近橋位復線橋錯列雙鈍體斷面氣動特性分析

0研究方法與理論連續(xù)剛性結構的橋梁通常采用鈍體箱截面，動氣性能比線性扁平梁和千鳥梁差。當橋附近有一座類似于高度的橋梁時，地表徑流的動力干擾效應會使空氣變得更復雜。由于構件氣動力系數(shù)是進行橋梁各類風致響應計算的基本參數(shù),因此對干擾效應下斷面氣動力系數(shù)的研究顯得較為重要,這類問題較早出現(xiàn)于對串并列雙(多)方柱、圓柱斷面氣動干擾的考查上,研究結果顯示,當這些構件的間距與單個構件某一特征尺寸比發(fā)生變化時,氣動性能與單個構件表現(xiàn)出顯著差異。對構件氣動力系數(shù)所采用的研究手段主要為風洞試驗及數(shù)值模擬。風洞試驗能夠相對準確地得到構件靜力氣動力系數(shù)及渦顫抖振參數(shù),但難以觀測到干擾效應下的氣流繞流形態(tài);數(shù)值模擬以計算流體動力學(CFD)理論為基礎,在相對方便地獲取上述參數(shù)的同時,對構件間氣流的走向與發(fā)展也能做出直觀評價,有助于研究干擾效應作用機理。數(shù)值模擬方面,陳素琴等使用改進的標志網(wǎng)格(MAC)方法對相同尺寸的方柱在不同間距比下的流場進行模擬,觀測得到兩串列方柱阻力不隨間距比連續(xù)變化;樓小峰等采用二階投影法求解二維不可壓縮黏性流體N-S方程,計算了高雷諾數(shù)(Re)下串列圓柱的非定常繞流,同時考察和預測了鋼管混凝土拱橋啞鈴形拱肋的阻力系數(shù)及渦脫頻率等重要參數(shù)。而上述研究對象以斷面形式簡單或氣動性能相對優(yōu)良的流線型主梁斷面為主,斷面尺寸沿展長不變,且構件又多位于同一高度。實際橋梁受線路設計要求及所處地形條件約束,可能出現(xiàn)主梁交錯排列的情況,自然風風向及攻角的隨機性也使問題更為復雜。另外,橋梁主梁斷面形式多樣,就連續(xù)剛構體系橋而言,主梁順橋向連續(xù)變高,斷面復雜鈍化,在進行氣動力的CFD計算時,近壁面低Re區(qū)域黏性亞表層附近的復雜貼體流態(tài)(如邊界層分離等)將直接影響繞流物體受力(氣動力系數(shù)),常用的壁面函數(shù)半經(jīng)驗法在處理非流線型復雜鈍化斷面時將難以得到令人滿意的計算結果。本文采用數(shù)值風洞技術,利用增強壁面模型(EWT)對不等高程連續(xù)剛構橋梁的主梁構件靜力氣動力系數(shù)進行了非定常分析,考察并對比了均勻流作用下,位于上游的復線橋在分別處于迎風側和背風側時,梁高、風攻角、風向等因素對主梁典型斷面三分力系數(shù)的影響。1面水平凈距某跨徑相當、斷面設計形式相仿(為簡化分析,本文采用相同的斷面形式)的兩連續(xù)剛構橋,其水平中心間距為30m,下游既有橋梁(低位)橋面高程較上游新建復線橋面(監(jiān)測斷面)低6.8m。由于箱梁全寬(B1=11.16m)與斷面水平凈距(L=21.5m,從腹板位置算起)之比約為0.52,梁寬超過凈距1/2,斷面沿橋軸方向連續(xù)變高,水平遮擋面積(錯列斷面水平投影重疊高度與單幅斷面全高比)隨里程連續(xù)變化,到達根部位置時,遮擋面積超過44.1%,不同里程干擾效應有所差別,氣動力性能較等截面構件復雜。橫風作用下(來流與橋軸線垂直),氣流沿順橋向具有較小的橫向三維流動,但考慮到斷面形式鈍化且間距小,主梁間的氣動干擾效應將遠大于各自順橋向流動效應,且在進行錯列斷面與單幅斷面氣動特性差異對比時,各自順橋向流動效應也應有所抵消,故采用二維條帶假設忽略了橫風的順橋向流動,選取了3種梁高典型斷面(主跨跨中、根部及1/4主跨),分別考察了不同里程位置的氣動繞流干擾特性,各個計算斷面尺寸及空間相關位置如圖1所示。2風側斷面變化及網(wǎng)格劃分分別對圖1中的3種典型斷面進行了單幅及錯列雙幅的計算域網(wǎng)格劃分,為保證入口流場穩(wěn)定及出流區(qū)域流動的充分發(fā)展,設定來流側邊界距離斷面腹板上游側為10×B1,出流側邊界距斷面腹板下游側為25×B1,上下邊界分別距離計算斷面頂板及底板11×D1(B1、D1分別為斷面寬度及高度),各工況計算區(qū)域見圖2。邊界條件設定見表1,對于0°攻角流,進口速度設為U=30m/s,其余攻角情況(±3°,±5°)根據(jù)對應角度將速度沿x,y方向分解為Ux=Ucosα,Uy=Usinα,α為風攻角?？紤]風向的隨機性,當監(jiān)測斷面(高位復線橋)分別位于迎風或背風側,共計入了3種斷面排列形式下(包括單幅斷面)各5種攻角,共15種計算工況。計算斷面采用無滑移壁面,空氣密度為1.225kg/m3。由于斷面鈍化,流動分離點一般較為固定,對斷面進行原型及1∶10縮尺后3種不同風速(10、20、30m/s)的定常驗證計算顯示,Re效應不明顯,縮尺后斷面的Re約為2.232×106。對于外形鈍化的復雜斷面,網(wǎng)格劃分的精度將直接影響近壁面流動情況從而決定數(shù)值計算結果的可信度。對近壁面流動的處理方法通常分為2類,即壁面函數(shù)的半經(jīng)驗方法和增強壁面模型。由于后者將湍流模型在內(nèi)層上進行修正,采用低Re模型進行邊界層黏性力影響區(qū)域的直接求解,對具有復雜近壁面流動的現(xiàn)象更為適應,但需要足夠精細的近壁面網(wǎng)格劃分為代價。本計算采用壁面增強處理取代常用的壁面函數(shù)方程進行高精度邊界層流動情況模擬,網(wǎng)格劃分采用分塊式結構化網(wǎng)格。第1層網(wǎng)格高度初始值的選取采用美國國家航空航天局(NASA)提供的開放技術進行估算,待首次計算穩(wěn)定后,以y+值(<5)為目標值進行反復微調(diào),最終選定各斷面貼近壁面第1層網(wǎng)格高度約為0.0125mm,計算壁面邊界層網(wǎng)格數(shù)量大于20層,網(wǎng)格高度向外逐漸放大,擴散因子取1.02,各單雙幅斷面計算域中網(wǎng)格數(shù)量為3.8×105~4.8×105不等,網(wǎng)格劃分情況見圖3。采用CFD商業(yè)軟件FLUENT進行數(shù)值模擬,選擇壓力基求解器,由于計算斷面具有典型的鈍體分流特點,已有研究表明,SSTk-ω湍流模型在使用混合函數(shù)從壁面附近的標準k-ω模型逐漸過渡到邊界層外部的高Rek-ω模型時,較傳統(tǒng)的k-ε模型要更適應于具有逆壓梯度流動或分離流動的情況,故計算選用近壁面低Re的SSTk-ω湍流模型進行求解。壓力與速度耦合采用SIMPLEC算法,動量方程、湍動能方程及湍流耗散率方程均采用二階迎風離散格式,計算時間步長為5×10-4s,步長迭代次數(shù)取為30,計算結果平穩(wěn)后取平均值計算氣動力系數(shù)。3計算結果和分析3.1壁面網(wǎng)格精細程度的測試式中,U為來流平均風速;FD為體軸系下斷面阻力;FL為體軸系下斷面升力;ρ為空氣密度;B1、D1分別為各自斷面全寬及全高;L為長度,本文中取L=1.0m。對靜力氣動力系數(shù)的監(jiān)測,阻力以向右為正,升力以向上為正,力矩方向滿足右手法則,即以逆時針方向旋轉(zhuǎn)為正。物體繞流的數(shù)值計算結果與壁面流動情況直接相關,近壁面低Re流動由內(nèi)向外主要分為黏性底層、過渡層和對數(shù)律層,黏性底層及壁面網(wǎng)格精細化程度通常采用距離的無量綱參數(shù)y+來衡量和評價:式中,Δy為第1層網(wǎng)格高度;μ是動力黏性系數(shù);τw為壁面切應力。一般而言,近壁面網(wǎng)格越精細,y+值越低,計算精度越大,但更小的y+值卻并不能提供更多的計算精度。VersteegHK曾推薦以y+=11.6作為黏性底層與對數(shù)律層的分解高度,這里采用FLUENT進行低Re的壁面增強直接求解時,推薦y+值應小于5且盡可能≈1,計算穩(wěn)定后的單雙幅斷面壁面y+值分布情況見圖4、圖5。如圖4所示,在給定網(wǎng)格劃分情況下,單幅斷面除翼板迎風向部分壁面出現(xiàn)少數(shù)略大于1的情況,其余壁面y+值分布均接近1,監(jiān)測斷面位于背風側(雙幅)時(圖5),背風向腹板位置出現(xiàn)一定程度y+值的離散,引起壁面整體y+值均值增大至1.9。但由于該處腹板不受氣流直接作用且尾流對其影響不大,總體而言,單雙幅斷面近壁面網(wǎng)格劃分下的y+值分布情況合理(<5)且與目標值較為吻合,選用增強壁面的低Re模型直接求解壁面流動有效。3.2梁高、梁高不同斷面的進行分表2給出了0°攻角下三種梁高斷面在單、雙幅(監(jiān)測斷面位于背風側)情況下的三分力系數(shù)。由式(1)將各斷面阻力系數(shù)進行換算后,單幅斷面阻力隨梁高增大單調(diào)遞增;而監(jiān)測斷面位于背風側時,干擾效應下,各斷面換算阻力隨梁高的增大先減小后遞增。這種現(xiàn)象可能由雙幅斷面遮擋面積隨梁高的改變所致?？缰?2-52斷面遮擋面積為0,因此0°攻角下后方監(jiān)測斷面阻力的減小程度為0.50,相對梁高較大的43-43,31-31斷面小。單幅斷面換算升力隨梁高的變化未表現(xiàn)出明顯規(guī)律,但方向始終向上,這與斷面外形有關。頂板翼緣的存在一方面在來流側翼板與腹板夾角處形成托舉力,同時寬頂板的流動重附著點相對底板更靠前,頂板處平均壓強較小,升力始終向上。而受到干擾的背風側監(jiān)測斷面,隨著斷面高度的變化,升力大小及方向均發(fā)生改變,這是由于前方低位構件的阻擋對后方監(jiān)測斷面頂?shù)装辶鲃拥臄_動所致,隨著梁高及遮擋面積的增大,頂板壓強逐漸大于底板,升力方向改變。單幅斷面換算力矩大小隨斷面高度增大而增大,各系數(shù)均為負表明構件在風的作用下有順時針旋轉(zhuǎn)趨勢,這與流動在斷面左上方翼緣與腹板夾角處形成的集中靜壓力有關。隨著梁高的增大,集中靜壓對斷面形心求矩的偏心距越大,力矩值越大。監(jiān)測斷面位于背風側時,3種高度斷面力矩值均大于對應梁高單幅斷面,這是由于前方低位構件的阻擋使得監(jiān)測斷面左上方靜壓集中程度更高所致。隨著斷面高度增加,遮擋面積逐漸增大,對于較高斷面,靜壓零點位置逐漸上移(圖6),迎風側腹板以下大范圍負壓促使了斷面扭矩的進一步增大,同時,平均正高壓區(qū)中心距離斷面形心更遠,不均勻的壓強分布使得彎矩作用更大,因此力矩系數(shù)絕對值較大。3.3正攻角范圍內(nèi)傳播的速度特性圖7為1/4主跨斷面(43-43)位于背風側時,5種來流攻角下的靜力氣動力系數(shù)。由圖7可見,阻力系數(shù)在0°攻角取得最小值,這主要與斷面外形及特定梁高下的構件交錯布置情況有關,隨著正攻角的增大,遮擋效應逐漸顯著,位于背風側的監(jiān)測斷面所受作用力小于對應的負攻角情況。升力系數(shù)隨攻角的變化規(guī)律與阻力系數(shù)大致一致。除受到一定程度的前方斷面遮擋影響外,升力系數(shù)曲線在負攻角范圍的負斜率主要與頂板剪切流層高度有關,隨攻角減小而減小且始終低于底板有關。正攻角范圍內(nèi),由于受前方低位構件影響相對顯著,攻角較大時,升力系數(shù)曲線開始下降。力矩系數(shù)基本呈現(xiàn)隨攻角的增大而遞增的規(guī)律,這是由于受到風向及翼緣板作用,力矩始終為順時針方向(負值),而攻角的增大使得前方構件干擾影響逐漸顯著,從而削弱了后方監(jiān)測斷面左上方翼緣附近的集中力,力矩減小,系數(shù)增大。圖8為不同攻角來流下的監(jiān)測斷面(43-43)時均流速跡線分布圖。隨著攻角增大,遮擋效應逐漸顯著,原本存在于錯列雙斷面間的大渦出現(xiàn)了破裂。同時,流動在迎風向腹板翼板附近的分流點位置不再受翼板尖嘴的分、導流主導影響,時均靜壓駐點出現(xiàn)至腹板頂部,流態(tài)隨攻角的變化規(guī)律在其他梁高情況下得到相似體現(xiàn)。由于不同攻角下順風向間距比均未超過臨界值,前方斷面渦街始終處于被抑制狀態(tài),導致后方斷面底板附近渦態(tài)存在顯著差異。3.4背風側接觸狀態(tài)為考查風向的影響,圖9給出了復線橋(監(jiān)測斷面)位于迎風側時,43-43斷面在不同風攻角下的三分力系數(shù)。如圖9所示,當監(jiān)測斷面位于迎風側時,干擾效應下的阻力系數(shù)隨攻角變化規(guī)律較監(jiān)測斷面位于背風側時差異顯著,阻力系數(shù)隨攻角的增大呈現(xiàn)下降趨勢。這是由于構件阻力系數(shù)同時受到前后方向流動情況的影響,在負攻角情況下,后方斷面對監(jiān)測斷面尾流影響較正攻角顯著,尾流的發(fā)展受到限制,因此阻力系數(shù)較大。升力系數(shù)整體呈現(xiàn)負斜率,與單幅斷面升力系數(shù)隨攻角變化規(guī)律一致,這說明后方斷面的存在對于前方斷面升力影響不顯著。升力系數(shù)隨攻角增大而減小主要與頂?shù)装迤骄羟辛鲗雍穸茸兓嘘P。力矩系數(shù)平均值隨攻角的變化規(guī)律與監(jiān)測斷面位于背風側一致,這可能是由于較大負攻角情況下,后方構件對監(jiān)測斷面尾流的阻塞引起了監(jiān)測斷面順時針作用力,而正攻角情況下,底板尾流的相對充分發(fā)展將削弱順時針作用力。4干擾效應與升力系數(shù)通過對單、雙幅錯列復雜斷面進行靜力氣動力分析,主要得出以下結論:(1)受斷面高度影響,單幅斷面阻力(系數(shù))及力矩(系數(shù))總體滿足隨梁高增大而遞增的規(guī)律,受斷面外形影響,力矩方向始終為順時針方向。(2)受遮擋面積影響,監(jiān)測斷面位于背風側時,阻力系數(shù)干擾效應以遮擋面積最小的跨中52-52斷面最小(0.5),斷面迎風側腹板負壓區(qū)隨著遮擋面積的增大逐漸增大,扭轉(zhuǎn)效應更為顯著;升力方向隨著梁高變化發(fā)生改變。(3)受來流攻角影響,干擾效應下,背風側監(jiān)測斷面在負攻角下所受阻力較對應正攻角大,主要和斷面相對位置有