劉小兵， 李少杰， 張勝斌， 楊 群， 劉慶寬

(1.石家莊鐵道大學(xué)大型結(jié)構(gòu)健康診斷與控制研究所 石家莊，050043)(2.石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院 石家莊，050043)(3.河北省大型結(jié)構(gòu)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(yīng)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(xué)大型結(jié)構(gòu)健康診斷與控制研究所 石家莊，050043)(2.石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院 石家莊，050043)(3.河北省大型結(jié)構(gòu)健康診斷與控制重點實驗室 石家莊，050043)

通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗研究了中等間距并列雙鈍體箱梁的氣動干擾效應(yīng)，分析了氣動干擾對上下游箱梁三分力系數(shù)和渦振的影響。三分力系數(shù)試驗風(fēng)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(fēng)攻角的變化范圍為-4～4°，D/B為0.8。研究結(jié)果顯示：氣動干擾對三分力系數(shù)的影響主要表現(xiàn)為對下游箱梁的影響，且體現(xiàn)為減小效應(yīng)；在水平與負(fù)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(yīng)；在正攻角來流條件下，氣動干擾效應(yīng)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(yīng)。

并列雙鈍體箱梁； 氣動干擾； 風(fēng)洞試驗； 中等間距

引 言

目前，有關(guān)并列雙鈍體箱梁橋氣動干擾效應(yīng)的研究文獻(xiàn)不多。林志興等[10]在對日本矢田川三跨連續(xù)鈍體鋼箱梁橋進(jìn)行抗風(fēng)性能研究時發(fā)現(xiàn)，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(xiàn)比較明顯的渦激共振現(xiàn)象。曲慧等[11]通過風(fēng)洞試驗研究了崇啟大橋并列雙鈍體箱梁的氣動干擾效應(yīng)對靜力系數(shù)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(shù)會明顯減小。廖海黎等[12]通過風(fēng)洞試驗研究了崇啟大橋并列雙箱梁的渦振特性，研究發(fā)現(xiàn)，分離雙箱梁的渦激響應(yīng)存在兩個渦振區(qū)，分別對應(yīng)上風(fēng)側(cè)主梁的渦激響應(yīng)和下風(fēng)側(cè)主梁的渦激響應(yīng)。郭春平等[13]以三水河大橋為背景，數(shù)值計算了并列雙鈍體箱梁的靜力系數(shù)，結(jié)果顯示，與單幅箱梁相比，下游箱梁的阻力系數(shù)和升力系數(shù)有所降低。

綜上所述，目前并列雙鈍體箱梁氣動干擾效應(yīng)的研究工作相對較少，且主要是以特定的工程為對象進(jìn)行抗風(fēng)研究，參數(shù)的變化不多。為了深化對并列雙鈍體箱梁氣動干擾規(guī)律的認(rèn)識，指導(dǎo)實際工程中大跨度并列雙鈍體箱梁橋的抗風(fēng)設(shè)計，十分有必要展開進(jìn)一步的深入研究。

1 試驗簡介

風(fēng)洞試驗在石家莊鐵道大學(xué)大氣邊界層風(fēng)洞中進(jìn)行，試驗流場為均勻流場。以國內(nèi)某座并列雙鈍體箱梁橋為工程背景，根據(jù)其主跨跨中斷面設(shè)計制作節(jié)段試驗?zāi)Ｐ?，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(shù)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(fēng)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(shù)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(jìn)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(shù)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(tài)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(fēng)為正攻角來流風(fēng)，斜向下吹向模型的來流風(fēng)為負(fù)攻角來流風(fēng)。

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(shù)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(zhuǎn)頻率fα豎彎阻尼比ξh扭轉(zhuǎn)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(jié)段模型風(fēng)洞試驗分別測試了-10～10°的風(fēng)攻角范圍內(nèi)單幅鈍體箱梁的三分力系數(shù)，以及雙鈍體箱梁在15個不同間距下的三分力系數(shù)。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(jié)段模型風(fēng)洞試驗，測試了-4～4°的風(fēng)攻角范圍內(nèi)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(yīng)，分析這種氣動干擾對三分力系數(shù)和渦振的影響。

2 氣動干擾對三分力系數(shù)的影響

2.1 并列雙鈍體箱梁的三分力系數(shù)

單箱梁的三分力可用無量綱的三分力系數(shù)來表征。三分力系數(shù)定義如下

阻力系數(shù)CD=2FD/ρU2B

(1)

升力系數(shù)CL=2FL/ρU2B

(2)

扭矩系數(shù)CM=2MT/ρU2B2

(3)

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

3.1 護(hù)士主觀幸福感及婚姻質(zhì)量現(xiàn)狀 調(diào)查結(jié)果顯示，護(hù)士主觀幸福感總得分平均為(86.35+10.04)分，護(hù)士的婚姻質(zhì)量總得分平均為(427.01+33.89)分。根據(jù)得分在73～96分為主觀幸福感較高［6］作為標(biāo)準(zhǔn)，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(hù)士家庭結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，多數(shù)已具有一定的事業(yè)、經(jīng)濟(jì)基礎(chǔ)，熟悉醫(yī)院醫(yī)療工作環(huán)境，收入固定，比較滿足現(xiàn)狀，所以較能安心于本職工作。這與陸彩萍等［7］的研究結(jié)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(shù)隨風(fēng)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(shù)沒有給出?？梢钥吹?，單箱梁的阻力系數(shù)和扭矩系數(shù)隨攻角的變化比較平緩，升力系數(shù)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(shù)相比，上游箱梁的三分力系數(shù)變化很小，下游箱梁的三分力系數(shù)變化較大。這種變化不僅體現(xiàn)在隨攻角的變化趨勢上，也表現(xiàn)在每個攻角下的具體數(shù)值上。

圖5 單箱梁及雙箱梁(D/B=0.8)的三分力系數(shù)隨風(fēng)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(shù)干擾因子

為了定量地評價氣動干擾效應(yīng)對下游箱梁三分力系數(shù)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(shù)的增大效應(yīng)；干擾因子小于1，表示氣動干擾對下游箱梁三分力系數(shù)的減小效應(yīng)。

圖6給出了下游箱梁的三分力系數(shù)干擾因子隨風(fēng)攻角和無量綱間距D/B的變化云圖?？梢钥吹剑篴.阻力系數(shù)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(shù)干擾因子呈現(xiàn)出逐漸減小的變化規(guī)律，隨著攻角的增大，阻力系數(shù)干擾因子大體呈現(xiàn)出先減小后增大的變化規(guī)律，在4°攻角左右干擾因子最?。籦.升力系數(shù)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(shù)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(shù)干擾因子隨著攻角的變小而變小；c.扭矩系數(shù)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(shù)干擾因子呈現(xiàn)出逐漸減小的變化規(guī)律。

圖6 下游箱梁的三分力系數(shù)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(yīng)對下游箱梁三分力系數(shù)有較大的影響，且表現(xiàn)為減小效應(yīng)。對阻力系數(shù)而言，間距越小，減小效應(yīng)越明顯，與其他攻角相比，4°攻角左右時的減小效應(yīng)更明顯；對升力系數(shù)而言，減小效應(yīng)對間距不敏感，攻角越小，減小效應(yīng)越顯著。對扭矩系數(shù)而言，攻角和間距越小，減小效應(yīng)越顯著。

文中下游鈍體箱梁的三分力系數(shù)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(shù)干擾因子存在較大差別。以阻力系數(shù)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(shù)干擾因子明顯小很多。筆者認(rèn)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(yīng)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(zhuǎn)渦振，以下僅討論氣動干擾效應(yīng)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(fēng)速的變化曲線Fig.7 Variation of vertical vibration amplitude of single box girder with wind speed

風(fēng)洞試驗觀測到，并列雙鈍體箱梁也發(fā)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(qū)間、振幅及相位差隨著風(fēng)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(fēng)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(fēng)速的變化曲線。圖中振幅和風(fēng)速的無量綱化方式與圖7中單箱梁振幅和風(fēng)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(jìn)行了對比。從圖9可以看到，在-4～0°的風(fēng)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(fēng)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(fēng)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(fēng)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(fù)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(yīng)，攻角絕對值越大，放大效應(yīng)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(yīng)，攻角越大，抑制效應(yīng)越明顯。

4 結(jié) 論

1) 當(dāng)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(fēng)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(shù)的影響基本可以忽略，對下游箱梁三分力系數(shù)有較大的影響，且表現(xiàn)為減小效應(yīng)。對阻力系數(shù)而言，間距越小，減小效應(yīng)越明顯，與其他攻角相比，4°攻角左右時的減小效應(yīng)更明顯；對升力系數(shù)而言，減小效應(yīng)對間距不敏感，攻角越小，減小效應(yīng)越顯著。對扭矩系數(shù)而言，攻角和間距越小，減小效應(yīng)越顯著。

2) 當(dāng)D/B=0.8，風(fēng)攻角為-4～4°時，在水平與負(fù)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(yīng)，攻角絕對值越大，放大效應(yīng)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(yīng)，攻角越大，抑制效應(yīng)越明顯。

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國家自然科學(xué)基金資助項目(51308359，51378323)；河北省高等學(xué)?？茖W(xué)技術(shù)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(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載與風(fēng)致振動研究。曾發(fā)表《雙幅橋面橋梁三分力系數(shù)的氣動干擾效應(yīng)研究》(《工程力學(xué)》2008年第25卷第7期)等論文。

E-mail：x_b_liu@126.com