開槽箱梁設置風障行車風環(huán)境模擬、試驗與實測

吳風英， 趙 林,2,3，曹豐產,2，葛耀君,2

(1.土木工程防災國家重點實驗室(同濟大學)，上海200092；2.橋梁結構抗風技術交通運輸行業(yè)重點實驗室(同濟大學)，上海200092； 3. 省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點實驗室(重慶交通大學), 重慶 400074)

隨著大跨橋梁建設的日益增多及橋位日趨復雜的風場環(huán)境，風荷載已成為橋梁建造運營的主要控制荷載。較高的橋面風速不僅會增加大跨橋梁行車的風荷載敏感性，對行車舒適度產生影響，在車輛行駛過程中出現風致行車安全問題[1-2]，甚至造成嚴重的經濟損失和社會影響。減少在不利風環(huán)境下的大跨橋梁的行車風險，提高橋梁在惡劣天氣條件下的利用率，并保障橋上行車安全是值得深入研究的課題。為了在不利風的環(huán)境下能保障大跨橋梁行車安全，相較于改變車輛自身的外形參數降低其風荷載敏感性以提高行車安全性的方式[3]，采用在橋面設置具有遮擋效應的風障等附屬結構，不僅能夠有效地降低橫風作用下的橋面風速，改善行駛車輛在側風作用下的氣動效應[4]，也為行車安全與駕乘安全性和舒適度提供了保障。目前在橋面加設風障以降低橋面?zhèn)认蝻L速、改善橋面行車風環(huán)境并增加駕乘舒適性的研究與應用日益增多，如英國Severn懸索橋、中國杭州灣跨海大橋及中國青馬大橋等均是成功案例[5-6]。

關于風障阻風效果和其對大跨橋梁橋面減風效應方面的研究仍然以風洞試驗[7-12]和數值模擬[13-14]手段為主，其中風障有效阻風面積和風障最優(yōu)透風率仍是備受關注的話題。文獻[15]通過風洞試驗和數值模擬的方法討論了最優(yōu)風障型式及其應用。文獻[16]通過數值模擬的方法比選了曲線型風障對橋面風速的影響。從已有研究可以發(fā)現，橋面安裝風障在改善橋面行車風環(huán)境的同時，會對主梁所受風荷載或其抗風性能有一定影響，但考慮風障作為重要的能夠有效降低橋面來流風速的附屬結構，對保障在大風等惡劣天氣條件下的大跨橋梁行車安全性至關重要。因此對橋面風障的合理優(yōu)化選型是值得研究的課題。目前已有風障對橋面行車風環(huán)境的改善作用等相關研究成果仍缺乏必要的現場實測驗證工作。隨著計算流體力學的發(fā)展，越來越多的數值模擬方法被提出并應用于工程實踐。合理選用數值計算模型、計算域離散化方法和邊界條件是保障數值模擬結果準確性的前提，同時能夠有效提升數值模擬方法在橋面風環(huán)境分析等領域的應用。為保障采用數值模擬方法應用于橋面行車風環(huán)境分析結果的精度，開展相關風洞試驗與實橋現場實測等驗證工作是十分必要的。因此，本文以西堠門大橋為研究背景，采用CFD模擬了設置風障前后的橋面風場繞流變化情況，結合試驗和實測結果對其結果進行了驗證。在此基礎上開展了橋面風障的選型優(yōu)化工作，研究分析了風障對橋面風環(huán)境改善的主要影響因素，為橋面風障安裝應用和保障大跨橋梁行車安全和舒適度提供了理論基礎。

1 橋面風環(huán)境

橋梁受風荷載作用時，橋面風速會隨離橋面的高度變化而變化，為衡量橋面以上一定范圍內側向風速的大小，根據總風壓相等的原則定義橋面等效風速[17]為

(1)

式中：Zr為等效高度范圍，與車輛在橋面上行駛時受側風影響的高度范圍相對應，對集裝箱卡車和小轎車分別取4.5 m和2.0 m；V為橋面風速；z為垂直橋面高度。

為反映風障對來流風速的干擾作用，定義等效風速與參考風速(來流風速)的比值為風障的側風折減系數β，表達式為

(2)

式中VR為參考風速。

2 風環(huán)境數值模擬

2.1 方案設置

以西堠門大橋開槽箱梁為研究背景，分析了設置風障條件下側向來流時橋面風環(huán)境的變化情況。橋梁為中央開槽的分體式鋼箱梁，梁高3.5 m，寬36.0 m，開槽寬6.0 m。主梁斷面和計算車道位置如圖1所示?？紤]來流風向為從左向右即自A車道向F車道，風攻角為0°。圖2給出了風障設置型式為5根200 mm×80 mm橫桿時橋梁整體布局和風障局部示意圖。

圖1 橋梁斷面及計算車道示意圖(mm)

(a)整體橋梁布局 (b)5根200 mm×80 mm橫桿風障布置

2.2 計算域設置

為避免阻塞率對橋面風環(huán)境數值模擬結果的影響，計算域大小設置為282 m×124 m(x×y)，其中x為來流方向，y為豎直方向。圖3給出了橋面設置風障時整體計算域的設置型式，無風障橋面風環(huán)境計算時邊界條件與計算域的設置與之相同。來流入口區(qū)域為20倍梁高，尾流區(qū)域為50倍梁高，上下邊界均為17倍梁高，阻塞率為0.023。橋梁周圍繞流考慮為不可壓縮流，計算域流動入口條件為速度邊界條件，取入口速度為來流風速為27 m/s，出口條件為自由流邊界條件；橋梁結構斷面，欄桿及風障斷面，上下邊界均采用無滑移固壁邊界條件。流場求解采用已在大氣邊界層成熟應用的SIMPLE壓力速度耦合方法對壓力-速度耦合場進行求解[18]，計算中殘差值設置為1×10-5以滿足收斂條件。除此之外，本文后續(xù)分析過程中對不同風障類型進行優(yōu)化比選，因此可認為雷諾數對各個風障方案的影響是有限的。

圖3 邊界條件與計算域的設置型式

2.3 流場離散化

流場的數值模擬是以繞流的連續(xù)性方程及動量守恒方程的Navier-Stokes方程作為基本控制方程，并進行離散化的數值模擬方法對流場進行求解。工程分析中應用較多的為大渦模擬(LES)[19]與Reynolds平均法等方法[20]?；赗eynolds平均法(RANS)的雙參數k-ε湍流模型均已成熟應用于工程實踐中，其中Realizablek-ε模型作為目前驗證最為廣泛的計算模型[21-22]。由于其對充分發(fā)展的湍流計算有效，對于近壁區(qū)以黏性力為主導的邊界層即湍流不充分發(fā)展區(qū)域，需結合壁面函數對流場進行模擬計算能顯著降低計算量的同時也能保證計算精度[23]。目前主要有多區(qū)域模擬法和近似壁面邊界條件模擬法等。前者對流場近壁面離散化要求較高，需采用尺度非常小的網格捕捉近壁面的流場變化特征，因此計算效率普遍不高。相關研究表明后者能夠解決高雷諾數下的主梁斷面繞流問題[24]，即壁面函數法，能夠提供黏性底層和充分發(fā)展的湍流層之間的相關關系以模擬近壁面流體的發(fā)展。文獻[25]表明雷諾平均雙參數模型能夠較好地和壁面函數結合，求解黏性底層流動并能夠提升計算效率。本文采用Realizablek-ε湍流模型并結合標準壁面函數法對橋梁斷面二維繞流進行數值模擬，對加設風障前后橋面以上不同高度處的風速變化情況進行模擬，研究風障對橋面風環(huán)境的影響情況。

流場離散化處理是保障數值模擬方法求解流場正確性與精確度的基礎。高質量網格能夠有效減少計算過程的數值耗散并保障結果精確性的同時，還能有效減少計算過程中的非物理解[26]。對流場進行求解時采用非結構化三角形網格進行離散化，并對主梁周圍加密的網格劃分以有效減少由于網格質量造成的結果精度不足[27-28]。數值模擬分析中對比了4種不同密度網格計算所得結構阻力系數與風洞試驗結果，如圖4(a)所示?？梢钥闯鲭S著近壁面網格加密程度增加，數值模擬精度也隨網格數量增加而提升。進一步對流場離散化方案進行網格獨立性檢驗(參考點P1、P2見圖3)，計算收斂后結果對比如圖4(b)所示，可以看出當網格數量達到1 157 100時，繼續(xù)增加網格數量計算結果變化甚微?？紤]節(jié)約計算成本最終計算域流場劃分整體離散化共計1 157 100個三角形網格單元，整體網格劃分見圖5。文獻[29]采用局部加密的非結構化網格，并取分析對象表面網格尺寸為0.15～0.40 m的流場離散化方式分析了風障對列車及簡支梁橋氣動性能的影響，其分析結果滿足精度要求。文獻[30]也采用了局部加密的非結構化網格方式分析了風障對周圍風場的影響，結果表明其網格劃分方式在保障結果精度與節(jié)省計算時間方面符合要求。綜上，采取局部加密的非網格劃分方式對近壁面區(qū)的流動處理更為精細，且在能保證數值模擬計算結果精度的基礎上既能兼顧計算效率又在一定程度上避免了計算資源的浪費。

(a)不同網格精度校驗

(b)網格獨立性檢驗

(a)主梁周圍計算域離散化

(b)局部網格

3 CFD計算結果與驗證

3.1 風洞試驗

為驗證數值模擬所得結果的精確性，在同濟大學TJ-2風洞進行了比例為1/40的主梁節(jié)段模型表面風環(huán)境試驗，如圖6所示。試驗測試了未設置風障和設置風障(5根200 mm×80 mm矩形橫桿)工況下且風攻角為0°時，垂直于橋面上方4.5 m高度處各不同計算車道位置處(AB車道分界，B車道，BC車道分界與D車道)的橋面?zhèn)认虻刃эL速演變規(guī)律，圖7給出了試驗時各測點的布置。試驗時橫橋向的均勻來流風速為10 m/s，采用皮托管測量方法對不同車道位置來流風速進行測量，并以模型前方2 m處的風速作為參考風速計算折減系數。

(a)未設置風障 (b)設置風障(5根200 mm×80 mm)

圖7 風速測點布置

橋面安裝風障相較于未安裝風障時，安裝風障后橋面風速顯著降低。圖8展示了設置風障前后橋面上方各計算車道4.5 m高度處的風速變化趨勢。從圖中可以看出，有無風障情況下橋面來流風速自迎風向至背風側呈逐漸降低的趨勢，風洞試驗結果與CFD結果具有相同的變化趨勢。安裝風障后風洞試驗結果趨勢性相較于CFD結果稍有偏差，這體現了附加格柵產生特征紊流的影響。數值模擬與風洞試驗所得橋面風速演變規(guī)律具有相同的趨勢，仍存在稍許偏差(在可接受范圍之內)。究其原因，在于數值模擬時模型采用全尺模型與風洞試驗中節(jié)段比例模型存在尺度效應差異。與實際橋面風場相比較，無論風洞試驗中還是數值模擬，初始條件的設置均在一定程度上與實際橋面風場存在偏差，但目前既有風洞試驗與CFD條件下，可認為結合數值模擬方法開展橋面風環(huán)境模擬具有較可靠的精度。

3.2 現場實測

為進一步檢驗數值模擬結果精度和風障的實際阻風效果，采用風杯式風速計在成橋狀態(tài)下，對安裝5根200 mm×80 mm風障時橋面上方1.8 m和4.5 m高度處的來流風速變化情況進行測量。風速測量采用美國NRG#40風杯式風速計，測試最小風速為0.78 m/s，最大風速為96 m/s，精確度為±0.1 m/s。實測時采樣頻率為0.5 Hz。測試位置設置豎立的6 m高度直桿，豎桿外徑為0.12 m，且保證風向角相對正北變化，即正北為0°風向角。為盡量降低豎桿對來流風速干擾，將風速計采用專用橫向水平支架固定于豎桿上，風速儀離開豎桿水平距離1.2 m。橋面測點位置布置如圖9所示，P1～P4測點依次分別對應于AB車道分界處、B車道中間位置處、BC車道分界處以及C車道中間位置處，風速測量儀器安裝與實測情況如圖10所示。

圖8 風洞試驗與數值模擬結果比對

圖9 實測位置布置圖

(a)橋面風速儀沿高度布置

(b)風速儀現場實測照片

現場實橋狀態(tài)實測時，橋梁結構自身對周圍風場存在干擾使得在橋面附近難以準確測得實際來流風速的大小，根據CFD所得結果對橋面流場及不同車道風速剖面分析可知，風障對橋面風場與來流風速的影響范圍約為2倍梁高之內。因此數值模擬時對橋面設置風障情況下計算域中距主梁斷面前緣10 m位置處作為速度監(jiān)測點，開槽位置的分流作用會導致下游橋梁表面風速較低，因此僅對上游橋面各車道(A、AB分界、B、BC分界、C)4.5 m高度位置處作為速度監(jiān)測點(見圖3參考點P1)，對比監(jiān)測分析前緣與橋面4.5 m高度位置處風速關系?？梢园l(fā)現隨著距主梁前緣距離的增加各車道4.5 m高度位置處風速呈降低的趨勢，其比例關系見圖11。因此比例系數取前緣10 m位置處與迎風側各車道4.5 m高度位置處風速比值的均值，偏安全取值約為1.59。確定來流風速后，根據側向風速分布可計算各測試位置的橋面等效風速和側風折減系數。圖12給出了實測時B車道4.5 m高度位置處平均風速和風向時程，可以看出平均風速和風向隨時間變化而變化，由于橋軸線與正北方向約為45°角，來流風向基本垂直于橋軸線，因此可忽略斜風帶來的局部流場三維特性。

圖11 監(jiān)測點與各車道4.5 m高度處風速關系

圖12 風速風向圖

圖13給出了采用3種不同分析方法對迎風側車道風速變化的對比分析結果。3種不同分析方法得到的橋面風速演變規(guī)律稍有偏差但具有相同的變化趨勢。由圖13(a)可以看出在AB車道分界處實測結果相較于風洞試驗與數值模擬結果偏低，在其他計算車道位置處兩者結果略有偏高但風速變化趨勢相同。原因在于實測時實際來流風向并不與風洞試驗或數值模擬時簡化的理想的與橋軸線完全垂直且不發(fā)生變化的風向，導致實測所得風速沿高度不同風向角也會存在變化。圖13(b)給出了橋面部分計算車道的風剖面圖，可以看出CFD所得結果與成橋狀態(tài)的實測結果接近，兩種方法所得結果相差不大(約為9.1%)。由此可知，采用既有網格劃分策略及數值求解模型能夠成功再現實際橋面風場的變化情況并得到工程適用精度較高的計算結果。另外，由于黏性力作用橋面近地面風速基本為零，隨著離橋面高度的增加來流慣性力的作用使得橋面風速隨高度呈逐漸增加的狀態(tài)，但在橋面向上2.0 m至5.0 m左右風速變化緩慢，這是由于風障的遮擋效應使得來流風速降低，橋面高度超過風障的有效遮擋高度時，風障對風速的折減效果明顯減弱因而橋面風速變化較小。

(a)實測與CFD結果

(b)橋面風速剖面

4 風障方案優(yōu)化比選

4.1 風障方案優(yōu)化

為實現更優(yōu)的風障擋風效果，對主梁上不同類型風障進行了優(yōu)化比選，采用數值模擬分析的手段計算不同風障設置型式下的橋面繞流和不同車道處風速變化情況。圖14為部分主梁上風障設置方案示意圖。表1給出了12種風障設置型式和透風率及高度的變化情況，其中除第10種風障為4根200 mm×80 mm的矩形橫桿，高度為3.6 m，其余高度均為3.0 m。

圖14 部分風障設置代表方案細部示意圖

表1 不同風障設置方案

表2給出了12種不同風障設置型式下橋面各車道位置4.5 m高度位置處的側風折減系數計算結果。可以看出，隨著風障橫桿數目的增多，橋面風速呈逐漸降低的趨勢，也即風障對橋面風速的改善作用越明顯。風障設置型式為5根200 mm×80 mm橫桿且位于橋面欄桿上側時折減效果最佳。各風障型式下，橋面各計算車道的風速變化規(guī)律相似，呈從來流方向至下游區(qū)逐漸降低的趨勢，且變化幅度逐漸趨于平緩。即風障對來流具有一定的遮擋屏蔽效應和橋面開槽部位對來流的疏導分流作用，使得橋面來流風速呈逐漸降低的趨勢。

表2 不同風障設置方案下橋面4.5 m處各計算車道位置側風折減系數

圖15對比不同計算車道的風速變化情況，對不同橫條高寬比、透風率、高度及其設置位置對風障擋風效果的影響程度進行了分析。風障橫桿斷面型式是決定其擋風效果的主要因素。圖15(a)給出了在風障橫條均為4根時但橫桿高寬比不同時的側風折減效應，隨著橫桿高寬比逐漸增大也即風障橫條越窄高，其對側風的遮擋效應越顯著，在相同高度范圍內隨著橫桿高寬比的增加其有效阻風面積也會隨之增加，提高風障的遮風效應。

透風率為風障孔洞/間隙之間與風障總面積的比值，過大的透風率會顯著降低風障的有效遮風面積，造成風障遮風效應減弱，也即橋面風速與風障透風率呈反比的關系。圖15(b)給出了風障設置位置和高度相同但透風率不同(分別為87%、74%、61%)時各車道風速變化情況，隨著透風率的降低，風障對來流風速的折減效果愈為顯著，風障透風率每降低13%，風障折減效應相應提高16%左右。

當風障橫桿數目和橫桿斷面型式相同時，風障高度的改變勢必會造成風障透風率的改變，致使風障對來流風速的折減效果發(fā)生變化。圖15(c)給出了風障高度發(fā)生變化時，橋面計算車道位置處的風速的變化情況。研究結果表明橫桿數目相同時，隨著風障的高度增加，風障對橋面風速的折減效應顯著降低。

不同的風障布置位置對其側風折減效應也存在較大的影響。圖15(d)給出了風障型式和高度都相同，位置不同時對橋面風環(huán)境的影響情況。風障位于欄桿上側時側風折減效果要優(yōu)于風障單列設置。風障單獨布置一列時，擋風區(qū)域與欄桿擋風區(qū)域存在相互重疊的部分，透風率相較于風障位于欄桿上側稍大，造成風障擋風效果降低。

綜上所述，通過對不同風障影響因素對其側風折減效應的影響程度分析，結果表明風障的側風折減效應與其設置型式、橫桿斷面、高度、透風率等因素密切相關。影響其側風折減效應的最主要因素為透風率，包括風障橫桿型式、高度和位置因素的改變都在一定程度上反應了風障透風率變化對其擋風效應的影響。

(a)不同障條影響

(c) 不同風障高度影響

(b)不同透風率影響

(d) 不同位置影響

圖16為設置5根200 mm×80 mm風障與未設置風障時的橋面各車道風剖面對比。有無風障時的各車道風速沿高度變化規(guī)律相接近，由于風障對來流的遮風效應，設置風障時橋面各車道沿高度在0～6.0 m之間風速大小相差都較明顯，設置風障后橋面各車道風速降低約30%～50%，風障減風效果顯著且實際遮風有效區(qū)域略大于風障實際高度，但在高出風障高度一定范圍內隨著距風障頂部高度的增加，屏蔽效應逐漸減弱。與未設置風障時橋面風速變化趨勢相比，設置風障后在垂直橋面約6～7 m高度之外，橋面風速都趨于穩(wěn)定不再發(fā)生明顯變化，可得出風障對橋面的影響范圍約為2倍梁高左右，在此范圍之外橋梁風場不再受風障等附屬構件的擾動并趨于穩(wěn)定。

由上分析結果可見，相較于未設置風障時，安裝風障后由于風障對橋面來流的干擾作用，橋面風速相較于未安裝風障時明顯降低。設置風障前后(5根200 mm×80 mm)的流場速度云圖見圖17。橋面未安裝風障時，來流在迎風側翼緣被自然分流，在橋面形成較為均勻的壓力分布，橋面流場分布較為均勻。橋面安裝風障后，來流經過橋面翼緣的分流后由于風障橫桿的擾動分離作用，來流再次在橫桿端部發(fā)生分離，并在橋面上形成橫向發(fā)展的旋渦導致橋面壓力分布的不均勻性產生壓力差，使得風障后風場分布發(fā)生變化，在風障高度內橋面風速相較于未安裝風障時明顯降低。除此之外，上游風障對來流的屏蔽干擾作用也會造成下游橋面風速變化較上游逐漸趨于平緩且風速逐漸降低，這說明在來流方向安裝風障不僅可以有效降低橋面風速，對背風側橋面風環(huán)境也有一定的改善作用。分離式斷面開槽部分對來流也具有顯著的疏導分泄作用，導致下游橋面風速明顯低于上游。

圖16 橋面各車道風剖面

(a)設置風障橋面繞流(5根200 mm×80 mm)

(b)未設置風障橋面繞流

4.2 開槽對橋面風環(huán)境影響

綜合以上數值模擬結果，主梁中央開槽部位對橋面繞流有一定的影響。為探究中央開槽部位對橋面風環(huán)境的影響，分別對整體式箱梁斷面和分體式雙箱梁的繞流形態(tài)和橋面不同高度位置處風速變化情況進行了模擬。整體式箱梁斷面如圖18所示，主梁表面各車道分布和來流方向與分體式箱梁斷面相同。

圖18 整體式箱梁斷面示意(mm)

圖19為分體式斷面和整體式箱梁斷面繞流示意圖。來流經過分體式箱梁中央開槽部位在上游梁上下表面尾部形成新的交替脫落的漩渦，表現為上表面形成在中央開槽部位向下發(fā)展的漩渦，下表面形成向上發(fā)展的漩渦，兩者相互作用對下游梁周圍繞流產生影響，使得下游梁表面風環(huán)境與整體式箱梁不同。上游主梁上表面尾部形成的漩渦逐漸向下發(fā)展并穿過開槽部位，但由于上游下表面形成的漩渦并未能完全發(fā)展至下游主梁上表面，最終上游主梁上表面尾部形成的漩渦與下表面形成的漩渦交匯進入下游主梁梁底，削弱了來流自上游向下游主梁上表面的發(fā)展，造成分體式箱梁下游主梁上表面風速低于于上游。文獻[31]對箱型分體式雙幅橋之間的氣動干擾進行了研究，結果表明中央開槽部位是流動干擾的最主要位置，且上下游主梁之間氣動干擾與橋面間距有關。文獻[32]采用表面壓力測試和主梁斷面繞流測試方法分析了分體式雙主梁模型相互氣動影響和上下主梁繞流特性對槽間距敏感性。結果表明隨著槽間距的增加上下游主梁相互氣動影響增強，超過一定的臨界值之后，下游主梁斷面繞流形態(tài)受上游主梁影響又會減弱。綜上，分體式箱梁下游主梁繞流形態(tài)受上游主梁影響較大，開槽位置對來流的分流作用導致分體式箱梁下游主梁表面風速相較于上游表面風速較低。開槽間距的大小也對下游主梁風環(huán)境受上游主梁的影響程度起重要作用，也是本文中分體式箱梁下游表面風速雖低于整體式箱梁但并不十分顯著的原因。

(a)分體式箱梁繞流 (b)整體式箱梁繞流

5 結 論

通過采用CFD數值模擬方法對橋面風環(huán)境進行了模擬計算，為校驗CFD數值模擬計算精度，開展了風洞驗證試驗與現場實測等驗證工作，可以得出以下結論：

1)本文所采用的數值模擬求解方法及流場離散化策略經風洞試驗所得氣動力結果校驗，可成功再現實橋成橋狀態(tài)橋面繞流，分析誤差介于3%～9%之間，能夠精確模擬風障對來橋面來流風速的屏蔽遮擋效應，揭示了橋面局部風場繞流特性和風障對來流遮擋干擾效應機理，可成功應用于橋面行車風環(huán)境等工程應用。

2)橋面風障對來流的干擾屏蔽作用使得風障后風場重新分布從而有效改善橋面風環(huán)境，安裝風障后對橋面?zhèn)认騺砹黠L速的折減介于30%～50%之間。風障有效減風區(qū)域不僅與風障高度相關，其布置位置與設置型式都是重要的影響因素，但其中風障透風率是影響有效阻風效應的最主要因素。

3)相較于整體式箱梁斷面，中央開槽部位對橋面來流的分流作用是開槽斷面下游主梁上表面風速低于上游橋面風速的主要原因。除此之外，開槽間距大小也對下游主梁風環(huán)境受上游主梁的影響程度起重要作用。本文中未量化討論槽間距的影響，仍需要后續(xù)進行深入研究和探討。