■董學(xué)綢

（福建省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，福州 350004）

福州長門特大橋主橋抗風(fēng)性能研究

■董學(xué)綢

（福建省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，福州 350004）

福州長門特大橋位于閩江入?？谔?，主橋?yàn)橹骺?50m的雙塔雙索面斜拉橋，是國內(nèi)首次采用塔梁固結(jié)體系的混合梁斜拉橋。橋位處風(fēng)速較大，地處東南沿海臺風(fēng)頻襲地區(qū)，曾多次受到強(qiáng)臺風(fēng)的正面襲擊，大橋的抗風(fēng)性能是控制設(shè)計(jì)的關(guān)鍵因素。通過對結(jié)構(gòu)的靜風(fēng)作用分析和常規(guī)比例節(jié)段模型的風(fēng)洞試驗(yàn)，對主橋的抗風(fēng)性能進(jìn)行了研究，可供類似橋梁設(shè)計(jì)參考。

混合梁 斜拉橋 塔梁固結(jié) 風(fēng)洞試驗(yàn) 抗風(fēng)設(shè)計(jì)

1 工程概況

長門特大橋是福州繞城高速公路東南段的控制性工程，大橋位于閩江下游，瀕臨入?？谔?，在福州市連江縣長門村和瑯岐島之間跨越閩江。主要技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)為：雙向六車道，橋面全寬38.5m，設(shè)計(jì)速度100km/h，設(shè)計(jì)荷載公路－I級，設(shè)計(jì)基本風(fēng)速39.7m/s，地震基本烈度Ⅵ度，地震動峰值加速度0.05g。主橋采用主跨550m的雙塔雙索面斜拉橋（橋型布置如圖1所示），是國內(nèi)首次采用塔梁固結(jié)體系的混合梁斜拉橋。充分考慮主梁邊中跨比（0.26）較小和橋址區(qū)風(fēng)速較大等，中跨采用全封閉扁平流線型鋼箱梁（標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖2所示），邊跨采用混凝土箱梁，為單箱四室箱梁（標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖3所示），以克服輔助墩、過渡墩、橋臺處支座的負(fù)反力，提高結(jié)構(gòu)抗風(fēng)性能和整體剛度,鋼混結(jié)合段位于主塔中跨側(cè)24m。主梁全寬38.5m，主梁中心線處高度3.2m，至索塔區(qū)縮窄為35.5m。主塔采用花瓶型混凝土結(jié)構(gòu)，橋面以上塔高126m，高跨比為0.23。

圖1 橋型布置圖（單位：m）

圖2 鋼箱梁標(biāo)準(zhǔn)斷面圖（單位：m）

圖3 混凝土梁標(biāo)準(zhǔn)斷面圖（單位：m）

2 橋位處風(fēng)速

根據(jù)國家海洋局閩東海洋環(huán)境監(jiān)測中心站提供的《長門特大橋橋位氣象觀測及風(fēng)參數(shù)研究專題技術(shù)報(bào)告》[1]：橋址區(qū)地表類別為A～B類之間，平均風(fēng)剖面冪函數(shù)指數(shù)α取0.15，橋址處基本風(fēng)速Vs10=39.7m/s。取主跨跨中橋面設(shè)計(jì)標(biāo)高+69.563m作為主梁基準(zhǔn)高度，平均水位+0.865m。橋面高度處成橋運(yùn)營狀態(tài)設(shè)計(jì)基準(zhǔn)風(fēng)速：

3 結(jié)構(gòu)靜風(fēng)作用分析

雙塔雙索面斜拉橋往往采用半飄浮體系，使主梁在體系環(huán)境溫度、行車等影響下能自由伸縮，同時緩解索塔的地震力。當(dāng)橋址處抗震設(shè)防烈度較小，在主跨跨徑超過500m以后，尤其是在海灣或入海口地區(qū)，風(fēng)荷載將逐漸成為控制性荷載。初步分析表明，本橋采用半漂浮體系對結(jié)構(gòu)受力較為不利，風(fēng)荷載是控制荷載，塔底彎矩大幅超出其他荷載工況的組合結(jié)果，同時梁端位移過大，對伸縮縫和滑動支座的允許位移量要求過大。因此，如何有效地抑制靜風(fēng)荷載作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)就成了比較迫切的問題。

根據(jù)本橋建設(shè)條件，參考國內(nèi)外具備相似建設(shè)條件的昂船洲大橋和諾曼底大橋的結(jié)構(gòu)體系，提出了塔梁固結(jié)體系方案。為分析本橋塔梁固結(jié)體系在靜風(fēng)作用下的結(jié)構(gòu)受力性能，對比了以下5種不同的結(jié)構(gòu)體系：（1）體系一：半飄浮體系，索塔和主梁間只有豎向約束，無縱向約束；（2）體系二：限位體系，在橋臺和過渡墩設(shè)置縱向限位擋塊，在溫度、汽車荷載等正常運(yùn)營條件下結(jié)構(gòu)不受約束，在極限風(fēng)等特殊作用下約束橋塔和主梁的位移；（3）體系三：彈性約束體系，塔梁間設(shè)置一定剛度的縱向彈性約束，單個主塔的彈性約束分別采用10MN/m、50MN/m和100MN/m；（4）體系四：混合體系，北塔處塔梁固結(jié)，南塔處設(shè)豎向支承；（5）體系五：剛構(gòu)體系，南、北塔處塔梁均固結(jié)。

表1列出了不同體系在極限風(fēng)工況組合作用下結(jié)構(gòu)位移計(jì)算結(jié)果。表2列出了不同體系在不同工況組合作用下索塔底部的彎矩計(jì)算結(jié)果?？梢钥闯?，本橋采用塔梁固結(jié)體系后具有較好的抗靜風(fēng)性能：（1）能有效降低塔底截面的控制組合彎矩，較半漂浮體系降低約30%，可減小主塔下塔柱尺寸，降低工程造價(jià)；（2）塔頂、梁端位移較其余體系均有大幅降低，行車平順性大幅提高，支座位移需求大幅減小，無需采用特殊設(shè)計(jì)的大變形量支座。此外，采用塔梁固結(jié)體系，取消了塔梁結(jié)合處的橫向抗風(fēng)支座及豎向大噸位支座，節(jié)約造價(jià)的同時也避免了運(yùn)營期更換和維護(hù)支座帶來的麻煩，同時施工期間避免了塔梁臨時約束，降低了施工風(fēng)險(xiǎn)。

表1 極限風(fēng)作用下結(jié)構(gòu)位移（單位：mm）

表2 不同工況下塔底彎矩（單位：MN·m）

4 結(jié)構(gòu)動力特性分析

采用ANSYS有限元分析程序，對主橋成橋運(yùn)營狀態(tài)和最長單懸臂狀態(tài)兩種結(jié)構(gòu)狀態(tài)進(jìn)行了固有動力特性分析。在有限元模型中，橋塔和主梁采用了三維梁單元，其中主梁采用了脊骨梁模型；斜拉索采用了桿單元，并使用了等效彈性模量來考慮斜拉索的初始拉力和重力對剛度的影響。在進(jìn)行主梁節(jié)段模型質(zhì)量系統(tǒng)模擬時按文獻(xiàn)[2]考慮了全橋振動效應(yīng)和振動空間特性的主梁等效質(zhì)量和等效質(zhì)量慣矩。圖4為主橋成橋運(yùn)營狀態(tài)結(jié)構(gòu)動力特性分析模型示意。表3列出了主橋成橋運(yùn)營和最長單懸臂狀態(tài)的豎彎、扭轉(zhuǎn)基頻及對應(yīng)的主梁等效質(zhì)量、等效質(zhì)量慣性矩以及扭彎頻率比。

圖4 主橋成橋運(yùn)營狀態(tài)結(jié)構(gòu)動力特性分析模型示意

表3 豎彎、扭轉(zhuǎn)基頻及對應(yīng)等效質(zhì)量、等效質(zhì)量慣性矩

5 顫振穩(wěn)定性檢驗(yàn)

5.1 顫振檢驗(yàn)風(fēng)速

長門特大橋主橋主跨長550m，考慮風(fēng)速的脈動影響及水平相關(guān)特性的無量綱修正系數(shù)μf可參照《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]，按A～B類地表類別取為1.2642?？紤]風(fēng)洞試驗(yàn)誤差及設(shè)計(jì)、施工中不確定因素的綜合安全系數(shù)K=1.2，則100年重現(xiàn)期成橋運(yùn)營狀態(tài)顫振檢驗(yàn)風(fēng)速為：

施工階段，風(fēng)速重現(xiàn)期取30年，參照《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]，風(fēng)速重現(xiàn)期系數(shù)η=0.92。施工階段的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速為：

5.2 主梁節(jié)段模型測振風(fēng)洞試驗(yàn)

試驗(yàn)采用彈簧懸掛二元剛體節(jié)段模型 （圖5所示）。根據(jù)實(shí)橋主梁斷面尺寸和風(fēng)洞試驗(yàn)段尺寸以及直接試驗(yàn)法的要求，主梁節(jié)段模型的縮尺比取為λL=1/55，模型的總長度取為1.74m。模型的試驗(yàn)彈性參數(shù)模擬了成橋運(yùn)營狀態(tài)以及最長單懸臂狀態(tài)一階扭轉(zhuǎn)和一階豎向彎曲振動。主梁節(jié)段模型質(zhì)量和質(zhì)量慣性矩按考慮了實(shí)橋振動空間特性及橋塔、斜拉索振動效應(yīng)的主梁等效質(zhì)量和等效質(zhì)量慣性矩進(jìn)行模擬[2]。

圖5 主梁節(jié)段模型

5.3 顫振穩(wěn)定性檢驗(yàn)

試驗(yàn)在均勻流場中進(jìn)行，采用直接試驗(yàn)法對主橋成橋運(yùn)營狀態(tài)和施工最長單懸臂狀態(tài)進(jìn)行了+3°、0°和-3°三種攻角的豎彎和扭轉(zhuǎn)兩自由度耦合顫振試驗(yàn)，顫振臨界風(fēng)速試驗(yàn)結(jié)果列于表4。

表4 節(jié)段模型顫振臨界風(fēng)速試驗(yàn)結(jié)果(m/s)

由表4可以看出，成橋運(yùn)營狀態(tài)和最長單懸臂狀態(tài)下均滿足顫振穩(wěn)定性的要求。

6 渦激共振檢驗(yàn)

根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]，成橋運(yùn)營狀態(tài)下豎彎渦振及扭轉(zhuǎn)渦振允許振幅分別為：

其中，fb、ft分別取豎彎和扭轉(zhuǎn)基頻；B取橋?qū)?8.5m。

渦激共振試驗(yàn)用節(jié)段模型與前文所述顫振試驗(yàn)用節(jié)段模型相同。與顫振試驗(yàn)一樣，由于節(jié)段模型為兩維模型，為考慮全橋振動的三維空間效應(yīng)，渦激共振節(jié)斷模型的質(zhì)量和質(zhì)量慣性矩同樣按實(shí)橋主梁的等效質(zhì)量和等效質(zhì)量慣性矩來模擬[2,4]。此外，在由試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算實(shí)橋的渦激共振幅值時，除了按幾何縮尺比換算外，還引入振型修正系數(shù)，用來考慮實(shí)橋振型函數(shù)的影響[4]。

試驗(yàn)在均勻流場中進(jìn)行， 風(fēng)攻角為+3°、0°和-3°，豎彎和扭轉(zhuǎn)渦激共振風(fēng)速比分別為1/4.039和1/4.021。試驗(yàn)風(fēng)速范圍為 0～20m/s，相當(dāng)于實(shí)橋風(fēng)速的 0～80.8m/s，已超過了成橋運(yùn)營階段的設(shè)計(jì)基準(zhǔn)風(fēng)速53.0m/s。試驗(yàn)中各攻角下均未觀察到有明顯渦激共振發(fā)生。

7 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)

7.1 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速

根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]第6.1.5條規(guī)定，斜拉橋成橋運(yùn)營狀態(tài)靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速為：

施工階段的靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散臨界風(fēng)速為：

對于斜拉橋，《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]第6.1.4條給出了靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速的二維線性計(jì)算公式：

式中，C′M為當(dāng)風(fēng)攻角為0時，主梁扭轉(zhuǎn)力矩系數(shù)C′M的斜率，宜通過風(fēng)洞試驗(yàn)或數(shù)值模擬技術(shù)得到。

7.2 主梁節(jié)段模型測力風(fēng)洞試驗(yàn)

為得到風(fēng)攻角為0時，主梁扭轉(zhuǎn)力矩系數(shù)C′M的斜率C′M，采用節(jié)段模型對主梁的氣動靜力三分力系數(shù)進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)。測試用節(jié)段模型與上文所述測振用節(jié)段模型相同。試驗(yàn)中，節(jié)段模型被豎直地安裝在風(fēng)洞中的轉(zhuǎn)盤上，由位于風(fēng)洞底板下、轉(zhuǎn)盤機(jī)構(gòu)上的底支式五分量應(yīng)變天平支撐，作用在節(jié)段模型上的氣動力由該五分量應(yīng)變天平進(jìn)行測量。測試分為成橋運(yùn)營狀態(tài)和施工狀態(tài)共兩個工況進(jìn)行，試驗(yàn)風(fēng)速為10.0m/s。試驗(yàn)所得的主橋成橋運(yùn)營狀態(tài)和施工狀態(tài)主梁斷面三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角變化曲線如圖6和圖7所示。圖中，CH、CV和CM分別為體軸系下的橫向力系數(shù)、豎向力系數(shù)和扭轉(zhuǎn)力矩系數(shù)，CD和CL則分別為風(fēng)軸系下的氣動阻力和升力系數(shù)。

圖6 成橋運(yùn)營狀態(tài)主梁斷面三分力系數(shù)曲線

圖7 施工狀態(tài)主梁斷面三分力系數(shù)曲線

7.3 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)

由試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得到靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速計(jì)算參數(shù)（表5所列），再由式（3）可計(jì)算得到成橋運(yùn)營及最長單懸臂狀態(tài)的靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散風(fēng)速二維線性計(jì)算結(jié)果 （列于表 6）。

表5 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散風(fēng)速計(jì)算參數(shù)

由表6可以看出，成橋運(yùn)營及最長單懸臂狀態(tài)的靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散臨界風(fēng)速均遠(yuǎn)高于其對應(yīng)的靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散檢驗(yàn)風(fēng)速，因而主橋在施工及成橋運(yùn)營狀態(tài)均滿足靜風(fēng)穩(wěn)定性的要求。

表6 靜力扭轉(zhuǎn)發(fā)散風(fēng)速(m/s)

8 結(jié)語

通過對結(jié)構(gòu)的靜風(fēng)作用分析和常規(guī)比例節(jié)段模型的風(fēng)洞試驗(yàn)，對福州長門特大橋主橋的抗風(fēng)性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：

（1）采用塔梁固結(jié)體系后主橋具有較好的抗靜風(fēng)性能，能有效降低塔底截面的控制組合彎矩，減小主塔下塔柱尺寸，降低工程造價(jià)，塔頂、梁端位移大幅降低，支座位移需求大幅減小，無需采用特殊設(shè)計(jì)的大變形量支座。

（2）主橋施工和成橋運(yùn)營狀態(tài)的顫振臨界風(fēng)速均遠(yuǎn)高于相應(yīng)階段的顫振檢驗(yàn)風(fēng)速，滿足顫振穩(wěn)定性的要求。

（3）處于大氣邊界層紊流場中的主橋在成橋運(yùn)營狀態(tài)不會發(fā)生明顯的渦激共振現(xiàn)象。

（4）主橋施工及成橋運(yùn)營狀態(tài)均滿足靜風(fēng)穩(wěn)定性的要求。

[1]國家海洋局寧德海洋環(huán)境監(jiān)測中心站（原國家海洋局閩東海洋環(huán)境監(jiān)測中心站）.長門特大橋橋位氣象觀測及風(fēng)參數(shù)研究專題技術(shù)報(bào)告[R].寧德,2010.

[2]朱樂東,項(xiàng)海帆.橋梁顫振節(jié)段模型質(zhì)量系統(tǒng)模擬[J].結(jié)構(gòu)工程師,1995,(4):39-45.

[3]中華人民共和國交通運(yùn)輸部.JTG/T D60—01—2004,公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京：人民交通出版社，2004.

[4]朱樂東.橋梁渦激共振試驗(yàn)節(jié)段模型質(zhì)量系統(tǒng)模擬與振幅修正方法[J].工程力學(xué),2005,22(5):204-208.