詹鎧臻，劉功毫，袁志群，王兆樑，林 立

(1.廈門(mén)市公路橋隧維護(hù)與應(yīng)急中心，福建 廈門(mén) 361009;2.廈門(mén)中平公路勘察設(shè)計(jì)院有限公司，福建 廈門(mén) 361000;3.廈門(mén)理工學(xué)院，福建 廈門(mén) 361024;4.廈門(mén)市公路事業(yè)發(fā)展中心，福建 廈門(mén) 361000)

0 引言

跨海大橋是構(gòu)建現(xiàn)代化交通運(yùn)輸體系的重要基礎(chǔ)設(shè)施，能顯著縮短通行距離，為促進(jìn)地方經(jīng)濟(jì)快速發(fā)展提供便捷，與此同時(shí)，也帶來(lái)了許多安全與社會(huì)問(wèn)題。強(qiáng)風(fēng)或臺(tái)風(fēng)會(huì)誘發(fā)橋上汽車(chē)行駛穩(wěn)定性發(fā)生變化[1-2]，導(dǎo)致汽車(chē)發(fā)生側(cè)偏、橫擺、側(cè)滑甚至側(cè)翻事故，國(guó)內(nèi)外已報(bào)道多起大型橋梁風(fēng)致行車(chē)安全事故，引起國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者的廣泛關(guān)注[3-4]。

跨海大橋所處位置地勢(shì)開(kāi)闊，距離海面較高，受地形及建筑遮擋作用小，導(dǎo)致橋面的風(fēng)速比地面更大。此外，橋梁截面以及橋面附屬構(gòu)造產(chǎn)生的繞流會(huì)進(jìn)一步增大橋面風(fēng)速，這些因素會(huì)增加汽車(chē)氣動(dòng)力，嚴(yán)重影響橋上的行車(chē)安全[5-6]。為避免強(qiáng)風(fēng)或臺(tái)風(fēng)氣候下橋上交通事故的發(fā)生，一方面，交通管理部門(mén)采取限制車(chē)速或者限制通行的措施，但國(guó)內(nèi)限制車(chē)速或限制通行的標(biāo)準(zhǔn)并未完全統(tǒng)一。相關(guān)研究從不同角度、采用不同研究方法給出了不同的橋梁行車(chē)安全建議[7-8]，但從汽車(chē)高速氣動(dòng)穩(wěn)定性角度進(jìn)行分析與預(yù)判的研究工作較少；另一方面，橋梁設(shè)計(jì)與管理部門(mén)通過(guò)在橋面兩側(cè)加裝擋風(fēng)屏障來(lái)降低橋面風(fēng)速，以提高安全行車(chē)車(chē)速，但關(guān)于擋風(fēng)屏障對(duì)汽車(chē)高速氣動(dòng)穩(wěn)定性的影響并未作相關(guān)分析[9-11]，厘清擋風(fēng)障對(duì)汽車(chē)側(cè)風(fēng)穩(wěn)定性的影響機(jī)理是進(jìn)行橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵問(wèn)題[12-13]。

因此，現(xiàn)有的橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)措施及通行管理決策，既有可能過(guò)低地預(yù)估強(qiáng)/臺(tái)風(fēng)氣候下的橋梁通行能力，造成交通資源的浪費(fèi)，也有可能過(guò)高地評(píng)價(jià)橋上行車(chē)安全，埋下交通安全隱患。本研究通過(guò)建立典型廂式貨車(chē)橋上行車(chē)的側(cè)風(fēng)氣動(dòng)模型和系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，采用單向耦合方法從汽車(chē)操縱穩(wěn)定性角度科學(xué)評(píng)估強(qiáng)風(fēng)載荷下的行車(chē)安全問(wèn)題，采用風(fēng)洞試驗(yàn)方法提出橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)方案并進(jìn)行分析驗(yàn)證，研究成果可為橋梁交通管控和抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供理論參考。

1 橋上行車(chē)的側(cè)風(fēng)氣動(dòng)模型構(gòu)建與分析

本研究以廈門(mén)市某在用的雙向六車(chē)道分離式橋梁為研究對(duì)象，其為變截面箱梁形式，橋梁行車(chē)道寬度為3.5 m。跨海大橋上車(chē)型眾多，貨車(chē)是最常見(jiàn)的容易發(fā)生風(fēng)致行車(chē)安全事故的車(chē)型，因此，本研究以廂式貨車(chē)為研究對(duì)象開(kāi)展橋上車(chē)輛的風(fēng)致行車(chē)安全研究，貨車(chē)在橋梁迎風(fēng)側(cè)的第一車(chē)道(慢車(chē)道)行駛，如圖1所示。

圖1 橋上行車(chē)的幾何模型Fig.1 Geometric model of vehicle driving on bridge

在橋上行使時(shí)，汽車(chē)與橋梁發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，風(fēng)與汽車(chē)和橋面發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，因此，采用橫擺模型法、合成風(fēng)法以及正交風(fēng)法無(wú)法真實(shí)再現(xiàn)橋上行車(chē)時(shí)的氣動(dòng)工況，本研究采用重疊網(wǎng)格法進(jìn)行側(cè)風(fēng)氣動(dòng)特性分析[14]，獲取橋上車(chē)輛在不同工況下的氣動(dòng)六分力，橋上行車(chē)計(jì)算方法如圖2所示。

圖2 橋上行車(chē)的側(cè)風(fēng)計(jì)算方法示意圖Fig.2 Crosswind calculation method for vehicle driving on bridge

計(jì)算域建立方法及網(wǎng)格離散方法參考《T/CSAE 112—2019乘用車(chē)空氣動(dòng)力學(xué)仿真技術(shù)規(guī)范》，車(chē)身和橋面網(wǎng)格為三角形面網(wǎng)格，體網(wǎng)格為切割體和棱柱網(wǎng)格，計(jì)算域網(wǎng)格1 200萬(wàn)左右，如圖3所示。采用運(yùn)動(dòng)的從域模擬汽車(chē)運(yùn)動(dòng)速度v，根據(jù)廈門(mén)市跨海大橋貨車(chē)限行車(chē)速，設(shè)置為80 km/h，主域的迎風(fēng)面為側(cè)風(fēng)入口，模擬側(cè)風(fēng)的大小，研究中設(shè)置為25 m/s(10級(jí)風(fēng))，主域的背風(fēng)面和左右面為壓力出口，相對(duì)大氣壓力為0，其他邊界為壁面邊界。計(jì)算采用大渦模擬方法(LES)，相比雷諾時(shí)均法計(jì)算精度更高，已廣泛應(yīng)用于汽車(chē)外流場(chǎng)計(jì)算[15-16]。

圖3 橋上行車(chē)的計(jì)算域網(wǎng)格Fig.3 Computational domain grid of vehicle driving on bridge

采用上述方法計(jì)算得到車(chē)速為80 km/h、側(cè)向風(fēng)速為25 m/s工況下橋上行駛貨車(chē)的氣動(dòng)數(shù)據(jù)。圖4所示為YZ截面速度云圖，高速氣流直接作用在廂式貨車(chē)上，在迎風(fēng)面受到阻滯，速度降為0，在貨箱頂部前沿和底部存在氣流加速區(qū)，貨箱上沿和背風(fēng)側(cè)有大量的氣流分離區(qū)。此外，由于貨車(chē)以及橋梁截面擾流的影響，橋面上不同車(chē)道的速度分布并不一致。圖5所示為貨車(chē)迎風(fēng)面壓力分布云圖，與無(wú)側(cè)風(fēng)工況存在較大差異，迎風(fēng)面壓力明顯高于車(chē)頭前部壓力，并且最大正壓區(qū)處于貨車(chē)前部，使得風(fēng)壓中心前移，不利于行車(chē)安全。

圖4 YZ截面速度云圖Fig.4 Nephogram of velocity on YZ cross-section

圖5 貨車(chē)迎風(fēng)側(cè)車(chē)身表面壓力云圖Fig.5 Nephogram of pressure on truck surface at windward side

2 動(dòng)力學(xué)模型構(gòu)建與風(fēng)致行車(chē)安全評(píng)價(jià)

為了得到橋上貨車(chē)在強(qiáng)風(fēng)載荷作用下的安全行車(chē)速度，建立風(fēng)險(xiǎn)函數(shù)fG，定義方法如式(1)和圖6所示。

圖6 行車(chē)安全風(fēng)險(xiǎn)函數(shù)定義方法Fig.6 Defining method of traffic safety risk function

(1)

式中，EZ為汽車(chē)行駛過(guò)程的實(shí)際側(cè)向位移；EZmax為允許的最大側(cè)向位移，與道路寬度和車(chē)身寬度有關(guān)。當(dāng)EZ/EZmax≤0.9時(shí)，風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)fG隨著EZ增加基本呈線性增加；當(dāng)EZ/EZmax>0.9時(shí)，風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)fG隨著EZ增加呈拋物線增加。為了保證汽車(chē)在側(cè)向風(fēng)作用下安全行駛，避免貨車(chē)進(jìn)入相鄰車(chē)道引發(fā)交通事故，EZ/EZmax允許的極限值為0.9，當(dāng)超過(guò)0.9后，汽車(chē)極易發(fā)生側(cè)偏事故。

根據(jù)風(fēng)險(xiǎn)函數(shù)fG建立貨車(chē)行車(chē)安全評(píng)價(jià)準(zhǔn)則如下：橋面道路寬度為3.5 m，貨車(chē)車(chē)身寬度為2.4 m，貨車(chē)允許的最大側(cè)向位移EZmax為0.55 m。貨車(chē)正常行駛在車(chē)道中間，當(dāng)貨車(chē)受到橫向風(fēng)作用后，發(fā)生側(cè)偏事故的側(cè)向位移臨界值EZ為0.495 m。當(dāng)側(cè)向位移較小時(shí)，發(fā)生行車(chē)安全事故較低，當(dāng)側(cè)向位移較大時(shí)，發(fā)生行車(chē)安全事故較高。

采用單向耦合方法建立廂式貨車(chē)“空氣動(dòng)力學(xué)-系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)”單向耦合分析模型評(píng)價(jià)貨車(chē)在強(qiáng)風(fēng)載荷下的風(fēng)致行車(chē)安全，廂式貨車(chē)的系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型在Trucksim軟件中建立，如圖7所示，包括車(chē)身、輪胎、轉(zhuǎn)向系統(tǒng)、動(dòng)力系統(tǒng)和懸架系統(tǒng)等模塊，系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)相關(guān)參數(shù)設(shè)置如表1所示，貨車(chē)車(chē)身可以在氣動(dòng)力和氣動(dòng)力矩的作用下發(fā)生俯仰、橫擺以及側(cè)傾運(yùn)動(dòng)。

圖7 廂式貨車(chē)動(dòng)力學(xué)模型Fig.7 Dynamic model of van

表1 廂式貨車(chē)動(dòng)力學(xué)參數(shù)Tab.1 Dynamics parameters of van

為了與實(shí)際行駛工況接近，引入單點(diǎn)預(yù)瞄駕駛員反饋控制模型，駕駛員通過(guò)控制方向盤(pán)使車(chē)輛行駛至前方預(yù)瞄點(diǎn)時(shí)車(chē)輛位置與期望路徑軌跡的橫向偏差盡可能為0[17-18]。仿真總時(shí)長(zhǎng)為10 s，考慮到自然風(fēng)特性，研究中采用階躍陣風(fēng)模型，側(cè)風(fēng)第2 s開(kāi)始作用，第5 s結(jié)束，作用時(shí)間為3 s。路面模型考慮干燥、潮濕以及積水3種情況，對(duì)應(yīng)的路面摩擦系數(shù)μ依次為0.85，0.5，0.35。圖8為廂式貨車(chē)以限行車(chē)速在不同路面工況下的橋上行駛時(shí)，受到風(fēng)速為25 m/s的側(cè)向風(fēng)作用后的側(cè)向位移。

圖8 不同路面工況的側(cè)向位移Fig.8 Lateral displacements under different road conditions

由圖8可知，不同路面工況下的變化趨勢(shì)基本一致，側(cè)向位移隨著車(chē)速的增加而增加，隨著路面粗糙度的降低而增加。在干燥、潮濕以及積水路面上，貨車(chē)以允許的橋梁限行車(chē)速80 km/h行駛時(shí)，在25 m/s 的側(cè)向風(fēng)作用下的最大側(cè)向位移分別為0.644,0.771和1.585 m，均超過(guò)了發(fā)生側(cè)偏事故的側(cè)向位移臨界值0.495 m，雖然在駕駛員的反饋控制下貨車(chē)能回到原來(lái)的直線行駛狀態(tài)，但容易駛?cè)胂噜徿?chē)道，誘發(fā)嚴(yán)重的行車(chē)安全事故。

貨車(chē)車(chē)速降低至50 km/h后，在干燥路面和潮濕路面上的最大側(cè)向位移分別降低為0.38 m和0.44 m，均處于發(fā)生側(cè)偏事故的側(cè)向位移臨界值范圍之內(nèi)，貨車(chē)以該車(chē)速在兩種路面條件下均能保持安全狀態(tài)行駛；在積水路面上，貨車(chē)車(chē)速降低至40 km/h 后的最大側(cè)向位移為0.27 m，處于發(fā)生側(cè)偏事故的側(cè)向位移臨界值范圍之內(nèi)，貨車(chē)以該車(chē)速在該路面下能夠保持安全狀態(tài)行駛。綜上所述，當(dāng)側(cè)向風(fēng)速為25 m/s，廂式貨車(chē)在干燥路面和潮濕路面上的行車(chē)速度為50 km/h以?xún)?nèi)時(shí)，不易發(fā)生側(cè)偏事故。但在積水路面上，應(yīng)降低車(chē)速至40 km/h以下，否則容易發(fā)生側(cè)偏事故。積水路面環(huán)境下提高車(chē)速不僅容易發(fā)生側(cè)偏事故，甚至?xí)a(chǎn)生側(cè)滑，對(duì)行車(chē)安全極為不利。

3 橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)與分析

為了降低橋面風(fēng)速，提高橋上行車(chē)的風(fēng)致行車(chē)安全能力，目前常用的抗風(fēng)方法是在橋梁兩側(cè)加裝擋風(fēng)屏障，研究中設(shè)計(jì)了障條式和板挖孔式兩種結(jié)構(gòu)方案，如圖9所示。采用模型風(fēng)洞試驗(yàn)方法分析了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的擋風(fēng)障方案(共計(jì)13種方案)對(duì)橋面風(fēng)速的影響規(guī)律，具體包括不同孔形、不同高度、不同孔隙率和不同排列方式等，孔形包括板挖方孔、板挖圓孔、板挖橢圓孔以及障條，高度包括1,2,和3 m，孔隙率包括40%，50%和60%。

圖9 不同結(jié)構(gòu)形式和排列方式的擋風(fēng)障設(shè)計(jì)方案Fig.9 Design schemes of windbreak with different structures and arrangements

擋風(fēng)障相關(guān)試驗(yàn)在廈門(mén)理工學(xué)院風(fēng)洞試驗(yàn)室低速試驗(yàn)段完成，其截面尺寸為25 m×6 m×3.6 m，風(fēng)速范圍為0.5～30 m/s，試驗(yàn)段橋梁長(zhǎng)度為1.8 m，截面采用箱梁形式?？绾４髽蚓嚯x海平面有一定距離，在滿(mǎn)足總體阻塞率的情況下，為了與實(shí)際情況更為貼近，箱式橋梁通過(guò)鋼質(zhì)底座與風(fēng)洞地板相連。橋梁箱梁和擋風(fēng)障模型的幾何縮尺比為1∶10，試驗(yàn)阻塞比小于5%，風(fēng)洞試驗(yàn)的來(lái)流速度和橫擺角分別為7.91 m/s和90°。本次風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)量車(chē)道中心線上方0～45 cm高度內(nèi)測(cè)量點(diǎn)的風(fēng)速，以獲取該截面在該工況下的風(fēng)速剖面，測(cè)點(diǎn)從2.5 cm 高度開(kāi)始設(shè)置，每隔2.5 cm設(shè)置1個(gè)測(cè)點(diǎn)，共計(jì)18個(gè)測(cè)點(diǎn)。風(fēng)洞測(cè)速試驗(yàn)采用3臺(tái)眼鏡蛇三維脈動(dòng)風(fēng)速測(cè)量?jī)x，采樣頻率為600 Hz，各測(cè)點(diǎn)采樣時(shí)長(zhǎng)為60 s，風(fēng)速測(cè)點(diǎn)布置及風(fēng)洞現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)如圖10所示。

圖10 測(cè)點(diǎn)布置及風(fēng)洞試驗(yàn)Fig.10 Layout of measuring points and wind tunnel test

采用橋面風(fēng)速折減系數(shù)對(duì)擋風(fēng)障的抗風(fēng)性能進(jìn)行量化評(píng)價(jià)。首先，獲取橋面車(chē)道中心線高度上的平均風(fēng)速剖面圖，然后，根據(jù)矩形風(fēng)剖面和實(shí)際風(fēng)剖面壓力總和相等的等效原則，計(jì)算不同擋風(fēng)障方案下橋面車(chē)道的等效風(fēng)速，最后，無(wú)量綱后即可得到風(fēng)速折減系數(shù)，定義如式(2)所示：

(2)

式中，Zr為橋梁風(fēng)剖面的高度范圍，取值為45 cm；u(z)為車(chē)道中心線上在Z高度處的橫向風(fēng)速值；u0為來(lái)流風(fēng)速。圖11為橋面安裝不同類(lèi)型和參數(shù)的擋風(fēng)障時(shí)，風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)得的平均風(fēng)速剖面圖。

圖11 不同風(fēng)障參數(shù)的風(fēng)速剖面圖Fig.11 Wind speed profiles with different windbreak parameters

由圖11(a)可知，不同擋風(fēng)障類(lèi)型均能不同程度降低橋面風(fēng)速，但障條方案和板挖孔方案的抗風(fēng)效果存在較大差異，在近地面15 cm范圍內(nèi)，板挖孔方案相比障條方案抗風(fēng)效果較好，障條方案在距離橋面10 cm范圍內(nèi)速度明顯高于裸橋；在20～35 cm 范圍內(nèi)，障條方案抗風(fēng)效果較好；板挖孔方案中的圓孔方案效果較佳。方孔、橢圓孔、圓孔以及障條4種方案的車(chē)道1風(fēng)速折減系數(shù)依次為0.646，0.654，0.583和0.662，綜合比較得知，板挖圓孔方案的擋風(fēng)效果較佳。由圖11(b)和圖11(c)可知，孔隙率和高度是影響擋風(fēng)障抗風(fēng)效果的關(guān)鍵參數(shù)，3種孔隙率的圓孔方案擋風(fēng)障對(duì)應(yīng)的車(chē)道1風(fēng)速折減系數(shù)依次為0.466，0.583，0.663，3種不同高度的圓孔方案擋風(fēng)障對(duì)應(yīng)的車(chē)道1風(fēng)速折減系數(shù)依次為0.583，0.745，0.866。減小孔隙率和增加擋風(fēng)障高度都能提高擋風(fēng)障的擋風(fēng)效率，擋風(fēng)障高度對(duì)橋面風(fēng)速的有效遮擋區(qū)域影響較大。橋上車(chē)型眾多，對(duì)于貨車(chē)以及客車(chē)等高大車(chē)型(限高4 m)，為了增加擋風(fēng)障的有效遮擋高度，宜選用3 m高的擋風(fēng)障，為了進(jìn)一步分析擋風(fēng)障對(duì)橋上車(chē)輛高速氣動(dòng)穩(wěn)定性的影響，研究中選取了高度為3 m、孔隙率為40%的板挖圓孔擋風(fēng)障方案進(jìn)行對(duì)比分析，如圖12和圖13所示。

圖12 加裝擋風(fēng)障后YZ截面速度云圖Fig.12 Nephogram of velocity on YZ cross-section after installing bridge windbreak

圖13 加裝擋風(fēng)障后貨車(chē)迎風(fēng)側(cè)車(chē)身表面壓力云圖Fig.13 Nephogram of pressure on truck surface at windward side after installing bridge windbreak

通過(guò)與圖4和圖5對(duì)比可知，加裝擋風(fēng)障后，橋面風(fēng)速顯著降低，貨車(chē)迎風(fēng)面的風(fēng)速顯著減小，貨車(chē)車(chē)身表面的正壓區(qū)域和大小明顯降低，這將極大降低汽車(chē)高速行駛的氣動(dòng)力和氣動(dòng)力矩，提高汽車(chē)的風(fēng)致行車(chē)安全能力。通過(guò)進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，擋風(fēng)障對(duì)降低相鄰橋面的風(fēng)速作用明顯。

采用Q-準(zhǔn)則法對(duì)貨車(chē)車(chē)身周?chē)鷾u系進(jìn)行分析，可進(jìn)一步厘清擋風(fēng)障的抗風(fēng)機(jī)理。Q-準(zhǔn)則法對(duì)湍流中渦的細(xì)節(jié)捕捉更為準(zhǔn)確，圖14為加裝擋風(fēng)障前后貨車(chē)周?chē)鷾u量分布圖，貨車(chē)車(chē)身背風(fēng)側(cè)存在大量的分離渦團(tuán)，是貨車(chē)頂部和底部氣流分離拖曳所致，由于汽車(chē)運(yùn)動(dòng)和側(cè)風(fēng)的雙重作用，導(dǎo)致了如圖所示的脫落渦方向。加裝擋風(fēng)障后，貨車(chē)車(chē)身背風(fēng)側(cè)的渦核明顯減少，分離渦拖曳區(qū)域變小，特別是貨箱近壁面區(qū)域，渦核減少導(dǎo)致廂式貨車(chē)車(chē)身周?chē)牧鬟\(yùn)動(dòng)消耗的能量降低。因此，加裝擋風(fēng)障后，貨車(chē)車(chē)身表面的壓力分布發(fā)生明顯變化，氣動(dòng)力和氣動(dòng)力矩降低。

圖15為加裝擋風(fēng)障前后，貨車(chē)以80 km/h車(chē)速行駛時(shí)，在25 m/s的側(cè)向風(fēng)作用下的側(cè)向位移變化曲線對(duì)比。加裝擋風(fēng)障后，貨車(chē)在干燥、潮濕和積水3種路面工況下的側(cè)向位移顯著減小，分別為0.378，0.401，0.434 m，相對(duì)無(wú)擋風(fēng)障時(shí)分別降低了41.3%，47.9%，72.6%。在積水路面，貨車(chē)側(cè)向位移變化趨勢(shì)更為平緩，說(shuō)明駕駛員修正車(chē)輛運(yùn)動(dòng)方向的難度降低。

圖15 安裝擋風(fēng)障前后不同路面條件下的側(cè)向位移Fig.15 Lateral displacements under different road conditions before/after installing bridge windbreak

綜上所述，加裝擋風(fēng)障后，貨車(chē)在強(qiáng)風(fēng)載荷下的安全行車(chē)速度顯著提高，在橋梁允許的限行車(chē)速80 km/h范圍內(nèi)均能安全行車(chē)，并且還具備提速空間。因此，擋風(fēng)障大幅度提高了橋上貨車(chē)的風(fēng)致行車(chē)安全能力。

4 廂式貨車(chē)橋上安全行車(chē)速度分析

根據(jù)研究中前述模型構(gòu)建與評(píng)價(jià)方法，獲取廂式貨車(chē)在不同風(fēng)速等級(jí)、不同路面條件下的安全行車(chē)速度可知，安全行車(chē)速度隨著路面附著條件的降低而降低，隨著風(fēng)速的增加而降低。當(dāng)側(cè)向風(fēng)速等級(jí)為8級(jí)及以?xún)?nèi)時(shí)，通過(guò)駕駛員的合理控制，廂式貨車(chē)可以在橋梁允許的限速范圍內(nèi)(80 km/h)安全行駛；當(dāng)側(cè)向風(fēng)等級(jí)超過(guò)8級(jí)時(shí)，為了保證行車(chē)安全，廂式貨車(chē)需降低車(chē)速行駛，不同風(fēng)速等級(jí)和不同路面條件下的安全行車(chē)速度不同，如表2所示。

表2 安裝擋風(fēng)障前不同風(fēng)速等級(jí)下的安全行車(chē)速度(裸橋)Tab.2 Safe driving speeds under different wind speed levels before installing bridge windbreak (bare bridge)

為了提高強(qiáng)風(fēng)載荷下跨海大橋上廂式貨車(chē)的風(fēng)致行車(chē)安全能力，除了可以通過(guò)降低行車(chē)速度之外，還可以在橋面設(shè)置擋風(fēng)障。加裝擋風(fēng)障后的安全行車(chē)速度極大提高，不同路面條件下，廂式貨車(chē)在6～10級(jí)風(fēng)作用下的安全車(chē)速可以提高到橋梁允許的限行車(chē)速(80 km/h)。

5 結(jié)論

本研究以廂式貨車(chē)為研究對(duì)象，基于汽車(chē)空氣動(dòng)力學(xué)和汽車(chē)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)的單向耦合方法開(kāi)展了橋上行車(chē)的風(fēng)致行車(chē)安全評(píng)價(jià)及橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)方法研究，得到以下結(jié)論：

(1)提出了一種橋上行車(chē)的風(fēng)致行車(chē)安全分析與評(píng)價(jià)方法。構(gòu)建了橋上行駛貨車(chē)的氣動(dòng)分析模型，建立了風(fēng)致行車(chē)安全評(píng)價(jià)準(zhǔn)則，分析了強(qiáng)風(fēng)載荷下不同風(fēng)速等級(jí)和不同路面條件的安全行車(chē)速度。研究成果可為以后橋梁風(fēng)致行車(chē)安全評(píng)估提供參考。

(2)以橋面風(fēng)環(huán)境參數(shù)以及風(fēng)致行車(chē)安全參數(shù)為參考指標(biāo)，提出了一種橋梁擋風(fēng)障抗風(fēng)設(shè)計(jì)的量化評(píng)價(jià)方法。研究成果可為以后橋梁擋風(fēng)障的抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供參考。

(3)分析了常見(jiàn)類(lèi)型的橋梁擋風(fēng)障抗風(fēng)性能，以橋面風(fēng)速剖面圖為參考，板挖孔方案優(yōu)于障條方案，其中板挖圓孔方案較佳；孔隙率、擋風(fēng)障高度對(duì)橋面風(fēng)環(huán)境參數(shù)影響顯著。研究成果可為橋梁擋風(fēng)障的選型和設(shè)計(jì)提供參考。