張翔 顏全勝 賈布裕? 劉慕廣,2 余曉琳

(1.華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640;2.華南理工大學(xué) 亞熱帶建筑科學(xué)國家重點實驗室，廣東 廣州 510640)

目前大多數(shù)研究是針對上下游具有相同主梁截面類型的分離式雙幅鄰近橋梁受間距影響的氣動干擾效應(yīng)，針對上下游具有不同主梁截面類型的雙幅鄰近橋梁的研究較少，針對三幅甚至多幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)的研究就更少了。本研究以某實際三幅對稱鄰近且新舊橋梁截面不同的橋梁系統(tǒng)為對象，通過風(fēng)洞試驗和數(shù)值模擬的方式研究了兩側(cè)新橋與中間舊橋的高差對風(fēng)荷載的影響，探討了三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)的氣動力系數(shù)干擾規(guī)律,并與已有雙幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)的氣動干擾研究進(jìn)行了對比。

1 數(shù)值建模

1.1 基本數(shù)值模型

文中研究對象為廣東某實際三幅對稱鄰近橋梁，結(jié)構(gòu)如圖1所示。其中，中間舊橋為主橋長480 m的不對稱四跨連續(xù)剛構(gòu)橋；為緩解交通壓力，在上、下游距舊橋中心24 m位置處拓建兩座主跨為305 m的雙塔雙索面組合梁斜拉橋。兩側(cè)對稱主梁結(jié)構(gòu)為半封閉式分離雙箱組合梁截面，對風(fēng)的作用較為敏感。截面寬19.5 m，兩側(cè)高分別為2.14 m和2.36 m，橋面設(shè)計1.5%的單側(cè)橫坡。中幅主梁截面為典型傳統(tǒng)箱梁結(jié)構(gòu)，選取跨中截面最矮梁高3.06 m，梁底寬8 m，梁頂兩側(cè)翼緣板間距15.14 m，1.5%的雙向橫坡。本研究以1∶70的比例建立不考慮橋梁上部設(shè)施的原始截面二維計算模型以模擬低雷諾數(shù)效應(yīng)，如圖2所示。

圖1 三幅鄰近橋梁Fig.1 Adjacent three sparated deck bridges

圖2 計算模型斷面及尺寸(單位：mm)Fig.2 Geometrical parameters of typical sections in numerical model(Unit：mm)

采用CFD數(shù)值模擬時，流場的網(wǎng)格劃分，特別是近壁面的網(wǎng)格系統(tǒng)將直接影響到分析結(jié)果的精度和效率。在三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)的CFD流場模擬時，外部遠(yuǎn)壁面流場采用疏密過渡明顯的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分以提高計算效率，而在近壁面流場則單獨創(chuàng)建Block進(jìn)行細(xì)致整齊的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分以保證數(shù)值模擬的計算精度，近壁面流場與外部流場通過過渡網(wǎng)格進(jìn)行連接。法向離主梁截面最近的第一層網(wǎng)格高度為2×10-6m，且法向增長率為1.1。對于計算域外邊界，入口處采用速度入口邊界條件，

水平向速度為10 m/s，對應(yīng)的雷諾數(shù)為9.1×104，垂直向的速度為零。出口處采用壓力出口邊界條件，即沿出口的法線方向，壓力梯度等于零。主梁表面，采用無滑移邊界條件，速度為零。在網(wǎng)格系統(tǒng)尺寸設(shè)置上，參考文獻(xiàn)[9,15]，以三幅截面中最大梁頂寬度B1(278.6 mm)和最大梁高D0(43.7 mm)為設(shè)計參考，入風(fēng)口距中幅主梁截面形心的距離為8B1，出風(fēng)口距中幅主梁截面形心的距離為24B1，上下壁面距中幅主梁截面形心30D0，計算域總面積為32B1×60D0。三幅鄰近橋梁彼此的形心間距按照工程實際并按比例縮尺設(shè)置為0.338 m，且固定不變；中幅箱梁在高程方向上變化的參照值類比文獻(xiàn)[7,9]中間距變化的參照建議，將中幅橋梁和兩側(cè)對稱組合梁的形心高差H與中幅箱梁梁高D0的比值H/D0定義為高差比，結(jié)合大量工程實際情況同時考慮科學(xué)研究的意義，文中的高差比H/D0變化范圍選取為-2～+2。網(wǎng)格劃分完畢后，計算初始總網(wǎng)格數(shù)為288 831。三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)基本數(shù)值模型計算域及邊界條件示意圖和三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)計算網(wǎng)格劃分結(jié)果示意圖如圖3、圖4所示。

圖3 三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)基本數(shù)值模型計算域及邊界條件Fig.3 Computational domain and boundary condition of basic numerical model of three bridges

圖4 三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)計算網(wǎng)格Fig.4 Computational grid of adjacent three separated deck bridges

本研究參考文獻(xiàn)[13]，采用SSTk-ω湍流模型，該模型綜合了k-ω模型和標(biāo)準(zhǔn)k-ω模型對不同類型雷諾數(shù)流動的模擬優(yōu)勢，提高了模型穩(wěn)定性。對于二維非定常不可壓縮流，SSTk-ω湍流模型的運輸方程為

(1)

(2)

其中：Γk和Γω分別為k和ω的有效擴(kuò)散率；Gk和Gω為由平均梯度引起的k和ω的生成項；Yk和Yω分別為湍流引起的k和ω的耗散；Dω為交叉擴(kuò)散項。

計算時N-S方程組的對流項通過二階迎風(fēng)格式離散，用二階隱式方法實現(xiàn)時間推進(jìn)，使用SIMPLEC方法實現(xiàn)速度壓力耦合。

連續(xù)方程：

(3)

動量方程：

(4)

(5)

其中：ρ為流體密度，μ為流體黏性系數(shù)，u及v分別為流體x方向和y方向的二維速度矢量，p為流體壓力。

首先采用穩(wěn)態(tài)計算，迭代得到相對穩(wěn)定的計算結(jié)果后再將其做為初始值進(jìn)行瞬態(tài)計算，每一子步最大迭代步為100步，動量方程和湍流方程殘差控制在1×10-4以內(nèi)。

1.2 模擬參數(shù)的無關(guān)性檢測

數(shù)值計算前以基本的數(shù)值模型為基礎(chǔ)，分別進(jìn)行網(wǎng)格類型及計算時間步長的無關(guān)性檢查。近壁面網(wǎng)格分別采用結(jié)構(gòu)化過渡網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)化三角形細(xì)密過渡網(wǎng)格進(jìn)行劃分，法向網(wǎng)格高度增長率為1.1～1.5，法向最近一層網(wǎng)格高度取1×10-6～6×10-6m，時間步長選取1×10-5～1×10-4s。檢測結(jié)果發(fā)現(xiàn)，采用結(jié)構(gòu)化過渡網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)化三角形細(xì)密過渡網(wǎng)格進(jìn)行劃分，在小風(fēng)攻角下，法向網(wǎng)格高度增長率為1.1～1.5、法向最近一層網(wǎng)格高度取1×10-6～4×10-6m時，三分力系數(shù)均較為接近。當(dāng)時間步長大于8×10-5s時，中幅橋梁及兩側(cè)對稱橋梁脫渦均不明顯；當(dāng)時間步長處于1×10-5～7×10-5s時，中幅橋梁脫渦現(xiàn)象明顯且穩(wěn)定，兩側(cè)對稱橋梁沒有明顯脫渦現(xiàn)象。兩種網(wǎng)格系統(tǒng)計算結(jié)束后三幅主梁截面的網(wǎng)格首層節(jié)點到無滑移近壁面的無量綱距離y+值均小于1，符合SSTk-ω模型的計算要求。另外，為了排除尺寸效應(yīng)對于文中研究對象在CFD數(shù)值模擬中計算精度的影響，本研究同時建立了足尺比例的二維CFD數(shù)值計算模型，并對單幅主梁工況和特征工況H/D0=0,±2進(jìn)行了驗算。結(jié)果表明：對于3個單幅主梁的工況，縮尺和足尺的CFD數(shù)值模擬結(jié)果差別很小；對于H/D0=0,±2的三幅鄰近主梁工況，各主梁的阻力和升力系數(shù)與縮尺數(shù)值模型的差距不足5%，說明針對文中的研究對象，按照相應(yīng)規(guī)范采用1∶70的縮尺比例進(jìn)行研究是可靠的。故本研究最終選取計算效率較高的1∶70的縮尺比例的近壁面結(jié)構(gòu)化過渡網(wǎng)格(如圖5所示，法向最近一層網(wǎng)格高度取2×10-6m，法向網(wǎng)格高度增長率為1.1，時間計算步長取2×10-5s)來對后續(xù)模型進(jìn)行CFD數(shù)值模擬分析。

圖5 三幅鄰近橋梁近壁面網(wǎng)格系統(tǒng)Fig.5 Computional grid near wall of adjacent three separated deck bridges

2 數(shù)值分析

文中首先進(jìn)行各主梁截面在相同的網(wǎng)格系統(tǒng)及邊界條件下的單獨模擬計算，發(fā)現(xiàn)兩側(cè)對稱帶風(fēng)嘴截面氣動力穩(wěn)定且沒有發(fā)生脫渦現(xiàn)象。中間箱梁從尾跡的瞬時風(fēng)壓等值線(圖6)可以看出發(fā)生明顯的脫渦現(xiàn)象，由單幅箱梁的升力時程曲線(圖7)可以看出脫渦現(xiàn)象基本穩(wěn)定，此時升力系數(shù)均值為0.554 3。

圖6 單獨中幅箱梁的瞬時風(fēng)壓等值線Fig.6 Instantaneous wind pressure contour of single middle bridge

圖7 單獨中間箱梁的升力系數(shù)時程曲線Fig.7 Time history curve of lift coefficient of single middle bridge

隨后對中幅橋梁和兩側(cè)對稱組合梁的形心高差與中幅箱梁梁高比值H/D0=0,±2的三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬。由尾跡的瞬時風(fēng)壓等值線(圖8)可知，當(dāng)H/D0=0,±2時上游截面并無明顯脫渦發(fā)生，中幅箱梁截面發(fā)生明顯脫渦現(xiàn)象并對下游截面產(chǎn)生渦激擾動。根據(jù)三幅鄰近主梁截面在H/D0=0時的升力系數(shù)時程曲線及阻力系數(shù)時程曲線(圖9)可以發(fā)現(xiàn)，三幅截面的氣動力系數(shù)波動基本趨于穩(wěn)定，下游截面的氣動力系數(shù)振幅最大，中幅截面次之，這與文獻(xiàn)[9]中的雙幅等高鄰近矩形截面橋梁在凈間距比D/B=0.5時發(fā)生脫渦的氣動響應(yīng)規(guī)律類似。上游截面由于受脫渦干擾最小，故其氣動力系數(shù)波動最小，但仍存在小幅波動。

圖8 H/D0=0,±2時三幅鄰近橋梁的瞬時風(fēng)壓等值線圖Fig.8 Instantaneous wind pressure contour of adjacent three separated deck bridges(H/D0=0,±2)

圖9 H/D0=0時三幅鄰近橋梁的氣動力系數(shù)時程曲線Fig.9 Time history curves of aerodynamic coefficient of adjacent three separated deck bridges(H/D0=0)

3 靜力系數(shù)風(fēng)洞試驗

為了對文中數(shù)值計算結(jié)果的準(zhǔn)確性進(jìn)行初步探討，繼續(xù)在邊界層風(fēng)洞進(jìn)行了風(fēng)洞試驗。該風(fēng)洞洞

體由動力段、擴(kuò)散段、收縮段、試驗段、穩(wěn)定段等部分組成。動力系統(tǒng)由功率250 kW的交流電機(jī)變頻驅(qū)動，其系統(tǒng)控制、數(shù)據(jù)采集全部自動化實現(xiàn)。風(fēng)洞試驗段長24 m，模型試驗區(qū)橫截面寬5.4 m、高3 m，試驗段后端配置直徑4 m的轉(zhuǎn)盤，試驗段風(fēng)速0～30 m/s連續(xù)可調(diào)。風(fēng)洞流通性較好，空置風(fēng)洞在風(fēng)速20 m/s下截面風(fēng)速不均勻性小于1.5%，湍流強(qiáng)度小于0.5%。

風(fēng)洞試驗節(jié)段模型的制作綜合考慮數(shù)值計算的雷諾數(shù)效應(yīng)及實際實驗的條件和準(zhǔn)確性，參照《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》(JTG/T- 3360- 01—2018)中對于風(fēng)洞試驗節(jié)段模型的縮尺比例要求，設(shè)計為1∶70的縮尺模型，豎向立于測力天平上，模型測量段長1 m(大于3倍梁寬)，測量段頂部設(shè)置端板來減小端部繞流誤差，底部設(shè)置20 cm長補(bǔ)償段以抵消地板的邊界效應(yīng)，測力模型如圖10所示。

圖10 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗Fig.10 Wind tunnel test of bridge section-model

測力實驗在均勻流場中進(jìn)行，測力風(fēng)速取10 m/s，實驗選取了各單幅橋梁節(jié)段模型及三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)中高差比絕對值最小為0和最大為2的共6個工況進(jìn)行了三分力測定，每個工況測力時間1～2 min，采樣頻率為300 Hz，測量結(jié)果及數(shù)據(jù)對比如表1所示。

表1 三幅主梁截面靜力系數(shù)氣動干擾因子Table 1 IF of aerodynamic coefficient for adjacent three separated deck bridges

其中，三幅鄰近橋梁氣動力系數(shù)干擾因子分別定義為

IFi=Ci(α)/Csi(α),

其中，i=w，m，l時分別對應(yīng)上游主梁、中間主梁和下游主梁，Ci(α)為三幅上游主梁、中間主梁和下游主梁的氣動力系數(shù)，Csi(α)為單幅上游主梁、中間主梁和下游主梁的氣動力系數(shù)，α為風(fēng)攻角。

由風(fēng)洞試驗結(jié)果可以看出，在工程實際間距下，不同高差比下各主梁的阻力系數(shù)干擾因子均小于1，說明阻力系數(shù)均表現(xiàn)為縮小效應(yīng)。其中，上游橋梁在H/D0=+2時阻力系數(shù)的縮小效應(yīng)最明顯；中間橋梁在H/D0=0時阻力系數(shù)的縮小效應(yīng)最明顯；下游橋梁在H/D0=-2時阻力系數(shù)的縮小效應(yīng)最明顯。在工程實際間距下，不同高差比下各主梁的升力系數(shù)干擾效應(yīng)較為復(fù)雜，其中上游和下游主梁的升力方向出現(xiàn)變化，中間主梁的升力方向沒有變化但升力系數(shù)在H/D0=0時縮小效應(yīng)最明顯，具體干擾規(guī)律本研究在后續(xù)的參數(shù)數(shù)值分析中繼續(xù)進(jìn)行深入探討。

由風(fēng)洞試驗與數(shù)值計算結(jié)果對比可知，三幅臨近橋梁結(jié)構(gòu)的氣動干擾效應(yīng)明顯，數(shù)值計算結(jié)果基本與實驗結(jié)果吻合，且靜力系數(shù)干擾因子趨勢基本一致，最大誤差均在30%附近。數(shù)值計算結(jié)果與風(fēng)洞試驗誤差較大的原因主要是：①CFD數(shù)值計算中的湍流模型本身具有一定的計算誤差；②風(fēng)洞實驗過程中存在一定的測量誤差和模型安裝制造誤差；③文中為了提高計算效率均采用二維數(shù)值計算模型，忽略了新橋模型大量橫隔板對實驗的細(xì)節(jié)影響；④三幅鄰近結(jié)構(gòu)的氣動干擾問題較為復(fù)雜，文中選取的現(xiàn)有湍流模型在模擬復(fù)雜的氣動干擾問題時可能存在一定局限性。在下一步的工作中，一方面可以通過對于部分風(fēng)洞試驗結(jié)果的適當(dāng)重復(fù)、控制節(jié)段模型的制作誤差以及進(jìn)行多個不同風(fēng)速下的測力實驗來提高風(fēng)洞試驗整體的測量精度；另一方面，在CFD數(shù)值模擬中可以考慮通過建立三維數(shù)值模型和改進(jìn)湍流模型運輸方程的方式來提高多幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)的氣動干擾計算在數(shù)值模擬研究中的精度。

4 參數(shù)數(shù)值分析

為了進(jìn)一步細(xì)化探究各主梁氣動力系數(shù)在-2≤H/D0≤2范圍內(nèi)隨高差比變化的規(guī)律，本研究繼續(xù)選取H/D0=±0.1，±0.25，±0.5，±0.75，±1的三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬。模擬發(fā)現(xiàn)：當(dāng)H/D0=±0.1時，上游截面并無明顯脫渦發(fā)生，中幅箱梁截面發(fā)生明顯脫渦現(xiàn)象并對下游截面產(chǎn)生渦激擾動，其干擾現(xiàn)象與H/D0=0時十分接近。當(dāng)H/D0=±0.25，±0.5，-0.75時，中幅箱梁截面的脫渦現(xiàn)象得到明顯抑制，整體氣動力趨于穩(wěn)定，無明顯的脫渦現(xiàn)象；當(dāng)H/D0=+0.75，±1，±2時，中幅箱梁截面下游流場又出現(xiàn)穩(wěn)定的脫渦現(xiàn)象，對上下游截面產(chǎn)生一定的渦激擾動。對于這種下游截面由于高差作用對上游截面造成氣動干擾并抑制上游截面脫渦的現(xiàn)象，文獻(xiàn)[13]中對于三圓柱截面的CFD數(shù)值模擬在三圓柱近距離時也有出現(xiàn)。限于篇幅，文中只列出典型的H/D0=±0.5的瞬時風(fēng)壓等值線，如圖11所示。

圖11 三幅鄰近橋梁的瞬時風(fēng)壓等值線(H/D0=±0.5)Fig.11 Instantaneous wind pressure contour of adjacent three separated deck bridges(H/D0=±0.5)

關(guān)于中間主梁在不同高差比下脫渦被抑制的原因，結(jié)合三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)的瞬時風(fēng)速等值線及跡線說明如下。限于篇幅，文中只列出具有代表性的H/D0=0，±0.5，±2的瞬時風(fēng)速等值線(圖12)。當(dāng)H/D0=0，±0.1時，中幅箱梁尾跡流場剛好由風(fēng)嘴前端分流至下游截面的頂?shù)變蓚?cè)，當(dāng)箱梁尾部頂?shù)變啥说男郎u交替脫落時，可以順利由風(fēng)嘴前端被分流至頂?shù)?，產(chǎn)生持續(xù)穩(wěn)定的交替脫渦現(xiàn)象；而當(dāng)H/D0=±0.25，±0.5，-0.75時，中幅箱梁頂?shù)锥说男郎u會被箱梁頂?shù)讉?cè)的流線和下游截面風(fēng)嘴單側(cè)的流線交匯鎖死在一個相對狹小的空間內(nèi)，從而不易發(fā)生穩(wěn)定規(guī)律的交替脫渦現(xiàn)象；當(dāng)H/D0逐漸增大之后，下游截面風(fēng)嘴的單側(cè)干擾效應(yīng)逐漸減小，故中幅箱梁截面又會出現(xiàn)穩(wěn)定規(guī)律的交替脫渦。

圖12 不同高差比下三幅鄰近橋梁的瞬時風(fēng)速等值線Fig.12 Instantaneous wind speed contour and path line of adjacent three separated deck bridges

本研究針對各工況氣動力系數(shù)時程曲線，繼續(xù)定義了各相關(guān)氣動力時程參數(shù)，并按照式(6)-(8)對數(shù)據(jù)進(jìn)行了處理。其中，阻力系數(shù)時程CD(t)和升力系數(shù)時程CL(t)分別定義為

(6)

(7)

氣動力系數(shù)平均值CD,L(mean)定義為

(8)

其中：CD(t)和CL(t)為氣動力系數(shù)時程，F(xiàn)D(t)和FL(t)為氣動力時程，ρ為空氣密度，U∞為模型遠(yuǎn)前方來流風(fēng)速，t為采樣時間，i為采樣點，N為截取多個氣動力呈穩(wěn)定規(guī)律周期內(nèi)的采樣點總數(shù)。繼而得到不同高差比下的各主梁截面的氣動力系數(shù)均值并與各自單獨的氣動力系數(shù)進(jìn)行比較分析,如圖13所示。

圖13 不同高差比下的三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)氣動力系數(shù)均值Fig.13 Mean value of aerodynamic coefficients of adjacent three separated deck bridges under different altitude ratio

上游主梁截面由于受到中間箱梁上游翼緣板下側(cè)高風(fēng)壓區(qū)的干擾(如圖8和圖11所示)，其阻力系數(shù)均值整體均小于單幅截面阻力系數(shù)。當(dāng)中間箱梁處于兩側(cè)組合梁上方并逐漸接近兩側(cè)組合梁時，中間箱梁受遮擋效應(yīng)增強(qiáng)，其上游翼緣板下側(cè)高風(fēng)壓區(qū)的壓力也逐漸減小，對于上游橋梁干擾性

減弱導(dǎo)致其阻力系數(shù)逐漸增大；當(dāng)中間箱梁處于兩側(cè)組合梁下方并逐漸遠(yuǎn)離兩側(cè)組合梁時，中間箱梁受遮擋效應(yīng)減弱，其上游翼緣板下側(cè)高風(fēng)壓區(qū)的壓力也逐漸增強(qiáng)，對于上游橋梁干擾性增強(qiáng)導(dǎo)致其阻力系數(shù)逐漸減??；當(dāng)中間箱梁與兩側(cè)組合梁距離更大時，對于上游橋梁干擾性又會減弱導(dǎo)致其阻力系數(shù)逐漸增大并趨于單幅時的阻力系數(shù)水平。上游主梁截面升力系數(shù)整體均高于單幅截面的升力系數(shù)，其在中間箱梁處于兩側(cè)組合梁下方時變化平緩，此時氣動干擾效應(yīng)對升力系數(shù)影響的敏感性較差，在中間箱梁與兩側(cè)組合梁形心接近齊平時升力系數(shù)最小。當(dāng)中間箱梁處于兩側(cè)組合梁上方并逐漸遠(yuǎn)離兩側(cè)組合梁時，其升力系數(shù)逐漸增大。這與文獻(xiàn)[15]中0°風(fēng)攻角下雙幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)上游截面隨高差變化的氣動響應(yīng)規(guī)律相似。

中間箱梁截面在與兩側(cè)組合梁形心接近齊平時受上游截面遮擋效應(yīng)阻力最小。隨著與兩側(cè)組合梁豎向距離的增大，其阻力系數(shù)逐漸增大并接近單幅箱梁的阻力系數(shù)。中間箱梁截面升力系數(shù)整體均小于單幅截面升力系數(shù)，其在形心與兩側(cè)組合梁截面形心接近齊平時最小，隨著與兩側(cè)組合梁截面形心距離增大整體趨于增大并逐漸接近單幅截面的升力系數(shù)，在高差比-0.75之后，截面恢復(fù)脫渦且升力系數(shù)有小幅下降。

下游截面阻力系數(shù)均值整體均小于單幅截面阻力系數(shù)。在中間箱梁形心與兩側(cè)組合梁形心距離很近時，由于受到中幅箱梁截面的脫渦干擾阻力系數(shù)較大。隨著中間箱梁與兩側(cè)組合梁截面距離增大，下游截面的阻力系數(shù)整體趨于減小，在較遠(yuǎn)距離時阻力系數(shù)回升并趨向單幅截面阻力系數(shù)方向發(fā)展，但仍會受到上游組合梁截面的氣動干擾。由三幅鄰近橋梁的瞬時風(fēng)壓等值線(如圖8和圖11所示)可知，當(dāng)中幅截面位于下游截面上方時，下游截面上游側(cè)風(fēng)嘴下側(cè)出現(xiàn)高風(fēng)壓；當(dāng)中幅截面位于下游截面下方時，下游截面上游側(cè)風(fēng)嘴上側(cè)出現(xiàn)高風(fēng)壓，故下游截面升力系數(shù)整體隨高差比由負(fù)至正逐漸增加，這同樣與文獻(xiàn)[15]中0°風(fēng)攻角下雙幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)下游截面隨高差變化的氣動響應(yīng)規(guī)律相似。

5 結(jié)論與展望

針對三幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)，模擬了不同高差比(H/D0)情況下三主梁的氣動力，并與前人雙幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)研究以及文中的風(fēng)洞試驗結(jié)果進(jìn)行比較，得到了如下結(jié)論：

(1)當(dāng)H/D0在-0.1～0.1時，中幅箱梁截面穩(wěn)定交替脫渦并對上下游主梁截面產(chǎn)生渦激干擾；當(dāng)H/D0在-0.1～-0.75和0.1～0.5時，下游主梁截面會對中幅箱梁截面脫渦現(xiàn)象產(chǎn)生抑制作用；當(dāng)H/D0絕對值較大時，中幅箱梁截面恢復(fù)穩(wěn)定交替脫渦并繼續(xù)對上下游主梁截面產(chǎn)生渦激干擾。

(2)上游斜拉橋主梁截面阻力系數(shù)整體小于單幅截面阻力系數(shù)，隨著中間箱梁由兩側(cè)組合梁下方向上移動，上游主梁截面阻力系數(shù)呈減小-增大-減小-增大的變化規(guī)律。上游主梁截面升力系數(shù)整體均高于單幅截面的升力系數(shù)，其在中間箱梁處于兩側(cè)組合梁下方時變化平緩，在中間箱梁與兩側(cè)組合梁形心接近齊平時升力系數(shù)最小。當(dāng)中間箱梁處于兩側(cè)組合梁上方并逐漸遠(yuǎn)離兩側(cè)組合梁時，其升力系數(shù)逐漸增大。

(3)下游斜拉橋截面阻力系數(shù)整體均小于單幅截面阻力系數(shù)。在中間箱梁形心與兩側(cè)組合梁形心距離較近時，阻力系數(shù)較大。隨著中間箱梁與兩側(cè)組合梁截面距離增大，下游截面的阻力系數(shù)整體趨于減小，在較遠(yuǎn)距離時阻力系數(shù)回升并趨向單幅截面阻力系數(shù)方向發(fā)展，但仍會受到上游組合梁截面的氣動干擾。下游截面升力系數(shù)整體隨高差比由負(fù)至正整體逐漸增加，且在正高差比時趨于平緩。

(4)由風(fēng)洞試驗與數(shù)值計算結(jié)果對比可知，三幅臨近橋梁結(jié)構(gòu)的氣動干擾效應(yīng)明顯，數(shù)值計算結(jié)果基本與實驗結(jié)果吻合，且靜力系數(shù)趨勢基本一致。

(5)在含有鈍體箱梁結(jié)構(gòu)和帶風(fēng)嘴形截面的雙幅或多幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)的設(shè)計和建造過程中，可以通過控制上下游橋梁的高差來抑制鈍體非流線型截面脫渦，從而達(dá)到預(yù)防橋梁系統(tǒng)發(fā)生渦激振動的目的。

(6)數(shù)值計算結(jié)果與風(fēng)洞試驗存在誤差的原因比較復(fù)雜。風(fēng)洞試驗過程中本身存在一定的測量誤差和模型安裝制造誤差。為了提高計算效率，本文均采用二維數(shù)值計算模型，忽略了新橋模型大量橫隔板對實驗的細(xì)節(jié)影響。另外，三幅鄰近結(jié)構(gòu)的氣動干擾問題較為復(fù)雜，本研究選取的現(xiàn)有湍流模型在模擬復(fù)雜的氣動干擾問題時可能存在一定局限性。在下一步的工作中，一方面可以通過對于部分風(fēng)洞試驗結(jié)果的適當(dāng)重復(fù)、控制節(jié)段模型的制作誤差以及進(jìn)行多個不同風(fēng)速下的測力實驗來提高風(fēng)洞試驗整體的測量精度；另一方面，在CFD數(shù)值模擬中可以考慮通過建立三維數(shù)值模型和改進(jìn)湍流模型運輸方程的方式來提高多幅鄰近橋梁結(jié)構(gòu)的氣動干擾計算在數(shù)值模擬研究中的精度。