夏錦林， 李 珂， 葛耀君， 曹豐產(chǎn)

(土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實驗室(同濟(jì)大學(xué))， 上海 200092)

不同風(fēng)障形式下橋梁斷面行車風(fēng)環(huán)境及顫振性能

夏錦林， 李 珂， 葛耀君， 曹豐產(chǎn)

(土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實驗室(同濟(jì)大學(xué))， 上海 200092)

為研究不同形式風(fēng)障下的橋面風(fēng)環(huán)境和結(jié)構(gòu)顫振性能，以主跨為918 m的單箱懸索橋為對象，首先結(jié)合CFD數(shù)值模擬，比較3種風(fēng)障下風(fēng)速剖面及側(cè)風(fēng)折減系數(shù)的變化規(guī)律，進(jìn)一步選取帶橢圓形風(fēng)障的主梁斷面和無風(fēng)障的原始斷面開展節(jié)段模型顫振和測力風(fēng)洞試驗, 分別對比研究風(fēng)障對顫振臨界風(fēng)速和靜力三分力系數(shù)的影響，最后借助二維三自由度方法分析設(shè)置風(fēng)障前后的顫振發(fā)散驅(qū)動的變化. 結(jié)果表明：設(shè)置風(fēng)障能有效地降低行車高度內(nèi)的平均風(fēng)速，改善橋面風(fēng)環(huán)境；在對比方案中，矩形斷面的側(cè)風(fēng)折減效果最佳，而橢圓形風(fēng)障對于側(cè)風(fēng)的折減效果可接受，且阻力系數(shù)小于其他形式；設(shè)置橢圓形風(fēng)障后斷面的阻力系數(shù)較原始斷面提高明顯，顫振臨界風(fēng)速小幅度的提高，斷面顫振發(fā)散機(jī)理發(fā)生顯著變化.

風(fēng)障形式；側(cè)風(fēng)折減系數(shù)；風(fēng)洞試驗；顫振性能；三分力系數(shù)；二維三自由度方法

強(qiáng)風(fēng)對于橋梁的行車舒適性和結(jié)構(gòu)及行人的安全性都會造成不利的影響. 對于跨江跨海峽的橋梁，橋面的側(cè)向風(fēng)速對行車安全性至關(guān)重要. 風(fēng)障作為改善橋面行車風(fēng)環(huán)境的主要措施被廣泛采用，如中國杭州灣大橋、香港青馬大橋、法國Millau橋、英國Severn懸索橋、Queen Elizabeth二橋[1]和Severn二橋等[2]均加設(shè)了風(fēng)障. 目前對于風(fēng)障形式的相關(guān)研究文獻(xiàn)不足. 為了闡述不同形式風(fēng)障下，行車風(fēng)環(huán)境的優(yōu)劣，并探討風(fēng)障對于抗風(fēng)性能的影響機(jī)制，本文以在建的秀山大橋其中的一個方案為研究背景，結(jié)合數(shù)值分析和風(fēng)洞試驗，對于風(fēng)障形式進(jìn)行了比選，并分析對比了有無風(fēng)障時顫振性能及三分力系數(shù)的不同，最后通過二維三自由度方法研究了顫振驅(qū)動機(jī)制的變化.

1 工程背景

秀山大橋是浙江沿海舟山連島工程的重要組成部分，建成后將連接官山島和秀山島[3]. 本文針對其在初步設(shè)計階段的雙塔三跨懸索橋方案開展研究，全橋跨徑為264 m +918 m +365 m =1547 m，加勁梁為全寬30m的扁平流線型鋼箱梁，梁高為3 m，斷面形式如圖1. 該橋橋址處為亞熱帶季風(fēng)性海洋氣候, 且舟山群島受臺風(fēng)影響突出[4], 設(shè)計基本風(fēng)速為44.5 m/s，成橋狀態(tài)橋面高度基準(zhǔn)風(fēng)速為56.2 m/s；10 m高度處允許安全行車風(fēng)速為25 m/s,換算到橋面高度為31.7 m/s.

圖1 初始斷面(cm)

2 基于CFD的風(fēng)障選型

2.1 等效風(fēng)速及側(cè)向折現(xiàn)系數(shù)

側(cè)向風(fēng)速控制標(biāo)準(zhǔn)是指為保證行車安全而規(guī)定的橋面等效風(fēng)速的最大允許值，其具體取值與車輛本身的氣動性能和行駛速度密切相關(guān)[5].

由于橋面以上風(fēng)速的大小隨著離開橋面的距離而變化，變化規(guī)律也因主梁斷面和橋梁系構(gòu)件不同而不同，為了衡量橋面?zhèn)认蝻L(fēng)速的大小，根據(jù)總風(fēng)壓相等的原則定義橋面等效風(fēng)速為

其中zr為等效范圍，與車輛在橋面上行駛時受側(cè)風(fēng)影響的高度范圍相對應(yīng).

受橋梁和橋面系構(gòu)件的影響后，橋梁和橋面系構(gòu)件具有擋風(fēng)作用，使得橋面以上一定高度范圍內(nèi)的總風(fēng)壓小于橋梁上游來流的風(fēng)壓. 因此，將橋面等效風(fēng)速和基準(zhǔn)高度風(fēng)速的比值定義為側(cè)風(fēng)折減系數(shù)[6]，即

其中VH為橋面以上1.5m高度處的來流風(fēng)速.

側(cè)風(fēng)折減系數(shù)受到兩方面的影響，首先是結(jié)構(gòu)的繞流引起風(fēng)速的略增，同時邊界層和欄桿作用使等效風(fēng)速減小[7].

2.2 不同風(fēng)障下風(fēng)速剖面比較

風(fēng)障作為設(shè)置在主梁兩側(cè)的擋風(fēng)構(gòu)造物，是降低側(cè)風(fēng)影響的有效方法之一[8]. 風(fēng)障形式的選取需要綜合考慮建設(shè)成本，控制效果及美學(xué)等多方面因素. 矩形斷面由于加工方便，常為風(fēng)障氣動外形的首選，如在英國的賽文橋就采用了矩形的風(fēng)障[8]；而杭州灣跨海大橋[9]綜合考慮了美學(xué)和材料成本，采用了C形的風(fēng)障斷面形式，其現(xiàn)場效果見圖2；寧波象山港大橋[10],舟山的金塘橋[5]在考慮了美學(xué)因素之后將風(fēng)障設(shè)計為橢圓曲線形.

圖2 杭州灣大橋中C形風(fēng)障[9]

結(jié)合已有工程經(jīng)驗，研究初步考慮3種形式的風(fēng)障，即矩形、C形和橢圓形，其斷面形式及細(xì)部尺寸的選取見圖3，欄桿高度為1.2 m，風(fēng)障和兩側(cè)防撞欄桿的總高度基本一致(3.5～3.6 m). 其中矩形風(fēng)障和C形風(fēng)障的阻塞面積相等，與總高度的比值為27.7%，橢圓形風(fēng)障與總高度的比值略小，為24.9%.

計算流體力學(xué)方法(CFD)是一種研究流體流動等物理現(xiàn)象的現(xiàn)代技術(shù)，該方法可以直接模擬實際紊流風(fēng)對橋梁斷面的繞流現(xiàn)象[11]. CFD模擬主要借助于商業(yè)計算流體力學(xué)軟件Fluent，計算過程中，綜合網(wǎng)格量和計算能力的考慮，通過修改動粘性系數(shù)使得流場分析統(tǒng)一采用雷諾數(shù)Re=2×105(相對主梁寬度)，基于k-ωSST湍流模型進(jìn)行了二維RANS模擬，并結(jié)合Spalding率對壁面網(wǎng)格處的湍粘性進(jìn)行了修正，取入口處的水平來流風(fēng)速為U∞=10m/s，模擬足夠長的無量綱時間使得流場達(dá)到穩(wěn)定. 比較3種風(fēng)障及無風(fēng)障下計算平穩(wěn)狀態(tài)下，水平風(fēng)速的統(tǒng)計平均值，得到圖4中的風(fēng)速剖面. 圖中，x=0為橋面中心，x=-9為迎風(fēng)側(cè)第一根車道邊緣，x=9為背風(fēng)側(cè)第一根車道邊緣，可見：

圖3 風(fēng)障局部尺寸示意(m)

1)添加風(fēng)障后，能夠有效地減小橋面上方5 m范圍的風(fēng)速，如在x=-1.5m位置，4種工況下4.5m高度處的風(fēng)速依次為10.56、6.76、8.69、8.95m/s，2.5m高度處的風(fēng)速依次為10.02、4.59、5.37、5.67m/s.

2)原始斷面(不設(shè)風(fēng)障)撇開兩側(cè)防撞欄桿和中央分隔欄桿的影響，當(dāng)x>3.375m時，風(fēng)速隨著離橋面的距離增加而單調(diào)遞增，其剖面形狀與規(guī)范中建議的e指數(shù)風(fēng)速剖面接近.x≤-3.375 m或0

圖4 基于CFD計算的橋面風(fēng)速剖面(m)

3)附加風(fēng)障后，x=-9m時風(fēng)剖面受風(fēng)障的形狀影響較大. 高度h<3.6 m時，風(fēng)速剖面隨著高度h呈現(xiàn)小幅波動的的趨勢：對于C形風(fēng)障，欄桿高度范圍內(nèi)(h<1.2m)和風(fēng)障高度范圍(1.2m

根據(jù)2.1節(jié)中定義的側(cè)風(fēng)折減系數(shù)計算得到4種工況在不同橫向位置處的側(cè)風(fēng)折減系數(shù)，針對集裝箱卡車(4.5m)和小轎車(2.5m)的高度[5]統(tǒng)計得到側(cè)風(fēng)折減系數(shù)如下圖5.

(a)h=4.5 m

(b)h=2.5 m

原始斷面由于橋面自身邊界層的存在，沿著橫橋向也存在側(cè)風(fēng)的折減效應(yīng)，越靠近背風(fēng)側(cè)(x越大)，邊界層越厚，側(cè)風(fēng)折減系數(shù)最大. 集裝箱卡車高度處，由于接近橋面自身邊界層的邊界層高度，側(cè)風(fēng)折減效應(yīng)明顯比h=2.5m(小轎車高度)時弱，如x=9m,h=4.5m時，側(cè)風(fēng)折減系數(shù)為0.83，而h=2.5m時，側(cè)風(fēng)折減系數(shù)達(dá)到0.505.

設(shè)置風(fēng)障后，側(cè)風(fēng)的折減效應(yīng)加強(qiáng)，對于h=4.5m的情況，側(cè)風(fēng)折減系數(shù)在0.5～0.75之間. 特別是矩形風(fēng)障：當(dāng)x=-9m時(迎風(fēng)側(cè)第1根車道邊緣)，側(cè)風(fēng)折減系數(shù)為0.558，遠(yuǎn)小于無風(fēng)障時的0.83；當(dāng)x=9m(背風(fēng)側(cè)第一根車道邊緣)時，側(cè)風(fēng)折減系數(shù)為0.475. 對于小轎車高度：當(dāng)x<-1.5m時，由于落在防撞欄桿引起的邊界層高度范圍內(nèi)，側(cè)向折減系數(shù)較無風(fēng)障時減小不明顯；當(dāng)x>1.5m時，側(cè)風(fēng)折減效應(yīng)明顯加強(qiáng)，特別是矩形斷面風(fēng)障，x=9m時，側(cè)風(fēng)折減系數(shù)達(dá)到0.279，遠(yuǎn)小于無風(fēng)障時的0.505.

比較3種形式風(fēng)障，從側(cè)向風(fēng)折減的角度考慮，矩形風(fēng)障的折減效應(yīng)最明顯，分析其主要原因，該斷面自身較鈍，繞流時矩形表面形成較厚的邊界層，從而使得尾流影響區(qū)域風(fēng)速小于C形和橢圓形.

2.4 不同風(fēng)障阻力系數(shù)比較

橫風(fēng)向阻力是橋梁結(jié)構(gòu)設(shè)計中需要考慮的活載. 如阻力過大，可能引起橋梁結(jié)構(gòu)靜風(fēng)作用下整體失穩(wěn)的問題. 故有必要比較不同形狀的風(fēng)障的阻力系數(shù)，比較結(jié)果如圖6所示.

圖6 基于CFD的阻力系數(shù)比較

由圖6可知，相比于沒有風(fēng)障的情況，附加風(fēng)障后斷面的擋風(fēng)面積明顯增大，阻力系數(shù)也隨著增大. 根據(jù)二維CFD計算，阻力系數(shù)從無風(fēng)障時的1.34上升到超過2. 參考如圖3所示的風(fēng)障局部尺寸圖，C形風(fēng)障和矩形風(fēng)障的擋風(fēng)面積相當(dāng)，而C形風(fēng)障的阻力系數(shù)明顯小于矩形風(fēng)障，側(cè)向荷載增加較少. C形風(fēng)障和橢圓形風(fēng)障的阻力系數(shù)相差約4%，與擋風(fēng)面積相差的比例相當(dāng)，橢圓形風(fēng)障的阻力較小.

3 基于風(fēng)洞試驗的顫振性能比較

本研究參照浙江省高速公路管理的有關(guān)風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)，取橋面?zhèn)认蝻L(fēng)速控制標(biāo)準(zhǔn)為25 m/s. 即當(dāng)橋址處10 m高度位置、10 min平均風(fēng)速不超過25 m/s時，秀山大橋所有行車道位置的橋面等效風(fēng)速不得超過25 m/s(此時橋面高度處風(fēng)速為31.7 m/s). 據(jù)此，秀山大橋跨中的容許側(cè)風(fēng)折減系數(shù)為25/31.7= 0.79，即采用3種形式的風(fēng)障都能滿足要求. 綜合考慮，采用阻力系數(shù)較小的橢圓形風(fēng)障和無風(fēng)障的原始斷面作進(jìn)一步的風(fēng)致動力穩(wěn)定性能比較.

3.1 風(fēng)洞試驗概述

剛體節(jié)段模型的顫振試驗在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實驗室TJ-2號風(fēng)洞中完成. 該風(fēng)洞試驗段的幾何尺寸為高2.5 m，寬3.0 m，長15 m，風(fēng)洞試驗風(fēng)速范圍為0～68 m/s.

根據(jù)橋梁實際主梁斷面尺寸，風(fēng)洞的條件和試驗的要求,節(jié)段模型設(shè)計的幾何相似比為λL=1∶60. 節(jié)段模型的材料主要采用金屬框架提供剛度，三夾板模擬主梁的氣動外形，另外采用ABS塑料模擬防撞欄桿等附屬措施，從而保證橋面幾何外形的相似性[12].

顫振實驗由于其振型間的耦合作用，因此需要嚴(yán)格保證模型的豎扭頻率比相似[13]，對應(yīng)風(fēng)速比為λU=1∶4.5. 具體設(shè)計參數(shù)見表1.

表1 節(jié)段模型顫振實驗參數(shù)

3.2 顫振性能比較

節(jié)段模型顫振實驗在-3°，0°，3° 3個風(fēng)攻角的均勻流場中進(jìn)行. 分別開展了原始斷面和加橢圓形風(fēng)障的顫振實驗，橢圓形風(fēng)障模型如圖7，得到3個攻角下的顫振臨界風(fēng)速如圖8所示.

圖7 橢圓形風(fēng)障模型

圖8 試驗顫振臨界風(fēng)速比較

在-3°攻角下，試驗中由于靜風(fēng)位移過大未測到顫振發(fā)散現(xiàn)象，考慮到該攻角非最不利攻角，因此不作進(jìn)一步研究. 對于0°和3°攻角，通過添加橢圓形的風(fēng)障，顫振臨界風(fēng)速不但沒有因為擋風(fēng)面積增大而降低，反而有了小幅度的提高，如0°攻角下，原斷面的顫振臨界風(fēng)速為95 m/s，附加橢圓形風(fēng)障后，顫振臨界風(fēng)速增大到99 m/s. 對于兩種斷面，最不利攻角均為3°.

3.3 實測靜力三分力系數(shù)比較

靜風(fēng)荷載常是大跨橋梁設(shè)計中的控制荷載，而靜力三分力系數(shù)隨著風(fēng)攻角的變化趨勢是靜風(fēng)穩(wěn)定性分析、建立抖振力的擬靜力理論的基礎(chǔ)[14]，因此有必要比較設(shè)置橢圓形風(fēng)障前后靜力三分力系數(shù)的變化規(guī)律.

節(jié)段模型測力實驗在均勻流場中進(jìn)行，分別測試原始斷面和附加橢圓形風(fēng)障斷面在-12°～12°之間，每個1°攻角下阻力、升力和升力矩曲線的變化規(guī)律. 得到兩種斷面的靜力三分力系數(shù)比較結(jié)果如圖9所示.

(a)無風(fēng)障斷面

(b)橢圓形風(fēng)障斷面

Fig.9 Three-component force coefficients of two sections by wind tunnel test

CD、CL對應(yīng)風(fēng)軸下的阻力和升力系數(shù)取值，CH、CV對應(yīng)體軸，兩者通過坐標(biāo)變換可以相互轉(zhuǎn)化，故只比較風(fēng)軸下的三分力系數(shù)取值. 其定義為

設(shè)置橢圓形風(fēng)障前后，升力系數(shù)CL和升力矩系數(shù)CM基本沒有變化. 后者數(shù)值保持在-0.15～0.15之間，且在攻角為-10°時分別取到最小值-0.15和-0.13，此后隨著攻角的增加緩慢變大. 升力系數(shù)的變化趨勢類似，兩種斷面的升力系數(shù)均在-0.8～0.3之間，且在-10°時取到極小值-0.81和-0.79.

對比有無風(fēng)障的斷面，阻力系數(shù)CD的變化明顯，其總體趨勢隨著攻角的變化先減小后增大，對于原始斷面，在1°取到最小值1.12，在-12°取到最大值2.23. 在附加橢圓形風(fēng)障后，最小值為1.81，對應(yīng)攻角為-1°，最大值為2.99，對應(yīng)攻角為-12°.

相比于圖6所示的CFD計算結(jié)果，0°攻角下的阻力系數(shù)實測值總體偏大了0.2，但總體趨勢一致，其原因需作進(jìn)一步分析.

4 顫振發(fā)散機(jī)理比較

根據(jù)二維三自由度耦合顫振[15]分析結(jié)果，本文試驗的工況都是系統(tǒng)的扭轉(zhuǎn)運(yùn)動發(fā)散導(dǎo)致的顫振失穩(wěn)現(xiàn)象. 因此，為闡明顫振驅(qū)動機(jī)理，有必要進(jìn)一步分析系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)運(yùn)動阻尼的變化規(guī)律.

對于扭轉(zhuǎn)位移α項，其與顫振導(dǎo)數(shù)H3*結(jié)合，可產(chǎn)生作用于橋面的升力L2項，該升力作用在橋梁斷面，同樣可激發(fā)出耦合豎向運(yùn)動. 兩部分的耦合豎向運(yùn)動又可分解為速度分量和位移分量，分別與顫振導(dǎo)數(shù)A1*和A4*項對應(yīng)，得到耦合氣動升力矩M2、M3、M4、M5，并反饋給扭轉(zhuǎn)主運(yùn)動.

因此，按照激勵-反饋原理，與上述M1、M2、M3、M4、M5對應(yīng)，系統(tǒng)的扭轉(zhuǎn)氣動阻尼(比)共有5種產(chǎn)生途徑，記為ξA、ξB、ξC、ξD、ξE項，即[17]

式中Ωαh為無量綱系數(shù).

圖11、12分別給出了應(yīng)用二維三自由度耦合顫振分析方法計算得到的兩種比較斷面系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)運(yùn)動氣動阻尼比各項隨風(fēng)速增加變化規(guī)律. 分析圖中的數(shù)據(jù)可得以下規(guī)律：

1)-3°攻角下，由于試驗中未觀測到顫振發(fā)散，因此總阻尼比仍保持正值，但兩種斷面氣動阻尼比的組成不同.ξD項均是主要的負(fù)阻尼項，可以預(yù)見該項將是驅(qū)動顫振的主要力量，也是導(dǎo)致系統(tǒng)發(fā)散的主要原因. 當(dāng)實際風(fēng)速為90m/s時，原始斷面ξD項氣動阻尼為-0.055，而帶風(fēng)障斷面為-0.057，較前者更為不利. 對于正阻尼的貢獻(xiàn)，原始斷面主要來自于氣動阻尼ξA項，對應(yīng)扭轉(zhuǎn)運(yùn)動自身產(chǎn)生的氣動阻尼，其隨著風(fēng)速單調(diào)增大，在實際風(fēng)速為90m/s時到達(dá)0.143，而此時帶風(fēng)障斷面的ξA項氣動阻尼只有0.051. 兩種斷面的氣動阻尼比ξB、ξC、ξE項區(qū)別明顯，對于原始斷面，三項阻尼比取值保持在0附近，但在加了橢圓形風(fēng)障后，三項取值隨著風(fēng)速保持正值且單調(diào)增大. 特別是ξC、ξE項，在90m/s時分別達(dá)到0.024和0.020(原始斷面為0.008和0.002). 由于這三項氣動阻尼比的變化規(guī)律，使得在90m/s時，雖然ξA項正阻尼要小于原始斷面，但總的阻尼比仍能維持在正值.

2)對于0°攻角下，原始斷面起到主導(dǎo)作用的仍為氣動正阻尼比ξA項和氣動負(fù)阻尼比ξD項，兩者的絕對值隨著風(fēng)速保持單調(diào)遞增. 在95m/s時，原始斷面ξA項為0.052，ξD項為-0.066，各項合計氣動阻尼比為-1.06%，絕對值大于結(jié)構(gòu)阻尼0.5%，結(jié)構(gòu)發(fā)散. 而對于加風(fēng)障斷面，ξA項隨著風(fēng)速先增大后減小，在風(fēng)速為90m/s時取最大值為0.069，在95m/s時為0.032. 需要指出的是，ξC、ξE項氣動阻尼比在高風(fēng)速(>90m/s)突然增大，95m/s時達(dá)到0.006和0.004. 由于這兩項的貢獻(xiàn)，95m/s時的氣動總阻尼為-0.23%，絕對值小于結(jié)構(gòu)阻尼，結(jié)構(gòu)未發(fā)散，與試驗結(jié)果吻合.

3)+3°攻角為斷面顫振性能的控制攻角. 原始斷面氣動阻尼比ξA項保持正值且隨著風(fēng)速單調(diào)遞增，在90m/s時達(dá)到0.016.ξB項保持較小值.ξC、ξD、ξE項表現(xiàn)為單調(diào)負(fù)阻尼，在90m/s時分別達(dá)到-0.004、-0.015和-0.003. 90m/s是五項合計氣動阻尼為-0.58%，絕對值大于結(jié)構(gòu)阻尼比，結(jié)構(gòu)發(fā)散. 而對于附加了橢圓形風(fēng)障后的斷面，ξA項阻尼隨風(fēng)速的增長較緩，90m/s僅為0.010，但ξB、ξC、ξE項阻尼均為正值，分別為0.001、0.002和0.002.ξD項阻尼仍為系統(tǒng)發(fā)散的主要原因，其絕對值隨風(fēng)速單調(diào)遞增，在90m/s時達(dá)到-0.017，此時合計五項氣動阻尼為-0.35%，絕對值小于結(jié)構(gòu)阻尼，結(jié)構(gòu)未發(fā)散，與試驗結(jié)果吻合.

4)綜合3個攻角下的顫振驅(qū)動機(jī)理，對于兩種斷面，ξA項氣動阻尼比始終為結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定因素，ξD項始終為不穩(wěn)定因素. 在0°攻角時，設(shè)置橢圓形風(fēng)障后ξA項的變化趨勢明顯改變. 同時，相比于原始斷面，ξB、ξC、ξE項阻尼比不但沒有激發(fā)結(jié)構(gòu)的發(fā)散，還在高風(fēng)速區(qū)體現(xiàn)為較大的正值，視為橢圓形風(fēng)障提高顫振臨界風(fēng)速的主要原因.

圖11 不同攻角下原始斷面的氣動阻尼比較

圖12 最優(yōu)斷面的氣動阻尼比較

5 結(jié) 論

1)設(shè)置風(fēng)障顯著地改變了橫橋向各點(diǎn)的風(fēng)速剖面，除欄桿影響區(qū)域，其余位置風(fēng)速剖面由原始斷面的“近e指數(shù)”分布變?yōu)榱讼仍龊鬁p再增的非單調(diào)分布. 風(fēng)障能有效的增加橋面?zhèn)蕊L(fēng)折減效應(yīng)，4.5 m高度處的折減效果尤為明顯，矩形風(fēng)障折減效果最優(yōu)，C形次之，原始斷面最差. 相應(yīng)原始斷面阻力系數(shù)最小，矩形風(fēng)障最大.

2)節(jié)段模型測振試驗發(fā)現(xiàn)，設(shè)置了橢圓形風(fēng)障后不但沒有惡化斷面的抗風(fēng)性能，對于顫振臨界風(fēng)速還有微弱的提高. 通過測力試驗，橢圓形風(fēng)障對于升力和升力矩系數(shù)的影響不明顯，但能明顯增大側(cè)向的阻力系數(shù)，在零度攻角下，由1.187變?yōu)?.827，漲幅達(dá)到53.9%.

3)基于二維三自由度顫振，理論分析得到的顫振發(fā)散風(fēng)速能與試驗值較好吻合. 附加風(fēng)障后，氣動阻尼比ξB、ξC、ξE項由原始斷面的較小值(甚至為負(fù)值)變?yōu)檩^為可觀的正值，是顫振臨界風(fēng)速能提高的主要原因，同時0°攻角下ξA項氣動阻尼的變化規(guī)律發(fā)生了明顯的變化.

4)綜合行車風(fēng)環(huán)境和顫振穩(wěn)定性的考慮，認(rèn)為橢圓形風(fēng)障是同類設(shè)計中可選的風(fēng)障形式.

[1] OSTENFELD K H. Great belt link: the east bridge[J]. Concrete International, 1992, 14(12):643-643.

[2] 陳曉冬.大跨橋梁側(cè)風(fēng)行車安全分析[D].上海:同濟(jì)大學(xué), 2007.

CHEN Xiaodong. Vehicle safety analysis of long-span bridge under cross wind [D].Shanghai: Tongji University, 2007.

[3] 葛耀君, 楊詠昕.官山至秀山公路秀山大橋初步設(shè)計階段抗風(fēng)性能研究[R]. 上海：土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實驗室(同濟(jì)大學(xué))，2014.

GE Yaojun, YANG Yonxing. Investigation on wind resistant performance of Xiushan Bridge in preliminary design stage[R]. Shanghai: State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering(Tongji University), 2014.

[4] 張文明, 楊詠昕, 葛耀君, 等.風(fēng)障對大跨度懸索橋抗風(fēng)性能的影響[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報, 2008,30 (11):113-116.

ZHANG Wenming, YANG Yongxin, GE Yaojun, et al., Effects of wind barrier on wind-resistant performance of long-span suspension bridge[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2008, 30 (11):113-116.

[5] 汪正華.橋面行車風(fēng)環(huán)境評價與側(cè)風(fēng)行車安全控制研究[D] .上海:同濟(jì)大學(xué), 2010.

WANG Zhenghua. Evaluation of wind environment on bridge deck and research on security control of cross wind safety of automobiles[D]. Shanghai: Tongji University, 2010.

[6] 龐加斌, 王達(dá)磊, 陳艾榮, 等. 橋面?zhèn)蕊L(fēng)對行車安全性影響的概率評價方法[J]. 中國公路學(xué)報,2006, 19(4):59-64. DOI: 10.3321/j.issn:1001-7372.2006.04.011.

PANG Jiabin, WANG Dalei, CHEN Airong, et al. Probability evaluating method of bridge deck side wind effects on driving safety[J]. China Journal of Highway and Transport, 2006, 19(4):59-64. DOI: 10.3321/j.issn:1001-7372.2006.04.011.

[7] 阮欣, 陳艾榮, 王達(dá)磊. 杭州灣跨海大橋風(fēng)障設(shè)置風(fēng)險評估[J]. 橋梁建設(shè), 2007(1):78-80, 84.DOI: 10.3969/j. issn.1003-4722. 2007.01.021.

RUAN Xin, CHEN Airong, WANG Dalei. Risk assessment of installing of wind shielding screens for Hangzhou bay sea-crossing bridge [J]. Bridge Construction, 2007(1):78-80, 84.DOI: 10.3969/j. issn.1003-4722. 2007.01.021.

[8] 羅曉瑜, 陳艾榮, 王達(dá)磊. 杭州灣跨海大橋風(fēng)障造型美學(xué)思考[C]//第十七屆全國橋梁學(xué)術(shù)會議論文集.北京：人民交通出版社，2006:360-365.

LUO Xiaoyu, CHEN Airong, WANG Dalei. Aesthetic thinking of Hangzhou bay bridge’s wind barrier[C]// Proceedings of 17th National Bridge Academic Conference. Beijing：China Communications Press, 2006:360-365.

[9] 程國政.杭州灣大橋的“馴風(fēng)師”-記我校橋梁系杭州灣大橋災(zāi)害性天氣對策課題組[N].同濟(jì)大學(xué)校報，2008-05-10(2).

CHENG Guozheng. Wind master of Hangzhou Bay Bridge[N]. School newspaper of Tongji University, 2008-05-10(2).

[10]周奇, 朱樂東, 郭震山. 橋梁曲線風(fēng)障減風(fēng)效果的數(shù)值模擬[C]//第十四屆全國結(jié)構(gòu)風(fēng)工程學(xué)術(shù)會議論文集.北京：中國土木工程學(xué)會橋梁與結(jié)構(gòu)工程分會,2009:944-951.

ZHOU Qi, ZHU Ledong, GUO Zhenshan. Numerical simulation of wind reduction effect for curve wind barrier on bridge[C]// Proceedings of 14th National Conference on Structural Wind Engineering. Beijing: Bridge and Structural Engineering Branch of China Civil Engineering Society, 2009: 944-951.

[11]LI Ke, GE Yaojun, GUO Zengwei, et al. Theoretical framework of feedback aerodynamic control of flutter oscillation for long-span suspension bridges by the twin-winglet system[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2015, 145(1): 166-177. DOI:10.1016/j.jweia.2015.06. 012.

[12]張文明,葛耀君.雙主跨懸索橋顫振節(jié)段模型試驗?zāi)B(tài)匹配問題[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報,2013,45(12): 90-93. DOI：10.11918/j.issn.0367-6234.2013.12.016.

ZHANG Wenming, GE Yaojun. Mode matching problem of sectional model flutter tests for a suspension bridge with double main spans [J]. Journal of Harbin Institute of Technology,2013,45(12): 90-93.DOI：10.11918/j.issn.0367-6234.2013.12.016.

[13]錢國偉, 曹豐產(chǎn), 葛耀君. Π型疊合梁斜拉橋渦振性能及氣動控制措施研究[J]. 振動與沖擊, 2015, 34(2):176-181. DOI: 10. 13465/j.cnki.jvs.2015.02.031.

QIAN Guowei, CAO Fengchan, GE Yaojun. Vortex-induced vibration performance of a cable-stayed bridge with π shaped composite deck and its aerodynamic control measures [J]. Journal of Vibration and Shock, 2015,34(2): 176-181.DOI: 10. 13465/j.cnki.jvs.2015.02.031.

[14]陳政清. 橋梁風(fēng)工程 [M]. 北京: 人民交通出版社, 2005:59.

CHEN Zhengqing. Bridge wind engineering [M]. Beijing: China Communications Press, 2005:59.

[15]項海帆. 現(xiàn)代橋梁抗風(fēng)理論與實踐[M]. 北京: 人民交通出版社, 2005: 206-226.

XIANG Haifan. Modern theory and practice on bridge wind resistance [M]. Beijing: China Communications Press, 2005: 206-226.

[16]楊詠昕, 葛耀君, 項海帆. 大跨度橋梁中央開槽顫振控制效果和機(jī)理研究[J]. 土木工程學(xué)報, 2006, 39(7): 74-80. DOI:10.3321/j.issn:1000-131X.2006.07.013.

YANG Yongxin, GE Yaojun, XIANG Haifan. Flutter control effect and mechanism of central-slotting for long-span bridges [J]. China Civil Engineering Journal, 2006, 39(7):74-80. DOI:10.3321/j.issn:1000-131X.2006.07.013.

[17]YANG Yongxin, GE Yaojun, XIANG Haifan, et al. Investigation on flutter mechanism of long-span bridges with 2d-3DOF method[J]. Wind & Structures An International Journal, 2007, 10(5):421-435. DIO:10. 12989/was.2007.10.5.421.

(編輯 魏希柱)

Crosswind environment and flutter performances of bridge deck with different wind barriers

XIA Jinlin, LI Ke, GE Yaojun, CAO Fengchan

(State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering (Tongji University), Shanghai 200092, China)

To investigate the crosswind environment and flutter performances of bridge deck with different wind barriers, a single-box-girder suspension bridge with the main span of 918 m was modeled by using the CFD. The wind speed profiles and crosswind reduction factors with types of wind barriers were compared. Then, the critical flutter wind speeds and three-component force coefficients with and without the superior wind barrier (elliptic-shaped) were tested in sectional model wind tunnel tests. The diverging mechanism for two kinds of sections was studied based on 2d-3DOF method. Results show that wind barriers could effectively change crosswind environment at the range of driving height by decreasing the mean speed. The rectangular wind barrier is the best choice to reduce crosswind speed, while the elliptic wind barrier performs acceptable effects and presents a smaller drag coefficient. According to the wind tunnel test, the elliptic-shaped wind barrier could make the drag coefficient much larger than the initial section, and the critical flutter wind speed increases mildly. The analysis results by 2d-3DOF method indicate that the diverging mechanism changes quite noticeably.

wind barrier; crosswind reduction; wind tunnel test; flutter performance; three-component force coefficients; 2d-3DOF method

10.11918/j.issn.0367-6234.2017.03.016

2015-12-23

國家自然科學(xué)基金重大研究計劃(91215302)； 國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(2013CB036301); 國家自然科學(xué)基金優(yōu)秀重點(diǎn)實驗室項目(51323013)

夏錦林(1991—)，博士研究生； 葛耀君(1958—)，教授，博士生導(dǎo)師

葛耀君，geyaojun_tongji@126.com

U441.3;V211.7

A

0367-6234(2017)03-0098-08