金海特大橋主橋抗風(fēng)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(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙410075；2. 高速鐵路建造技術(shù)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(zé)任公司，廣東 廣州510000；4. 中鐵第四勘察設(shè)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(qū)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(cè)各設(shè)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(nèi)張拉。主橋的結(jié)構(gòu)體系為剛構(gòu)+連續(xù)梁，即中塔塔梁墩固結(jié)，邊塔塔梁固結(jié)，塔墩分離，梁底設(shè)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(cè)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(jié)構(gòu)受力更加合理。頂板設(shè)有倒T 形橫梁或橫肋，交替設(shè)置，間距為3 m；挑臂側(cè)向設(shè)2 道倒T 形縱梁。鋼箱梁底板設(shè)置1 道T 形橫肋，順橋向間距為3.0 m；主箱邊室設(shè)置1 道橫隔；箱內(nèi)斜撐設(shè)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(yīng)頂板橫梁設(shè)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(biāo)準(zhǔn)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(fēng)多發(fā)地區(qū)，尤其是每年6～9 月臺風(fēng)盛行，必然遭受強風(fēng)襲擊。國內(nèi)外學(xué)者對橋梁的抗風(fēng)問題十分關(guān)注[1-10]，對大跨度橋梁的抗風(fēng)性能進行了多次的風(fēng)洞試驗和數(shù)值模型研究。由于此類超寬公鐵平層橋梁斷面在國內(nèi)橋梁工程建設(shè)中使用較少，對其抗風(fēng)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(jié)段模型風(fēng)洞實驗和氣彈模型風(fēng)洞實驗，對其風(fēng)致響應(yīng)和抗風(fēng)性能進行系統(tǒng)的研究，以檢查該橋的靜力和動力抗風(fēng)穩(wěn)定性。

1 結(jié)構(gòu)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(zhì)量、剛度系統(tǒng)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(gòu)件對全橋剛度的貢獻，魚骨設(shè)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(yīng)變實現(xiàn)，大小為其設(shè)計值；恒載質(zhì)量采用質(zhì)量單元Mass21模擬[11]。

分別計算金海特大橋主橋在成橋狀態(tài)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(tài)，部分結(jié)果如表1所示。成橋狀態(tài)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(zhuǎn)和反對稱扭轉(zhuǎn)頻率分別為0.550 4 Hz 和0.577 4 Hz，對稱和反對稱模態(tài)的扭彎頻率比分別為1.928和1.404，因此成橋狀態(tài)反對稱模態(tài)為顫振試驗控制模態(tài)。類似地，在最大雙懸臂施工階段，對稱模態(tài)為顫振檢驗控制模態(tài)。

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(fēng)性能試驗研究

根據(jù)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(zhǔn)風(fēng)速為42.90 m/s；根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范》[12]，計算得到金海特大橋主橋成橋狀態(tài)的設(shè)計基準(zhǔn)風(fēng)速為62.50 m/s，馳振檢驗風(fēng)速為75.00 m/s，顫振檢驗風(fēng)速為89.56 m/s，靜力失穩(wěn)檢驗風(fēng)速為125.00 m/s。施工階段設(shè)計風(fēng)速為57.5 m/s，馳振檢驗風(fēng)速為69.00 m/s，顫振檢驗風(fēng)速為82.40 m/s。

2.1 節(jié)段模型風(fēng)洞試驗

節(jié)段模型試驗在中南大學(xué)風(fēng)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(jié)段模型風(fēng)洞試驗研究主梁的靜力三分力系數(shù)、顫振和渦振性能。主梁節(jié)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(shè)置大端板，最大堵塞率為4.7%。采用IFS 六分量動態(tài)天平測量主梁斷面在不同風(fēng)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(zhuǎn)角度，施工階段和成橋狀態(tài)節(jié)段模型如圖3所示。

由圖3可知，成橋狀態(tài)的主梁模型考慮橋面鋪裝、防撞欄桿、風(fēng)屏障等附屬結(jié)構(gòu)，而施工階段僅考慮箱梁和挑臂等主體結(jié)構(gòu)，因此成橋狀態(tài)和施工階段主梁模型的剛度、等效質(zhì)量、等效質(zhì)量矩等設(shè)計參數(shù)并不一致。其中成橋狀態(tài)節(jié)段模型豎彎阻尼比和扭轉(zhuǎn)阻尼比分別為0.52%和0.54%，而施工階段節(jié)段模型的分別為0.54%和0.55%。

圖3 主梁節(jié)段模型試驗照片F(xiàn)ig.3 Model test photos of main beam segment

2.1.1 主梁靜力三分力系數(shù)和弛振穩(wěn)定性

橋梁抗風(fēng)性能研究的重要內(nèi)容是三分力系數(shù)，故先通過風(fēng)洞試驗測試主梁的三分力系數(shù)。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(tài)工況組合示意圖見表2。施工狀態(tài)和成橋無車狀態(tài)在?12°～12°攻角范圍內(nèi)每2°設(shè)置一個工況，成橋有車狀態(tài)在?6°～6°范圍內(nèi)加每1°設(shè)置一個工況。來流風(fēng)速設(shè)置10 m/s 和15 m/s 2 個風(fēng)速(雷諾數(shù)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(shù)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(fēng)速，m/s；ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3；L為測力節(jié)段模型長度，風(fēng)洞試驗時取兩端板間的長度2.04 m；H為零攻角模型迎風(fēng)面最大高度，對施工和成橋狀態(tài)，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(tài)，模型寬度為0.99 m。

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

圖4 各工況下主梁斷面在風(fēng)軸系下的三分力系數(shù)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(jié)段模型顫振性能風(fēng)洞試驗在均勻流場中進行，考慮成橋狀態(tài)、施工階段2種狀態(tài)和+3°，0°和?3° 3 種試驗風(fēng)攻角，試驗風(fēng)速增量為1 m/s，進行逐一測試。顫振試驗結(jié)果表明：各個工況下主梁的顫振臨界風(fēng)速最低為127.8 m/s，遠高于顫振檢驗風(fēng)速，故金海特大橋主橋的顫振穩(wěn)定性滿足規(guī)范的要求。

2.1.3 主梁渦振性能

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

2.2 全橋氣彈模型風(fēng)洞試驗

全橋氣彈模型試驗在中南大學(xué)風(fēng)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(jù)中南大學(xué)風(fēng)洞實驗室低速段尺寸和橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)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(zhì)量慣矩要求，在外衣內(nèi)側(cè)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(nèi)。試驗分為成橋和最大雙懸臂施工狀態(tài)二大類工況，成橋階段氣彈模型的前4 階模態(tài)主梁對稱豎彎、主梁反對稱豎彎、主梁對稱扭轉(zhuǎn)和主梁反對稱扭轉(zhuǎn)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(guī)范要求。

全橋氣彈模型試驗考慮了成橋狀態(tài)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(fēng)洞試驗。成橋狀態(tài)下考慮不同風(fēng)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(fēng)功角(?3°，0°和+3°)和不同風(fēng)偏角(0°，15°和30°)的影響。在均勻流場中進行靜風(fēng)穩(wěn)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(fēng)剖面見圖5。紊流場成橋狀態(tài)氣彈模型如圖6所示。

圖5 紊流場風(fēng)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(tài)全橋氣彈模型Fig.6 Full bridge aeroelastic model of turbulent field in bridge state

成橋狀態(tài)全橋氣彈模型風(fēng)洞試驗結(jié)果如圖7所示。結(jié)果表明，無論是均勻流場還是紊流場，隨著風(fēng)速不斷增大，3°風(fēng)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(dāng)實橋風(fēng)速為109.5 m/s時，橋梁仍然沒有發(fā)現(xiàn)大幅的振動，主梁沒有出現(xiàn)顫振和扭轉(zhuǎn)發(fā)散等靜力失穩(wěn)現(xiàn)象；另外均勻流場中主梁跨中扭轉(zhuǎn)角均方根值大于紊流場中的試驗結(jié)果。

圖7 成橋狀態(tài)試驗結(jié)果Fig.7 Bridge state test results

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

2.3 抗風(fēng)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(jié)構(gòu)所受約束相對較少,結(jié)構(gòu)更顯輕柔，在風(fēng)的作用下易發(fā)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(fēng)性能比成橋狀態(tài)更差，成為施工設(shè)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(fēng)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(fēng)纜作為施工過程中的抗風(fēng)措施，并通過風(fēng)洞試驗對最不利工況(最大雙懸臂階段)的防風(fēng)效果進行檢驗。抗風(fēng)纜的布置方案如圖8 所示，總共設(shè)置4 根抗風(fēng)纜，對稱布置于三分之一跨位置；抗風(fēng)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(jù)設(shè)計院提供的相關(guān)參數(shù)并結(jié)合已有研究[16?17]，初步選定實際工程中抗風(fēng)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(shè)為200 kN，初始應(yīng)變ε為0.000 375。根據(jù)模型幾何縮尺比，風(fēng)洞試驗抗風(fēng)纜模型直徑應(yīng)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(fēng)纜，長度為42.4 cm，初始張力設(shè)為13.9 N。

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

增設(shè)抗風(fēng)纜后重復(fù)施工階段2種最不利工況的風(fēng)洞試驗，風(fēng)致響應(yīng)對比結(jié)果如圖9所示。在未加抗風(fēng)纜情況下，主梁豎向位移均方根和扭轉(zhuǎn)角均方根均隨風(fēng)速的增加而迅速增加，增加抗風(fēng)纜后，由于主梁的風(fēng)致振動主要以豎向振動為主，各風(fēng)速下主梁豎向位移均方根都大幅度減小，扭轉(zhuǎn)角均方根數(shù)值也有減小。經(jīng)比較，在均勻流場中，各個風(fēng)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(zhuǎn)角均方根平均減小幅度為26%，最大減小幅度為64.6%，而設(shè)計基準(zhǔn)風(fēng)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(fēng)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(zhuǎn)角均方根平均減小幅度為36%，最大小幅度為53.8%，而設(shè)計基準(zhǔn)風(fēng)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(shè)抗風(fēng)纜對施工階段主梁的風(fēng)致響應(yīng)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(shè)置抗風(fēng)纜前、后主梁風(fēng)致響應(yīng)Fig.9 Wind-induced response of front and rear main beams with anti-wind cables

3 結(jié)論

1) 通過節(jié)段模型風(fēng)洞試驗和全橋氣彈模型風(fēng)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(fēng)安全性。試驗結(jié)果表明：在施工階段和成橋運營階段，在各個試驗風(fēng)速下，主梁沒有發(fā)生靜力失穩(wěn)現(xiàn)象；主梁的馳振力系數(shù)恒大于0，不會發(fā)生馳振失穩(wěn)；各個階段的顫振臨界風(fēng)速均大于127.8 m/s，遠高于顫振檢驗風(fēng)速；施工階段和成橋階段在各個風(fēng)速下均未觀測到明顯的渦振現(xiàn)象；當(dāng)實橋風(fēng)速為109.5 m/s 時，橋梁沒有發(fā)生很大的振動，主梁未出現(xiàn)靜力失穩(wěn)的現(xiàn)象；因此金海特大橋主橋的抗風(fēng)性能滿足橋梁抗風(fēng)設(shè)計規(guī)范的要求。

2) 增設(shè)抗風(fēng)纜后，施工階段主梁的豎向位移均方根和扭轉(zhuǎn)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(zhuǎn)角均方根平均減小幅度分別為26%和36%。因此，增設(shè)抗風(fēng)纜可以顯著降低施工階段主梁風(fēng)致響應(yīng)和提高橋梁施工安全性。