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并列双钝体箱梁气动力的干扰机理研究

刘慧杰 陈帅 刘小兵

刘慧杰, 陈帅, 刘小兵. 并列双钝体箱梁气动力的干扰机理研究[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 224-228. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041
引用本文: 刘慧杰, 陈帅, 刘小兵. 并列双钝体箱梁气动力的干扰机理研究[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 224-228. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041
Hui-jie LIU, Shuai CHEN, Xiao-bing LIU. THE AERODYNAMIC INTERFERENCE MECHANISM OF BOX GIRDERS WITH PARALLEL DOUBLE BLUFF BODIES[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 224-228. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041
Citation: Hui-jie LIU, Shuai CHEN, Xiao-bing LIU. THE AERODYNAMIC INTERFERENCE MECHANISM OF BOX GIRDERS WITH PARALLEL DOUBLE BLUFF BODIES[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 224-228. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041

并列双钝体箱梁气动力的干扰机理研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041
基金项目: 河北省自然科学基金项目(E2018210105);河北省高等学校科学技术研究项目(ZD2019118);河北省大型基础设施防灾减灾协同创新中心资助项目
详细信息
    作者简介:

    刘慧杰(1995−),男,河北人,硕士生,从事桥梁的风致振动与控制研究(E-mail: liuhuijie6666@163.com)

    陈 帅(1992−),男,河南人,硕士生,从事桥梁的风致振动与控制研究(E-mail: chen_shuai11@foxmail.com)

    通讯作者: 刘小兵(1982−),男,湖南人,副教授,博士,博导,主要从事桥梁的风致振动与控制研究(E-mail: x_b_liu@126.com)
  • 中图分类号: U441;TU312.1

THE AERODYNAMIC INTERFERENCE MECHANISM OF BOX GIRDERS WITH PARALLEL DOUBLE BLUFF BODIES

图(12)
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-04-29
  • 修回日期:  2019-12-30
  • 网络出版日期:  2020-06-01
  • 刊出日期:  2020-06-01

并列双钝体箱梁气动力的干扰机理研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041
    基金项目:  河北省自然科学基金项目(E2018210105);河北省高等学校科学技术研究项目(ZD2019118);河北省大型基础设施防灾减灾协同创新中心资助项目
    作者简介:

    刘慧杰(1995−),男,河北人,硕士生,从事桥梁的风致振动与控制研究(E-mail: liuhuijie6666@163.com)

    陈 帅(1992−),男,河南人,硕士生,从事桥梁的风致振动与控制研究(E-mail: chen_shuai11@foxmail.com)

    通讯作者: 刘小兵(1982−),男,湖南人,副教授,博士,博导,主要从事桥梁的风致振动与控制研究(E-mail: x_b_liu@126.com)
  • 中图分类号: U441;TU312.1

摘要: 为了研究并列双钝体箱梁气动力的干扰机理,进行了双钝体箱梁在不同间距比下的数值计算,并与风洞试验结果进行对比。研究表明:数值计算所得的气动力系数变化规律与风洞试验结果基本一致,数值计算得到的可视化流场分布可以解释气动力的干扰机理;并列双箱梁之间存在明显的漩涡,这是上游箱梁阻力系数减小、下游箱梁阻力系数为负的主要原因;下游箱梁的顶板受到的风吸作用明显减弱,这是下游箱梁升力显著减小的主要原因。

English Abstract

刘慧杰, 陈帅, 刘小兵. 并列双钝体箱梁气动力的干扰机理研究[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 224-228. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041
引用本文: 刘慧杰, 陈帅, 刘小兵. 并列双钝体箱梁气动力的干扰机理研究[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 224-228. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041
Hui-jie LIU, Shuai CHEN, Xiao-bing LIU. THE AERODYNAMIC INTERFERENCE MECHANISM OF BOX GIRDERS WITH PARALLEL DOUBLE BLUFF BODIES[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 224-228. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041
Citation: Hui-jie LIU, Shuai CHEN, Xiao-bing LIU. THE AERODYNAMIC INTERFERENCE MECHANISM OF BOX GIRDERS WITH PARALLEL DOUBLE BLUFF BODIES[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 224-228. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S041
  • 并列双箱梁由于其上下行分离,拥有良好的通行能力,所以越来越受到桥梁设计人员的青睐,从而被广泛地使用到桥梁建设中去。但是当风流过桥梁断面时,由于上、下游箱梁之间的气动干扰,其气动特性也不同于单箱梁,这种不同从根本上来说是由于箱梁周围流场的不同导致的。Irwin等[1]针对新、旧塔科马大桥之间的气动干扰问题进行了风洞试验研究。郭春平等[2]采用数值计算的方法研究了三水河大桥两并列箱梁阻力、升力系数的气动干扰效应。刘玥[3]以山店江大桥为工程背景,采用数值计算的方法研究了并列双钝体箱梁之间的气动干扰效应。郭震山等[4]采用节段模型测力风洞试验研究了既有桥梁对附近新建桥梁三分力的气动干扰效应,并从流场角度定性解释了干扰机理。刘志文等[5]采用风洞试验与数值模拟相结合的方法对并列双钝体断面三分力系数的气动干扰效应进行了研究。苟国涛等[6]采用数值模拟方法研究了箱梁截面在不同风攻角、箱梁间距及有无护栏条件下的阻力系数。李少杰[7]采用刚性模型测压风洞试验研究了钝体箱梁三分力系数的气动干扰效应。综上所述,并列双钝体箱梁的气动力干扰规律已经解释的较为清晰,但是并列双钝体箱梁的干扰机理尚未分析清楚,需要进一步去研究,为今后提出解决并列双钝体箱梁干扰措施提供理论依据和技术支撑。因此采用数值计算的方法研究了并列双钝体箱梁在一系列间距的三分力系数,得到了可视化流场结果,如压力云图等,从而更直观地解释风洞试验所得规律。风洞试验所用流场为均匀流场,风洞试验结果用来对比数值计算的准确性。

    • 风洞试验在石家庄铁道大学风工程研究中心STU-1风洞低速试验段进行,该试验段长24 m,宽4.4 m,高3 m,风速在1.5 m/s~30 m/s内连续可调。压力的采集设备主要为ESP压力扫描阀与DTC数据采集设备,每个ESP压力扫描阀设有64个连接通道,DTC数据采集设备与ESP电子压力扫描阀同步使用,以提供较稳定的数据采集性能。采集数据时,整个系统仅需一次归零操作。

      风洞试验模型采用H/B=0.3(H为箱梁高度,B为箱梁宽度)的钝体箱梁,并列状态下的间距比D/B(D为上下游箱梁之间的净间距)分别为0.025、0.05、0.075、0.1、0.2、0.3、0.4、0.6、0.8、1.0。模型上的测压孔均布置在中线处,孔的个数为60,上、下游箱梁采用相同的测点布置方式。此外,考虑到横截面边缘转角处的流动变化较剧烈,故在此处布置的测孔较为密集。箱梁模型采用ABS塑料板制成。模型平面尺寸图和单箱梁与双箱梁的模型断面尺寸与测点布置图如图1所示。

      图  1  模型平面和横断面尺寸及测点布置图 /mm

      Figure 1.  Plan and cross-sectional dimensions and measuring points of model

    • 数值计算采用计算流体力学软件FLUENT计算。模型采用与风洞试验一致的钝体箱梁,并列状态下的间距比也与风洞试验一致。计算方法采用雷诺平均计算方法,对于二维数值计算问题的网格划分,因速度入口边界、对称边界距箱梁模型中心的尺寸对计算网格数量影响不大,故查阅相关文献[8-10]后将其确定为10B(B为箱梁宽度),经试算可知当尾流区长度大于20B时,计算结果不再发生变化,故尾流区尺寸确定为20B。对于单箱梁,其中主梁截面外轮廓线设置为无滑移壁面,上、下边界设置为对称边界,入口定义为速度入口,出口为自由出口,并列双箱梁与单箱梁的计算域和边界条件设置一致。如图2为单箱梁和并列双箱梁的计算域和边界条件示意图。

      首层网格尺寸的确定,选择求解近壁面流动较好的SSTk-ω湍流模型,要求无量纲Y+在1.0附近,经过试算,确定首层网格厚度为0.05 mm。在确定了第一层网格厚度后,接着经试算拟定了边界层尺寸,在边界层厚度内,网格划分需更加细密以获得较高的计算精度。从边界层向外的网格尺寸可逐步放大,这样既能节省计算资源与时间,又可以保证计算精度。图3给出了单箱梁和并列双箱梁的网格示意图。

      图  2  计算域和边界条件示意图

      Figure 2.  Schematic diagrams of computational domain and boundary conditions

      图  3  网格示意图

      Figure 3.  Grid schematic diagrams

    • 考虑到研究重点在于利用数值计算结果解释风洞试验得到的干扰规律,首先要进行风洞试验与数值计算的结果对比,从而验证数值计算的准确性。采用定义干扰因子的方法定量的表示干扰效应,干扰因子定义如式(1)所示,定义IFSD为上游箱梁阻力系数干扰因子、IFSL为上游箱梁升力系数干扰因子、IFXD为下游箱梁阻力系数干扰因子、IFXL为下游箱梁升力系数干扰因子。规定顺来流风方向为阻力,垂直来流风方向为升力。图4图5所示的是并列状态时上、下游箱梁模型风洞试验与数值计算得到的阻力系数干扰因子结果对比。

      图  4  上游箱梁的阻力系数干扰因子随D/B变化曲线

      Figure 4.  Variation curves of interference factors of drag coefficient of upstream box girder with D/B

      图  5  下游箱梁的阻力系数干扰因子随D/B变化曲线

      Figure 5.  Variation curves of interference factors of drag coefficient of downstream box girder with D/B

      $$I{F_{ij}} = \frac{{{\text{上}}\left( {\text{下}} \right){\text{游箱梁气动力系数}}}}{{\text{单箱梁气动力系数}}}$$ (1)

      图4可以看出,对上游箱梁阻力系数而言,数值计算与风洞试验得到的阻力系数干扰因子变化规律基本一致,呈现出先减小、后趋于稳定趋势;从图5可以看出,对下游箱梁阻力系数而言,数值计算与风洞试验得到的升力系数干扰因子变化规律吻合较好,均表现出逐渐增加的趋势。

      图6图7所示的是并列状态时上、下游箱梁模型风洞试验与数值计算得到的升力系数干扰因子结果对比。从图6可以看出,对上游箱梁升力系数而言,数值计算与风洞试验得到的升力系数干扰因子变化规律基本一致,呈现出先增大、后趋于稳定趋势。从图7可以看出,对下游箱梁升力系数而言,数值计算与风洞试验得到的升力系数干扰因子吻合较好,呈现出先减小、后平缓增大的趋势。

      由以上分析可知,当以间距比为研究变量时,数值计算所得的气动力系数变化规律与风洞试验结果基本一致,所以采用数值计算得到的可视化流场分布解释这种一致性的规律是可行的。

      图  6  上游箱梁的升力系数干扰因子随D/B变化曲线

      Figure 6.  Variation curves of interference factors of lift coefficient of upstream box girder with D/B

      图  7  下游箱梁的升力系数干扰因子随D/B变化曲线

      Figure 7.  Variation curves of interference factors of lift coefficient of downstream box girder with D/B

    • 限于篇幅,选取了单箱梁与D/B=0.1、D/B=0.2、D/B=0.6、D/B=1.0状态时并列双箱梁的速度矢量分布图来解释干扰规律,如图8所示为单箱梁速度矢量分布图。从图8可以看出:对于单箱梁而言,气流分离点固定在迎风侧上下两个棱角处,且箱梁顶板上形成较明显的旋涡,另外箱梁背风侧后方也有旋涡出现。

      图  8  单箱梁速度矢量分布图

      Figure 8.  Velocity vector distribution of single box girder

      图9图10所示为D/B=0.1、D/B=0.2状态时并列双箱梁的速度矢量分布图。从图9图10可以看出:上游箱梁的气流分离点与单箱梁相同,都出现在上游箱梁迎风侧翼板与直腹板的尖锐棱角处,且上游箱梁尾部旋涡强度大于单箱梁,上游箱梁顶板处旋涡强度与单箱梁相比有所减弱,这可能是上游箱梁所受升力有所减小的主要原因。下游箱梁则没有出现明显的气流分离,且在下游箱梁的迎风侧出现了旋涡,这与单箱梁具有明显的差异,这可能是下游箱梁所受阻力减小的主要原因。此外,与单箱梁相比,下游箱梁顶板处没有形成明显的旋涡,气流方向基本向下,这可能是下游箱梁所受升力减小的主要原因。

      图  9  并列双箱梁D/B=0.1的速度矢量分布图

      Figure 9.  Velocity vector distribution of parallel double box girders with D/B=0.1

      图  10  并列双箱梁D/B=0.2的速度矢量分布图

      Figure 10.  Velocity vector distribution of parallel double box girders with D/B=0.2

      图11图12所示为D/B=0.6、D/B=1.0状态时并列双箱梁的速度矢量分布图。从图11图12可以看出:对于双箱梁模型,当D/B≤1.0时,两箱梁模型之间存在较明显的旋涡,且旋涡强度随D/B增加而减弱,由此造成了上游箱梁背风侧的直腹板处压力与单箱梁相比有所减小、下游箱梁迎风侧直腹板处压力与单箱梁相比显著减小,这就能定性的说明当D/B≤1.0时,上游箱梁阻力系数与单幅箱梁相比有所增大,且增大效应随着D/B增加而减弱,下游箱梁阻力系数在小间距时为负值,且D/B越小,其绝对值越大。而下游箱梁由于干扰效应在顶板处一直没有形成旋涡,说明此时下游箱梁所受的升力明显小于单箱梁升力,甚至为负值,之后随着D/B的增加,下游箱梁顶板处空气流动方向向下趋势减弱,逐渐向反方向变化,说明下游箱梁受到的升力逐渐增大。

      图  11  并列双箱梁D/B=0.6的速度矢量分布图

      Figure 11.  Velocity vector distribution of parallel double box girders with D/B=0.6

      图  12  并列双箱梁D/B=1.0的速度矢量分布图

      Figure 12.  Velocity vector distribution of parallel double box girders with D/B=1.0

    • (1) 当D/B较小时,两箱梁模型之间存在较明显的旋涡,且旋涡强度随D/B增加而减弱,由此造成了上游箱梁背风侧的直腹板处的压力与单箱梁相比有所减小(同为负且绝对值增大)、下游箱梁迎风侧直腹板处压力与单箱梁相比明显减小,且D/B越小,减少越明显,这就能定性的说明当D/B较小时,上游箱梁阻力系数与单幅相比有所增大且随着D/B增加而有所减弱,下游箱梁阻力系数为负值,且D/B越小,其绝对值越大。

      (2) 单箱梁顶板处由于旋涡存在受到强烈的风吸作用,由于上游箱梁的存在,下游箱梁顶板受到的风吸作用明显减弱,此位置处风压的变化是下游箱梁所受升力显著减小的主要原因。

参考文献 (10)

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