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(1. 石家莊鐵道大學 大型結構健康診斷與控制研究所，河北 石家莊　050043;2. 河北省大型結構健康診斷與控制重點實驗室,河北 石家莊　050043；3. 石家莊鐵道大學 土木工程學院,河北 石家莊　050043)

0　引言

三分力系數是表征橋梁風荷載的一組無量綱參數，它既是反映橋梁靜風荷載的重要指標，也是分析橋梁氣動問題的基礎。為了準確獲取三分力系數，研究者們通過風洞試驗或數值模擬手段對不同斷面外形的主梁進行了大量研究，并形成了一些規(guī)范條文[1]，但目前的研究成果及相關規(guī)范主要是針對單幅主梁展開的。近年來，隨著交通流量的逐漸增大，在一系列大跨橋梁的設計及修建過程中，具有上下行分離的雙主梁橋不時出現。由于間距不大，這類橋梁兩分離主梁之間存在氣動干擾效應，上下游主梁的三分力系數不同于單主梁的三分力系數。對于雙主梁橋三分力系數的氣動干擾效應，已有一些研究者開展了相關研究。

劉志文等針對佛山平勝橋和青島海灣大橋紅島航道橋開展了雙主梁三分力系數的氣動干擾效應研究[2-4]，結果表明，氣動干擾對阻力系數的影響較大，對升力系數和扭矩系數的影響很小。郭震山等針對某斜拉橋的改擴建工程，在引入氣動干擾因子的基礎上分析了既有橋梁對其臨近的新建橋梁三分力系數的影響[5]，結果表明，阻力系數干擾因子隨著風攻角絕對值的增大而增大，升力系數干擾因子隨風攻角的增加呈遞減的趨勢，扭矩系數干擾因子隨風攻角的變化規(guī)律不明顯。曲慧等以崇啟大橋為背景，試驗研究了分離雙箱梁三分力系數的氣動干擾效應[6]，結果發(fā)現，兩分離箱梁的三分力系數存在非常顯著的相互干擾效應。郭春平等以陜西省咸陽市至旬邑縣高速公路段的三水河大橋為背景，對6種不同間距下雙分離主梁的三分力系數進行了數值計算，并與單幅主梁的結果進行了對比[7]，研究發(fā)現，與單幅主梁相比，上游主梁的三分力系數變化不大，下游主梁的阻力系數和升力系數降低幅度很大，間距越小，降低幅度越大。

綜合以上文獻可以看到，目前分離雙主梁三分力系數的氣動干擾效應研究大部分都是針對實際的橋梁工程，在特定的間距下開展的。由于參數變化較少，所得的研究結果尚難以準確系統(tǒng)地認識分離雙主梁三分力系數的氣動干擾規(guī)律，十分有必要對這一問題開展進一步的深入研究?，F針對近年來在分離雙主梁橋中經常采用的一類雙鈍體箱梁，在15個不同的間距下進行了三分力的風洞測試，并將結果與單箱梁的結果進行了對比，詳細地分析了三分力系數的氣動干擾效應。

1　風洞試驗概況

如圖1所示，兩鈍體箱梁模型的尺寸一致。單幅箱梁模型寬B=370 mm，高H=110 mm，長L=2 000 mm。模型由ABS板制成，在上下游模型的中央位置沿周向各布置一圈測壓孔，每圈共60個測點。考慮到模型棱角附近的流動參數變化比較劇烈，這些位置的測壓孔相對密集。

如圖2所示，風洞試驗在石家莊鐵道大學風工程研究中心STU-1風洞低速試驗段中進行。該試驗段長24 m，寬4.4 m，高3 m。首先進行單箱梁模型試驗，然后進行并列雙箱梁模型試驗。對于并列雙箱梁模型，選擇了D/B(D為兩模型的凈間距，B為單幅模型的寬度)為0.025、0.05、0.075、0.1、0.2、0.3、0.4、0.6、0.8、1、2、3、4、5、6的15個間距進行試驗研究。試驗流場為均勻流場。為了避免模型的局部位置發(fā)生振動，提高試驗精度，來流風速為6 m/s，以模型寬度B為特征尺寸定義的雷諾數為1.48×105。模型表面不同位置測壓孔的風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，采樣時間為30 s。

圖1　試驗模型的尺寸及測點布置(單位：mm)

圖2　雙箱梁模型試驗照片

圖3　箱梁模型的三分力

2　氣動干擾效應試驗結果

2.1　雙箱梁三分力系數隨間距的變化

在來流風作用下，箱梁模型單位長度上的順風向阻力FD，橫風向升力FL及繞中心的扭矩MT如圖3所示。該三分力可通過對模型表面各測點的壓力進行積分得到。

三分力系數定義如下

CD=2FD/ρU2B

(1)

CL=2FL/ρU2B

(2)

CM=2MT/ρU2B2

(3)

式中，B為模型的寬度；U為來流風速；ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3。

圖4給出了雙箱梁的三分力系數隨無量綱間距D/B的變化曲線，并與單箱梁的結果進行了對比。

從圖4(a)可以看到：(1)單箱梁的阻力系數約為0.34；(2)上游箱梁的阻力系數與單箱梁的阻力系數比較接近，僅在D/B<0.1的小間距時略大于單箱梁的阻力系數；(3)下游箱梁的阻力系數在D/B<1.0時為負值，隨著間距的增大，阻力系數由負值變?yōu)檎?，并逐漸增大，但即使當D/B=6時，其值還是比單箱梁的阻力系數小，約為0.28。從圖4(b)可以看到：(1)單箱梁的升力系數約為0.82；(2)上游箱梁的升力系數與單箱梁的升力系數比較接近，僅在D/B<0.1的小間距時略小于單箱梁的升力系數；(3)下游箱梁的升力系數在D/B=0.025時約為-0.3，隨著間距的增大，升力系數逐漸增大，當D/B=6時，約為0.12，仍遠小于單箱梁的升力系數。從圖4(c)可以看到：(1)單箱梁的扭矩系數約為0.16；(2)上游箱梁的扭矩系數與單箱梁的扭矩系數比較接近；(3)下游箱梁的扭矩系數在D/B=0.025時約為-0.03，隨著間距的增大，扭矩系數呈現出先減小后增大的變化趨勢，在D/B=0.3時達到最小值，約為-0.05，在D/B=6時達到最大值，接近單箱梁的扭矩系數。

圖4　單箱梁及不同間距雙箱梁的三分力系數

2.2　雙箱梁三分力系數干擾因子隨間距的變化

為了定量地分析雙箱梁三分力系數的氣動干擾效應，采用下式定義三分力系數的氣動干擾因子

(4)

式中，IFSD為上游箱梁阻力系數干擾因子；IFSL為上游箱梁升力系數干擾因子；IFSM為上游箱梁扭矩系數干擾因子；IFXD為下游箱梁阻力系數干擾因子；IFXL為下游箱梁升力系數干擾因子；IFXM為下游箱梁扭矩系數干擾因子。干擾因子大于1，表示氣動干擾為增大效應；干擾因子小于1，表示氣動干擾為減小效應。

圖5給出了上、下游箱梁的三分力系數干擾因子隨間距的變化曲線。

從圖5(a)可以看到：(1)上游箱梁阻力系數干擾因子IFSD大體接近1，僅在D/B<0.1的小間距時略大于1，最大值為1.17左右；(2)下游箱梁阻力系數干擾因子IFXD均小于1，變化范圍為-0.25～0.83，在D/B=6時達到最大值，間距越小，干擾因子越小。這表明：氣動干擾對上游箱梁阻力系數的影響很小，僅在D/B<0.1的小間距時略有影響，表現為放大效應；氣動干擾對下游箱梁阻力系數的影響很明顯，表現為減小效應，間距越小，這種減小效應越顯著。

從圖5(b)可以看到：(1)上游箱梁升力系數干擾因子IFSL大體接近1，僅在D/B<0.1的小間距時略小于1，最小值為0.69左右；(2)下游箱梁升力系數干擾因子IFXL均小于1，變化范圍為-0.37～0.14，在D/B=6時出現最大值，隨著間距的變小，干擾因子逐漸變小。這表明：氣動干擾對上游箱梁升力系數的影響很小，僅在D/B<0.1的小間距時略有影響，表現為減小效應；氣動干擾對下游箱梁升力系數的影響很大，表現為減小效應，間距越小，這種減小效應越顯著。

從圖5(c)可以看到：(1)上游箱梁扭矩系數干擾因子IFSM的變化范圍為0.92～1.07，基本接近1；(2)下游箱梁扭矩系數干擾因子IFXM均小于1；在0.025

圖5　不同間距雙箱梁的三分力系數干擾因子

3　氣動干擾效應的微觀解釋

從微觀角度看，并列雙鈍體箱梁三分力的變化源于其表面各局部位置風壓的變化，因此，下面從雙箱梁表面風壓系數分布的角度來解釋三分力系數的氣動干擾效應?？紤]到氣動干擾效應主要表現為對下游箱梁的影響，因此下面主要針對下游箱梁進行解釋。

圖6給出了不同間距時下游箱梁表面各測點的風壓系數，并與單箱梁表面各測點的風壓系數進行了對比。圖中風壓系數的正負號意義如下：正號表示風壓沿模型表面法向向內，即對表面產生壓力；負號表示風壓沿模型表面法向向外，即對表面產生吸力。

圖6　單箱梁及不同間距時下游箱梁各測點的風壓系數

從圖6可以發(fā)現：(1)下游箱梁表面測點風壓系數與單箱梁表面測點風壓系數的差異主要集中于迎風直面(測點1～3和測點47～53)、上表面(測點4～18)和迎風斜面(測點54～60)。(2)單箱梁迎風直面各測點的風壓系數為正值，表明迎風直面受到順風向的壓力作用，方向與圖3中定義的阻力正方向一致。下游箱梁迎風直面各測點風壓系數在較大間距時雖然也為正值，但小于單箱梁的風壓系數，隨著間距的減小，其值不斷減少，在小間距時甚至出現了負值。這說明，下游箱梁迎風直面受到的順風向壓力偏小，間距越小，壓力越小，在小間距時甚至出現了逆風向的吸力，這是下游箱梁阻力系數小于單箱梁阻力系數，間距越小，減小幅度越大的主要原因。(3)單箱梁上表面各測點的風壓系數為負值，表明上表面受到向上的吸力作用，方向與圖3中定義的升力正方向一致。與單箱梁相比，下游箱梁上表面各測點風壓系數雖然也為負值，但絕對值明顯小于單箱梁的風壓系數絕對值，間距越小，減小幅度越大，因此，其受到的向上吸力減小，間距越小，吸力越小，這是下游箱梁升力系數小于單箱梁升力系數，間距越小，減小幅度越大的一個原因。單箱梁迎風斜面各測點的風壓系數為正值，表明迎風斜面受到向上的壓力作用，方向與圖3中定義的升力正方向相同。與單箱梁相比，下游箱梁迎風斜面各測點風壓系數在較大間距時雖然也為正值，但小于單箱梁的風壓系數，隨著間距的減小，風壓系數變小，因此，其受到的向上壓力偏小，間距越小，減小的幅度越大，這是下游箱梁升力系數小于單箱梁升力系數，間距越小，減小幅度越大的另一個原因。(4)從單箱梁的風壓系數分布可以看到，對扭矩起主要貢獻的兩個位置為上表面的迎風端(測點4～11)和迎風斜面(測點54～60)。上表面迎風端受到的向上吸力和迎風斜面受到的向上壓力對斷面中心產生的扭矩為順時針方向，與圖3中定義的扭矩正方向一致。從以上的分析可以看到，下游箱梁上表面迎風端受到的向上吸力小于單箱梁對應位置的吸力，迎風斜面受到的向上壓力小于單箱梁對應位置的壓力，這必然導致這兩位置對斷面中心產生的順時針方向的扭矩偏小，此為下游箱梁扭矩系數小于單箱梁扭矩系數的主要原因。

4　結論

針對并列雙鈍體箱梁開展了節(jié)段模型測壓風洞試驗，研究了在D/B=0.025～6(D為雙箱梁的凈間距，B為單箱梁寬)之間15個不同間距下的三分力系數，并與單幅鈍體箱梁的三分力系數進行了對比，主要得到了以下幾點結論：

(1)氣動干擾對上游箱梁阻力系數和升力系數的影響很小，僅在D/B<0.1時略有影響，分別表現為增大效應和減小效應。氣動干擾對上游箱梁扭矩系數的影響基本可以忽略。

(2)氣動干擾對下游箱梁阻力系數和升力系數的影響比較明顯，均表現為減小效應，間距越小，減小幅度越大。氣動干擾對下游箱梁扭矩系數的影響比較明顯，表現為減小效應，在0.025

(3)建立了并列雙鈍體箱梁三分力系數氣動干擾效應的定量研究方法，給出了三分力系數的干擾因子隨間距的變化曲線，可為實際工程中并列雙鈍體箱梁橋的抗風設計提供參考。

[1]中交公路規(guī)劃設計院. 公路橋梁抗風設計規(guī)范[M].北京: 人民交通出版社, 2004.

[2]劉志文, 陳政清, 劉高. 雙幅橋面橋梁三分力系數氣動干擾效應試驗研究[J]. 湖南大學學報, 2008, 35(1): 16-20.

[3]陳政清, 劉小兵, 劉志文. 雙幅橋面橋梁三分力系數的氣動干擾效應研究[J]. 工程力學, 2008, 25(7): 87-93.

[4]陳政清, 牛華偉, 劉志文. 雙幅橋面橋梁主梁氣動干擾效應研究[J]. 橋梁建設, 2007(6): 9-12.

[5]郭震山, 孟曉亮, 周奇,等. 既有橋梁對鄰近新建橋梁三分力系數的氣動干擾效應[J]. 工程力學, 2010, 27(9) : 181-186.

[6]曲慧, 馬如進, 陳艾榮. 分離式鈍體鋼箱梁靜氣動力節(jié)段風洞試驗研究[J]. 結構工程師, 2010, 26(3): 89-94.

[7]郭春平, 白樺, 洪光. 雙幅橋靜分力系數氣動干擾效應研究[J]. 重慶交通大學學報:自然科學版, 2011, 30(5): 899-902.