广东江顺大桥抗风性能试验研究

刘志文，洪 涵，梁立农，万志勇，薛亚飞，陈政清

(1.湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082；2.广东省公路勘察规划设计院股份有限公司，广东 广州 510507)

广东江顺大桥抗风性能试验研究

刘志文1†，洪 涵1，梁立农2，万志勇2，薛亚飞1，陈政清1

(1.湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082；2.广东省公路勘察规划设计院股份有限公司，广东 广州 510507)

采用风洞试验和CFD数值模拟相结合的方法对主跨700 m的广东江顺大桥主桥结构抗风性能进行研究，包括主梁、桥塔气动参数试验与CFD模拟、主梁1/60几何缩尺比节段模型测振试验、主梁1/25几何缩尺比节段模型涡振试验、全桥气弹模型试验研究等.结果表明：该桥在成桥状态和施工状态具有足够的抗风稳定性，在设计风速下涡振性能和抖振响应性能均满足规范要求；大比例主梁节段模型得到的涡振振幅小于常规比例节段模型得到的涡振振幅，表明采用常规比例模型进行桥梁主梁涡振性能评估是偏于保守的.

斜拉桥；风洞试验；计算流体动力学；抗风性能

随着桥梁跨度的增大，其自振频率、阻尼比等不断降低，桥梁结构对风作用更加敏感，甚至成为大跨度桥梁设计的控制因素[1].陈艾荣等针对主跨1 088 m的苏通长江公路大桥的超长索对大桥结构动力特性的影响、超大跨度斜拉桥主梁涡振性能以及超大跨度斜拉桥气动稳定性和风荷载等进行了研究.研究表明：超大跨度斜拉桥斜拉索振动对主桥结构动力特性的影响不容忽视；千米级斜拉桥虽然具有足够的颤振稳定性，但其颤振形态表现为索面、梁侧向振动与主梁弯扭颤振的耦合振动形态；主梁检修车轨道位置对主梁涡振性能影响较大，建议采用大几何缩尺比模型风洞试验进行验证[2].Akiyama Haruki针对主跨890 m的多多罗大桥抗风性能进行了研究，分别进行了主梁节段模型试验(几何缩尺比1/45)、桥塔自立状态气弹模型试验和全桥气弹模型试验研究(几何缩尺比分别为1/70和1/200，1/200全桥气弹模型考虑了周边地形的影响).研究表明：多多罗大桥成桥和施工状态颤振稳定性均满足要求，未观测到明显的索-梁耦合振动现象；主梁涡激振动可以忽略，未采取相应控制措施；设计风速下风致抖振响应满足要求[3].国内多位学者针对大跨度斜拉桥抗风性能进行了风洞试验研究[4-9].闭口流线型箱梁断面的涡振性能雷诺数效应也是国内外学者关注的重点.G. Schewe和A. Larsen在压力风洞中对丹麦大海带东桥主梁断面进行了涡振试验研究，研究显示影响主梁涡振的重要参数斯克拉顿数SC在雷诺数为8×104～4×105之间随着雷诺数的增加而增加，认为采用小尺度的风洞试验换算到实桥进行抗风设计是偏于保守的[10].A.Larsen等针对香港昂船洲大桥的主梁断面进行了几何缩尺比分别为1∶80和1∶20两种模型试验研究，结果显示不同几何缩尺比模型涡振响应存在差异，因此采用传统常规比例节段模型(几何缩尺比为1∶50～1∶80)对主梁涡振性能进行研究是不够的[11].张伟等针对西堠门大桥主梁断面分别进行了几何缩尺比为1∶40和1∶20的主梁节段模型涡振试验研究，研究显示低雷诺数试验所得的涡振振幅要大于高雷诺数试验所得的涡振振幅[12].鲜荣等分别采用几何缩尺比为1∶50和1∶20的扁平箱梁节段模型进行闭口流线型主梁涡振性能研究，研究显示常规比例主梁节段模型与大尺度模型之间存在较大的差异，建议采用大尺度模型进行主梁涡振性能研究[13-14].

综合以上文献可看出，对于大跨度斜拉桥而言，采用倾斜双索面斜拉索体系和闭口流线型钢箱梁主梁断面形式，其颤振稳定性基本可以达到要求，其抗风设计重点是主梁涡振性能与风荷载效应，且主梁模型几何缩尺比对主梁涡振性能的影响不容忽视.本文结合在建的江顺大桥，采用风洞试验和CFD数值模拟相结合的方法对其抗风性能进行研究.

1 工程概况

江顺大桥位于广东省江门至顺德之间，跨越西江，是广(州)佛(山)江(门)快速通道工程上的一座特大桥梁.主桥为主跨700m的钢-混凝土混合梁斜拉桥，跨径布置为60m+176m+700m+176m+60m=1 172m，主跨及次边跨为闭口流线型钢箱梁，边跨为预应力混凝土箱梁，主梁宽为B=39.0 m，主梁中心处梁高为H=3.5 m，图1所示为江顺大桥主桥总体布置图及主梁标准断面图.

(a)主桥立面布置图

(b)主梁标准断面图

根据该桥桥位气象观测及风参数专题研究成果可知，桥位处每年7—10月份为台风多发期，影响该地区的台风次数平均为1.4次/年；大桥桥位基本风速为V10=32.4 m/s，平均风剖面指数为α=0.11.成桥状态桥面高度处设计基准风速为Vd=37.1 m/s，施工重现期取10年，对应施工阶段设计基准风速为Vsd=31.2 m/s.采用ANSYS软件对主桥成桥状态及关键施工状态进行结构动力特性计算，表1仅给出成桥状态及最大单悬臂状态前十阶频率与振型描述.

表1 成桥状态及最大单悬臂状态动力特性计算结果汇总

2 主梁节段模型测振风洞试验

2.1 常规比例主梁节段模型试验

采用几何缩尺比为λL=1/60的主梁节段模型进行主桥颤振稳定性检验.主梁节段模型长为L= 1 800 mm，宽为B=650 mm，高为H=58 mm，模型长宽比约2.769.

图2(a)所示为主梁节段模型试验照片，表2所示为主梁节段模型试验参数.表3所示为主桥成桥状态及最大单悬臂施工状态主桥结构颤振临界风速结果汇总.由表3可知，成桥状态及最大单悬臂施工状态主桥颤振稳定性均满足要求，表明大桥具有足够的颤振稳定性.

2．2 大比例主梁节段模型试验

考虑到本桥主梁结构涡振发生的可能性以及模型构造细节、风洞试验段尺寸等因素，确定采用几何缩尺比为1/25的主梁节段模型进行该桥主梁涡振性能评估.模型长为L=3 000 mm，宽为B=1 560 mm，高为H=140 mm，模型长宽比约1.923，模型阻塞率为δ=4.26%(为+5o风攻角时的阻塞率)，小于《公路桥梁抗风设计规范》(JTG/TD60-01—2004)要求值5%.试验在湖南大学HD-2号风洞中进行，试验段尺寸为8m(宽)×2m(高)×15m(长)，试验段风速范围为0～12m/s，均匀流场紊流度小于1%，试验照片如图2(b)所示，模型试验参数见表4.

(a)1/60几何缩尺比主梁模型

(b)1/25几何缩尺比主梁模型

表2 1/60几何缩尺比主梁节段模型试验参数

表3 颤振临界风速试验结果

表4 1/25几何缩尺比主梁节段模型试验参数

图3所示为成桥状态主梁涡激振动响应根方差随风速的变化曲线.从图3(a)中可以看出，在桥梁运营风速范围内(即桥面高度处风速Vd≤25.0 m/s)时，除风攻角为α=+5°时竖向涡激共振振幅超限外，其余风攻角下涡激共振振幅均满足规范要求.从图3(b)可以看出，风攻角为α=+3°时出现了两个扭转涡振“锁定”区间，其中桥面风速为Vd=18.2～22.5 m/s时最大扭转涡振响应根方差为0.118°，略小于限值0.122°，满足规范要求；桥面风速为V=30.0～41.2 m/s时最大扭转涡振响应根方差为0.404°，超过规范限值0.122°.考虑到第二个扭转涡振“锁定”区风速较高，该风速已超过桥梁运营风速(即桥面高度处风速Vd≤25.0m/s)，可不考虑对车辆舒适性的影响.考虑到桥位处出现该风速的概率较小，由于涡振而引起的桥梁主梁结构疲劳问题可不予考虑.风攻角α=+5°时，出现了“锁定”风速区间为V=27.6～39.6m/s的扭转涡激共振现象，且最大振幅超过规范要求.

综合考虑桥位地形以及桥位风参数研究结果，桥位区大风时段风攻角在-3.6°～+3.4°之间，其中8级以上强风样本的平均风攻角平均值为-2.3°,可以推断江顺大桥桥位处出现风攻角超过α=+3°的可能性较小.考虑江顺大桥桥位风特点可知，江顺大桥主梁成桥状态在-3°～+3°风攻角及运营风速范围内主梁涡激振动响应满足规范要求，对于高于桥面运营风速及风攻角超过-3°～+3°的风速可不做要求.

为研究几何缩尺比对主梁断面涡振响应的影响，将风攻角为0°,+3°及+5°时几何缩尺比为1/25的主梁节段模型涡振试验结果与几何缩尺比为1/60的主梁节段模型涡振试验结果进行比较，如图4所示.由图4可知，不同几何缩尺比条件下，主梁的竖向、扭转涡激共振响应锁定区间和振幅均存在一定的差异，总体表现为由大比例主梁节段模型得到的主梁涡振振幅明显小于由小比例节段模型得到的主梁涡振振幅，即采用常规比例模型进行桥梁主梁涡振性能评估是偏于保守的，与国内外许多学者的研究结论基本一致[10-14].不同几何缩尺比对主梁断面涡振响应特性的影响机理则较为复杂，有雷诺数效应、主梁模型细节构造以及来流风特性等因素，具体机理尚需进一步研究.

实桥桥面高度处风速Vdeck′/(m·s-1)(a)竖向振动响应根方差

实桥桥面高度处风速Vdeck′/(m·s-1) (b)扭转振动响应根方差

实桥桥面高度处风速Vdeck′/(m·s-1)(a)竖向振动响应根方差

实桥桥面高度处风速Vdeck′/(m·s-1) (b)扭转振动响应根方差

3 主梁模型测力试验与桥塔断面CFD数值模拟

3.1 主梁节段模型测力试验结果

主梁测力节段模型几何缩尺比为1/60，模型长为L=1 800mm，宽为B=650mm，高为H=58mm.采用测力天平对主梁断面成桥状态和施工状态(不设防撞护栏，带检修车轨道)三分力系数进行测试.试验风攻角范围为-12°～+12°，风攻角间隔为1°，试验风速为10m/s.主梁断面三分力系数定义如下：

(1)

式中:ρ为空气密度(ρ=1.225kg/m3);U∞为来流风速(m/s).

图5所示为主梁断面成桥状态和施工状态三分力系数随风攻角变化曲线.由图5可知，主梁断面成桥状态风攻角为α=0°时，阻力系数CD=0.982 7，升力系数CL=-0.084 9，升力矩系数CM=0.017 7；主梁断面施工状态风攻角为α=0°时，阻力系数CD=0.627 2，升力系数CL=-0.048 8，升力矩系数CM=0.049 2.

风攻角/(°)(a)成桥状态

3.2 桥塔典型断面气动力系数CFD数值模拟结果

采用流体力学软件FLUENT对大桥桥塔典型断面阻力系数进行数值模拟，分别计算了横桥向风偏角为5o和15o以及顺桥向风作用下桥塔典型断面力系数，桥塔典型断面如图6所示.桥塔断面横桥向力系数和顺桥向力系数分别定义如下：

(2)

式中：ρ为空气密度(ρ=1.225kg/m3)；U∞为来流风速；H为桥塔断面顺桥向尺寸；B为桥塔断面横桥向尺寸.

(a)桥塔拉索锚固段典型断面(A-A)

(b)桥塔桥面以上段典型断面(B-B)

(c)桥塔桥面以下段典型断面(C-C)

图7所示为不同风偏角作用下(横桥向、风偏角为5o和15o以及顺桥向)桥塔典型断面横桥向、顺桥向力系数结果.从图7(a)中可以看出，前塔柱断面横向力系数随风偏角的增加而逐渐减小，后塔柱断面横向力系数随风偏角的增加而先增大后减小；当风偏角为0o时前塔柱对后塔柱断面遮挡效应明显，随着风偏角进一步增加，前后塔柱断面之间遮挡效应逐渐减小；当顺桥向吹风时(即风偏角为90o)，两塔柱断面并列，横桥向力系数大小相等，方向相反，即表现为两塔柱之间气流加速，在横桥向对两塔柱产生相向吸力.从图7(b)中可以看出，随着风偏角的增加，桥塔断面顺桥向力系数逐渐增大.

风偏角/(°)

风偏角/(°)

4 主桥全桥气弹模型风洞试验结果

综合考虑风洞试验条件和主桥总长等因素，确定江顺大桥主桥全桥气弹模型几何缩尺比为λL=1∶150，考虑弗洛德数相似原则，风速比和频率比分别为λV=1∶12.25和λf=12.25∶1.表5给出了主桥成桥状态气弹模型动力特性测试结果.由表5可知，全桥气弹模型各主要振型的频率实测值与要求值之间的误差大部分在5%左右，个别振型在10%以内，模型阻尼比约为1.0%左右，略大于规范要求值.考虑到实际桥梁为混凝土桥塔、塔梁交界处设置了纵向阻尼器等因素，实际桥梁的阻尼比应接近于1.0%左右，测试结果表明江顺大桥气弹模型的设计和制作总体上是成功的.

表5 全桥状态气弹模型结构动力特性测试结果

分别在均匀流场和紊流场条件下进行了江顺大桥主桥全桥气弹模型风洞试验.图8(a)所示为江顺大桥全桥气弹模型均匀流场试验照片，图8(b)所示为江顺大桥紊流场平均风剖面及紊流度剖面.从图8(b)中可以看出，平均风剖面与要求值吻合较好；紊流度剖面随着高度增加而降低，桥面高度处紊流度约为Iu=8%左右.

图9所示为成桥状态主梁跨中竖向及扭转位移响应随风速变化曲线.均匀流场风洞试验结果表明，风攻角在-3o～+3o范围内未发现颤振失稳现象，表明大桥具有足够的颤振稳定性.

图10给出了紊流场条件下成桥状态主梁跨中竖向及扭转位移响应随风速变化曲线.从图10中可以看出，试验风速范围内主梁未发生明显的扭转发散现象，表明大桥具有足够的颤振稳定性.

(a)均匀流场全桥气弹模型试验照片

试验风速/(m·s-1)

实桥桥面高度处风速Vdeck′/(m·s-1)(a)竖向位移平均值

实桥桥面处风速Vdeck′/(m·s-1)(b)竖向位移根方差

实桥桥面高度处风速Vdeck′/(m·s-1)(c)扭转角位移平均值

实桥桥面处风速Vdeck′/(m·s-1)(d)扭转角位移根方差

实桥桥面高度处风速Vdeck′/(m·s-1)(a)竖向位移响应

实桥桥面高度处风速Vdeck′/(m·s-1)(b)扭转角位移响应

5 结 论

通过对江顺大桥主桥结构抗风性能风洞试验研究，可以得到如下主要研究结论：

1)江顺大桥主桥结构成桥状态和最不利施工阶段的颤振临界风速均大于90 m/s，大桥在成桥状态和施工阶段均具有足够的颤振稳定性，主梁涡振性能满足规范要求.

2)对于H型桥塔，横桥向吹风时两塔柱之间存在一定的气动干扰效应，表现为横桥向风作用下前塔柱对后塔柱有遮挡效应，随着风偏角的增加遮挡效应逐渐减弱；顺桥向风作用下左右两塔柱之间气流加速，在横桥向对两塔柱产生相向吸力；随着风偏角的增加，桥塔断面顺桥向力系数逐渐增大.

3)由大比例主梁节段模型得到的主梁涡振振幅明显小于由小比例节段模型得到的主梁涡振振幅，即采用常规比例模型进行桥梁主梁涡振性能评估偏于保守.

[1] JTG/T D60-01—2004 公路桥梁抗风设计规范[S]. 北京：人民交通出版社，2004：1-14.

JTG/T D60-01—2004 Wind-resistant design specification for highway bridges[S]. Beijing: China Communications Press, 2004: 1-14. (In Chinese)

[2] CHEN Ai-rong, YOU Qing-zhong, ZHANG Xi-gang,etal. Aerodynamic problems of a super-long span cable-stayed bridge[C]// Portuguese Group of IABSE, Structures and Extreme Events, IABSE Symposium. Lisbon: Eidgenossische Technische Hochschule Zurich, 2005:1-8.

[3] HARUKI A. Wind resistant design of the Tatara bridge[C]//MIYAATA T, FUJISAWA N,YAMADA H. Long-span Bridges and Aerodynamic. Tokyo: Springer-Verlag, 1999: 267-277.

[4] 余俊林，宋锦忠，丁望星. 湖北鄂东长江公路大桥抗风稳定性能研究[J]. 桥梁建设，2009(1)：29-32.

YU Jun-lin, SONG Jin-zhong, DING Wang-xing. Investigation of wind resistance stability of Edong Yangtze river highway bridge in Hubei[J]. Bridge Construction, 2009(1)：29-32. (In Chinese)

[5] 郑史雄，徐伟，高宗余. 武汉天兴洲公铁两用长江大桥抗风性能研究[J]. 桥梁建设，2009(4)：1-4.

ZHENG Shi-xiong, XU Wei, GAO Zong-yu. Study of wind-resistant performance of main bridge of Wuhan Tianxingzhou Yangtze river rail-cum-road bridge[J]. Bridge Construction, 2009(4): 1-4.(In Chinese)

[6] 刘志文，辛亚兵，陈政清. 独塔单索面斜拉桥节段模型风洞试验与计算分析[J]. 湖南大学学报：自然科学版，2009，36(10)：7-12.

LIU Zhi-wen, XIN Ya-bing, CHEN Zheng-qing. Sectional model wind tunnel tests and analysis of cable-stayed bridge with single pylon and single cable plane[J]. Journal of Hunan University: Natural Sciences, 2009, 36(10): 7-12. (In Chinese)

[7] 胡峰强，陈艾荣，胡晓伦. 杭州湾大桥抗风性能试验研究[J]. 公路交通科技，2005，22(9)：74-78.

HU Feng-qiang, CHEN Ai-rong, HU Xiao-lun. Study on wind-resistant performance test of the Hangzhou bay bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2005, 22(9): 74-78. (In Chinese)

[8] 李明水，王卫华，陈忻. 镇江—扬州南汊大桥抗风特性研究[J]. 流体力学实验与测量，2002,16(3):19-24.

LI Ming-shui, WANG Wei-hua, CHEN Xin. Investigation on wind resistant properties of Zhenjiang-Yangzhou Nancha bridge[J]. Experiments and Measurements in Fluid Mechanics, 2002,16(3): 19-24. (In Chinese)

[9] 罗涛. 营口辽河公路大桥抗风性能研究[J]. 公路交通科技，2009, 26(2): 103-107.

LUO Tao. Research on wind resistant performance of Liaohe river highway bridge in Yingkou[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2009, 26 (2): 103-107. (In Chinese)

[10]SCHEWE G, LARSEN A. Reynolds number effects in the flow around a bluff bridge deck cross section[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1998, 74/76:829-838.

[11]LARSEN A, SAVAGE M, LAFRENIERE A,etal. Investigation of vortex response of a twin box bridge section at high and low Reynolds numbers[J]． Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2008, 96: 934-944.

[12]张伟，魏志刚，杨咏昕，等. 基于高低雷诺数试验的分离双箱涡振性能对比[J]. 同济大学学报:自然科学版，2008，36(1)：6-11.

ZHANG Wei, WEI Zhi-gang, YANG Yong-xin,etal. Comparison and analysis of vortex-induced vibration for twin-box bridge sections based on experiments in different Reynolds numbers[J]. Journal of Tongji University: Natural Science, 2008, 36(1): 6-11. (In Chinese)

[13]鲜荣，廖海黎. 不同尺度扁平箱梁节段模型涡激振动风洞试验[J].桥梁建设，2010(2)：9-13.

XIAN Rong, LIAO Hai-li. Wind tunnel test for vortex-induced vibration of different geometry scale sectional models of flat box girder[J]. Bridge Constructions, 2010(2): 9-13. (In Chinese)

[14]鲜荣，廖海黎，李明水. 大比例主梁节段模型涡激振动风洞试验分析[J]. 实验流体力学，2009，23(4)：15-20.

XIAN Rong, LIAO Hai-li, LI Ming-shui. Analysis of vortex-induced vibration of large-scale section model of girder in wind tunnel[J]. Journal of Experiments in Fluids Mechanics, 2009, 23(4): 15-20. (In Chinese)

Experimental Investigation of the Wind-Resistant Performance of Jiang-Shun Bridge in Guangdong

LIU Zhi-wen1†, HONG Han1, LIANG Li-nong2, WAN Zhi-yong2,XUE Ya-fei1, CHEN Zheng-qing1

(1. College of Civil Engineering, Hunan Univ, Changsha, Hunan 410082, China;2. Guangdong Highway Design Institute Co, LTD, Guangzhou, Guangdong 510507, China)

The wind-resistant performance of Jiang-shun Bridge in Guangdong, a cable-stayed bridge with a main span of 700 meters, was investigated by means of wind tunnel tests and computational fluid dynamics method (CFD). The experiments and numerical simulations of the aerodynamic parameters of the main deck and pylon, the wind-induced vibration experiments of the main deck with a sectional model with a geometry scale of 1 to 60, the vortex-induced vibrations (VIV) experiments of the main deck with sectional model with geometry scale of 1 to 25, and the wind tunnel tests of the full bridge aero-elastic model were conducted. The research results have shown that the aerodynamic stability of the bridge during the construction stage or in-service stage is sufficient. The performance of VIV and buffet response under the design wind speed satisfies the demand of the code of wind-resistant design of highway bridges. The VIV amplitudes of the main deck from the section model with geometry scale of 1 to 25 are less than that of the main deck from the section model with a geometry scale of 1 to 60, which indicates that it is conservative to assess the VIV performance of the bridge deck with a section model of conventional scale section.

cable stayed bridge; wind tunnel tests; Computational Fluid Dynamics(CFD); wind-resistant performance

1674-2974(2015)03-0112-08

2014-04-17

国家自然科学基金资助项目(51178181)，National Natural Science Foundation of China(51178181); 湖南省高校创新平台开放基金项目(11K015); 长安大学中央高校科研业务费基础研究计划科研平台开放基金项目

刘志文(1975-)，男，山西阳高人，湖南大学副教授，工学博士

†通讯联系人，E-mail:zhiwenliu@hnu.edu.cn

U448.27

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