沙埕灣跨海大橋施工階段抗風穩(wěn)定性分析

陳 航

（福建省交通科研院有限公司，福州 350004）

1 引言

斜拉橋是大跨徑橋梁常見的一種結構形式，這種結構形式具有承載能力高， 跨越能力強的特點。隨著斜拉橋跨徑的不斷增大，抗風性能逐漸成為控制大跨徑斜拉橋設計的關鍵因素。 大跨徑斜拉橋主跨一般采用懸臂施工，由于橋梁在施工階段的結構體系與成橋狀態(tài)的結構體系存在較大的差別，因此橋梁在施工階段和運營階段的抗風性能會存在較大的區(qū)別。 故在大跨徑斜拉橋設計中既需要考慮橋梁在運營階段的抗風性能， 也需要考慮在施工階段的抗風穩(wěn)定性， 以保障橋梁結構在施工過程中的安全性[1-3]。

隨著對抗風穩(wěn)定性認識的不斷加深，國內外針對大跨徑橋梁抗風穩(wěn)定性均進行了大量的研究。 主要的研究方法包括節(jié)段風洞模型試驗、全橋氣彈模型試驗、數(shù)值風洞試驗、有限元非線性分析方法、規(guī)范簡化分析方法等[4-6]。 相關研究基本明確了大跨徑橋梁抗風穩(wěn)定性的相關分析手段和方法，但由于大跨徑橋梁結構的抗風穩(wěn)定性是一個非常復雜的問題，與結構形式、地形地貌、氣象條件、結構約束等諸多因素有關，故不同大跨徑橋梁的抗風穩(wěn)定性一般需要進行專門的抗風穩(wěn)定性分析。

為了分析沙埕灣大橋斷面的抗風性能，研究大跨徑混合梁斜拉橋施工期的抗風穩(wěn)定性，本文以沙埕灣跨海大橋為依托開展了大跨徑斜拉橋施工階段的穩(wěn)定性研究。

2 工程概述

沙埕灣跨海大橋是寧波至東莞國家高速公路閔浙連接段的控制性工程， 項目起于福建省佳陽鄉(xiāng)，終于福建省福鼎市店下鎮(zhèn)。 大橋跨越福鼎市竹甲鼻至青嶼之間的水域，主橋跨徑布置為（49+58+61）+535+（198+60）=961 m，如圖1 所示。 主橋采用單側不對稱混合梁斜拉橋，北側邊跨采用預應力混凝土現(xiàn)澆箱梁結構，北邊跨總長度跨徑為168 m，邊中跨比為0.314，設置2 個輔助墩。 大橋主跨跨徑為535 m，采用鋼箱梁結構。 南邊跨采用與中跨相同的鋼箱梁結構，總長度為258 m，邊中跨比為0.482，設置1 個輔助墩。 通過兩側邊跨的不對稱布置，充分發(fā)揮了鋼梁跨越能力強的特點，適應了橋位的地貌特點，節(jié)約了橋梁的總體造價。

圖1 沙埕灣跨海大橋總體布置圖（單位：m）

主橋采用半漂浮體系，索塔處設置豎向球形支座和橫向限位支座，輔助墩設置雙向活動支座，南、北過渡墩均設單向（縱向）活動支座，在索塔主梁連接處設置縱向限位擋塊和黏滯流體阻尼器。 拉索采用平行鋼絲拉索，北邊跨拉索距離為16×8 m，中跨索距為16×15 m，南邊跨索距為（11×15+1×12）m。

大橋主梁采用混合梁結構，北邊跨的混凝土主梁斷面為單箱四室結構，箱梁標準斷面寬度40.5 m，如圖2（a）所示。箱梁頂板厚度為0.4 m，底板厚度為0.35 m，腹板厚度為0.5 m。 混凝土主梁風嘴采用箱梁懸臂+外掛工程塑料風嘴，與鋼箱梁風嘴對接。 中跨及南邊跨的鋼箱梁斷面外輪廓線同混凝土斷面一致，鋼箱梁采用封閉扁平流線形鋼箱梁，鋼箱梁不含風嘴頂板寬為34 m， 含風嘴底板寬為8.85+22.8+8.85=40.5 m，中心線處梁高3.204 m，頂板正交異性橋面板厚度為16 mm， 底板厚度為12 mm，如圖2（b）所示。

圖2 沙埕灣跨海大橋斷面示意圖（單位：cm）

大橋主塔采用花瓶型造型， 橋塔設置3 道橫梁，將塔柱分為上塔柱、中塔柱和下塔柱3 個區(qū)段。北索塔塔座底面高程8.010 m，塔底面高程10.010 m，塔頂高程197.410 m，索塔總高度189.400 m，南索塔塔座底面高程7.955 m， 塔底面高程9.955 m，塔頂高程200.155 m，索塔總高度192.200 m。 塔柱及橫梁采用C50 海工混凝土。

大橋北邊跨混凝土箱梁采用支架分段澆筑，混凝土達到設計強度后及時張拉預應力，隨著拉索的逐對張拉后脫架。 南邊跨鋼箱梁采用支架滑移拼裝，鋼箱梁利用浮吊在塔根位置吊至支架后縱向滑移至對應位置。 中跨鋼箱梁利用船運，采用橋面吊機逐段懸拼安裝。

3 施工階段主要抗風參數(shù)

3.1 風荷載參數(shù)

沙埕灣大橋位于福鼎市竹甲鼻至青嶼之間的水域，根據(jù)福建省氣候中心提供的數(shù)據(jù)，福鼎氣象站1972-2010 年共39 年逐年最大風速序列計算得到福鼎不同重現(xiàn)期10 min 平均最大風速，并利用橋址所在地自動氣象站資料進行訂正，得到工程區(qū)域橋位處水面以上10 m 處100 年重現(xiàn)期的10 min平均年最大風速為Vs10=41.7 m/s。 本橋橋址區(qū)地表類別為A 類，平均風剖面冪指數(shù)α 取0.12。 大橋主跨跨中橋面設計高程為64.624 m，取其作為主梁基準高度，根據(jù)《公路橋梁抗風設計規(guī)范》[7]可由式（1）計算得到橋面處運營狀態(tài)的設計基準風速為52.2 m/s。對于施工階段風速重現(xiàn)期取30 年， 風速重現(xiàn)系數(shù)η=0.92，施工階段的設計風速為48.0 m/s。

施工階段的顫振檢驗風速可按照式（2）計算得到Vscr=70.8 m/s。 式中μf為風速的脈動影響及水平相關特性的無量綱修正系數(shù)，根據(jù)橋梁跨徑和地貌特點取為1.2277；K 為綜合安全系數(shù)取值為1.2，η 為施工期重現(xiàn)系數(shù)取0.92。

在進行靜風失穩(wěn)分析時，本文采用考慮幾何非線性和氣動力非線性的雙重非線性方法進行計算，檢驗風速應按照不考慮非線性分析的基礎上折減60%， 折減后的靜風失穩(wěn)檢驗風速按照1.2Vsd進行考慮，檢驗風速Vstd為57.7m/s。

3.2 主梁斷面三分力系數(shù)

靜風沿著一定的角度作用于主梁上時，對主梁產(chǎn)生的效應可以分解為兩個相互垂直的橫向力與一個扭轉力矩，這三個力成為三分力。 作用在主梁上的氣動三分力可用風軸系中的豎向氣動力FV、橫向氣動力FH和繞縱軸氣動俯仰扭矩M 來表示，也可以用風軸系中的氣動阻力FD、 氣動升力FL和氣動俯仰扭矩M 來表示，其坐標系示意如圖3。 其中兩個參考坐標系中的氣動俯仰扭矩一致， 為風攻角，當平均風向上時為正，向下時為負值。

圖3 主梁斷面靜風氣動坐標系示意

為了獲得沙埕灣大橋主梁斷面的三分力系數(shù)，對沙埕灣主梁進行節(jié)段測力風洞試驗。 試驗節(jié)段按照與沙埕灣主梁斷面外形一致， 縮尺比例按1/60 進行制作。 節(jié)段長度為1.740 m， 節(jié)段寬度為0.675 m，高度為0.053 m。 試驗時模型豎直安放于風洞內轉盤上，利用轉盤的應變天平測試節(jié)段的橫向力與扭矩，如圖4。試驗風速按照施工階段設計風速縮比計算得到，試驗風速為10.0 m/s。

圖4 節(jié)段風洞試驗現(xiàn)場

節(jié)段模型在體軸力坐標系下三分力系數(shù)定義為式（3），式中的U 為風速，空氣密度=1.225 kg/m3，L 為節(jié)段模型長度，其中橫向氣動力系數(shù)CH以主梁高度H 為參考長度， 豎向氣動系數(shù)CV和氣動扭矩系數(shù)CM以主梁寬度B 為參考長度。 風軸系的三分力系數(shù)CD、CL、CM可通過角度轉換得到。

試驗結果表明，沙埕灣大橋斷面在施工階段三分力系數(shù)隨著風攻角變化的曲線如圖5 所示。 在風攻角為0°時橫向力系數(shù)CH最大， 最大值為0.718，豎向力系數(shù)與風攻角基本呈線性變化，攻角為-10°時，豎向力系數(shù)CV值最大為-0.807，攻角為0°時CV為-0.158。 扭矩系數(shù)CM在-8°～8°間基本呈線性變化，攻角為0°時CM為0.029。

4 施工階段總體抗風穩(wěn)定性分析

4.1 施工階段顫振穩(wěn)定性檢驗

圖5 不同風攻角下三分力系數(shù)實測值

利用節(jié)段模型通過風洞測振試驗對沙埕灣跨海大橋在施工階段的顫振穩(wěn)定性進行了試驗測試。試驗所用節(jié)段模型的尺寸和形式與斷面氣動參數(shù)試驗模型為同一模型，模型縮尺比為1/60，節(jié)段總長度為1.74 m，通過彈簧懸掛模擬節(jié)段邊界剛度特性。

采用直接試驗法對施工最大單懸臂狀態(tài)結構在+3°、0°、-3°風攻角的豎向彎曲和扭轉2 個自由度耦合顫振進行測試，測試結果表明，在施工最大懸臂狀態(tài)下顫振檢驗臨界風速的試驗結果如表1 所示。 在3 種風攻角狀態(tài)下施工過程中可能發(fā)生的顫振臨界風速均大于145.1 m/s，大于橋位的顫振檢驗風速70.8 m/s， 本橋在施工過程中的顫振穩(wěn)定性滿足要求。

表1 施工階段顫振穩(wěn)定性檢驗結果

4.2 風荷載響應計算

在施工階段靜風荷載的響應主要包括結構在靜風壓作用下的荷載響應及在脈動風作用下的抖振響應。 在施工階段的抗風設計及臨時約束體系的設計應按照在靜風壓作用和抖振作用的疊加效應。沙埕灣大橋的總體風荷載響應計算分析中利用有限元程序ANSYS 進行， 建立南半橋與北半橋的有限元模型模型如圖6 所示。

圖6 施工階段風荷載效應分析有限元模型

在靜風作用計算時本橋施工階段主梁高度的計算基準風速按照48.0 m/s 控制，風攻角按照0°進行計算，計算的三分力系數(shù)選取3.2 節(jié)中通過風洞試驗得到的三力矩系數(shù)。 在進行抖振分析計算時反應空間相關系性的縱向和豎向脈動風速指數(shù)衰系數(shù)Cz、Cy、Cw均按照7 選取，脈動風譜按照規(guī)范公式計算獲得， 結構阻尼比取0.005， 氣動導納按照1.0 的Liepmann 簡化計算結果，抖振響應峰值因子均取3.5。主梁跨中位置距離地面高度取值64.5 m，平均風剖面冪函數(shù)指數(shù)為0.12，地面粗糙高度取0.01 m。

考慮平均風引起的靜風荷載響應和由脈動風引起的抖振響應峰值的不利組合。 在組合下風荷載對控制斷面產(chǎn)生的總荷載效應計算結果如表2 所示。 鋼主梁斷面的強度可滿足該表范圍內出現(xiàn)的內力，在施工方案制定時塔梁位置的臨時錨固設計荷載可按照該表所示內力進行計算。

表2 施工階段主梁塔根部最大總風荷載效應

4.3 非線性靜風穩(wěn)定性分析

全橋非線性靜風穩(wěn)定性分析在全橋結構風荷載響應分析得到的內力狀態(tài)基礎上進行。 大跨度橋梁結構具有很強的非線性特征，因而在靜風穩(wěn)定性分析中必須考慮橋梁結構的幾何非線性。 并且，由于靜風荷載本身也隨結構變形而發(fā)生變化，因而靜風力分析中不僅需要考慮橋梁結構的幾何非線性，還應該考慮靜風力的荷載非線性特征。 在靜風荷載計算中包含了主梁、 斜拉索和橋塔上的平均風荷載。 主梁和橋塔截面靜力三分力系數(shù)采用主梁節(jié)段模型測力試驗結果，斜拉索截面的風阻力系數(shù)取為0.8，并考慮了平均風速隨高度的變化。

該橋成橋狀態(tài)和施工階段最長單懸臂狀態(tài)南在0°來流攻角下主梁跨中豎向、橫向和扭轉位移隨平均風速的變化情況如圖7 所示，北半橋的位移情況基本與南塔相同。 橋梁相應狀態(tài)下靜風失穩(wěn)臨界風速計算結果列于表3。 在0°攻角來流時，該斜拉橋成橋狀態(tài)和施工階段最大單懸臂狀態(tài)南、 北半橋的靜風失穩(wěn)臨界風速均超過120 m/s， 遠大于相應階段的靜力失穩(wěn)檢驗風速。 可見，沙埕灣跨海大橋主橋在施工階段和成橋狀態(tài)均不會發(fā)生靜風失穩(wěn)現(xiàn)象。

圖7 施工階段南半橋主梁懸臂端位移與風速關系

表3 施工階段0°攻角靜風失穩(wěn)臨界風速

5 結語

本文對沙埕灣跨海大橋在施工階段的抗風穩(wěn)定性進行了分析，研究了本橋斷面的氣動性能在施工階段的抗風穩(wěn)定性特點，得到以下主要結論：

（1）根據(jù)氣象資料和橋梁結構特點及地形特點明確了沙埕灣大橋施工階段抗風驗算的主要參數(shù)。

（2）利用節(jié)段模型確定了沙埕灣大橋截面的三分力系數(shù)隨風攻角變化的關系，為靜風穩(wěn)定性驗算提供了依據(jù)，同時檢驗了該橋施工階段的顫振穩(wěn)定性滿足要求。

（3）對沙埕灣大橋施工階段的總體風荷載效應進行了分析，明確了施工階段風荷載作用下控制斷面的最大內力，為塔梁臨時連接的設計與驗算提供了依據(jù)。

（4）基于非線性的全橋抗風穩(wěn)定性分析，結果表明本橋在施工階段具有良好的抗風穩(wěn)定性，不會出現(xiàn)靜風失穩(wěn)。

（5）沙埕灣跨海大橋在施工階段具有良好的抗風穩(wěn)定性，該斷面形式的氣動參照也可為類似結構的抗風設計提供參考。