大间距并列双钝体箱梁气动干扰效应试验研究

为研究气动干扰对大间距并列双钝体箱梁的三分力系数和涡振特性的影响,给这类箱梁静风荷载取值和涡振抗风设计提供参考,根据某并列双钝体箱梁桥跨中断面,制作节段缩尺模型,通过测压和测振风洞试验,测试大间距并列双钝体箱梁的三分力系数和涡振特性,并与单幅钝体箱梁的三分力系数和涡振特性进行对比。结果表明:当1≤D/B≤6(D为双箱梁的净间距,B为单箱梁宽),风攻角为-10°~10°时,气动干扰对并列双钝体箱梁三分力系数的影响表现在下游钝体箱梁上,且主要体现为减小效应;当D/B=3,风攻角为-4°~4°时,气动干扰对下游钝体箱梁的涡振有一定的放大效应,表现为振幅的增大和风速锁定区间长度的变长,与正攻角相比,负攻角时的放大效应更显著。     

气动干扰对分离双扁平箱梁三分力系数的影响

为研究分离双主梁间距及风攻角对分离双扁平箱梁三分力系数气动干扰效应的影响,制作缩尺比为1∶50的分离双扁平箱梁节段模型,进行风洞试验。测试-10°~10°风攻角范围内分离双扁平箱梁在15个不同间距(双箱梁的净间距D与单幅箱梁宽B之比的变化范围为0.025~6)下的三分力系数,并与单幅扁平箱梁的三分力系数进行对比。结果表明:气动干扰对分离双扁平箱梁三分力系数的影响主要表现为对下游箱梁的影响。对阻力系数而言,这种影响主要体现在D/B≤1的间距范围,且表现为减小效应;对升力系数而言,这种影响主要体现在负向风攻角,且表现为减小效应;对扭矩系数而言,这种影响主要体现在大风攻角,在正向和负向大风攻角时分别表现为放大效应和减小效应。     

双幅并行连续刚构桥箱梁断面三分力系数气动干扰效应数值模拟

以咸阳至旬邑高速公路三水河连续刚构桥箱梁桥为依托,采用CFD软件FLUENT计算了主梁跨中及支点断面在不同风攻角、双幅桥间距及有无护栏情况下的风阻力系数,并与相同条件下的单幅桥进行对比,研究了双幅桥风阻力气动干扰效应。结果表明：气动干扰效应对双幅桥风荷载均有影响,总体上随双幅桥间距减小而增大,随结构尺寸增大而增大,而随风攻角的变化规律不明显;上游桥阻力系数干扰因子为0．994～1．147,略大于1或在1附近变化,表明气动干扰效应对上游桥的阻力系数影响较小;下游桥阻力系数干扰因子为-0．356—0．973,变化范围很大,表明气动干扰效应对下游桥的阻力系数影响很大,双幅桥间距较小时来流风对下游桥的作用甚至表现为吸力。     

均匀流场串列双矩形断面涡激振动气动干扰试验

针对串列双矩形断面涡激振动气动干扰问题,在均匀流场下,分别对不同间距比D/B、不同阻尼比条件下上、下游矩形断面涡激振动气动干扰效应进行了风洞试验研究,并将上、下游矩形断面涡激振动锁定区间、涡激共振振幅与单矩形断面进行了对比。结果表明:串列双矩形断面竖向涡激振动锁定区间、上游矩形断面扭转涡激振动锁定区间不因上、下游矩形断面间距比及阻尼比的影响而改变,下游矩形断面扭转涡激振动锁定区间随上、下游矩形断面间距比的变化而略有变化;上、下游矩形断面净间距和阻尼比对上、下游矩形断面竖向涡激及扭转涡激共振振幅有影响;对于上游矩形断面竖向和扭转涡激振动,D/B=0.5时干扰效应达到最大,D/B≥4时气动干扰效应可以忽略;而对于下游矩形断面的竖向和扭转涡激振动,D/B=0.5时干扰效应达到最大,D/B≥7时仍存在气动干扰效应,且表现为抑制作用。     

既有桥梁对新建斜拉桥主梁气动干扰效应的试验研究

为研究既有桥梁对新建斜拉桥主梁的气动干扰效应,以京珠高速改扩建汉江特大桥为背景,进行节段模型测力风洞试验。按1∶50缩尺比制作主梁节段缩尺模型,研究既有桥梁与新建斜拉桥相对位置关系、桥梁间距及风攻角对新建斜拉桥主梁三分力系数的影响。结果表明：既有桥梁对新建桥梁具有明显的气动干扰效应。既有桥梁在上游时,存在明显的遮挡效应,新建桥梁阻力系数整体显著减小;既有桥梁在下游时,新建桥梁阻力系数在正攻角范围内显著减小。升力系数受既有桥梁影响,绝对值整体减小,正攻角时既有桥梁在下游减小更显著。在正攻角范围内,既有桥梁在上游时新建桥梁升力矩系数增大,在下游时则整体减小;在负攻角范围内反之。桥梁间距对阻力系数气动干扰效应的影响突出,间距越大既有桥梁对新建桥梁阻力系数的气动干扰效应相对越小,对升力系数和升力矩系数气动干扰效应的影响较小。     

串列双流线型断面涡激振动气动干扰试验

在均匀流场下,分别对不同间距比D/B、不同阻尼比条件下上、下游流线型断面涡激振动气动干扰进行了风洞试验研究,并将上、下游流线型断面涡激振动锁定区间、涡激振动振幅与单流线型断面进行了对比。结果表明:上、下游流线型断面涡激振动锁定区间不因D/B及阻尼比的影响而改变,上、下游流线型断面D/B和阻尼比对其涡激振动振幅有影响;上游断面涡激振动气动干扰效应主要受D/B的影响,当D/B≤3时,对上游断面涡激振动的干扰效应表现为增大效应;当D/B>3时,对上游断面涡激振动的干扰效应可忽略;下游断面涡激振动气动干扰效应主要受上游断面涡激振动振幅影响,当上游断面振幅较大时,其对下游断面干扰效应主要表现为抑制作用;当上游断面振幅较小时,其对下游断面干扰效应则表现为增大效应;随着双幅断面间距增加,干扰效应逐渐减弱。     

串列钝体三分力系数气动干扰效应数值模拟

为了研究矩形断面、倒直角断面、倒内凹圆弧断面和倒外凸圆弧断面等4种断面的单个和多个钝体存在气动干扰效应的问题,基于有限体积法和SIMPLE算法,对均匀粘性定常流体的雷诺数在亚临界区域的绕流流动进行计算流体动力学(CFD)数值模拟.计算其在不同风攻角、不同倒角尺寸和不同柱体间距情况下的三分力系数,并分析其在不同情况下的气动力系数的变化规律.结果表明:对单个钝体而言,各断面在不同风攻角情况下的阻力系数、升力系数和扭矩系数整体上依照矩形断面、倒直角断面、倒内凹圆弧断面和倒外凸圆弧断面的顺序依次减小,而倒直角断面、倒内凹圆弧断面和倒外凸圆孤断面阻力系数、升力系数和扭矩系数随着倒角尺寸的增大,呈减小的趋势;对这2个钝体而言,由于气动干扰效应,下游钝体无论是在变化趋势上还是在数值大小上和上游钝体相比都发生了较大的变化.     

悬索桥骑跨式吊索驰振气动干扰效应数值分析

针对悬索桥骑跨式吊索四根索股相距较近存在较强的气动干扰效应问题,参照某大跨径悬索桥的吊索参数,对骑跨式吊索四圆柱驰振气动干扰效应问题进行了数值研究,得到了四圆柱的阻力和升力系数及其气动力导数,然后,对在上游钝体尾流中的下游钝体的稳定性进行了分析.结果表明:顺风向上游钝体在风攻角-8°～6°范围内处于不稳定状态,顺风向下游钝体在-6°～0°和4°～6°范围内处于不稳定状态,处于此不稳定区域内的钝体可能会发生驰振.     

气动措施抑制钝体箱梁竖向涡振的风洞试验研究

为研究钝体箱梁发生竖向涡振的内在特性及气动措施抑振的规律,采用风洞试验同步测量箱梁模型的振动位移和表面压力。基于模型各测点的压力时程,综合对比分析压力系数均值与均方差值、局部气动力对总体气动力的相关性与贡献程度。结果显示:钝体箱梁断面发生竖向涡振的根本原因是上游分离的气流使得中、下游脉动压力显著增大,中、下游升力对总体升力具有良好的相关性,且对涡激振动贡献最大;封闭栏杆方式可以抑制钝体箱梁断面的竖向涡振;栏杆阻风率变化会同时改变钝体箱梁上、下表面的压力脉动分布强度,但只能改变其上表面的压力系数均值;气动措施抑振的机理是其削弱了箱梁中、下游的脉动压力强度,破坏了局部升力对总体升力的相关性。     

风障对平行梁桥面风环境的改善作用研究

现阶段山区公路混凝土单箱梁、平行箱梁的风障设置研究存在不足。本研究采用计算流体力学(CFD)中的三维大涡模拟(LES)方法,针对不同风障布置形式下的混凝土单箱梁、不等间距平行箱梁的桥面风环境进行了研究,建立了有限体积模型。研究了来风上下游侧风障对单箱梁桥面风环境的影响,发现在单箱梁来风上游侧布置的风障能够显著降低桥面风速,而在来风下游侧布置的风障则无法起到有效的挡风作用。因此,当平行箱梁间距过大时,来风下游侧的箱梁由于缺乏上游侧风障的保护,桥面风环境恶化。针对这一问题,研究了平行箱梁内侧未加装风障时的桥面风环境,计算了车道平均风速和风速折减系数。研究发现,下游侧箱梁桥面平均风速随着平行箱梁间距的增大而增大;当间距增大到一定程度后,下游侧箱梁由于进入了上游侧箱梁尾流的充分发展区,造成下游侧箱梁桥面平均风速增高、风场紊乱。进一步研究了平行箱梁内侧加装风障后的桥面风环境,发现下风侧箱梁桥面平均风速大幅减小,上游侧梁的尾流涡对下游侧箱梁桥面风环境造成的不利影响也受到了有效的抑制。综上所述,单箱梁下风侧安装的风障不能改善桥面风环境、当平行箱梁间距超过2倍梁宽时,应在平行箱梁内侧加装风障。     

扁平箱梁颤振计算公式中联合折减系数的量化研究

扁平箱梁已广泛应用于大跨度桥梁的主梁设计中,其颤振性能通常会借助物理和数值风洞的方法获得,测试周期长、费用高。尽管采用颤振计算公式可以简便计算扁平箱梁的颤振临界风速,但当前公式中未考虑扁平箱梁气动外形和来流攻角的具体影响,计算误差较大,无法用于实际工程设计。为了提升颤振计算公式中联合折减系数的准确度,利用节段模型风洞试验开展气动外形和风攻角对扁平箱梁颤振性能影响的研究。在分析各种气动构件和外形参数对扁平箱梁颤振性能的影响后,确定以斜腹板倾角和宽高比为气动外形变量,设计制作3组12个节段模型,分别在5个风攻角下测试了有栏杆扁平箱梁的颤振性能。在此基础上,根据节段模型风洞试验获得的颤振临界风速,结合弯扭耦合颤振闭合解计算公式,量化了气动外形和风攻角变化对扁平箱梁颤振的影响,给出不同条件下扁平箱梁颤振计算公式中的联合折减系数。最后,基于实际桥梁的颤振临界风速算例,验证利用联合折减系数计算颤振临界风速的准确性和适用性。研究结果表明：在0°风攻角和正风攻角下,当扁平箱梁的宽高比分别为11,9时,斜腹板倾角的减小有利于颤振临界风速提高,宽高比为7时,斜腹板倾角对颤振临界风速没有影响;在负风攻角下,3组宽高比模型斜腹板倾角的减小均会引起扁平箱梁颤振临界风速的降低;联合折减系数与扁平箱梁截面的颤振性能正相关,可直接反映其颤振性能,相对于目前《公路桥梁抗风设计规范》中扁平箱梁颤振临界风速计算时的固定折减系数,该系数能够具体和准确反映气动外形和风攻角对扁平箱梁颤振的影响,可以结合颤振计算公式快速、准确地计算出大跨度桥梁颤振临界风速。     

队列行驶车辆间距对气动特性的影响

为了研究车辆前后间距和车辆数目对智能交通系统中队列行驶车辆气动特性的影响,首先对单辆车进行数值模拟,并将模拟结果与风洞试验结果进行对比,然后对两辆车在5种不同间距下以及3～7辆车在固定间距下队列行驶的情况分别进行了数值模拟及分析。研究表明:单辆车数值模拟结果与风洞试验结果基本吻合。队列行驶车辆随着车辆间距的减小,各车阻力系数不断降低。在固定间距下,随着队列中车辆数目的增加,平均阻力系数可降低20%～30%,阻力最低的车大致处于车队的中心位置。     

支承间距及方式对独柱墩箱梁桥抗倾覆稳定性影响分析

依托某独柱墩连续箱梁桥,运用MIDAS/Civil建立桥梁仿真模型,研究不同支承距离和支承方式下独柱墩箱梁桥的抗倾覆稳定性变化规律。结果表明,独柱墩箱梁桥抗倾覆稳定性系数随着支承间距的增大逐渐增大,在确保桥梁合理设计的前提下,适当增大支承间距有助于提升桥梁的抗倾覆性能;不同支承方式下独柱墩箱梁桥的抗倾覆稳定性依次为梁墩固结双支座间距2.35m(原结构)双支座间距1.5m单支座,选用中墩双支座支承方式不仅能提升独柱墩箱梁桥梁体抗倾覆性能,还能减小单个支座的轴向承载。     

汽车尾随情况下外流场计算仿真分析与研究

利用计算流体力学(CFD)软件CFX对轿车尾随集装箱车的过程进行了数值模拟,得到在尾随过程中轿车的气动阻力系数相对变化曲线图,并对尾随时轿车外流场进行分析与研究,仿真分析表明:轿车的气动阻力系数随两车距离减小而减小,当车间距为2倍的轿车车长时达到最小,车间距再减小时气动阻力系数又增大.     

强风区串并列储料罐绕流特性的数值模拟

为研究强风作用下的储料罐的抗风性能,以强风区某工程拌和站储料罐为对象,基于商用软件FLUENT,采用CFD数值模拟方法,对储料罐单罐和多罐串并列排放进行了二维数值模拟,对比了不同角度下储料罐的受力性能,得到了不同间距排列下储料罐的阻力系数和升力系数拟合公式,并对储料罐的涡振性能进行了分析.结果表明:双罐绕流分析情况下,双罐并列排放时所受合力较大,不同排列组合工况下涡振发振风速较高,涡振发生的可能性较小;三罐并列情况下,三罐中的阻力系数均较单罐阻力系数大,且中间罐阻力系数较边罐大;多罐排列情况下,中间罐阻力系数可取0.92,边罐阻力系数可取0.60进行抗风验算.     

超大跨度悬索桥扁平单箱主梁气动特性CFD分析

社会文化经济的快速发展和交融以及现代科技的不断进步,极大促进了超大跨度悬索桥的发展。但随着桥梁长度的加大,其抗风性能成为其安全性的关键影响因素。基于某主跨3500超大跨悬索桥方案,对其扁平单箱主梁气动特性进行了CFD模拟计算分析。分析结果表明,该扁平箱梁型式与平板的气动性能相似,并具有自身特有的气动特性。     

中央格栅抑制分离式双箱梁涡振的机理研究

为研究分离式双箱梁涡振的原因以及中央格栅对其涡振的抑振影响,以拟建中的伶仃洋航道桥主桥(主跨1 660m的分离式双箱梁悬索桥)为背景,基于计算流体动力学,运用延迟分离涡湍流模型,采用结构化网格体系,对均匀流下有、无格栅2种加劲梁断面周围的流场进行数值模拟研究,并分析了2种断面周围的流场结构以及断面上的气动力特性。结果表明:流体经过上游断面时,会在分离式双箱梁的中央开槽处形成大尺度、交替脱落的旋涡,然后与下游断面发生碰撞,并产生幅值较大的升力,从而导致涡振发生;当设置中央格栅后,分离式双箱梁开槽处的大尺度旋涡被打碎,强度减弱,尺度减小,产生的断面升力幅值也明显减小,从而有效抑制了涡振的发生。     

基于实用算法的独柱墩曲线箱梁桥抗倾覆影响因素分析

采用抗倾覆稳定性的实用计算方法分析曲率半径、中墩偏心距、支座间距(桥台处两支座的中心间距)对独柱墩曲线箱梁桥抗倾覆性能的影响。结果表明,随着曲率半径的增大,独柱墩曲线箱梁桥的稳定效应先减弱后增强,倾覆效应先增强后减弱,抗倾覆稳定系数先减小后增大;随中墩偏心距的增大,独柱墩曲线箱梁桥的稳定效应增强,倾覆效应减弱,抗倾覆稳定系数增大;曲率小于某限定值时,随着支座间距的增大,独柱墩曲线箱梁桥的稳定效应增强,倾覆效应减弱,抗倾覆稳定系数增大,增大支座间距能显著改善独柱墩曲线箱梁桥的抗倾覆性能。     

串列双圆柱桥墩局部冲刷精细化模拟

为研究不同墩心距下沿流向串列布置的双圆柱桥墩局部冲刷坑形态的变化规律，提出1种平衡湍流边界层模型以获得稳定的湍流来流边界条件；利用雷诺时均N-S方程和标准k-ε湍流模型求解河床上双圆柱桥墩周围的复杂绕流场；基于能考虑河床面任意斜坡和泥沙坍塌效应的泥沙输运模型和动网格技术模拟双圆柱桥墩局部冲刷的动态演化过程，得到平衡冲刷坑形态，揭示冲刷发展过程的流动特征和冲刷机理。模拟结果与中美规范局部冲刷预测结果比较表明：串列双圆柱桥墩之间存在干扰效应；受下游桥墩施扰，最大冲刷都发生在上游桥墩，冲刷深度比单圆柱桥墩大，当墩心距L与桥墩直径D之比L/D=4时，达到最大值；而下游桥墩受上游桥墩遮挡的影响，最大冲刷深度在L/D=2时达到最小值，随着墩心距的增大，下游冲刷深度增大；当墩心距大于5倍桥墩直径后，下游桥墩可不考虑遮挡效应；获得的串列双圆柱桥墩最大冲刷深度值与美国规范预测值较为接近，而中国规范公式预测值偏小，提出的下游桥墩冲刷深度遮挡因子可为桥梁抗冲刷设计提供参考。     

桥下空间利用段中小跨径现浇箱梁高架最小支座间距确定

为探讨箱梁支座间距与横梁受力、箱梁整体倾覆稳定的关系，从而确定箱梁支座最小支承间距，为桥下空间利用段现浇箱梁断面设计提供方案指导，以柯桥至诸暨高速公路工程现浇箱梁连续高架桥为工程背景，通过桥梁博士V4.4建立箱梁整体分析模型以及横梁局部分析模型。结果表明：双向4车道断面现浇箱梁支座最小间距可达到4.5 m～5.0 m,对应的参数d/B(最小支座间距与桥宽比值)为1/5.5;双向6车道断面现浇箱梁支座最小间距可达到8.0 m～8.5 m,对应的参数d/B为1/4。该结论可供现浇箱梁断面设计参考。