楊凌波，華旭剛，王超群，陳政清

(湖南大學(xué) 風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點實驗室，長沙 410082)

0 引 言

在橋梁抗風(fēng)研究中，三分力系數(shù)是分析靜風(fēng)穩(wěn)定、抖振響應(yīng)、馳振穩(wěn)定性的重要參數(shù)[1-2]，而作用在主梁-列車系統(tǒng)上的靜風(fēng)荷載直接影響到列車在橋上運行時的舒適性和安全性[3-4]。因此，研究主梁-列車系統(tǒng)三分力系數(shù)變化規(guī)律是橋梁抗風(fēng)設(shè)計中的重要環(huán)節(jié)。分離式三箱梁以其良好的顫振性能和通行能力正在成為超大跨度公鐵兩用橋梁的首選結(jié)構(gòu)形式之一。

近幾十年來，已有大量學(xué)者對大跨度橋梁的車橋系統(tǒng)氣動特性問題開展了風(fēng)洞試驗和計算流體力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）數(shù)值模擬研究[5-6]。在研究車橋系統(tǒng)氣動特性時，風(fēng)洞試驗大多采用動態(tài)天平測量列車氣動力，而常規(guī)天平無法測得脈動氣動力或者測得的脈動氣動力精度難以保證。何旭輝和鄒云峰等[7-8]通過同步測壓技術(shù)和動態(tài)天平測力方法對CRH2列車氣動特性進行測試。試驗結(jié)果表明當(dāng)列車表面風(fēng)壓測點數(shù)量適當(dāng)時，由風(fēng)壓積分可獲得與天平測力精度相當(dāng)?shù)亩ǔ鈩恿?，為測試列車氣動力提供了一條新的思路。王玉晶等[9]針對高速列車在箱梁、T梁和路基三種不同結(jié)構(gòu)形式上運行的系統(tǒng)模型進行節(jié)段模型試驗，采用壓力積分法計算作用在車輛上的氣動力，分析了不同車況和線路構(gòu)造形式及設(shè)置不同風(fēng)屏障后的車橋氣動特性。以上研究均表明車橋間的氣動干擾對車輛和橋梁三分力系數(shù)影響顯著。

韓艷等[10]基于CFD數(shù)值仿真平臺，研究了靜止車輛、風(fēng)攻角和風(fēng)場的紊流性對橋梁對車輛靜氣動力的影響。Wang等[11]通過CFD數(shù)值模擬，研究了側(cè)風(fēng)力作用下車輛模型受橋梁干擾的氣動特性。通過CFD方法可以得到橋梁和車輛的靜氣動力，但橋梁的斷面形式往往較簡單，其計算網(wǎng)格的劃分和邊界條件容易確立。對于結(jié)構(gòu)斷面較為復(fù)雜的橋梁，可能存在多體結(jié)構(gòu)氣動干擾的情況，CFD方法有時難以保證計算精度，需要結(jié)合風(fēng)洞試驗來測試橋梁和列車的氣動力。Wang等[12]通過風(fēng)洞試驗對高速列車通過桁架橋時的氣動力進行了測量，還引入了CFD數(shù)值模型，分析了風(fēng)速、風(fēng)攻角和列車速度與列車所受到氣動力之間的關(guān)系。

由于常規(guī)風(fēng)洞試驗無法做到雷諾數(shù)與實際結(jié)構(gòu)一致，風(fēng)洞試驗得到的結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)和三分力系數(shù)與實際結(jié)構(gòu)存在著較大的差異，隨著橋梁跨度的增加，主梁斷面雷諾數(shù)效應(yīng)的研究越來越重要。Schewe等[13]通過風(fēng)洞試驗發(fā)現(xiàn)導(dǎo)致風(fēng)洞試驗與現(xiàn)場實測的渦激振動起振風(fēng)速不一致的原因是Strouhal數(shù)的雷諾數(shù)效應(yīng)。任若松等[14]以兩個常用的大跨度橋梁標(biāo)準(zhǔn)流線型橋梁段面為研究對象，利用壓力積分法獲得不同雷諾數(shù)下的三分力系數(shù)，發(fā)現(xiàn)橋梁斷面局部細(xì)微差異不影響三分力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化規(guī)律。Laima等[15]采用了大渦模擬（large eddy simulation，LES）方法研究了雷諾數(shù)對分離式雙箱梁流動特性的影響，發(fā)現(xiàn)分離式雙箱梁的擾流特性隨流動區(qū)域和流動狀態(tài)的不同而表現(xiàn)出不同的雷諾數(shù)效應(yīng)。

分離式三箱梁具有良好的顫振穩(wěn)定性和通行能力（梁寬較大），在未來人類征服更加寬闊的海峽、河谷過程中，特別是對于主跨超過2000 m的超大跨度公鐵兩用橋梁而言，具有廣闊應(yīng)用前景。而目前關(guān)于分離式三箱梁橋車橋系統(tǒng)氣動特性問題的研究鮮有報道[16-17]，Wang和Yang等[18-20]對分離式三箱梁的氣動特性和車橋系統(tǒng)的氣動干擾效應(yīng)做了初步的研究。主跨為3300 m的意大利墨西拿海峽大橋是最早采用分離式三箱梁方案的大橋，但由于資金匱乏，該項目至今尚未實施。在該橋的方案設(shè)計過程中，Diana教授對流線性斷面分離式三箱梁的氣動性能進行了一系列試驗研究[21-23]。正在建設(shè)的甬州鐵路桃夭門公鐵兩用大橋（斜拉橋，主跨666 m）和西堠門公鐵兩用大橋（斜拉-懸索體系，主跨1488 m）是世界首次采用分離式三箱梁的橋梁。由于分離式三箱梁斷面構(gòu)造復(fù)雜，可以推測其流場特性可能會比普通流線型斷面乃至分離式雙箱梁更為復(fù)雜。此外，作為典型的分離式結(jié)構(gòu)，分離式三箱梁的雷諾數(shù)效應(yīng)問題也特別值得關(guān)注。

依托在建的甬州鐵路工程背景，本文對分離式三箱梁主梁-列車系統(tǒng)開展了節(jié)段模型測力風(fēng)洞試驗。測試了多種車橋組合工況下橋梁和列車的靜力三分力系數(shù)，分析了腹板形狀對分離式三箱梁斷面三分力系數(shù)的影響和附屬設(shè)施對主梁斷面三分力系數(shù)的影響，研究了不同腹板形式主梁氣動力的雷諾數(shù)效應(yīng)，討論了列車與主梁間的氣動干擾效應(yīng)，為同類型橋梁的抗風(fēng)設(shè)計和研究提供參考。

1 試驗方案

1.1 試驗?zāi)Ｐ图霸O(shè)備

風(fēng)洞試驗在湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗研究中心HD-2邊界層風(fēng)洞進行，該風(fēng)洞試驗段截面尺寸為3 m（寬）×2.5 m （高）。該試驗段的來流為均勻流，3 m/s以上風(fēng)速時湍流度不大于0.5 %。

在三分力測試試驗中，主梁和列車節(jié)段模型只需模擬其斷面幾何外形。圖1給出了三種不同腹板形狀的分離式三箱梁斷面，三種斷面除了腹板形狀有所區(qū)別外（前兩種采用直線型腹板，后一種采用圓形腹板），其他幾何特性基本相同。三種斷面梁寬65.6～66 m（小倒角斷面梁寬65.6 m，其他兩種斷面寬66 m），梁高4.5 m，中間鐵路梁寬13 m，兩側(cè)公路箱寬19 m，箱梁斷面見圖2。主梁和列車節(jié)段模型采用1 ∶ 60縮尺比，主梁模型寬B= 1.1 m，模型高為H=0.075 m，模型的總長度取為L= 2.4 m。列車原型為CRH3動車組，模型斷面寬b= 0.0544 m，高h=0.0604 m（不含車輪高度），列車模型與橋梁節(jié)段模型之間沒有接觸，模型安裝見圖3。

圖1 施工狀態(tài)下具有不同腹板形狀的三種主梁斷面 (單位：mm)Fig. 1 Cross sections of the bare girder with different web shapes (unit: mm): (a) section Ⅰ; (b) section Ⅱ; (c) section Ⅲ

圖2 分離式三箱梁斷面氣動力示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the aerodynamic forces on the triple-box girder

圖3 主梁節(jié)段模型安裝示意圖Fig. 3 Installation diagram of the girder model

數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由2個六分量高精度天平和三維超聲波風(fēng)速儀組成。試驗采用的三維超聲波風(fēng)速儀型號為Young 81000，風(fēng)速測試精度為0.05 m/s，采樣頻率為10 Hz。試驗時，將模型通過特殊設(shè)計的基座裝置（圖4）水平安裝在六分量高精度天平上，直接測量特定風(fēng)速和風(fēng)攻角下作用在模型上的三分力時程并計算各分量的平均值，進而獲得該風(fēng)攻角下無量綱三分力系數(shù)。低風(fēng)速下測得的試驗數(shù)據(jù)處于天平量程偏小的區(qū)間，為了驗證其精度，進行了天平量程偏小區(qū)間的驗證，確認(rèn)了試驗數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。由于測力天平數(shù)量有限，試驗中兩個和天平外觀相似、尺寸一致的圓柱形連接件和天平按照圖4的布置與橋梁模型支座以及列車模型支座相連。當(dāng)需要測試車橋系統(tǒng)中主梁的三分力時，將天平和主梁模型支座相連，圓柱形連接件和兩個列車模型支座相連。當(dāng)需要測試某一側(cè)列車時，將天平和對應(yīng)的列車模型支座相連，圓柱形連接件和另一個列車模型支座以及橋梁模型支座相連。

圖4 測力基座裝置Fig. 4 Aerodynamic force measurement support

1.2 試驗工況

表1列出了主梁節(jié)段模型（無列車）測力試驗的工況。試驗風(fēng)攻角在?12°～12°之間變化，變化步長為1°。在主梁處于±12°風(fēng)攻角時阻塞率為9.1 %。阻塞率會影響主梁截面表面的壓力分布和流場結(jié)構(gòu)，試驗中應(yīng)盡量減小阻塞率（抗風(fēng)規(guī)范中建議阻塞率小于5%）。有研究成果表明[24-25]，當(dāng)阻塞率為10%以下時，對方形橫截面主梁的三分力系數(shù)和渦振性能影響較小，相對于低阻塞率不會產(chǎn)生較大的差異。對于扁平箱梁而言[26]，阻塞率大于5%會有明顯的阻塞效應(yīng)，三分力系數(shù)相對于低阻塞率有很大的差異。本文的模型斷面高寬比很小，過小的模型難以模擬主梁斷面和附屬設(shè)施的細(xì)節(jié)（如列車軌道、風(fēng)屏障柵格等），且小比例模型帶來的雷諾數(shù)效應(yīng)可能會更加明顯，進一步影響測試結(jié)果的準(zhǔn)確性。鑒于此，本研究沒有采取更小的縮尺比進行試驗。由文獻[27]給出的修正公式得到本文模型在12°和?12°風(fēng)攻角下的動壓修正系數(shù)(1+εs+εW)2分別為1.143和1.092，其中εs表示固壁阻塞系數(shù)，εW表示尾流阻塞系數(shù)。阻塞率對三分力系數(shù)的影響將在后續(xù)的工作中進一步研究。

表1 主梁節(jié)段模型測力典型工況Table 1 Test cases for the aerodynamic force measurement of the girder model

本文模型外衣用ABS板做成，內(nèi)部用三根芯梁和橫梁骨架組成。由于做工誤差，主梁模型某處局部的剛度較低，并且測力基座裝置中的連接件的剛度偏低，無法完全滿足剛性試驗條件。在更高風(fēng)速測試過程中，大風(fēng)攻角下橋梁節(jié)段模型出現(xiàn)了明顯的渦振。為了保證測試精度，本試驗采用了節(jié)段模型在所有風(fēng)攻角下均不發(fā)生渦振的較低風(fēng)速（2.22 m/s、3.15 m/s和4.05 m/s）進行測試，測力試驗在均勻流下進行，湍流度小于0.5%。為了對比腹板形狀對氣動力特性的影響，分別對三種不同腹板形狀的施工期斷面進行了測試。值得一提的是，作者在分離式三箱梁渦振性能試驗研究中對主梁原始設(shè)計進行了氣動優(yōu)化，因此本文在成橋狀態(tài)測力試驗中對優(yōu)化前及優(yōu)化后的主梁（小倒角斷面）均進行了測試。采取的氣動措施包含[28]：將公路梁總高度3 m的防撞護欄+條形風(fēng)屏障方案改為1.5 m高的防撞護欄 50 %透風(fēng)率和3.6 m高的格柵形風(fēng)屏障方案（總高度4 m）；將公路梁兩道檢修軌道移至內(nèi)側(cè)腹板正下方位置；在公路梁風(fēng)屏障外側(cè)布置9.4 cm高檢修軌道；封閉公路梁內(nèi)側(cè)防撞護欄中間1/2高度；采用35 %透風(fēng)率格柵封槽。

表2為不同腹板形式主梁氣動力的雷諾數(shù)效應(yīng)工況。為了避免主梁發(fā)生渦振，試驗測試了在0°風(fēng)攻角下不同腹板主梁在雷諾數(shù)為1.65×105～6.85×105時的三分力系數(shù)，采用的試驗風(fēng)速分別是2.23 m/s、6.10 m/s、8.00 m/s和9.30 m/s。

表2 不同腹板主梁三分力系數(shù)雷諾數(shù)效應(yīng)工況Table 2 Test cases for the Reynolds number effect of the girder with different webs

桃夭門大橋為雙線鐵路橋，列車和橋梁（成橋狀態(tài)有氣動措施）存在多種工況組合。表3為成橋狀態(tài)（小倒角斷面，包含封槽、封欄桿等氣動措施）車橋氣動干擾測力的試驗工況。由于車橋氣動干擾測力試驗在風(fēng)攻角?3°、0°和3°時橋梁和列車模型均未發(fā)生明顯風(fēng)致振動，因此，選取10 m/s、15 m/s和20 m/s三個風(fēng)速分別進行測試。

表3 主梁-列車系統(tǒng)氣動干擾測力試驗工況Table 3 Test cases for the aerodynamic force measurement of the girder-train system

1.3 三分力系數(shù)定義

主梁和列車的氣動三分力坐標(biāo)系的定義如圖2和圖5所示，需要說明的是，列車的力矩中心定義在兩個列車軌頂（即列車輪底）高度中心處。主梁斷面風(fēng)軸坐標(biāo)系下的三分力系數(shù)定義如下：

圖5 列車三分力示意Fig. 5 Aerodynamic forces on the train

主梁斷面體軸坐標(biāo)系下三分力系數(shù)與風(fēng)軸系下的三分力系數(shù)之間的轉(zhuǎn)化關(guān)系為：

力矩系數(shù)在風(fēng)軸坐標(biāo)系和體軸坐標(biāo)系下的表達式相同。其中，U為試驗風(fēng)速，空氣密度ρ=1.225 kg/m3，L為測力節(jié)段模型長度；阻力系數(shù)以主梁高度H為參考長度，升力系數(shù)、力矩系數(shù)均以主梁斷面的寬度B為參考長度。CD(α)、CL(α)、CM(α)分別為α風(fēng)攻角時風(fēng)軸坐標(biāo)系下的阻力系數(shù)、升力系數(shù)和力矩系數(shù)。CH(α)、CV(α) 分別為風(fēng)攻角α?xí)r體軸坐標(biāo)系下的阻力系數(shù)、升力系數(shù)。

2 主梁三分力系數(shù)測試結(jié)果

如表1所示，主梁節(jié)段模型共進行了五種狀態(tài)的試驗測力試驗。為了方便對比，本文所有橋梁三分力系數(shù)均采用相同的高度和寬度進行定義（寬B= 1.1 m，高H= 0.075 m，不含風(fēng)屏障、防撞欄桿及檢修軌道等附屬設(shè)施高度）。

2.1 施工狀態(tài)主梁三分力系數(shù)

圖6給出了施工狀態(tài)不同腹板主梁的三分力系數(shù)測試結(jié)果。由圖6可知，三種不同腹板主梁三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律較為一致，即先減小后增大。對于施工狀態(tài)的主梁，阻力系數(shù)在負(fù)攻角時較大，在?1° ～ 10°風(fēng)攻角范圍內(nèi)，三種腹板主梁的阻力系數(shù)均小于1。大倒角和小倒角直線型腹板主梁阻力系數(shù)的最小值分別出現(xiàn)在α= 5°和α= 6°，圓形腹板主梁的阻力系數(shù)在α= 4°時最小。在?12°～10°風(fēng)攻角變化范圍內(nèi)，三種不同斷面主梁的升力系數(shù)和力矩系數(shù)曲線斜率都為正，說明施工期主梁有較好的顫振穩(wěn)定性[29-30]。風(fēng)攻角在10°～12°變化范圍內(nèi)，三種腹板形狀主梁的升力系數(shù)和力矩系數(shù)曲線斜率均為負(fù)，隨著攻角進一步增大，若超大跨度（數(shù)千米）橋梁采用分離式三箱梁斷面，可能會發(fā)生馳振和單自由度扭轉(zhuǎn)顫振[31]。由圖6可見，主梁在施工狀態(tài)不同斷面下的靜力三分力系數(shù)差異不大，說明腹板形狀對分離式三箱梁的三分力系數(shù)影響很小。

圖6 施工狀態(tài)不同斷面下主梁三分力系數(shù)Fig. 6 Aerodynamic force coefficients of the bare girder with different web shapes

2.2 成橋狀態(tài)主梁三分力系數(shù)

為方便對比，圖7給出了主梁節(jié)段模型在成橋狀態(tài)下（小倒角斷面），主梁有無氣動措施三分力系數(shù)以及施工期靜力三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角變化的曲線。將工況1（施工期小倒角）和工況5（成橋狀態(tài)有氣動措施）的主梁三分力系數(shù)曲線放在一起比較。從圖7可以發(fā)現(xiàn)，風(fēng)攻角從最小?12°變化至最大12°時，兩種狀態(tài)下主梁的阻力系數(shù)變化趨勢都是先減小后增大，而施工狀態(tài)小倒角斷面主梁的阻力系數(shù)增大的趨勢滯后了許多。兩種狀態(tài)下的升力系數(shù)和力矩系數(shù)隨風(fēng)攻角變化的趨勢一致。由于欄桿、風(fēng)屏障等附屬設(shè)施的存在，主梁阻力系數(shù)數(shù)值整體增大，可見成橋狀態(tài)下的主梁較施工狀態(tài)下的主梁受到的靜風(fēng)阻力更大。

圖7 成橋狀態(tài)主梁三分力系數(shù)(小倒角斷面)Fig. 7 Aerodynamic force coefficients of the girder (section Ⅰ)

從圖7可以看出，在成橋狀態(tài)下增加氣動措施之后會引起三分力系數(shù)的改變。成橋無氣動措施時，主梁的三分力系數(shù)曲線?8°～0°風(fēng)攻角區(qū)間內(nèi)存在明顯波動，且在?8°到?7°處出現(xiàn)明顯突變，推測是多體斷面流場結(jié)構(gòu)形態(tài)的變化[32]，王光崇[33]研究的分離式雙箱梁的阻力系數(shù)和升力系數(shù)曲線在?5°也發(fā)生了突變，其中的機理需要通過流場顯示，利用CFD數(shù)值模擬和PIV（Particle Image Velocimetry）可視化技術(shù)進一步研究。

當(dāng)風(fēng)攻角從?8°到?7°，成橋狀態(tài)下未增加氣動措施主梁的升力系數(shù)曲線斜率從正變?yōu)樨?fù)，可能引起馳振。在增加氣動措施之后，三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角變化的曲線變得更加平滑?？梢钥闯觯駯欧獠鄣葰鈩哟胧┰诟纳浦髁旱臏u振性能[28]的同時，使得主梁的三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角變化的曲線變得相對平緩。在風(fēng)攻角?12°～?9°范圍內(nèi)，成橋狀態(tài)下主梁的力矩系數(shù)曲線斜率為負(fù)，可能引發(fā)單自由度扭轉(zhuǎn)顫振。

成橋有氣動措施時，主梁的阻力系數(shù)與王光崇[33]和郭夏[34]得到的分離式雙箱梁阻力系數(shù)隨風(fēng)攻角變化的趨勢均比較接近，即先減小后增大且拐點大約在風(fēng)攻角為?2°到0°之間；所測風(fēng)攻角范圍內(nèi)，主梁的升力和力矩系數(shù)曲線斜率大多數(shù)為正，和一般扁平箱梁和分離式雙箱梁變化規(guī)律基本一致[34]。

2.3 主梁雷諾數(shù)效應(yīng)

圖8給出了攻角0°下施工期大倒角直線型腹板主梁和圓形腹板主梁的靜力三分力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化情況。從圖8（a）可見，大倒角直線型腹板和圓形腹板主梁的阻力系數(shù)在雷諾數(shù)1.65×105～6.85×105有明顯波動。大倒角直線型腹板主梁阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)增加而減小，阻力系數(shù)由從0.897下降到0.678，下降幅度為24.4 %。圓形腹板主梁阻力系數(shù)高于大倒角腹板主梁，隨著雷諾數(shù)的增加，阻力系數(shù)出現(xiàn)先減小后增大的趨勢。在雷諾數(shù)為5.87×105時阻力系數(shù)最小數(shù)值為0.798，相較于最大時的1.171減小31.9 %。

圖8（b）中可見，兩種腹板形式主梁的升力系數(shù)在試驗雷諾數(shù)范圍內(nèi)無明顯波動，圓形腹板主梁升力系數(shù)數(shù)值高于大倒角腹板主梁，在雷諾數(shù)為6.85×105時最大差值為0.063。對比圖8（c），圓形腹板主梁的力矩系數(shù)隨雷諾數(shù)的增加而減小，力矩系數(shù)由0.038降低到0.027，變化幅度為28.9 %。大倒角腹板主梁的力矩系數(shù)無明顯變化。在雷諾數(shù)為6.85×105時，兩種腹板形式主梁的力矩系數(shù)相近。

圖8 不同腹板形式主梁的雷諾數(shù)效應(yīng)比較Fig. 8 Comparison of the Reynolds number effect for the girder with different webs

在一定雷諾數(shù)范圍內(nèi)，兩種腹板形式主梁的三分力系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化趨勢差異較大。大倒角直線型腹板主梁阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的增大呈下降趨勢，升力系數(shù)和力矩系數(shù)并無明顯的變化趨勢。圓形腹板主梁的阻力系數(shù)和力矩系數(shù)隨雷諾數(shù)變化有較大波動，力矩系數(shù)無明顯變化。

3 車橋系統(tǒng)試驗結(jié)果分析

3.1 不同來流風(fēng)速的影響

橋梁節(jié)段模型風(fēng)洞試驗中, 因橋道斷面較為鈍化、繞流分離點較為固定, 試驗中一般可忽略雷諾數(shù)的影響[35-36]。CRH3列車斷面雖近似矩形, 但周邊采用弧形圓滑斷面, 其繞流分離點與雷諾數(shù)有關(guān)。已有研究[37]表明在車—橋系統(tǒng)定常氣動力測試中通?？珊雎岳字Z數(shù)的影響。

表4對比了當(dāng)列車處于迎風(fēng)側(cè)時不同風(fēng)速下0°風(fēng)攻角的車橋系統(tǒng)三分力系數(shù)（主梁為小倒角斷面）。測試結(jié)果表明，列車-主梁系統(tǒng)在不同風(fēng)速下的三分力系數(shù)差別很小，即雷諾數(shù)的影響很小。因此，表5～表7中給出的測試結(jié)果均為所有測試風(fēng)速下三分力系數(shù)的均值。為便于比較，在本節(jié)中所有主梁三分力系數(shù)均采用相同的高度和寬度進行定義，寬B= 1.093 m，高H= 0.075 m（不含風(fēng)屏障、防撞欄桿及檢修軌道等附屬設(shè)施高度）。

表4 不同風(fēng)速下的主梁與列車三分力系數(shù)Table 4 Aerodynamic force coefficients of the girder and the train under different wind speeds

表5 僅列車/主梁的三分力系數(shù)Table 5 Aerodynamic force coefficients of the single train or the girder

3.2 單列車-主梁系統(tǒng)

為分析車橋系統(tǒng)車輛和主梁氣動力的相互影響，首先測試了0°攻角下僅橋梁的三分力系數(shù)，相關(guān)結(jié)果如表5所示。需要說明的是，表5中列車模型的三分力系數(shù)來自參考文獻[38]，文獻中的列車模型采用CRH2列車，寬為0.076 m，高為0.074 m，與本文中CRH3列車斷面氣動外形相似，CRH2和CRH3列車在低風(fēng)速下測得的阻力系數(shù)差異較小[39]。

為研究單列車處于主梁不同位置時主梁-列車系統(tǒng)列車和主梁氣動力的相互影響，將0°風(fēng)攻角下單列車在不同車道時列車與主梁三分力系數(shù)進行對比分析。如表6所示，當(dāng)列車處于主梁上時，由于公路梁風(fēng)屏障（2.5 m高50%透風(fēng)率的風(fēng)屏障+1.5 m 高防撞護欄，總高4 m））和鐵路梁風(fēng)屏障（50%透風(fēng)率，高度3.6 m）的雙重減風(fēng)作用，列車的阻力系數(shù)顯著降低[40]。試驗中的列車是靜止的，靜態(tài)列車模型模擬動態(tài)列車會導(dǎo)致風(fēng)偏角和實際風(fēng)偏角不符合，對高速列車通過橋梁時的氣動特性估計不準(zhǔn)確[13]。關(guān)于風(fēng)偏角對列車氣動性能的影響將在后續(xù)的工作中進一步研究。

表6 主梁系統(tǒng)三分力系數(shù)(單列車)Table 6 Aerodynamic force coefficients of the train-girder system (single train)

列車的存在使主梁的阻力系數(shù)略有降低；列車位于迎風(fēng)側(cè)（車道1）和背風(fēng)側(cè)（車道2）時，由于列車離主梁前緣較遠且?guī)缀跆幱谥髁盒涡纳戏?，列車位于迎風(fēng)側(cè)或背風(fēng)側(cè)對主梁的影響差別不大；列車的存在改變了主梁上緣流場結(jié)構(gòu)，使主梁的升力系數(shù)數(shù)值略微增大；車橋之間的氣動干擾對主梁的力矩系數(shù)影響較小。

3.3 雙列車-主梁系統(tǒng)

由于橋梁為雙線鐵路橋梁，可能出現(xiàn)雙車交會的情況。風(fēng)攻角0°、兩列車同時存在時列車與主梁的三分力系數(shù)如表7所示。

表7 主梁系統(tǒng)三分力系數(shù)(雙列車)Table 7 Aerodynamic force coefficients of the train-girder system (double trains)

對比表7、表6和表5可以發(fā)現(xiàn)，與單列車-主梁系統(tǒng)類似，雙列車的存在使主梁的阻力系數(shù)顯著減小，而升力系數(shù)和力矩系數(shù)較之變化不大。單列車位于迎風(fēng)側(cè)時的列車和雙列車時位于迎風(fēng)側(cè)的列車，兩者的阻力系數(shù)和力矩系數(shù)十分接近，前者的升力系數(shù)要小于后者。雙車同時存在時，由于迎風(fēng)側(cè)列車的遮擋效應(yīng)，背風(fēng)側(cè)車輛的氣動力顯著減小，與李永樂等[41]的研究結(jié)果一致。當(dāng)雙車交會時，背風(fēng)側(cè)列車受到的力突降，會車后，背風(fēng)側(cè)列車受到的風(fēng)荷載又突增。在整個會車過程中，列車風(fēng)荷載突降又突增，影響列車的穩(wěn)定性，對行車的舒適性和安全性極為不利。

3.4 不同風(fēng)攻角對列車-主梁系統(tǒng)的影響

圖9給出了在?3°、0°和3°風(fēng)攻角下，無列車、單列車存在和雙列車同時存在時主梁的三分力系數(shù)。從圖9可知，在?3°、0°和3°三個攻角下，相對于無列車影響的主梁，迎風(fēng)側(cè)列車存在時，主梁的阻力系數(shù)分別下降了17.3 %、10.1 %和8 %。雙列車的存在導(dǎo)致主梁的阻力系數(shù)分別下降了43.9 %、29.1 %和57.3 %。在±3°攻角下，列車的氣動干擾使主梁的力矩系數(shù)數(shù)值降低。在不同風(fēng)攻角下，列車的存在相對于無列車時會使主梁的升力系數(shù)值提高。在攻角0°下，列車的存在使主梁的力矩系數(shù)數(shù)值略有增大。

圖9 不同攻角下列車對主梁三分力系數(shù)的影響Fig. 9 Effect of trains on the aerodynamics force coefficients of the girder at different wind attack angles

4 結(jié) 論

本文對分離式三箱梁橋主梁-列車系統(tǒng)開展了節(jié)段模型測力風(fēng)洞試驗，測試了多種車橋組合工況下橋梁和列車的靜力三分力系數(shù)，研究了氣動干擾效應(yīng)。主要結(jié)論如下：

1）直角或曲線腹板形式對分離式三箱梁的三分力系數(shù)影響很小。在風(fēng)攻角10°～12°范圍內(nèi)，施工期主梁的升力系數(shù)和力矩系數(shù)為負(fù)，對于主梁可能產(chǎn)生較大靜風(fēng)位移的超大跨度橋梁而言，有發(fā)生馳振和單自由度扭轉(zhuǎn)顫振的風(fēng)險。

2）成橋無氣動措施時，分離式三箱梁在風(fēng)攻角從?8°變到?7°時，主梁的升力系數(shù)斜率從正變?yōu)樨?fù)，可能發(fā)生馳振；在風(fēng)攻角?12°～?9°范圍內(nèi)，主梁的力矩系數(shù)曲線斜率為負(fù)，可能發(fā)生單自由度扭轉(zhuǎn)顫振；三分力系數(shù)曲線出現(xiàn)突變，推測是多體斷面流場結(jié)構(gòu)形態(tài)的變化。

3）氣動措施對分離式三箱梁的三分力系數(shù)影響較大。封槽蓋板等氣動措施使主梁的三分力系數(shù)曲線變得更加平滑；成橋狀態(tài)分離式三箱梁的三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律與分離式雙箱梁和一般扁平箱梁十分接近。

4）不同腹板形式主梁的三分力系數(shù)在一定雷諾數(shù)范圍內(nèi)隨雷諾數(shù)的變化趨勢差異較大。大倒角直線型腹板主梁阻力系數(shù)隨雷諾數(shù)的增大呈下降趨勢，升力系數(shù)和力矩系數(shù)并無明顯的變化趨勢。圓形腹板主梁的阻力系數(shù)和力矩系數(shù)隨雷諾數(shù)變化有較大波動，力矩系數(shù)無明顯變化。

5）列車與分離式三箱梁間存在顯著的氣動干擾，且不同風(fēng)攻角間存在明顯差異。單個列車存在時，列車所處的軌道位置對主梁的三分力系數(shù)影響不大；當(dāng)兩列車相遇時，主梁的阻力系數(shù)較無列車和單列車工況明顯減小。列車的存在對主梁的升力系數(shù)和力矩系數(shù)影響不大。雙列車會車時，背風(fēng)側(cè)列車受到的氣動力先突降后突增，對行車安全不利。