金海特大橋主橋抗風性能試驗研究

何旭輝，譚凌飛，敬海泉，劉啟清，李的平

(1. 中南大學 土木工程學院，湖南 長沙410075；2. 高速鐵路建造技術國家工程實驗室，湖南 長沙410075；3. 廣東廣珠城際軌道交通有限責任公司，廣東 廣州510000；4. 中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北 武漢430056)

金海特大橋位于珠海市，連接橫琴新區與珠海金灣國際機場，是金海高速鐵路和珠機城際鐵路的控制性工程。金海特大橋主橋為多塔多跨斜拉橋，全長1 369 m，跨徑布置為58.5+116+3×340+116+58.5 m，如圖1所示。橋塔兩側各設13對斜拉索，按雙索面扇形布置，橋面縱向索距12 m。斜拉索采用PES7-211～PES7-421 型Ⅱ級松弛平行鋼絲拉索，配套使用冷鑄鐓頭錨，在塔柱內張拉。主橋的結構體系為剛構+連續梁，即中塔塔梁墩固結，邊塔塔梁固結，塔墩分離，梁底設縱向間距為10.4 的雙排支座。金海特大橋主橋采用挑臂式鋼箱梁，公路與鐵路同層布置，斷面布置如圖2所示。主箱采用單箱三室截面，頂板采用正交異性鋼橋面板，主梁斷面高度4.5 m。橋面總寬49.6 m，中間鋼箱梁寬17.6 m，兩側挑臂式橋面寬16 m，是世界上最寬的公鐵兩用大橋。將較輕的公路荷載布置于挑臂上，較重的鐵路荷載布置于中間主箱上，斜拉索布置在兩者之間，會使結構受力更加合理。頂板設有倒T 形橫梁或橫肋，交替設置，間距為3 m；挑臂側向設2 道倒T 形縱梁。鋼箱梁底板設置1 道T 形橫肋，順橋向間距為3.0 m；主箱邊室設置1 道橫隔；箱內斜撐設置在頂板橫梁(橫肋)與底板橫肋之間。沿順橋向每隔6.0 m，對應頂板橫梁設置1道箱外斜撐。

圖1 金海特大橋主橋立面布置Fig.1 Elevation layout of main bridge of Jinhai bridge

圖2 主梁標準橫斷面Fig.2 Standard cross section of main beam

金海特大橋橋址瀕臨南海，地處強風多發地區，尤其是每年6～9 月臺風盛行，必然遭受強風襲擊。國內外學者對橋梁的抗風問題十分關注[1-10]，對大跨度橋梁的抗風性能進行了多次的風洞試驗和數值模型研究。由于此類超寬公鐵平層橋梁斷面在國內橋梁工程建設中使用較少，對其抗風性能研究十分稀少；為了讓金海特大橋安全順利地建成和擁有良好的使用舒適性，必須要開展節段模型風洞實驗和氣彈模型風洞實驗，對其風致響應和抗風性能進行系統的研究，以檢查該橋的靜力和動力抗風穩定性。

1 結構動力特性分析

采用通用有限元分析軟件ANSYS 建立金海特大橋主橋的三維有限元模型，通過動力特性分析獲得全橋振型和頻率。鑒于本橋的特點，將實橋化繁為簡，主梁采用“單脊梁+魚骨”模式進行簡化，簡化的基本原則為保證模型與實橋的質量、剛度系統等效分布，其中脊梁剛度取成橋階段的主梁剛度，不計入欄桿和防撞護欄等附屬構件對全橋剛度的貢獻，魚骨設置為剛臂單元連接脊梁和拉索。斜拉索采用Ernst 等效彈性模量公式，考慮斜拉索自重垂度引起的非線性。主梁采用空間梁Beam4 單元進行模擬，橋塔、橋墩采用Beam188 單元模擬；斜拉索采用桿單元Link10 模擬，初始拉力通過輸入單元初應變實現，大小為其設計值；恒載質量采用質量單元Mass21模擬[11]。

分別計算金海特大橋主橋在成橋狀態和最大雙懸臂施工階段的動力特性，提取前20 階頻率和模態，部分結果如表1所示。成橋狀態下，主梁一階對稱豎彎和反對稱豎彎頻率分別為0.285 5 Hz 和0.411 3 Hz，一階對稱扭轉和反對稱扭轉頻率分別為0.550 4 Hz 和0.577 4 Hz，對稱和反對稱模態的扭彎頻率比分別為1.928和1.404，因此成橋狀態反對稱模態為顫振試驗控制模態。類似地，在最大雙懸臂施工階段，對稱模態為顫振檢驗控制模態。

表1 金海特大橋主橋動力特性Table 1 Dynamic characteristics of the main bridge of Jinhai super bridge

2 抗風性能試驗研究

根據金海特大橋主橋所在的地理位置，參考港珠澳大橋，確定橋址處基準風速為42.90 m/s；根據《公路橋梁抗風設計規范》[12]，計算得到金海特大橋主橋成橋狀態的設計基準風速為62.50 m/s，馳振檢驗風速為75.00 m/s，顫振檢驗風速為89.56 m/s，靜力失穩檢驗風速為125.00 m/s。施工階段設計風速為57.5 m/s，馳振檢驗風速為69.00 m/s，顫振檢驗風速為82.40 m/s。

2.1 節段模型風洞試驗

節段模型試驗在中南大學風洞實驗室高速試驗段進行，高速試驗段長15.0 m，寬3.0 m，高3.0 m。通過節段模型風洞試驗研究主梁的靜力三分力系數、顫振和渦振性能。主梁節段模型采用1:50幾何縮尺比，模型長2.04 m，寬0.99 m，高0.09 m，長寬比為2.06。模型制作材料為PVC板和有機玻璃，兩端設置大端板，最大堵塞率為4.7%。采用IFS 六分量動態天平測量主梁斷面在不同風攻角下的三分力，采用激光位移計測量模型豎向位移和扭轉角度，施工階段和成橋狀態節段模型如圖3所示。

由圖3可知，成橋狀態的主梁模型考慮橋面鋪裝、防撞欄桿、風屏障等附屬結構，而施工階段僅考慮箱梁和挑臂等主體結構，因此成橋狀態和施工階段主梁模型的剛度、等效質量、等效質量矩等設計參數并不一致。其中成橋狀態節段模型豎彎阻尼比和扭轉阻尼比分別為0.52%和0.54%，而施工階段節段模型的分別為0.54%和0.55%。

圖3 主梁節段模型試驗照片Fig.3 Model test photos of main beam segment

2.1.1 主梁靜力三分力系數和弛振穩定性

橋梁抗風性能研究的重要內容是三分力系數，故先通過風洞試驗測試主梁的三分力系數。測力試驗共包含施工階段、成橋無車和成橋有車三大類工況，其中成橋有車工況又包含四小類工況，車橋耦合狀態工況組合示意圖見表2。施工狀態和成橋無車狀態在?12°～12°攻角范圍內每2°設置一個工況，成橋有車狀態在?6°～6°范圍內加每1°設置一個工況。來流風速設置10 m/s 和15 m/s 2 個風速(雷諾數分別約為2.6×104和3.9×104)，進行相互校核。主梁斷面三分力系數定義如下：

表2 車橋耦合工況組合Table 2 Vehicle bridge coupling condition combination

式中：U∞為來流風速，m/s；ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3；L為測力節段模型長度，風洞試驗時取兩端板間的長度2.04 m；H為零攻角模型迎風面最大高度，對施工和成橋狀態，模型高度均為0.09 m(不包括欄桿和防撞護欄)；B為模型截面的總寬度，對施工和成橋狀態，模型寬度為0.99 m。

試驗結果顯示，2 種試驗風速下主梁各風攻角的三分力系數基本相同，因此僅展示風速為15 m/s的測試結果。各工況下主梁斷面在風軸坐標系下三分力系數見圖4，結果表明：施工階段除風攻角為8°～12°外，主梁的升力系數曲線與力矩系數曲線斜率均為正，計算得到施工階段馳振力系數(C′L+CD)最小值約為0.764 5；同樣可以分別得到成橋狀態、成橋有車無列車狀態、成橋有車上游單列車狀態、成橋有車下游單列車狀態和成橋有車上下游雙列車狀態的馳振力系數最小值分別約為1.579，1.443，1.697，1.578 和1.529。各工況下馳振力系數均大于0，故金海特大橋主橋是滿足馳振穩定性要求，不會發生馳振現象。

圖4 各工況下主梁斷面在風軸系下的三分力系數Fig.4 Three component force coefficient of main girder section under wind shaft system under various working conditions

2.1.2 主梁顫振性能

主梁節段模型顫振性能風洞試驗在均勻流場中進行，考慮成橋狀態、施工階段2種狀態和+3°，0°和?3° 3 種試驗風攻角，試驗風速增量為1 m/s，進行逐一測試。顫振試驗結果表明：各個工況下主梁的顫振臨界風速最低為127.8 m/s，遠高于顫振檢驗風速，故金海特大橋主橋的顫振穩定性滿足規范的要求。

2.1.3 主梁渦振性能

由《公路橋梁抗風設計規范》的相關規定，計算得到該橋在施工階段和成橋狀態的豎向渦激共振允許振幅分別為0.153 m和0.140 m，扭轉渦激共振允許振幅分別為0.117°和0.167°。主梁節段模型渦激共振性能風洞試驗在均勻流場中進行，分別考慮施工階段、成橋狀態I(未安裝風屏障和檢修車軌道)和成橋狀態Ⅱ(安裝風屏障和檢修車軌道)3種斷面情況和+3°，0°和?3°3種風攻角。試驗起始風速為2.0 m/s，風速增量為0.5 m/s，進行逐一測試。風洞試驗結果表明，在各試驗工況下的渦振可能試驗風速范圍內均未出現大幅渦激共振，因此金海特大橋主橋的渦振性能滿足抗風設計規范的要求。

2.2 全橋氣彈模型風洞試驗

全橋氣彈模型試驗在中南大學風洞實驗室低速試驗段進行，低速試驗段長18.0 m，寬12.0 m，高3.5 m。根據中南大學風洞實驗室低速段尺寸和橋梁抗風設計規范的要求，確定金海特大橋主橋的全橋氣彈模型縮尺比為1:120。采用鋼芯骨架制作脊骨梁，模擬主梁和橋塔的剛度，用ABS 材料制作主梁外衣，使用螺釘與脊骨梁相固定，為了滿足配重和質量慣矩要求，在外衣內側放置鉛塊。墩梁及塔梁交接處采用滑軌模擬邊界約束，斜拉索索力模擬誤差控制在5%以內。試驗分為成橋和最大雙懸臂施工狀態二大類工況，成橋階段氣彈模型的前4 階模態主梁對稱豎彎、主梁反對稱豎彎、主梁對稱扭轉和主梁反對稱扭轉的振動阻尼比分別為0.41%，0.229%，0.298%和0.307%，模型阻尼比約為0.5%左右，滿足規范要求。

全橋氣彈模型試驗考慮了成橋狀態和最大雙懸臂施工階段二大類工況，并分別在均勻流場和紊流場中開展了風洞試驗。成橋狀態下考慮不同風攻角的影響(?3°，0°和+3°)；最大雙懸臂施工階段同時考慮不同風功角(?3°，0°和+3°)和不同風偏角(0°，15°和30°)的影響。在均勻流場中進行靜風穩定性和渦振試驗，在紊流場中進行抖振試驗。金海特大橋紊流場平均風剖面見圖5。紊流場成橋狀態氣彈模型如圖6所示。

圖5 紊流場風速沿高度方向分布Fig.5 Distribution of wind speed in turbulent field along the height direction

圖6 紊流場成橋狀態全橋氣彈模型Fig.6 Full bridge aeroelastic model of turbulent field in bridge state

成橋狀態全橋氣彈模型風洞試驗結果如圖7所示。結果表明，無論是均勻流場還是紊流場，隨著風速不斷增大，3°風攻角工況主梁跨中豎向位移均方根值最大，約為2.5 mm，可以看出當實橋風速為109.5 m/s時，橋梁仍然沒有發現大幅的振動，主梁沒有出現顫振和扭轉發散等靜力失穩現象；另外均勻流場中主梁跨中扭轉角均方根值大于紊流場中的試驗結果。

圖7 成橋狀態試驗結果Fig.7 Bridge state test results

最大雙懸臂狀態全橋氣彈模型風洞試驗結果分析得到：以主梁豎向位移均方根作為判斷標準，可以得到均勻流場的最不利工況為0°風攻角、90°風偏角和紊流場的最不利工況為?3°風攻角、30°風偏角，2 種最不利工況對應的主梁豎向位移均方根值分別為6.52 mm 和5.88 mm。對比發現最大雙懸臂狀態的主梁跨中豎向位移均方根值遠大于成橋狀態試驗結果，因此進一步開展了施工階段風致振動控制措施風洞試驗研究。

2.3 抗風纜抑振性能試驗研究

由于大跨度斜拉橋往往采用對稱懸臂施工，未合龍之前結構所受約束相對較少,結構更顯輕柔，在風的作用下易發生變形和振動[13]。因此施工過程中尤其是施工最大雙懸臂階段，橋梁的抗風性能比成橋狀態更差，成為施工設計的控制因素。既有研究表明，斜拉橋施工階段采取臨時性的抗風措施十分必要[14?15]。針對金海特大橋主橋的地理位置特點，擬采用抗風纜作為施工過程中的抗風措施，并通過風洞試驗對最不利工況(最大雙懸臂階段)的防風效果進行檢驗。抗風纜的布置方案如圖8 所示，總共設置4 根抗風纜，對稱布置于三分之一跨位置；抗風纜豎垂直于主梁縱軸線，水平傾角為45°，一端與主梁的箱梁底部和斜撐相交處連接，另一端固定于地面。根據設計院提供的相關參數并結合已有研究[16?17]，初步選定實際工程中抗風纜采用39 束直徑為15.2 mm 的鋼絞線，面積為5 460 mm2，長度為50.91 m，初始張力設為200 kN，初始應變ε為0.000 375。根據模型幾何縮尺比，風洞試驗抗風纜模型直徑應為0.7 mm；然而由于材料限制，試驗選用直徑1.2 mm的鋼絲模擬抗風纜，長度為42.4 cm，初始張力設為13.9 N。

圖8 最大雙懸臂狀態的最不利工況抗風纜模型Fig.8 Most unfavorable working condition wind-resistant cable model for the maximum double cantilever state

增設抗風纜后重復施工階段2種最不利工況的風洞試驗，風致響應對比結果如圖9所示。在未加抗風纜情況下，主梁豎向位移均方根和扭轉角均方根均隨風速的增加而迅速增加，增加抗風纜后，由于主梁的風致振動主要以豎向振動為主，各風速下主梁豎向位移均方根都大幅度減小，扭轉角均方根數值也有減小。經比較，在均勻流場中，各個風速下主梁豎向位移均方根平均減小幅度為80.8%，最大減小幅度為84%，扭轉角均方根平均減小幅度為26%，最大減小幅度為64.6%，而設計基準風速下主梁的豎向位移均方根減小幅度為83.8%；在紊流場中，各個風速下豎向位移均方根平均減小幅度為90.4%，最大減小幅度為94%，扭轉角均方根平均減小幅度為36%，最大小幅度為53.8%，而設計基準風速下主梁的豎向位移均方根減小幅度為92.7%。由此可見，增設抗風纜對施工階段主梁的風致響應具有明顯的抑制作用，能夠顯著提高橋梁施工的安全性。

圖9 設置抗風纜前、后主梁風致響應Fig.9 Wind-induced response of front and rear main beams with anti-wind cables

3 結論

1) 通過節段模型風洞試驗和全橋氣彈模型風洞試驗研究了金海特大橋主橋(公鐵平層布置的挑臂式鋼箱梁)在施工和運營期間的抗風安全性。試驗結果表明：在施工階段和成橋運營階段，在各個試驗風速下，主梁沒有發生靜力失穩現象；主梁的馳振力系數恒大于0，不會發生馳振失穩；各個階段的顫振臨界風速均大于127.8 m/s，遠高于顫振檢驗風速；施工階段和成橋階段在各個風速下均未觀測到明顯的渦振現象；當實橋風速為109.5 m/s 時，橋梁沒有發生很大的振動，主梁未出現靜力失穩的現象；因此金海特大橋主橋的抗風性能滿足橋梁抗風設計規范的要求。

2) 增設抗風纜后，施工階段主梁的豎向位移均方根和扭轉角均方根有明顯地減小，均勻流場和紊流場中主梁豎向位移均方根平均減小幅度分別為80.8%和90.4%，扭轉角均方根平均減小幅度分別為26%和36%。因此，增設抗風纜可以顯著降低施工階段主梁風致響應和提高橋梁施工安全性。