三主桁断面车-桥气动特性的风洞试验研究

韩 旭， 向活跃,2， 罗 扣， 李永乐,2

(1.西南交通大学 土木工程学院，成都 610031;2.风工程四川省重点实验室，成都 610031;3.中铁大桥勘测设计院集团有限公司，武汉 430050)

大跨度桥梁通常属于柔性结构，对风的作用比较敏感，而列车通过桥梁时会改变其流场，使得桥梁断面的气动特性显著变化，同时列车和桥梁间存在着显著的动力相互作用[1]。因此，需要将风、列车和桥梁三者考虑为相互耦合的系统，而车-桥耦合系统的气动特性是风-车-桥耦合振动分析的基础，单独进行车辆或桥梁的气动特性研究将导致较大的误差[2]。

随着高速铁路的迅速发展和建设，与线路匹配的合适桥位不断减少，对此公铁两用桥和多线铁路桥是较合适的选择，也逐渐成为桥梁设计和建设的一大趋势。但公铁两用桥和多线铁路共用桥会使桥梁结构承受更大的车辆活荷载，三主桁断面这种新型桁架结构能增加桥梁的刚度，使其受力更合理，并很好的解决了这个问题[3-4]。三主桁桥梁结构在我国首先应用于天兴洲大桥[5]，此后得到大力推广和发展，目前已建成最大跨度的三主桁桥梁为沪通长江大桥，跨度为1 092 m[6]，随着跨度的不断增加，桥梁结构也越来越柔，研究三主桁断面车-桥系统的气动特性非常必要。

由于三主桁断面结构杆件众多，气动外形极复杂，若采用数值模拟法则需要对桥梁结构进行较大程度的简化[7]，这会影响到结果的准确性，因此采用数值模拟的研究相对较少，风洞试验是研究三主桁断面车-桥系统气动特性的主要方法。

Suzuki等[8]通过风洞试验法分析了不同断面车辆和不同梁高组合时车辆的气动特性，但未对桥梁的气动特性进行研究。李永乐等[9]采用风洞试验法，针对CRH2车辆模型和不同跨度桥梁断面，测试了车-桥组合状态下车辆和桥梁的气动特性，讨论了雷诺数、桥梁类型等因素的影响。王玉晶等[10]测试了列车位于不同线路类型上的气动特性，讨论了行车条件和风屏障设置等对车-桥气动特性的影响。邹云峰等[11]采用同步测压法得到了风屏障后列车的气动力，分析了风屏障高度、透风率等参数对中间车辆气动力和风压分布的影响。以上研究均是针对箱梁断面和或双主桁断面。

Wang等[12]通过移动列车风洞试验测试系统对三主桁结构的车-桥系统气动特性进行测试，对比分析了静止车辆和移动车辆的气动力系数差异，分析了风偏角、风速以及桁梁遮风效应等因素的影响，但未对桥梁的气动特性进行测试研究，且未考虑风攻角的影响。现有的动模型试验技术还不成熟[13]，受到装置驱动方式和数据采集等方面的限制，在气动特性测试试验中通常将车-桥模型简化为节段模型测试得到气动特性，并通过余弦准则假定来考虑车辆运行速度[14]。刘昊苏等[15]采用风洞试验和CFD(computation fluid dynamic)相结合，对三主桁结构的三分力系数进行了研究，考虑了雷诺数、桥面附属物和公路铁路交通状况等因素的影响，但未对车辆的气动力进行研究，导致得到的桥梁气动力包含了车辆的结果。郑史雄等[16]采用节段模型风洞试验法，对三主桁结构的天兴洲公铁两用长江大桥车-桥三分力系数进行测试，分析了来流方向和列车所处线路位置的影响，但研究中只考虑了0°攻角，其测试方法采用的交叉滑槽系统，测试方法较为复杂。

综上，目前国内外对三主桁车-桥组合系统气动特性的研究较为有限。此外，现有研究中对车-桥组合系统气动力测试通常是将两者分开进行，在试验过程中，频繁更换车辆模型位置，将导致试验效率较低。当桥梁为桁架结构，且列车位于下层桥面或桁梁内部时，由于桁片的遮挡作用，车辆模型的安装和固定较不便，并且频繁地拆卸模型会导致列车与桥面的相对位置难以在不同对比测试工况保持一致。

本文以某三主桁断面大跨度斜拉桥为工程背景，在研制的车-桥气动力同步测试装置基础上，通过节段模型风洞试验测试得到了单独桥梁和车-桥组合状态下车辆和桥梁的气动力，对比分析了线路位置、双车交会和风攻角等因素对车-桥系统气动特性的影响，进一步测试了紊流来流下车-桥的气动力，分析了紊流对车-桥气动特性的影响，本研究的结果可为后续的风-车-桥耦合振动分析提供计算参数。

1 节段模型风洞试验

某大跨度斜拉桥采用三塔三索面体系，跨度布置为112 m+392 m+1 120 m+1 120 m+392 m+112 m，主桁横向采用三主桁结构形式，桁宽为2×15.5 m，桁高为15.5 m。主梁上层为板桁组合结构，通行双向六车道公路；下层为箱桁组合结构，通行四线铁路，上游侧两线通行时速350 km高速铁路，下游侧两线为时速200 km城际铁路。

主梁和列车的气动特性测试可通过节段模型风洞试验来完成，风洞试验在西南交通大学单回流串联双试验段工业风洞(XNJD-1)第二试验段中进行，试验段宽2.4 m，高2.0 m，风速范围为1.0～45.0 m/s。结合风洞的几何尺寸，考虑阻塞率、长宽比及桁架节间完整性等因素，三主桁模型的缩尺比为1∶54.06，模型尺寸为2.095 m×0.573 m×0.287 m(长×宽×高，长宽比为3.66，满足抗风规范要求[17])，如图1(a)所示。模型主梁的上下弦杆采用优质木材制作，其他主桁构件采用高级塑料板制作，同时节点板、栏杆和斜拉索锚拉板等也进行了细致模拟，充分保证了结构的外形相似，且制作的模型满足试验的强度和刚度要求。

一列高速列车通常包含头车、中间车和尾车，中间车形状固定不变，因此本文主要针对中间车进行研究。列车模型的缩尺比同桥梁模型，采用CRH2断面，模型尺寸为1.855 m×0.063 m×0.065 m(长×宽×高)，如图1(b)所示。列车模型采用优质木材制作，忽略了列车底部转向架和顶部受电弓等部件的影响，简化为平面结构。

为提高车-桥组合系统气动特性测试的效率，并避免更换工况过程中人为造成车-桥相对位置变化引起的误差，开发了一种车辆和桥梁气动力同步测试装置，其示意图如图1所示。

(a) 主梁

在该同步测试装置中，桥梁模型固定于风洞壁面上的测力轴上，并与两端用于形成二维流的端板留有一定间隙，保证桥梁模型受到的风荷载全部传递于测力轴，同时该测力轴可转动，在风洞外即可实现不同的风攻角。列车模型通过两端的天平直接固定于桥梁模型上，天平可直接测试列车的气动力。

在试验过程中需要先对无风工况下不同攻角的初始结果进行采集，以消除列车和桥梁重力分量的影响；此外，测力轴得到的是列车和桥梁的合力，列车上高频天平得到的只有列车的力。对于单车-桥梁组合工况，测力轴的结果直接减去天平的测试结果即可得到桥梁的气动力；对于双车-桥梁组合工况，由于天平数量限制，需要分别测试位于不同线路位置上车辆的气动力，再通过车-桥系统的结果减去双车车辆的气动力才可得到桥梁的气动力。

该测试方法与已有的测试方法相比，具有以下特点：

(1) 列车和桥梁的相对位置一致性好。仅通过天平底部的垫块来实现列车和桥梁的相对位置固定，且不会随风攻角和列车位置的改变而改变。风洞试验时车-桥组合模型如图2所示。

图2 列车-桥梁组合节段模型

(2) 便于调整风攻角。风洞试验中，来流多为水平方向，调整模型风攻角较为方便的做法是调整模型与水平轴方向的夹角，风洞外可直接转动测力轴，进一步对桥梁模型的风攻角进行调整，同时列车模型也会随着桥梁模型同步变换风攻角，此时得到的车辆和桥梁气动力为体轴下的结果。

(3) 测试装置的气动干扰小。高频天平与车辆模型相比，尺寸相对较小，对列车的气动干扰较小，对试验数据的影响也可忽略。

(4) 试验效率得到提高。与已有试验装置相比，本文的同步测试装置对单车-桥梁试验只需在试验开始前固定车-桥相对位置即可完成三分力测试，对双车-桥梁试验也仅需更换一次车辆模型位置，在中桁同侧更换时桥梁模型无需拆卸。

试验过程中使用的测力轴是安装于风洞壁上与风洞配套的装置，试验之前对装置进行了标定，以确保试验的准确性；试验中，桥梁和车辆的气动力采集系统不同，数据采集均在来流风速稳定后进行，桥梁受到的来流紊流度较小，测力轴系统默认采样频率为800 Hz，采样时间为5 s；而主桁分离作用增加了车辆所受来流的紊流度，适当增加车辆气动力的采样时间，设置高频天平采样频率为1 kHz，采样时间为30 s。

试验中分别对单独桥梁、单车-桥系统和双车-桥系统(由于三线和四线车辆同时交会的几率较小，本文未考虑)进行了测试，具体的试验工况如表1所示。表1中线路1～线路4的具体位置见图1(a)。为考察试验结果的重复性和可靠性，试验中风速取为10 m/s、13 m/s和16 m/s三级风速，测试结果可相互验证，风攻角取为±5°、±3°、0°。

表1 风洞试验工况

2 数据处理

作用于桥梁或车辆上的静风荷载在体轴坐标系下可分解为阻力FH、升力FV和力矩M，相对应的气动三分力系数对结构抗风设计和风-车-桥计算分析至关重要[18]。因此，体轴坐标系下静力三分力系数的定义如下

(1a)

(1b)

(1c)

式中：α为来流风攻角，当来流斜向上时为正；U为来流平均风速；ρ为空气密度，取为1.25 kg/m3；H、B和L分别为车辆或桥梁节段模型的高度、宽度和长度；FH(α)、FV(α)和M(α)分别为体轴坐标系下风攻角为α时的阻力、升力和扭矩，可通过节段模型试验得到；CH(α)、CV(α)和CM(α)分别为体轴系下的阻力系数、升力系数和力矩系数，统称为静力三分力系数。桥梁和车辆的三分力示意图(见图1)。其中下标b为桥梁的三分力，下标v为列车的三分力。

3 结果分析

三主桁断面较为钝化，气流在上下层桥面和腹杆等阻风构件的尖角处分离，且分离点固定，主梁各部位受到的风压基本恒定，可忽略雷诺数效应的影响[19]。CRH2列车模型为弧形断面，但列车处于桥梁桁梁内部，紊流度较大，弱化了列车模型弧形表面的黏性作用，削弱了雷诺数的影响[20]。考虑到主桁结构的遮风效应，使得列车的气动力会有所减小，因此选取风速为16 m/s时的测试结果进行后续分析。

3.1 线路位置的影响

横风作用下，车辆处于三主桁内部不同线路上时受到的风荷载有较大差异，车辆也会对三主桁主梁内部及外侧的流场产生影响。为研究列车所处线路位置对车辆和三主桁结构气动特性的影响，将列车模型放置于桥梁不同线路位置处进行试验，得到车辆和桥梁的三分力系数，结果如图3和图4所示。

由图3可知，线路位置对车辆的三分力系数有显著影响，靠近迎风侧线路1的阻力系数明显大于其他线路。气流经过主梁结构后会形成绕流，主要分为尾涡区和绕流的剪切层两部分，剪切层会随尾流长度的增加而减弱[21]。线路1靠近桥梁前边缘，列车顶部气流分离点靠近迎风侧，导致车顶表面风速小，尾流区高度较高，阻力系数较大，升力系数较小。随着线路向背风侧移动，绕流剪切层可能作用于车顶，导致列车车顶气流分离点后移，车顶表面风速增加，尾流区高度减小，导致阻力系数减小，升力系数增加。

图3 单车-桥时车辆三分力系数

车辆的阻力系数整体上随风攻角的增大而减小，在负攻角下的阻力系数大于正攻角时的，可能是负攻角时车辆迎风面积增大且桁梁的分离作用减弱引起的。

列车位于线路2时的升力系数在大部分攻角下均大于其他线路的，绕流剪切层作用导致在列车顶面产生了较大负压，引起升力系数的增加，中桁遮挡效应导致背风侧线路升力系数小于线路2的。

由图4可知，车辆的存在使得桥梁三分力系数发生较大变化，可能是列车的存在改变了三主桁内部的气动绕流，对作用于桥梁结构的风压产生了直接影响。列车处于不同线路位置时对桥梁三分力有不同影响，由于力矩系数数值较小，其差异可忽略不计；桥梁的阻力系数随着车辆往背风侧线路偏移而逐渐减小，且由于两片主桁的遮风效应，线路3车辆的存在对桥梁阻力系数几乎无影响，与无车时的较为接近，在负攻角下线路4车辆对桥梁阻力系数影响较小；线路2和线路4车辆在大部分攻角下引起桥梁阻力系数的变化较为一致；列车运行在背风侧轨道(线路3和线路4)时桥梁的升力系数均大于运行于迎风侧轨道的(线路1和线路2)，这与文献[15]的结果一致；随着风攻角的增加，主梁的阻力系数不断减小，升力系数不断增加，在风攻角为负时的主梁阻力系数变化幅度远大于风攻角为正的。

图4 单车-桥时桥梁三分力系数

3.2 双车交会的影响

对于多线的三主桁结构，列车在桥上出现双车交会的可能性较大，列车交会将导致桁梁内部气流变化，使得交会车辆和桥梁的气动特性发生变化，因此研究双车交会对车辆和桥梁静力三分力系数的影响是很有必要的。

3.2.1 交会间距的影响

为分析交会间距对车辆和桥梁气动特性的影响，选取交会时背风侧车辆作为测试对象，得到风攻角为0°工况下车辆和桥梁的三分力系数，如表2所示。

由表2可知，当交会间距较小时，背风侧车辆处于迎风侧车辆的尾流漩涡中，且受到遮挡效应，导致线路2车辆的阻力系数和升力系数较小；随着交会间距的增大，背风侧车辆逐渐摆脱线路1车辆尾流的影响，使得升力系数和阻力系数逐渐增大。交会间距对迎风侧车辆阻力系数影响较小，对升力系数和力矩系数有明显的影响，这是由于不同交会间距时背风侧车辆对迎风侧车辆底部气流的阻挡效应不同，改变了迎风侧车辆底部气流流速，造成列车上下表面压力差改变[22]，从而影响升力系数和力矩系数。

总体上，车辆的交会间距对桥梁三分力系数影响较小，随着交会间距的增大，桥梁阻力系数逐渐减小。

3.2.2 交会位置的影响

三主桁结构内部杆件较多，流场较为复杂，双车在桥上不同位置交会时的气动特性差异较大，不同交会位置时车辆和桥梁的三分力系数,如表3所示。由表3可知，迎风侧车辆对背风侧车辆有明显的遮风效应，导致背风侧车辆的三分力系数明显小于迎风侧车辆的，但工况6两线路车辆的差异比工况3和工况8的要小，可能是中主桁引起的漩涡脱落使得背风侧车辆的三分力系数比其他工况背风侧车辆的大；不同交会位置对桥梁三分力系数也有一定的影响，随着交会位置远离迎风侧，桥梁的阻力系数逐渐减小，升力系数逐渐增大。结合图3和表3可知，背风侧车辆的存在使得迎风侧车辆的阻力系数减小。

表3 不同交会位置的车-桥三分力系数

3.3 紊流的影响

在实际工程中，受桥址附近建筑物、水面航船等因素的影响，绝对均匀的来流风几乎是不存在，紊流风场对车-桥气动特性有较明显的影响[23]，因此考虑紊流对列车和三主桁结构气动力的影响是必要的。

试验中通过被动格栅装置来模拟紊流场，试验模型布置如图5所示，模拟风场的紊流强度为3.8%左右(桥址区建筑物对均匀来流造成扰动而产生的低紊流度风场)，已有研究表明[24]，格栅装置模拟的紊流基本符合Von Karman谱，试验风速谱与理论谱的对比，如图6所示。从图6可知,两者基本吻合，且与文献[24]的结论吻合。试验中采用Gamma六分量高频天平测试车辆的气动力时程，采样频率为1 000 Hz，采样时间为120 s；风速时程通过TFI眼镜蛇三维脉动风速仪(Cobra Probe)采集得到，采样频率为512 Hz，采样时间为120 s，风速采集仪器放置于模型前方，根据“泰勒紊流冻结假定”[25]，测点处的脉动风场与车-桥模型处的相同，但存在一个时间差。

图5 紊流下的试验模型

图6 格栅风谱与理论谱对比

3.3.1 对气动特性的影响

为研究紊流对车-桥系统气动特性的影响，将紊流来流下车辆和桥梁气动力系数的平均值与均匀流的结果对比，格栅会导致来流风的能量损失，经栅格遮挡衰减后，到达试验模型前方的来流风风速为13.3 m/s，如图7所示。当图7中均匀流的结果为风速13 m/s时。由图7可知，紊流的存在会适当增加车辆的三分力系数，可能是紊流的存在影响了列车周围流场，从而导致列车气动力增加，但较低紊流强度的来流使得桥梁的气动力系数差异较小；紊流来流下，车辆阻力系数的增幅较小，但升力系数增幅较大，且不同风攻角下的增幅较为接近；虽然紊流对车辆和桥梁的力矩系数影响较大，但其值较小，一般可以忽略，因此在后续研究中不对力矩系数进行分析。

(a) 车辆三分力系数

3.3.2 列车气动导纳

气动导纳是结构抖振分析中的重要参数，可通过节段模型风洞试验测试的抖振力和来流脉动风计算得到。基于准定常假定，Scanlan提出了作用在车辆或桥梁单位长度上的抖振力表达式，在此基础上进行傅里叶变换(fast fourier transform,FFT)，同时忽略脉动风速互谱的影响，基于等效气动导纳法[26-27]，得到气动导纳函数为

(2a)

(2b)

式中：χD(ω)和χL(ω)分别为阻力和升力的等效气动导纳函数；SD(ω)和SL(ω)分别为抖振阻力谱和抖振升力谱；Su(ω)和Sw(ω)分别为纵向和竖向脉动风谱。

为进一步对比分析紊流对车辆气动力的影响，紊流和均匀流下风攻角为0°时车辆阻力和升力的功率谱,如图8所示。由图8可知，在低频率(小于10 Hz)时，紊流与均匀流下车辆气动力功率谱有一定差别；随着频率的增大，两者的差别逐渐减小，不同来流对列车抖振力影响较小，可以推测模拟不同风谱的来流对抖振力影响不大，可能是桁架自身绕流导致均匀风产生了脉动成分，也可能是因为模拟风场的紊流强度较小。总体上，车辆阻力和升力功率谱随着频率的增大逐渐增大，随后再逐渐减小。

(a) 阻力

进一步通过试验测试的抖振力和脉动风时程，由式(2)计算得到了车辆的气动导纳函数，结果如图9所示。由图9可知，在折减频率较小时，阻力气动导纳趋近于1，当折减频率大于0.09后，阻力气动导纳先增大后减小，其规律与文献[28]中测试结果相似；升力气动导纳随折减频率的变化规律与阻力的类似，呈现先增大后减小的趋势，但阻力气动导纳的变化率更小。

(a) 阻力

4 结 论

通过节段模型风洞试验，研究三主桁断面车-桥系统气动特性，考虑了单车-桥和双车-桥两种组合状态，进一步分析不同因素以及紊流来流的影响，得到以下结论：

(1) 由于绕流剪切层的影响，靠近迎风侧车辆阻力系数明显大于其他线路，升力系数小于其他线路；线路2列车升力系数最大。桥梁阻力系数随着车辆往背风侧移动而逐渐减小，由于两片主桁的遮风效应，线路3和线路4车辆存在时桥梁的阻力系数与无车时的较为接近。

(2) 双车交会时，由于迎风侧车辆的尾流漩涡的影响，背风侧车辆的阻力系数和升力系数随交会间距的增大而增大；中主桁引起的漩涡脱落使得背风侧车辆的三分力系数比其他工况背风侧车辆的大；随着交会位置远离迎风侧，桥梁阻力系数逐渐减小，升力系数逐渐增大。

(3) 紊流的存在会适当增加车辆的三分力系数，特别是升力系数，但对桥梁气动力系数影响较小；由于桁架自身绕流作用，紊流与均匀流下车辆气动力功率谱较为接近；折减频率较小时，阻力气动导纳趋近于1；阻力和升力气动导纳随折减频率的增加，呈现先增大后减小的趋势。