山東 濟南 250014)

氣動干擾是雙幅橋主梁間復雜的空氣動力作用引發橋梁的氣動力系數、風壓分布、周圍流場形態區別于單幅橋主梁的現象[1-4]，對雙幅橋主梁的氣動特性產生顯著的干擾效應。這種干擾效應在不同橋梁上表現出明顯的時間和空間上的差異，氣動干擾的作用機理難以被準確認知[5-7]。深入認識雙幅橋的氣動干擾規律，對于調整主梁的空間布置形式，優化其氣動外形具有重要意義。國內外學者通過風洞試驗開展了大量針對雙幅橋梁氣動干擾的研究。陳政清等[8-10]進行了節段模型風洞試驗，發現雙幅橋主梁的阻力系數隨著主梁間距的變化呈現出顯著的差異性，上游主梁對下游主梁表現出“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律，發現負攻角時上游主梁的阻力系數明顯增大；ZHOU 等[12]研究了錯向布置下雙幅橋主梁的氣動力系數，研究表明主梁的錯向布置會增大雙幅主梁的氣動力系數；YANG 等[13]研究了間距和風嘴形態對雙幅箱梁靜三分力系數的影響，發現風嘴形態會影響主梁氣動力系數隨著間距增長的變化規律，說明氣動干擾受到主梁氣動外形的影響；LI等[14]研究了不同雷諾數下分離雙箱梁風壓系數的分布規律，研究結果表明雙幅主梁的風壓系數分布表現出明顯的雷諾數效應。隨著雷諾數增加，主梁表面分離剪切層的轉捩點提前，分離氣泡的尺度減小，尾流區的斯托羅哈數增大；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，研究發現小間距下旋渦脫落現象僅在下游主梁的尾流區形成，大間距下主梁的間隔區間和尾流區內均形成渦脫。通過開展風洞試驗，學者們總結了雙幅主梁氣動干擾的作用規律，但在解釋氣動干擾的形成機理上，風洞試驗還存在消耗大、可重復性差的問題。近年來，隨著計算機技術的發展，對雙幅橋氣動干擾的數值模擬研究也逐漸興起。劉志文等[16]基于雷諾時均模擬方法采用k-ωSST 湍流模型對迎風狀態下的串列雙幅典型斷面進行了數值模擬，計算得到的斷面三分力系數和斯托羅哈數與風洞試驗結果吻合情況較好，表明數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]采用二維數值模擬方法研究了不同高寬比雙幅箱梁的氣動特性，發現下游箱梁的阻力系數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，發現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，結果表明二維URANS 方法在計算主梁平均氣動力系數上具有足夠的精度，并且在降低計算消耗上存在優勢?，F有雙幅橋氣動干擾研究多面向對稱主梁展開，對非對稱主梁氣動干擾的研究還進行得較少，且不夠深入。本文以某大跨公鐵同層雙幅橋為背景，采用風洞試驗并結合數值模擬方法，對比研究了施工狀態下單幅鐵路主梁迎風、單幅公路主梁迎風、雙幅主梁-鐵路主梁迎風和雙幅主梁-公路主梁迎風4 個工況下主梁表面的風壓系數分布和主梁周圍的流場形態，總結了公鐵同層雙幅主梁的氣動干擾規律。

1 工程概況

某大跨公鐵同層雙幅橋位于川渝區域，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-混組合箱梁設計，梁高D1=4.5 m，梁寬B1=23.6 m；公路主梁采用PK 型鋼-混組合箱梁設計，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顯著，出于安全考慮，必須準確認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 風洞試驗概況

試驗在中南大學高速鐵路建造技術國家工程研究中心風洞實驗室進行，風洞試驗段尺寸為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，內部用合金鋼板支撐加固。為避免端部效應[23]，模型兩端布置了木質端板，風洞試驗模型如圖3所示。

圖3 風洞試驗節段模型Fig.3 Cross-section model of girders in wind tunnel tests

試驗參考靜壓和測試風速采用皮托管測量，主梁模型表面風壓采用電子式壓力掃描閥測量，采樣頻率為330 Hz，單次采樣時間為30 s。鐵路主梁表面共布置測壓孔64 個，其中上表面33 個，下表面31 個；公路主梁模型表面共布置測壓孔84個，其中上表面34 個，下表面50 個?？紤]到在模型轉角等大曲率區域空氣存在逆壓力梯度，易發生流動分離，橋梁展向壓力變化幅度大，故此類區域的測壓孔布置采用加密處理。本文所做試驗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構非對稱性對氣動干擾的影響，本文進行了如表1 所示4 個工況的風洞試驗，分別為單幅鐵路主梁迎風、單幅公路主梁迎風、雙幅主梁-鐵路主梁迎風和雙幅主梁-公路主梁迎風，試驗測試風速為11 m/s，主梁雷諾數Re=UD/ν，特征長度D取主梁高度，運動黏度系數為ν=μ/ρ，鐵路主梁和公路主梁雷諾數大小分別為2.6×104和3.4×104。

表1 節段模型靜力試驗工況Table 1 Conditions of cross-section model for wind tunnel tests

主梁所受風壓采用無量綱風壓系數表征：

式中：pi(t)為主梁表面的第i個測壓點壓力時程，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洞試驗段測試風速。

3 數據模擬概況

依據風洞試驗條件，本文所做模擬中的計算域為15b×10b的矩形(b為公路主梁模型的跨中寬度)，計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，計算域的設置情況如圖5 所示。將計算域分為3 個不同的區域，靠近雙幅主梁壁面的網格采用高度加密處理(區域Ⅰ)，從而精確捕捉近壁面區域的流場信息，尤其是自由剪切層的發展和旋渦的脫落、再附現象；下游主梁背風側的尾流區采用次加密處理(區域Ⅱ)，用于觀察旋渦脫落乃至耗散的過程；剩余的區域采用稀疏網格處理(區域Ⅲ)，從而減少網格數量，提升計算效率。

圖5 計算域示意圖Fig.5 Computing domain

計算域入口處采用速度入口邊界條件，速度設置為11 m/s，湍流強度設置為0.6%；計算域出口處采用自由壓力出口邊界條件，上下計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。網格劃分情況如圖6所示，采用四邊形和三角形混合非結構化網格，邊界層采用四邊形結構化網格，邊界層網格層數n=20，增長率r=1.1[19-20]，第1 層網格高度為0.01 mm，工況1～4 的網格數量分別為69.1萬，64.1萬，73.2萬和79.8萬，試算得到的第1 層網格的最大無量綱壁面距離y+<1。

圖6 計算域網格示意圖Fig.6 Mesh of computing domain

數值模擬基于商業軟件Ansys Fluent 展開。綜合數值計算精度和計算消耗考慮，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算，對流項和擴散項均采用2階格式離散，時間項采用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)。時間步長隨著迭代過程從1×10-6s增長到2×10-5s，求解任意時刻滿足庫朗數Co<1。求解器的設置情況如表2所示。

表2 求解設置Table 2 Solver settings

4 結果及討論

本章分析了風洞試驗中不同工況下的鐵路主梁和公路主梁的表面風壓系數分布規律，主梁表面風壓系數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]；對比驗證了風壓系數的風洞試驗結果和數值模擬結果，檢驗了數值模擬的計算精度；最后根據數值模擬流場給出了雙幅橋主梁氣動干擾的機理分析。

4.1 鐵路主梁風壓系數

對比各工況下鐵路主梁風洞試驗結果，鐵路主梁的風壓系數分布情況如圖7 所示，x/B為無量綱測壓孔橫坐標。工況1 和工況3 中鐵路主梁的時均風壓系數分布基本一致。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側的時均風壓系數極大值明顯減小，時均風壓系數極小值也表現出明顯回升，氣流分離形成的下游鐵路主梁上、下表面負壓區明顯變小，上游公路主梁對下游鐵路主梁表現出明顯的“遮擋”效應。工況1和工況3 中鐵路主梁的脈動風壓系數分布也基本一致，脈動風壓系數的極大值出現在迎風側分離氣流再附區域(上表面9號以及下表面的48號和55號點)，工況4 中鐵路主梁脈動風壓系數的分布規律與工況1和工況3 相似，但脈動風壓系數在數值上明顯增大。觀察時均風壓系數和脈動風壓系數極值的位置可以發現，時均風壓系數極值點提前(7 號移動到5 號)，脈動風壓系數極大值點向迎風側移動(9號移動到5 號)，主梁下表面脈動風壓系數極大值點也向迎風側移動(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(工況4)中鐵路主梁上、下表面時均風壓系數和脈動風壓系數達到極值位置相同，也說明下游鐵路主梁分離氣泡體積很小，氣流經上游公路主梁后湍流動能增強，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 鐵路主梁風壓系數分布Fig.7 Wind pressure coefficient distribution on railway girder

4.2 公路主梁風壓系數

對比各工況下公路主梁風洞試驗結果，公路主梁的風壓系數分布情況如圖8 所示，x/B為無量綱測壓孔橫坐標。工況2 和工況4 中公路主梁的時均風壓系數分布基本一致。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側的時均風壓系數極大值明顯減小，迎風側4號處形成的時均風壓系數極小值的絕對值略微增大，此外主梁下表面迎風側的正風壓系數增大，背風側72 號處形成的時均風壓系數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”效應不顯著，上游鐵路主梁反而強化了下游公路主梁的流動分離現象。工況2 和工況4 中公路主梁的脈動風壓系數分布基本一致。工況3中下游公路主梁的脈動風壓系數分布規律與工況2 和工況4 類似，但脈動風壓系數在數值上明顯增大。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現脈動風壓系數極大值向迎風側移動的現象(6 號移動到5 號)，下表面脈動風壓系數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律不一致，意味著雙幅主梁的結構非對稱性對氣動干擾存在影響，這種影響的形成機理將在4.4流場分析中討論。

4.3 數值模擬準確性驗證

為了檢驗數值模擬的準確性，本文對時均風壓系數的風洞試驗和數值模擬結果采取了對比驗證。因單幅主梁的時均風壓系數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 的對比結果(見圖9)。整體上看，基于URANS 的數值模擬方法對主梁時均風壓系數的計算具有足夠的精度，數值計算結果可以支撐雙幅橋主梁氣動干擾的流場機理分析。

圖9 主梁時均風壓系數對比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理采取進一步分析。數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顯示單幅主梁迎風時，空氣在主梁表面發生穩定繞流，尾流中實際上存在旋渦脫落，但這種渦脫現象在雷諾時均處理下隱去。工況3中交替渦脫現象分別出現在鐵路主梁和公路主梁的尾部，從鐵路主梁背風側脫落的旋渦周期性地與公路主梁迎風側發生碰撞，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出明顯的正弦型脈動。根據鈍體繞流理論，該工況下雙幅主梁處于雙渦脫流態，主梁間的氣動干擾效應顯著。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，穩定的交替渦脫現象僅在下游鐵路主梁的尾流區形成。

圖10 渦量圖Fig.10 Contours of vorticity magnitude

數值模擬得到的各工況下主梁周圍的時均流線如圖11所示。工況1和工況3中鐵路主梁迎風面轉角處均存在氣流分離現象并形成分離氣泡，分離氣流通過分離點后重新附著在主梁表面。在鐵路主梁的背風側，上下表面均發生氣流分離形成交替渦脫；工況2 和工況4 中公路主梁迎風面轉角處均存在氣流分離現象，氣流的自由剪切層分離后重新附著在主梁表面，形成局部區域內的分離氣泡。在公路主梁下表面開槽處，氣流順著邊壁發生逆向回流現象并在槽內形成一大一小2個方向相反的旋渦。在公路主梁背風側，同樣有交替渦脫現象出現；工況3 和工況4 中下游主梁上表面迎風側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捩點向迎風側移動；工況4中下游鐵路主梁的下表面不發生旋渦脫落，渦脫位置后移至主梁背風面，說明氣動干擾改變了下游鐵路主梁的繞流特性。

5 結論

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律存在影響，表現在工況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向迎風側移動，分離氣泡的體積明顯縮??；而相比于單幅公路主梁和雙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側移動的趨勢，負壓區變化不大，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壓系數分布規律，且氣動干擾效應隨著風向的變化表現出差異。

3) 雙幅主梁的氣動干擾本質上是由氣流與結構的相互作用產生的，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別，表現出不同的雙幅主梁氣動干擾規律，故在公鐵同層雙幅橋的抗風設計中必須綜合考慮不同風向下雙幅主梁的氣動特性差異。