強風環(huán)境下跨海橋梁行車安全評價與管控方法*

袁志群，劉宇峰，林立

（1.廈門理工學(xué)院機械與汽車工程學(xué)院，廈門361024；2.廈門理工學(xué)院土木工程與建筑學(xué)院，廈門361024；3.福建省客車先進設(shè)計與制造重點實驗室，廈門361024；4.福建省風災(zāi)害與風工程重點實驗室，廈門361024）

前言

跨海橋梁是連接濱海區(qū)域之間、離島與大陸、城際與城市交通節(jié)點的重要交通型式，在我國沿海城市的現(xiàn)代交通網(wǎng)絡(luò)中占比越來越大，沿海復(fù)雜的強風場條件容易誘發(fā)汽車操縱穩(wěn)定性的變化，導(dǎo)致橋上汽車強風環(huán)境下行車安全問題成為跨海灣橋梁通行效率和安全保障的制約要素。進行跨海灣橋梁橋上行車安全能力分析與評價，可為地方交通管理部門決策提供依據(jù)，提高強風環(huán)境下跨海灣橋梁的通行能力，具有顯著的社會效應(yīng)和經(jīng)濟利益。

強風工況下跨海橋梁的交通管控主要根據(jù)橋梁行車安全評價數(shù)據(jù)進行制定，目前對于強風環(huán)境下橋梁行車安全的評價主要從如下3方面進行相關(guān)研究：橋上行車的氣動力評價、汽車側(cè)風穩(wěn)定性評價和側(cè)滑與側(cè)翻評價。從研究方法來看，通過風洞試驗獲取橋上汽車在不同行駛工況下的氣動力，以此對行車安全進行定性評價，該方法只能得到橋上汽車在不同工況下的氣動力變化規(guī)律，但氣動力對汽車穩(wěn)定性的影響無從獲取，在此基礎(chǔ)上，相關(guān)學(xué)者通過建立汽車側(cè)滑或側(cè)翻數(shù)學(xué)模型，以汽車發(fā)生側(cè)滑或側(cè)翻的臨界值確定安全行車速度或極限風速，該方法忽略了汽車側(cè)偏運動引起的行車安全事故，汽車在側(cè)風作用下首先會發(fā)生明顯的側(cè)偏運動，只有當側(cè)向力超過側(cè)向附著極限之后才會發(fā)生側(cè)滑甚至側(cè)翻運動。通過風洞試驗從橋上行車的氣動力評價和側(cè)滑與側(cè)翻評價進行橋梁行車安全分析，汽車模型均為靜態(tài)模型，忽略了“風-車-橋”三者的交互氣動影響，與橋上行車的實際工況存在差別，無法準確獲取“側(cè)風與汽車”、“汽車與橋梁”之間的相對運動引起的流場和氣動力的變化，且無法考慮駕駛員的反饋控制，汽車在發(fā)生側(cè)偏和輕微的側(cè)滑運動后，經(jīng)過駕駛員或自動駕駛車輛的反饋修正可使汽車回到預(yù)定直線行駛狀態(tài)；從橋梁交通管控措施來看，目前對于跨海灣大橋車輛限速和限行的決策依據(jù)都缺少量化的理論數(shù)據(jù)，采用傳統(tǒng)的一刀切的“開關(guān)”式橋梁通行管理模式，不能適應(yīng)未來智能交通發(fā)展的需要。采用限速或者限行的單一方法，有可能過低評估強風環(huán)境下的跨海灣橋梁通行能力，造成交通資源浪費，也可能過高評估跨海灣橋梁橋上行車安全，引起交通安全隱患，產(chǎn)生不可估量的社會和經(jīng)濟損失。

強風環(huán)境下跨海大橋上汽車的行車安全問題是典型的汽車操縱穩(wěn)定性問題，即分析汽車在側(cè)風作用下的穩(wěn)定性，因此，要綜合考慮汽車系統(tǒng)動力學(xué)和汽車空氣動力學(xué)的相互作用。本研究以廂式貨車和轎車為研究對象，基于汽車空氣動力學(xué)-汽車系統(tǒng)動力學(xué)的靜態(tài)耦合數(shù)值分析模型，研究了“風-車-橋”的交互氣動作用及其對汽車側(cè)風穩(wěn)定性的影響規(guī)律，基于強風作用下的汽車動態(tài)響應(yīng)開展了風速、車速、路面等多因素聯(lián)合定量評價工作，對基于汽車側(cè)風穩(wěn)定性的交通組織管控方法和行車速度管控方法提出建議。

1 計算模型建立與分析

1.1 幾何模型

在橋上行駛的車型眾多，從側(cè)風敏感性可分為商用車和轎車兩大類：商用車包括貨車和客車，其側(cè)面迎風面較大且質(zhì)心較高，對側(cè)風較為敏感，行車安全事故中以貨車居多；轎車車身低矮且操縱穩(wěn)定性較好，受側(cè)風影響較小。因此，文中以廂式貨車和轎車為橋上車型的典型代表，開展行車安全性分析，轎車長寬高尺寸取5.05 m×2.1 m×1.48 m，廂式貨車長寬高尺寸取8.5 m×2.4 m×3.86 m。從偏于安全考慮，文中采用橋面風場最惡劣工況進行研究，以典型的雙向六車道變截面箱式橋梁裸橋為研究對象，長度為60 m，橋梁行車道寬度為3.5 m，廂式貨車行駛在迎風側(cè)第一車道（慢車道），轎車行駛在中間車道（混行道），幾何模型如圖1所示。

圖1 幾何模型

1.2 空氣動力學(xué)模型

參考T/CSAE 112—2019《乘用車空氣動力學(xué)仿真技術(shù)規(guī)范》建立橋上行車的數(shù)值計算模型，對連接海域的路堤進行簡化，采用重疊網(wǎng)格方法模擬強風（風速為）載荷側(cè)風加載示意圖作用下汽車以車速從路面駛?cè)霕蛎娴倪^程，考慮了對行車安全影響最大的風偏角工況，側(cè)風加載示意圖如圖2所示，該模型綜合考慮了“汽車-橋梁-側(cè)風”三者的交互氣動影響。采用該方法分別建立貨車和轎車橋上行車計算模型，限于篇幅，文中僅以轎車為例詳細闡述空氣動力學(xué)模型的建立方法，貨車的建模方法詳見文獻［4］。

圖2 橋上行車時側(cè)風加載示意圖

計算域劃分為靜止的主域和運動的從域，主域的迎風側(cè)入口模擬側(cè)風加載，運動的從域模擬汽車的運動，從域長、寬、高尺寸分別為汽車長、寬、高尺寸的3倍，其前表面距離車頭為0.5倍車長，后表面距離車尾為1.5倍車長，從域初始位置的車頭和結(jié)束位置的車尾距離橋面均為1倍車長。主域網(wǎng)格共設(shè)置3層加密區(qū)，網(wǎng)格大小分別設(shè)置為64、128和256 mm，從域網(wǎng)格設(shè)置為64 mm，通過網(wǎng)格加密區(qū)準確捕捉車身周圍流場。車體表面面網(wǎng)格尺寸為32 mm，局部細節(jié)為16和8 mm，采用多層棱柱網(wǎng)格精準捕捉車身速度梯度層，第1層附面層尺寸大小取0.1 mm，增長率為1.2，一共生成14層，最終總厚度為6 mm，計算域總體網(wǎng)格3 000萬，如圖3所示。以氣動升力和氣動側(cè)向力為依據(jù)進行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，所設(shè)網(wǎng)格數(shù)量和大小足以消除網(wǎng)格設(shè)置所引起的計算誤差。

圖3 橋上行車計算網(wǎng)格（轎車）

計算域迎風側(cè)入口采用速度入口邊界，風速分別為12、15、19、22、25和30 m/s，對應(yīng)風載6級~11級風的中間值。計算域左邊界面、右邊界面、上邊界面、后邊界面為壓力出口邊界條件，與大氣相通，路堤、海面、橋面和車體表面均為壁面邊界。計算采用realizableε湍流模型，它對汽車周圍流場的捕捉能力和氣動力計算精度均有較好的表現(xiàn)，已廣泛應(yīng)用于汽車外流場計算中。

1.3 空氣動力學(xué)模型驗證與分析

空氣動力學(xué)模型驗證試驗在廈門理工學(xué)院風洞試驗室低速段完成，其截面尺寸為25 m×6 m×3.6 m，收縮比為3.36，風速范圍為0.5~30 m/s，湍流強度＜0.5%。考慮到阻塞比要求，加工1∶20的橋梁模型和廂式貨車模型，箱梁外殼使用3 mm的ABS板，箱梁芯梁和中隔板使用不銹鋼材料，如圖4所示。廂式貨車的輪胎與底座上部的4根支撐螺紋桿相連接，氣動天平與底座下部的圓盤，底座固定在箱梁骨架上。

圖4 風洞試驗?zāi)Ｐ?/p>

風洞試驗的風偏角和風速分別為0°和10 m/s，包括測速試驗和測力試驗，采用氣動六分量天平進行氣動力測量，測量精度為±0.025 N，采樣頻率為1 000 Hz，采樣時長為150 s，貨車放置于迎風側(cè)箱梁跨中的中間車道。采用眼鏡蛇三維脈動風速測量儀進行速度測量，測量精度為±0.5 m/s，采樣頻率為600 Hz，采樣時長為60 s，測試箱梁跨中各車道中心處0~25 cm高度范圍內(nèi)的風速分布情況，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個風速測量點。為了與風洞試驗工況保持一致，將上述橋上行車的貨車氣動模型縮小20倍，從域速度設(shè)置為0，貨車靜止在橋梁跨中位置的中間車道，施加的側(cè)風速度為10 m/s，橋面風場和貨車氣動力的數(shù)值計算結(jié)果和風洞試驗結(jié)果對比如圖5和表1所示。

由圖5可知，橋梁擾流對近地面風速有較大影響，同側(cè)橋梁上不同車道的風速分布存在明顯差異，近地面之外區(qū)域的橋面風速明顯高于來流風速，慢車道風速最高，混行道次之，快車道最小。風洞試驗測得的慢車道、混行道和快車道的風速折減系數(shù)分別為1.147、1.071、1.044，數(shù)值模擬得到的對應(yīng)各車道風速折減系數(shù)分別為1.117、1.101、1.061，誤差控制在5%以內(nèi)。橋面風速的數(shù)值模擬結(jié)果和風洞試驗結(jié)果的變化趨勢與拐點基本一致，近地面風速存在較大的誤差。由表1可知，貨車氣動力的數(shù)值模擬結(jié)果和風洞試驗結(jié)果比較接近，誤差在工程允許的范圍內(nèi)。數(shù)值計算與風洞試驗的誤差主要源于如下兩方面：一方面是試驗?zāi)Ｐ驮诩庸み^程中存在制造誤差，無法保證與幾何模型完全一致；另一方面是數(shù)值計算在網(wǎng)格劃分和迭代過程中也存在誤差，且湍流模型與邊界條件也無法與風洞流場完全一致。

圖5 轎車和貨車行駛車道風速剖面圖對比

表1 貨車氣動力結(jié)果對比

通過對空氣動力學(xué)模型的驗證表明文中網(wǎng)格劃分方法、邊界條件設(shè)置和湍流模型選取均滿足工程應(yīng)用要求，文中根據(jù)上述重疊網(wǎng)格方法分別獲得轎車和貨車在不同側(cè)風工況下橋上行車的氣動數(shù)據(jù)，并與路面工況對比，揭示“風-車-橋”系統(tǒng)的交互氣動干擾，圖6和圖7為不同側(cè)風速度下轎車和廂式貨車分別在混行道和慢車道行駛時的速度云圖，轎車和廂式貨車分別行駛至橋梁跨中位置，圖8為25 m/s側(cè)風作用下轎車和廂式貨車在路面行駛時的速度云圖。計算工況的廂式貨車和轎車的行駛速度分別為80和90 km/h。

圖8 轎車和貨車路面工況下的速度云圖（10級風）

由圖6和圖7可知，隨著側(cè)風風速的增加，汽車周圍氣流速度逐漸增加，橋梁擾流對汽車流場的干擾越明顯。圖9和圖10分別為不同風速下橋梁跨中處轎車和貨車的車身壓力云圖。圖11則為10級風路面工況下轎車和貨車車身壓力云圖。由圖9和圖10可見，側(cè)風在受到車身側(cè)面阻擋后，汽車迎風側(cè)速度顯著下降，側(cè)向氣流在車身側(cè)面產(chǎn)生氣流阻滯區(qū)，之后分別向車身頂部和車身底部流動，在側(cè)圍與頂蓋過渡區(qū)域、車身底部產(chǎn)生氣流加速區(qū)，最終匯入車身背風側(cè)形成分離渦。貨車和轎車在不同車道行駛，在相同側(cè)風速度下，迎風側(cè)氣流分布規(guī)律有明顯差異，貨車迎風側(cè)全部處于橋梁擾流產(chǎn)生的加速區(qū)域，且貨車車底氣流速度明顯高于轎車，而轎車只有迎風側(cè)上部處于橋梁擾流產(chǎn)生的加速區(qū)，下部處于橋梁擾流尾流區(qū)。相比路面行駛，轎車和貨車在橋上行駛時車身迎風側(cè)車身上部和頂部位置的風場速度更高，轎車迎風側(cè)車身下部和底部的風場速度更低。由于“風-車-橋”的交互氣動影響導(dǎo)致轎車和貨車在橋上行駛時的車身壓力分布與路面工況存在顯著差異。

圖6 不同風速的橋梁跨中處速度云圖（轎車）

圖7 不同風速的橋梁跨中處速度云圖（貨車）

圖9 不同風速的橋梁跨中處轎車車身壓力云圖

圖10 不同風速的橋梁跨中處貨車車身壓力云圖

圖11 轎車和貨車路面工況下壓力云圖（10級風）

氣流阻滯區(qū)的大小和位置隨著側(cè)向風速的大小而變化，側(cè)向風速越大，車身迎風側(cè)的氣流阻滯區(qū)越大，正壓值越高，車身背風側(cè)的負壓區(qū)越大，負壓值越高。車身迎風側(cè)正壓區(qū)域逐步從車頭前側(cè)向車身側(cè)面移動，車身背面的負壓區(qū)域也從前至后逐步增大。轎車和貨車在不同車道行駛，橋梁擾流對車身壓力分布有明顯差異。貨車迎風側(cè)均為正壓區(qū)，會增加貨車的側(cè)向氣動力，貨車底部的局部加速區(qū)會在一定程度上降低貨車的氣動升力，但橋梁擾流引起的車頂大范圍加速區(qū)會導(dǎo)致貨車的氣動升力急劇增加；橋梁擾流對轎車頂部的壓力分布有較大影響，隨著風速加大，轎車頂部的負壓值和負壓區(qū)域明顯增加，導(dǎo)致高風速下轎車的氣動升力增加，對行駛穩(wěn)定性極為不利。由于轎車下部處于橋梁擾流產(chǎn)生的尾流區(qū)，因此轎車迎風側(cè)下部的壓力較低，這對減小側(cè)向氣動力有利。由圖11可見，相比路面行駛，轎車在橋上行駛時迎風側(cè)的正壓區(qū)域變小，而貨車迎風側(cè)的正壓區(qū)域變大，轎車和貨車車頂?shù)呢搲簠^(qū)域均明顯變大，表2為對應(yīng)工況下側(cè)向氣動力系數(shù)和氣動升力系數(shù)的對比。

表2 氣動力系數(shù)對比

綜上所述，橋梁擾流引起的“風-車-橋”交互氣動影響不可忽視，轎車的側(cè)向氣動力變小，但氣動升力增加，而貨車的側(cè)向氣動力和氣動升力均會增加，因此，這一點在進行強風環(huán)境下橋梁行車安全分析中必須充分考慮。轎車和廂式貨車在不同車道和不同側(cè)風風速作用下行駛時，氣動力和氣動力矩的差異會導(dǎo)致汽車產(chǎn)生不同的運動響應(yīng)，通過研究“風-車-橋”交互氣動影響下的行車安全評價更符合實際情況。

1.4 系統(tǒng)動力學(xué)模型

根據(jù)上述橋上行車氣動計算模型分別得到轎車和貨車在不同風速下的氣動力和氣動力矩，以階躍陣風的形式輸入到動力學(xué)模型的側(cè)風計算模塊，獲取轎車和貨車在側(cè)風作用下的動力學(xué)響應(yīng)參數(shù)。

轎車和廂式貨車系統(tǒng)動力學(xué)模型分別在CarSim和TruckSim軟件平臺上搭建，如圖12所示。整車模型包括車身系統(tǒng)、懸架系統(tǒng)、輪胎系統(tǒng)、轉(zhuǎn)向系統(tǒng)和動力系統(tǒng)等，路面工況包括干燥路面、潮濕路面和積水路面，轎車整車參數(shù)如表3所示，廂式貨車整車參數(shù)詳見文獻［4］。

圖12 轎車和貨車多體動力學(xué)模型

表3 轎車動力學(xué)模型參數(shù)

為了與實際行駛工況接近，引入前視預(yù)瞄駕駛員反饋控制模型，轎車和廂式貨車在跨海大橋上保持勻速行駛，駕駛員通過控制轉(zhuǎn)向盤轉(zhuǎn)角使車輛行駛至前方預(yù)瞄點時車輛位置與期望路徑軌跡的橫向偏差盡可能為零，預(yù)瞄時間取值為1.4 s，仿真總時長為10 s。穩(wěn)態(tài)的自然側(cè)風包括恒定側(cè)風、階躍側(cè)風、線性側(cè)風和正弦側(cè)風，國內(nèi)外相關(guān)研究表明，階躍側(cè)風對行車安全的影響最大，因此，文中采用階躍陣風模型，側(cè)風第2 s開始作用，第5 s結(jié)束，作用時間為3 s。

2 強風環(huán)境下行車安全評價與分析

2.1 評價準則與方法

汽車在橋上行駛突遇陣風作用后會產(chǎn)生側(cè)向偏移，它是汽車在氣動力和氣動力矩的作用下產(chǎn)生的側(cè)向運動響應(yīng)，須將其控制在合理的范圍之內(nèi)以保證汽車在橋上安全行駛。當側(cè)向力過大時，汽車將產(chǎn)生側(cè)滑，發(fā)生側(cè)滑的臨界條件為側(cè)向氣動力超過輪胎的極限摩擦力，其前后輪不發(fā)生側(cè)滑的條件方程如式（1）和式（2）所示，式中，和分別為地面作用在前軸和后軸的側(cè)向力，、分別為汽車質(zhì)心至前后軸的水平投影距離，為橋面與輪胎的摩擦因數(shù)，為汽車的氣動升力。

當汽車在側(cè)向氣動力作用下發(fā)生較小的側(cè)滑時，通過駕駛員的控制能回到預(yù)定的行駛路線，但側(cè)滑較大時，側(cè)向位移陡增，即使在駕駛員的操縱下也無法回到預(yù)定的直線行駛狀態(tài)，則會發(fā)生嚴重的側(cè)滑失穩(wěn)。為了科學(xué)合理評定行車安全，建立側(cè)偏風險函數(shù)，定義方法如式（3）和圖13所示。

圖13 側(cè)偏評價方法

式中：E為汽車行駛過程的實際側(cè)向位移；E為汽車在行駛車道內(nèi)所允許的最大側(cè)向位移，它與道路寬度和車身寬度有關(guān)，側(cè)向位移越大，發(fā)生行車安全的風險越高，道路寬度越窄、車身寬度越寬，汽車所允許的最大側(cè)向位移越小，否則容易駛?cè)胂噜徿嚨勒T發(fā)行車安全事故。當E/E≤0.9時，風險系數(shù)隨著E增加基本呈線性增加；當E/E＞0.9時，風險系數(shù)隨著E增加呈拋物線增加。為了保證汽車在側(cè)風作用下安全行駛，避免汽車進入相鄰車道引發(fā)交通事故，E/E允許的極限值為0.9，當超過0.9后，汽車極易發(fā)生側(cè)偏事故。

根據(jù)風險函數(shù)建立轎車和貨車行車安全評價準則如下：橋面道路寬度為3.5 m，貨車和轎車車身寬度分別為2.4、2.1 m，貨車和轎車允許的最大側(cè)向位移E分別為0.55和0.7 m。貨車和轎車正常行駛在車道中間，當受到側(cè)風作用后，貨車發(fā)生側(cè)偏事故的側(cè)向位移臨界值E為0.495 m，轎車發(fā)生側(cè)偏事故的側(cè)向位移臨界值E為0.63 m。當側(cè)向位移較小時，發(fā)生行車安全事故概率較低，當側(cè)向位移較大時，發(fā)生行車安全事故概率較高。

2.2 強風環(huán)境下行車安全分析

文中分析了轎車和廂式貨車在不同路面條件下受到不同等級的階躍陣風作用后的側(cè)向運動響應(yīng)。當側(cè)風等級為11級時，轎車在積水路面、廂式貨車在3種路面工況的側(cè)向力超過側(cè)向附著極限，汽車側(cè)滑導(dǎo)致側(cè)向位移劇增，駕駛員無法控制車輛回到預(yù)定的直線行駛狀態(tài)，最終發(fā)生側(cè)滑失穩(wěn)事故，圖14為仿真得到的側(cè)滑失穩(wěn)事故過程。在本研究分析的所有工況中，轎車和廂式貨車均未出現(xiàn)側(cè)翻事故，因此，本研究建立的強風環(huán)境下行車安全評價準則符合要求。

圖14 轎車和貨車側(cè)滑失穩(wěn)事故

2.2.1 強風環(huán)境下轎車行車安全分析

當路面條件一定時，側(cè)向位移峰值隨著風速的增加而增加，側(cè)風等級越高，側(cè)向位移峰值受風速影響越大，如圖15所示。當側(cè)風等級一定時，側(cè)向位移峰值隨著路面附著系數(shù)的降低而增加，低風速時，路面附著系數(shù)對側(cè)向位移峰值影響較小，高風速時影響較大。側(cè)風等級越高、路面附著系數(shù)越低，轎車發(fā)生側(cè)滑的風險越高，駕駛員對預(yù)瞄方向的反饋修正難度越大。

圖15 不同風速下的轎車側(cè)向位移

當側(cè)風等級為11級時，轎車在干燥路面下的側(cè)向位移峰值為0.69 m，在潮濕路面下的側(cè)向位移峰值為0.996 m，在積水路面則發(fā)生了側(cè)滑失穩(wěn)，3種路面條件下的側(cè)向位移均超過了發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值；當側(cè)風等級為10級時，轎車在積水路面的側(cè)向位移峰值為1.93 m，側(cè)向位移超過了發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值。側(cè)向位移過大易導(dǎo)致轎車駛?cè)胂噜徿嚨勒T發(fā)行車安全事故。因此，高風速和低路面附著條件下車輛須低速行駛，圖16為高風速下轎車在不同路面條件和不同車速下的側(cè)向運動響應(yīng)。

圖16 不同路面下的轎車安全車速分析

當風速等級一定時，側(cè)向位移峰值隨著車速的降低而降低，車速較低時，路面附著系數(shù)對側(cè)向位移峰值影響較小，車速較高時，路面附著系數(shù)對側(cè)向位移峰值影響較大。當側(cè)風等級為11級時，轎車在干燥路面下車速由90降低至80 km/h，側(cè)向位移峰值由0.69減小至0.512 m；轎車在潮濕路面下車速由90降低至80 km/h，側(cè)向位移峰值由0.996減小至0.6 m；轎車在積水路面下車速降低至80 km/h后，不會發(fā)生側(cè)滑失穩(wěn)，但側(cè)向位移峰值為1.99 m，超過了發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值，車速降低至70 km/h后，側(cè)向位移峰值降低至0.594 m。當側(cè)風等級為10級時，轎車在積水路面下車速由90降低至80 km/h，側(cè)向位移峰值由1.93減小至0.37 m。

綜上所述，在高風速、低附著條件下，轎車降速后的側(cè)向位移峰值均有不同程度的下降，側(cè)向位移峰值小于發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值，轎車可在駕駛員的控制下保持在混行道行駛，不會駛?cè)胂噜徿嚨?，行車安全性得到顯著改善。

2.2.2 強風環(huán)境下廂式貨車行車安全分析

圖17為不同路面下廂式貨車在不同工況下的側(cè)向位移變化曲線。圖18為高風速下廂式貨車在不同路面和不同車速下的側(cè)向運動響應(yīng)。

圖17 不同風速下的貨車側(cè)向位移

圖18 不同路面下的貨車安全車速分析

當側(cè)風等級為10級時，廂式貨車在干燥路面下的側(cè)向位移峰值為0.644 m，在潮濕路面下的側(cè)向位移峰值為0.77 m，在積水路面的側(cè)向位移峰值為1.599 m，廂式貨車在3種路面條件下的側(cè)向位移均超過了發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值；當側(cè)風等級為9級時，廂式貨車在積水路面的側(cè)向位移峰值為0.577 m，超過了發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值。側(cè)向位移過大容易導(dǎo)致廂式貨車駛?cè)胂噜徿嚨蓝T發(fā)行車安全事故，因此，為了保證行車安全，廂式貨車在高風速和低路面附著條件下須低速行駛。

當側(cè)風等級為11級時，貨車車速超過40 km/h以后在干燥、潮濕和積水路面下均會發(fā)生嚴重側(cè)滑失穩(wěn)事故，貨車在駕駛員控制下已無法回到原來的直線行駛狀態(tài)，安全行車速度受路面附著條件的影響較大，貨車在干燥路面上車速降低至30 km/h后，側(cè)向位移峰值為0.425 m，不會發(fā)生側(cè)滑失穩(wěn)；但在潮濕路面和積水路面會發(fā)生側(cè)滑失穩(wěn)，為了提高橋梁行車安全與通行效率，潮濕和積水路面不建議進一步降低貨車行駛速度，而應(yīng)限制廂式貨車上橋。

當側(cè)風等級為10級時，貨車在干燥路面下車速由80降低至60 km/h，側(cè)向位移峰值由0.644減小至0.534 m，仍超過了發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值，車速降低至50 km/h后側(cè)向位移峰值為0.386 m；貨車在潮濕路面下車速由90降低至60 km/h，側(cè)向位移峰值由0.77減小至0.654 m，仍超過了發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值，車速降低至50 km/h后側(cè)向位移峰值為0.44 m；貨車在積水路面下車速由90降低至50 km/h，側(cè)向位移峰值由1.599減小至0.811m，仍超過了發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值，車速降低至40 km/h后，側(cè)向位移峰值為0.265 m；當側(cè)風等級為9級時，貨車在積水路面下車速由80降低至60 km/h后，側(cè)向位移峰值由0.577減小至0.537 m，仍超過了發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值，車速降低至50 km/h后，側(cè)向位移峰值為0.396 m。綜上所述，在高風速、低附著條件下，貨車降速后的側(cè)向位移峰值均有不同程度的下降，側(cè)向位移峰值小于發(fā)生側(cè)偏事故的臨界值，貨車可在駕駛員的控制下保持在慢車道行駛，不會駛?cè)胂噜徿嚨?，行車安全能力得到顯著改善。

3 強風環(huán)境下基于行車安全的交通管控方法

根據(jù)強風環(huán)境下跨海大橋上轎車和貨車行車安全分析結(jié)果可知，影響橋上汽車行駛穩(wěn)定性的因素眾多，包括風速、車型、路面條件和車道等，因此，強風環(huán)境下的橋梁交通管控采用“一刀切”式的管理模式存在諸多弊端，文中主要從橋梁交通組織形式和行車速度建議動態(tài)的管控方法。

3.1 交通組織形式管控

根據(jù)風洞試驗結(jié)果可知，跨海大橋上迎風側(cè)橋梁不同車道的風場分布存在顯著差異，因此，在強風環(huán)境下可根據(jù)不同風載大小和汽車類型建議不同的行駛車道，甚至關(guān)閉部分車道，而背風側(cè)橋梁受橋梁擾流影響較小，可對行駛車道進行適當管控，這對強風環(huán)境下提高橋梁行車安全能力和通行效率具有較好的實際意義。通過上述行車安全評價與分析方法可知，當側(cè)向風速為12 m/s時，干燥路面條件下廂式貨車以80 km/h的車速在迎風側(cè)橋梁慢車道、混行道和快車道行駛時的側(cè)向位移峰值分別為0.179、0.135和0.119 m，將廂式貨車從慢車道移至混行道和快車道行駛后，同等條件下的側(cè)向位移峰值分別降低了24.6%和33.5%，表明對迎風側(cè)橋梁車道進行管控對提高行車安全具有顯著效果。

3.1.1 8級及以下風載

圖19為8級及以下風載交通組織管控方法，雙向六車道雙幅式橋梁在圖示方向強風載荷下的行車組織中，為了提高橋梁行車安全能力，A幅駛?cè)霕蛄褐?，建議貨車、客車等商用車在迎風側(cè)第1車道（慢車道）和第2車道（混行道）行駛，而轎車等乘用車在迎風側(cè)第2車道（混行道）和第3車道（快車道）行駛。B幅駛出橋梁中，無需進行交通管控。

圖19 8級及以下風載交通組織管控方法

3.1.2 9級和10級風載

圖20為9級和10級風載交通組織管控方法，為了提高橋梁行車安全能力，汽車在橋上不允許變道行駛，貨車、客車等商用車在橋上須降速行駛。在A幅駛?cè)霕蛄褐?，建議關(guān)閉迎風側(cè)第1車道，貨車、客車等商用車在迎風側(cè)第2車道（慢車道）行駛，轎車等乘用車在迎風側(cè)第3車道（快車道）行駛。在B幅駛出橋梁中，建議貨車、客車等商用車在迎風側(cè)第3車道（慢車道）行駛，而轎車等乘用車在迎風側(cè)第1和第2車道（快車道）行駛。

圖20 9級和10級風載交通組織管控方法

3.1.3 11級風載

圖21為11級風載交通組織管控方法，為了提高橋梁行車安全能力，建議禁止貨車、客車等商用車上橋，轎車等乘用車在橋上須降速行駛，且不允許變道。A幅駛?cè)霕蛄褐?，建議關(guān)閉迎風側(cè)第1和第2車道，轎車等乘用車在迎風側(cè)第3車道（快車道）行駛。B幅駛出橋梁中，迎風側(cè)第1和第2車道為供轎車等乘用車行駛的快車道，迎風側(cè)第3車道為供轎車等乘用車行駛的慢車道。

圖21 11級風載交通組織管控方法

3.2 行車速度管控

貨車和轎車在跨海大橋上行駛時，車速、風速和路面條件的變化會對汽車的側(cè)向運動產(chǎn)生重要影響，不同工況下的安全行車性能存在顯著差異。因此，在強風環(huán)境下宜根據(jù)風速和路面條件的差異建議相應(yīng)的安全行車速度，這不僅能提高橋梁行車安全性，也能提高橋梁的通行效率，最大程度降低強風對城市交通、社會生產(chǎn)和經(jīng)濟的負面影響。通過上述分析得到的轎車和廂式貨車分別以90和80 km/h車速行駛在不同路面條件下的側(cè)向位移峰值隨風速而變化曲線如圖22所示。根據(jù)側(cè)向位移峰值擬合曲線得到轎車和廂式貨車在不同路面條件下發(fā)生側(cè)偏事故的臨界風速值，如表4所示。

表4 橋梁限速標準下的側(cè)偏事故臨界風速

圖22 側(cè)向位移峰值隨風速變化關(guān)系

為了保證轎車和廂式貨車在橋梁的限速標準值內(nèi)安全行駛，干燥路面條件下，風速達到28.5 m/s時，轎車須降速行駛，風速達到22.8 m/s時，廂式貨車須降速行駛；潮濕路面條件下，風速達到26.2 m/s時，轎車須降速行駛，風速達到22.1 m/s時，廂式貨車須降速行駛；積水路面條件下，風速達到22.9 m/s時，轎車須降速行駛，風速達到20.8 m/s時，廂式貨車須降速行駛。不同側(cè)風風速等級下的轎車和貨車降速標準如表5所示。

表5 不同側(cè)風等級下橋上安全行車速度

當側(cè)風等級為8級及以下時，廂式貨車等商用車（80 km/h）和轎車等乘用車（90 km/h）均能在橋梁規(guī)定的限速內(nèi)安全行駛，且具備提速的空間；當側(cè)風風速等級達到9級時，廂式貨車等商用車在積水路面應(yīng)降速至50 km/h以內(nèi)行駛；當側(cè)風風速等級達到10級時，廂式貨車等商用車型在干燥和潮濕路面應(yīng)降速至50 km/h以內(nèi)行駛，在積水路面應(yīng)降速至40 km/h以內(nèi)行駛，轎車在積水路面應(yīng)降速至80 km/h以內(nèi)行駛；當側(cè)風風速等級達到11級時，廂式貨車等商用車型在干燥路面應(yīng)降速至30 km/h以內(nèi)行駛，潮濕路面和積水路面則應(yīng)禁止其上橋，轎車等乘用車型在干燥和潮濕路面則應(yīng)降速至80 km/h以內(nèi)行駛，在積水路面則應(yīng)降速至70 km/h以內(nèi)行駛。

4 結(jié)論

（1）橋梁擾流對汽車氣動特性有重要影響，它與行駛車道、車型和橋面附屬構(gòu)造有關(guān)，本研究考慮的工況為橋面風場最惡劣的裸橋工況。以風速折減系數(shù)為計算依據(jù)，迎風側(cè)橋梁的慢車道平均風速比來流風速高14.7%，混行道平均風速比來流風速高7.1%，快車道平均風速比來流風速高4.4%；相比路面行駛，轎車在橋梁混行道行駛時的氣動側(cè)力減小、氣動升力增加，而貨車在橋梁慢車道行駛時的氣動側(cè)力和氣動升力均增加。因此，強風環(huán)境下宜根據(jù)不同風載大小和汽車類型建議不同的行駛車道，當風速達到9級時，建議關(guān)閉迎風側(cè)橋梁迎風側(cè)第1車道，風速達到11級時，建議關(guān)閉迎風側(cè)橋梁迎風側(cè)第1車道和第2車道，并限制貨車和客車等商用車上橋。今后將開展不同橋面附屬構(gòu)造及結(jié)構(gòu)參數(shù)對行車道風場影響的研究。

（2）汽車在橋上行駛突遇陣風作用時，風速較小時，側(cè)偏事故是影響行車安全的主要因素，風速較大時，側(cè)滑失穩(wěn)事故是影響行車安全的主要因素，發(fā)生側(cè)滑失穩(wěn)事故的臨界風速值高于側(cè)偏事故，側(cè)偏事故和側(cè)滑失穩(wěn)事故的臨界風速值與車型、路面條件等參數(shù)有關(guān)，在本研究的所有工況中，汽車沒有發(fā)生側(cè)翻運動。

（3）低風速時，路面附著條件對側(cè)向位移的影響較?。桓唢L速時，路面附著條件對側(cè)向位移的影響較大。汽車是否發(fā)生側(cè)滑是路面附著條件對側(cè)向位移峰值影響程度的決定因素。

（4）現(xiàn)有橋梁限速標準下，以側(cè)偏事故為評價準則，不同車型在不同路面條件下發(fā)生側(cè)偏事故的臨界風速不同，轎車在3種路面條件下的臨界風速值分別為28.5、26.2和22.9 m/s，貨車在3種路面條件下的臨界風速值分別為22.8、22.1和20.8 m/s。當側(cè)風風速超過臨界風速后，汽車須降速行駛，不同車型、不同路面條件和不同風速等級下的降速標準各異。本研究中的安全車速分析是基于一種固定預(yù)瞄時間的前視預(yù)瞄駕駛員反饋控制模型而提出，沒有考慮實際駕駛?cè)藛T的差異影響，今后將進一步開展自愿者駕駛模擬試驗。