林曉波，侯海濤，練江峰，胡 磊，卓衛(wèi)東，林 立

(1. 福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建 福州 350108； 2. 福建省風(fēng)災(zāi)害與風(fēng)工程重點實驗室，福建 廈門 361024； 3. 廈門市公路事業(yè)發(fā)展中心，福建 廈門 361000； 4. 廈門中平公路勘察設(shè)計院有限公司，福建 廈門 361000； 5. 廈門理工學(xué)院土木工程與建筑學(xué)院，福建 廈門 361024)

0 引言

中國東南沿海等地區(qū)受大風(fēng)，甚至臺風(fēng)影響顯著[1-3]，使得地區(qū)橋梁橋面橫風(fēng)較大，不利于橋面行車安全[4]，而設(shè)置擋風(fēng)障是保障橋面車輛在大風(fēng)天氣順利通行最有效的手段之一[5]. 目前，許多學(xué)者研究了橋梁擋風(fēng)障高度、 孔隙率等參數(shù)對單幅式橋梁擋風(fēng)障橋面阻風(fēng)性能規(guī)律及行駛車輛安全性的影響[6-8]，但大多數(shù)研究是針對規(guī)范的障條式擋風(fēng)障，未系統(tǒng)比較其他型式擋風(fēng)障的阻風(fēng)性能，未量化評價各結(jié)構(gòu)參數(shù)與阻風(fēng)效率的相關(guān)性. 與此同時，公路橋梁車道隨國內(nèi)汽車保有量的增加而增加，橋面寬度持續(xù)變大[9]，由于橋梁外觀、 結(jié)構(gòu)受力等因素制約橋梁建造的寬度[10]，西堠門大橋[11]、 泉州海灣橋[12]、 甘溪特大橋[13]等許多橋梁采用雙幅式橋面. 該類型橋梁與單幅橋梁有較大不同，其橋上行車安全能力是否對擋風(fēng)障安裝片數(shù)、 來流條件等要素敏感？對擋風(fēng)障阻風(fēng)性能的影響規(guī)律如何？均有待具體分析和試驗驗證. 同時，鑒于試驗參數(shù)較多，且風(fēng)洞試驗費(fèi)用昂貴，本次研究主要采用正交試驗，以減少試驗工作量，提高研究效率[14-15]. 基于正交試驗，開展某跨海雙幅式箱梁模型的擋風(fēng)障參數(shù)測速試驗，分析擋風(fēng)障安裝片數(shù)、 來流風(fēng)偏角、 來流風(fēng)速、 圓孔組合方式等參數(shù)對雙幅式橋梁擋風(fēng)障阻風(fēng)性能影響程度.

1 風(fēng)洞試驗方法及試驗方案

1.1 試驗影響因素

圖1 橋梁搭載平臺模型 Fig.1 Bridge platform model for carrying wind barriers

針對雙幅式梁橋擋風(fēng)障安裝片數(shù)、 來流風(fēng)偏角、 來流風(fēng)速、 圓孔組合方式等阻風(fēng)性能影響因素進(jìn)行試驗研究，并考慮安裝片數(shù)分別與風(fēng)偏角及來流風(fēng)速的交互作用，且每種因素選擇2個水平進(jìn)行研究.

1.2 搭載平臺及擋風(fēng)障模型

搭載平臺橋梁為某實際雙幅式橋梁縮尺模型，如圖1所示. 該橋梁模型長3.075 m，外殼采用3 mm的ABS板，芯梁及中隔板使用鋼材，以保證模型剛度.

為研究圓孔組合方式等參數(shù)對擋風(fēng)障阻風(fēng)性能的影響，設(shè)計并制作了高度為15 cm拼接與漸變圓孔擋風(fēng)障模型，障板采用與工程應(yīng)用相近的PC耐力板制作. 各方案參數(shù)如表1所示, 模型如圖2所示.

表1 擋風(fēng)障方案參數(shù)表

圖2 擋風(fēng)障模型Fig.2 Wind barrier models

將擋風(fēng)障安裝于該橋梁縮尺模型上，探究安裝片數(shù)對雙幅式橋梁擋風(fēng)障阻風(fēng)性能影響程度，模型幾何縮尺比的選擇考慮了阻塞比的影響，阻塞比ζ[16]的計算式為：

(1)

式中：Ac為風(fēng)洞試驗段的橫截面積(m2)；Am為試驗?zāi)Ｐ驮谠囼灦螜M截面的最大投影面積(m2).

最終選擇搭載平臺橋梁和擋風(fēng)障模型縮尺比為1∶20，阻塞率為4.5%，滿足試驗要求.

1.3 橋位區(qū)域風(fēng)場及試驗工況

為了研究來流風(fēng)速(uo)、 風(fēng)偏角對擋風(fēng)障阻風(fēng)性能產(chǎn)生的影響，風(fēng)速取值考慮了橋址實橋設(shè)計基準(zhǔn)風(fēng)速60.59 m·s-1(百年一遇). 統(tǒng)計并分析了某實際雙幅式梁橋橋面實測風(fēng)數(shù)據(jù)，繪制風(fēng)玫瑰圖如圖3所示，橋面風(fēng)速主風(fēng)向與橋梁中軸線夾角為112°； 受“莫蘭蒂”臺風(fēng)影響，橋面極值風(fēng)速為42.1 m·s-1，鑒于臺風(fēng)風(fēng)向隨機(jī)性，該風(fēng)速下風(fēng)偏角取為較不利的90°.

圖3 某雙幅式橋梁橋位區(qū)風(fēng)玫瑰圖Fig.3 Wind rose of a twin parallel deck bridges location

綜合試驗?zāi)Ｐ图皡^(qū)域風(fēng)場工況分析的結(jié)果，匯總試驗影響因素及水平如表2所示.

表2 試驗影響因素與水平匯總表

2 風(fēng)洞試驗條件及測點布置

試驗主要設(shè)備為眼鏡蛇三維脈動風(fēng)速測量儀，采集頻率為0～2 kHz，采集風(fēng)速范圍為2～100 m·s-1. 在實際使用中發(fā)現(xiàn)當(dāng)眼鏡蛇采樣頻率過大，其存在一定誤差，故本次試驗中，設(shè)置眼鏡蛇測風(fēng)儀采樣頻率為600 Hz，各測點采樣時長為60 s.

考慮到公路橋梁通常對橋面車輛限制通行高度為5 m，故本次試驗主要測量裸橋和安裝不同橋梁擋風(fēng)障方案之后，箱梁跨中中間行車道中心處0～250 mm高度范圍內(nèi)的風(fēng)速分布情況. 測點從2.5 cm高度開始設(shè)置，每隔2.5 cm設(shè)置一個，每個車道共10個風(fēng)速測量點，測點布置如圖4所示.

圖4 風(fēng)速測點分布圖(單位：mm)Fig.4 Distribution of wind speed measurement points (unit: mm)

試驗中，同時架設(shè)3臺眼鏡蛇三維脈動測風(fēng)儀，其中1臺用來監(jiān)測來流風(fēng)速，其余2臺眼鏡蛇三維脈動測風(fēng)儀作為測量設(shè)備安裝于定制的支架上并與移側(cè)架連接，用來測量橋面各車道中心線一定高度范圍內(nèi)的平均風(fēng)速剖面圖，眼鏡蛇布置場景如圖5所示. 在正式試驗開始前，宜對測風(fēng)儀進(jìn)行位置校準(zhǔn). 通過風(fēng)洞移側(cè)架，將測量測點風(fēng)速的測風(fēng)儀移至橋梁模型前迎風(fēng)端，以減少或避免橋梁模型對測得來流風(fēng)向的干擾，并在5 m·s-1均勻來流風(fēng)速條件下，對3臺測風(fēng)儀的俯仰角、 偏航角進(jìn)行校準(zhǔn)，使兩個角度盡可能接近0°，以確保測風(fēng)儀安裝位置準(zhǔn)確.

圖5 試驗?zāi)Ｐ图皽y風(fēng)儀布置示意圖Fig.5 Test models and layout of anemometers

3 風(fēng)洞試驗結(jié)果分析

3.1 平均風(fēng)速折減系數(shù)剖面圖

試驗結(jié)束時，將各測點風(fēng)速除以來流風(fēng)速，得到各測點平均風(fēng)速折減系數(shù)(r). 將各測點的風(fēng)速折減系數(shù)沿高度方向連成線，可得到的各車道中心線上方0～250 mm高度范圍內(nèi)的平均風(fēng)速折減系數(shù)剖面圖. 其中，2片、 4片工況平均風(fēng)速折減系數(shù)剖面對比圖如圖6, 圖7所示.

由圖6、 圖7可知：

1) 橋梁擋風(fēng)障對其結(jié)構(gòu)高度范圍附近測點的遮擋效果較好，而對迎風(fēng)側(cè)車道200 mm高度以上測點的遮擋效果較差，甚至出現(xiàn)了風(fēng)速折減系數(shù)大于1的現(xiàn)象. 這是由于設(shè)置擋風(fēng)障，讓裸橋工況下從橋面通過的氣流更多以繞流形式從擋風(fēng)障結(jié)構(gòu)頂部通過結(jié)構(gòu)物并與來流風(fēng)速疊加，使得擋風(fēng)障頂部風(fēng)壓大于裸橋工況，因而風(fēng)速較大. 同時，隨著車道距迎風(fēng)側(cè)擋風(fēng)障距離的增加，繞流與來流的疊加效應(yīng)逐漸減弱，因此，靠近背風(fēng)側(cè)車道在相同位置處測點風(fēng)速小于靠近迎風(fēng)側(cè)車道.

2) 2片工況在靠近迎風(fēng)側(cè)車道測點平均風(fēng)速折減系數(shù)與4片工況接近，而在靠近背風(fēng)側(cè)車道上，4片工況各測點平均風(fēng)速折減系數(shù)明顯小于2片工況. 這是由于箱梁迎風(fēng)面對來流的阻擋作用使得箱梁底部及附近區(qū)域風(fēng)壓較大，而雙幅式橋梁中間孔隙處風(fēng)壓較低，故有氣流從箱梁底部從流向背風(fēng)一側(cè)橋面，并對中間無遮擋作用的2片工況產(chǎn)生較大影響，平均風(fēng)速折減系數(shù)較大，而4片影響較小，故其靠近背風(fēng)側(cè)車道平均風(fēng)速折減系數(shù)較小.

圖6 兩片工況平均風(fēng)速折減系數(shù)剖面對比圖Fig.6 Comparison of the average wind speed reduction coefficient profile under 2 pieces barriers conditions

圖7 四片工況平均風(fēng)速折減系數(shù)剖面對比圖Fig.7 Comparison of the average wind speed reduction coefficient profile under 4 pieces barriers conditions

3.2 不同車道阻風(fēng)效果

圖8 車道風(fēng)速折減系數(shù)匯總圖Fig.8 Wind speed reduction coefficients for each lane

為了更直觀分析各參數(shù)對雙幅式橋梁擋風(fēng)障阻風(fēng)性能的影響，以基于風(fēng)剖面壓力等效原則計算得到的橋面等效風(fēng)速折減系數(shù)[17]為指標(biāo)進(jìn)行結(jié)果分析，各車道的風(fēng)速折減系數(shù)的計算式為：

(2)

式中：Zr為橋梁風(fēng)剖面高度，取25 cm；u(z)為車道在Z高度處的橫向風(fēng)速值.

為分析各工況下，擋風(fēng)障在不同車道上的阻風(fēng)效果，將各車道風(fēng)速折減系數(shù)繪制于圖8.

由圖8可知，8個試驗工況得到車道2、 車道5風(fēng)速折減系數(shù)圖形規(guī)律一致，在10 m·s-1、 112°來流條件下，4片漸變擋風(fēng)障在車道2、 車道5上測得的風(fēng)速折減系數(shù)最低，分別為0.54、 0.17，這說明該方案擋風(fēng)效果最好. 其次，迎風(fēng)側(cè)車道風(fēng)速折減系數(shù)大于靠近背風(fēng)側(cè)車道，這趨勢隨著方案擋風(fēng)性能增加而凸顯，6號試驗兩車道風(fēng)速折減系數(shù)差值最大，達(dá)到0.37. 這說明，擋風(fēng)障需要距離車輛有一定距離，才能實現(xiàn)高效遮擋. 因此，設(shè)置擋風(fēng)障時，需要使其距離迎風(fēng)側(cè)車道一定距離，以保障迎風(fēng)側(cè)車道上行駛車輛的安全性. 實驗工況及結(jié)果匯總于表3.

表3 試驗結(jié)果分析

3.3 正交試驗結(jié)果分析

3.3.1正交試驗結(jié)果直觀分析

試驗結(jié)果直觀分析表如表4所示. 其中，Kij表示因素j所在列中所有水平的數(shù)據(jù)之和，i=1, 2；j=A, A*C, B, C, A*D, D；Rj為因素j兩水平的極差.

表4 試驗結(jié)果直觀分析

圖9 不同因素車道風(fēng)速折減系數(shù)極差對比Fig.9 Comparison of wind speed reduction coefficients for each lane under different parameters

由表4可見，車道風(fēng)速折減系數(shù)極差Rj越大，說明該因素對車道風(fēng)速折減系數(shù)影響越大，是擋風(fēng)障阻風(fēng)性能的重要影響因素.

為了直觀對比不同因素車道風(fēng)速折減系數(shù)極差，將不同車道風(fēng)速折減系數(shù)Rj繪制于圖9. 由圖9可知，雙幅式橋梁擋風(fēng)障橋面等效風(fēng)速折減系數(shù)各影響因素重要性在不同車道上除了風(fēng)速均為重要性最低以外，其他因素具有一定差異性. 綜合考慮，各因素影響程度由高到低依次為：安裝片數(shù)、 來流風(fēng)偏角、 圓孔組合方式和來流風(fēng)速. 安裝片數(shù)與風(fēng)偏角及來流風(fēng)速交互作用不明顯.

3.3.2正交試驗的方差分析

直觀分析主要對不同因素進(jìn)行重要性排序，為了估計試驗誤差，判斷各因素對試驗指標(biāo)影響的顯著程度，采用方差分析法進(jìn)一步分析. 由試驗結(jié)果計算得到不同因素影響下，各車道方差如表5所示. 其中，Sj表示因素j偏差平方和，j=A, A*C, B, C, A*D, D；Se為空白列隨機(jī)誤差引起的偏差平方和. 由于交互作用列誤差小于隨機(jī)誤差，故將兩列方差及自由度并入隨機(jī)誤差中，即最終隨機(jī)誤差引起的偏差平方和之和Se*=SA*C+SA*D+Se，故車道2與車道5的Se*分別為2.49×10-5、 4.65×10-5.

表5 車道2、 車道5不同因素偏差平方和匯總表

圖10 不同因素下車道F檢驗折線圖Fig.10 F-test values of each lane under different parameters

為分析各因素對擋風(fēng)障阻風(fēng)性能的影響程度，計算各因素下的F值，并繪制于圖10. 其中，F(xiàn)jΔ表示因素j的F值；F0.05、F0.01表示顯著性水平分別為0.05、 0.01的F檢驗臨界值. 當(dāng)某因素FjΔ>F0.01時，表明該因素水平的改變對雙幅式橋梁這一車道風(fēng)速折減系數(shù)有顯著影響的可信度為99%，即該因素對這一車道風(fēng)速折減系數(shù)影響是高度顯著的； 當(dāng)某因素FjΔ>F0.05時，表明該因素水平的改變對雙幅式橋梁這一車道風(fēng)速折減系數(shù)有顯著影響的可信度為95%，即該因素對這車道風(fēng)速折減系數(shù)影響是顯著的； 否則，該因素對這車道風(fēng)速折減系數(shù)無顯著影響.

由圖10可知：

1) 因素A、 B、 C對車道2、 車道5等效風(fēng)速折減系數(shù)影響是高度顯著的，即上述三種因素對擋風(fēng)障阻風(fēng)性能影響是非常顯著的. 因素D對車道2等效風(fēng)速折減系數(shù)影響是顯著的，但對車道5等效風(fēng)速折減系數(shù)無顯著影響.

2) 不同因素對雙幅式梁橋擋風(fēng)障不同車道阻風(fēng)性能影響程度具有差異性，車道2上各因素影響程度由高到低依次為：C、 A、 B、 D； 車道5上各因素影響程度由高到低依次為：A、 C、 B、 D.

4 結(jié)語

以某跨海雙幅式梁式橋為工程背景，開展風(fēng)洞測速試驗，分析了各方案后方車道的平均風(fēng)速折減系數(shù)剖面圖; 以車道風(fēng)速折減系數(shù)為阻風(fēng)性能評價指標(biāo)，采用正交試驗方法，研究了擋風(fēng)障安裝片數(shù)、 來流風(fēng)偏角、 來流風(fēng)速、 圓孔組合方式等參數(shù)對雙幅式橋梁擋風(fēng)障阻風(fēng)性能的影響, 得到以下主要結(jié)論：

1) 迎風(fēng)側(cè)車道風(fēng)速折減系數(shù)大于靠近背風(fēng)側(cè)車道，這趨勢隨著方案阻風(fēng)性能增加而凸顯，6號試驗擋風(fēng)效果最好，兩車道風(fēng)速折減系數(shù)差值最大，達(dá)到0.37.

2) 擋風(fēng)障安裝片數(shù)、 來流風(fēng)偏角、 圓孔組合方式對擋風(fēng)障阻風(fēng)性能影響是非常顯著的，來流風(fēng)速對車道2等效風(fēng)速折減系數(shù)影響是顯著的，對車道5等效風(fēng)速折減系數(shù)無顯著影響.

3) 不同因素對擋風(fēng)障在不同車道的阻風(fēng)性能影響程度具有差異性，車道2上各因素影響程度由高到低依次為：圓孔組合方式、 安裝片數(shù)、 來流風(fēng)偏角、 來流風(fēng)速； 車道5上各因素影響程度由高到低依次為：擋風(fēng)障安裝片數(shù)、 圓孔組合方式、 來流風(fēng)偏角、 來流風(fēng)速.

4) 安裝片數(shù)對雙幅式橋梁靠近迎風(fēng)側(cè)車道橋面風(fēng)場影響較小，而對靠近背風(fēng)側(cè)車道影響較大，且其與來流風(fēng)偏角及風(fēng)速的交互作用不明顯.

綜上所述，對于雙幅式橋梁擋風(fēng)障選型時，需要著重考慮擋風(fēng)障安裝片數(shù)、 圓孔組合方式及距離迎風(fēng)面車道位置，此外，在開展雙幅式橋梁擋風(fēng)障阻風(fēng)性能試驗時，可不設(shè)置多種風(fēng)速工況，但應(yīng)結(jié)合當(dāng)?shù)鼗蛘邔崢驑蛎鏈y得風(fēng)速數(shù)據(jù)，開展多種風(fēng)偏角來流工況下?lián)躏L(fēng)障阻風(fēng)性能測試.