福州长门特大桥主桥抗风性能研究

2017-12-28董学绸

福建交通科技 2017年6期

关键词：成桥主桥静力

■董学绸

（福建省交通规划设计院，福州 350004）

福州长门特大桥主桥抗风性能研究

■董学绸

（福建省交通规划设计院，福州 350004）

福州长门特大桥位于闽江入海口处，主桥为主跨550m的双塔双索面斜拉桥，是国内首次采用塔梁固结体系的混合梁斜拉桥。桥位处风速较大，地处东南沿海台风频袭地区，曾多次受到强台风的正面袭击，大桥的抗风性能是控制设计的关键因素。通过对结构的静风作用分析和常规比例节段模型的风洞试验，对主桥的抗风性能进行了研究，可供类似桥梁设计参考。

混合梁斜拉桥塔梁固结风洞试验抗风设计

1 工程概况

长门特大桥是福州绕城高速公路东南段的控制性工程，大桥位于闽江下游，濒临入海口处，在福州市连江县长门村和琅岐岛之间跨越闽江。主要技术标准为：双向六车道，桥面全宽38.5m，设计速度100km/h，设计荷载公路－I级，设计基本风速39.7m/s，地震基本烈度Ⅵ度，地震动峰值加速度0.05g。主桥采用主跨550m的双塔双索面斜拉桥（桥型布置如图1所示），是国内首次采用塔梁固结体系的混合梁斜拉桥。充分考虑主梁边中跨比（0.26）较小和桥址区风速较大等，中跨采用全封闭扁平流线型钢箱梁（标准断面如图2所示），边跨采用混凝土箱梁，为单箱四室箱梁（标准断面如图3所示），以克服辅助墩、过渡墩、桥台处支座的负反力，提高结构抗风性能和整体刚度,钢混结合段位于主塔中跨侧24m。主梁全宽38.5m，主梁中心线处高度3.2m，至索塔区缩窄为35.5m。主塔采用花瓶型混凝土结构，桥面以上塔高126m，高跨比为0.23。

图1 桥型布置图（单位：m）

图2 钢箱梁标准断面图（单位：m）

图3 混凝土梁标准断面图（单位：m）

2 桥位处风速

根据国家海洋局闽东海洋环境监测中心站提供的《长门特大桥桥位气象观测及风参数研究专题技术报告》[1]：桥址区地表类别为A～B类之间，平均风剖面幂函数指数α取0.15，桥址处基本风速Vs10=39.7m/s。取主跨跨中桥面设计标高+69.563m作为主梁基准高度，平均水位+0.865m。桥面高度处成桥运营状态设计基准风速：

3 结构静风作用分析

双塔双索面斜拉桥往往采用半飘浮体系，使主梁在体系环境温度、行车等影响下能自由伸缩，同时缓解索塔的地震力。当桥址处抗震设防烈度较小，在主跨跨径超过500m以后，尤其是在海湾或入海口地区，风荷载将逐渐成为控制性荷载。初步分析表明，本桥采用半漂浮体系对结构受力较为不利，风荷载是控制荷载，塔底弯矩大幅超出其他荷载工况的组合结果，同时梁端位移过大，对伸缩缝和滑动支座的允许位移量要求过大。因此，如何有效地抑制静风荷载作用下的结构响应就成了比较迫切的问题。

根据本桥建设条件，参考国内外具备相似建设条件的昂船洲大桥和诺曼底大桥的结构体系，提出了塔梁固结体系方案。为分析本桥塔梁固结体系在静风作用下的结构受力性能，对比了以下5种不同的结构体系：（1）体系一：半飘浮体系，索塔和主梁间只有竖向约束，无纵向约束；（2）体系二：限位体系，在桥台和过渡墩设置纵向限位挡块，在温度、汽车荷载等正常运营条件下结构不受约束，在极限风等特殊作用下约束桥塔和主梁的位移；（3）体系三：弹性约束体系，塔梁间设置一定刚度的纵向弹性约束，单个主塔的弹性约束分别采用10MN/m、50MN/m和100MN/m；（4）体系四：混合体系，北塔处塔梁固结，南塔处设竖向支承；（5）体系五：刚构体系，南、北塔处塔梁均固结。

表1列出了不同体系在极限风工况组合作用下结构位移计算结果。表2列出了不同体系在不同工况组合作用下索塔底部的弯矩计算结果。可以看出，本桥采用塔梁固结体系后具有较好的抗静风性能：（1）能有效降低塔底截面的控制组合弯矩，较半漂浮体系降低约30%，可减小主塔下塔柱尺寸，降低工程造价；（2）塔顶、梁端位移较其余体系均有大幅降低，行车平顺性大幅提高，支座位移需求大幅减小，无需采用特殊设计的大变形量支座。此外，采用塔梁固结体系，取消了塔梁结合处的横向抗风支座及竖向大吨位支座，节约造价的同时也避免了运营期更换和维护支座带来的麻烦，同时施工期间避免了塔梁临时约束，降低了施工风险。

表1 极限风作用下结构位移（单位：mm）

表2 不同工况下塔底弯矩（单位：MN·m）

4 结构动力特性分析

采用ANSYS有限元分析程序，对主桥成桥运营状态和最长单悬臂状态两种结构状态进行了固有动力特性分析。在有限元模型中，桥塔和主梁采用了三维梁单元，其中主梁采用了脊骨梁模型；斜拉索采用了杆单元，并使用了等效弹性模量来考虑斜拉索的初始拉力和重力对刚度的影响。在进行主梁节段模型质量系统模拟时按文献[2]考虑了全桥振动效应和振动空间特性的主梁等效质量和等效质量惯矩。图4为主桥成桥运营状态结构动力特性分析模型示意。表3列出了主桥成桥运营和最长单悬臂状态的竖弯、扭转基频及对应的主梁等效质量、等效质量惯性矩以及扭弯频率比。

图4 主桥成桥运营状态结构动力特性分析模型示意

表3 竖弯、扭转基频及对应等效质量、等效质量惯性矩

5 颤振稳定性检验

5.1 颤振检验风速

长门特大桥主桥主跨长550m，考虑风速的脉动影响及水平相关特性的无量纲修正系数μf可参照《公路桥梁抗风设计规范》[3]，按A～B类地表类别取为1.2642。考虑风洞试验误差及设计、施工中不确定因素的综合安全系数K=1.2，则100年重现期成桥运营状态颤振检验风速为：

施工阶段，风速重现期取30年，参照《公路桥梁抗风设计规范》[3]，风速重现期系数η=0.92。施工阶段的颤振检验风速为：

5.2 主梁节段模型测振风洞试验

试验采用弹簧悬挂二元刚体节段模型（图5所示）。根据实桥主梁断面尺寸和风洞试验段尺寸以及直接试验法的要求，主梁节段模型的缩尺比取为λL=1/55，模型的总长度取为1.74m。模型的试验弹性参数模拟了成桥运营状态以及最长单悬臂状态一阶扭转和一阶竖向弯曲振动。主梁节段模型质量和质量惯性矩按考虑了实桥振动空间特性及桥塔、斜拉索振动效应的主梁等效质量和等效质量惯性矩进行模拟[2]。

图5 主梁节段模型

5.3 颤振稳定性检验

试验在均匀流场中进行，采用直接试验法对主桥成桥运营状态和施工最长单悬臂状态进行了+3°、0°和-3°三种攻角的竖弯和扭转两自由度耦合颤振试验，颤振临界风速试验结果列于表4。

表4 节段模型颤振临界风速试验结果(m/s)

由表4可以看出，成桥运营状态和最长单悬臂状态下均满足颤振稳定性的要求。

6 涡激共振检验

根据《公路桥梁抗风设计规范》[3]，成桥运营状态下竖弯涡振及扭转涡振允许振幅分别为：

其中，fb、ft分别取竖弯和扭转基频；B取桥宽38.5m。

涡激共振试验用节段模型与前文所述颤振试验用节段模型相同。与颤振试验一样，由于节段模型为两维模型，为考虑全桥振动的三维空间效应，涡激共振节断模型的质量和质量惯性矩同样按实桥主梁的等效质量和等效质量惯性矩来模拟[2,4]。此外，在由试验结果计算实桥的涡激共振幅值时，除了按几何缩尺比换算外，还引入振型修正系数，用来考虑实桥振型函数的影响[4]。

试验在均匀流场中进行，风攻角为+3°、0°和-3°，竖弯和扭转涡激共振风速比分别为1/4.039和1/4.021。试验风速范围为 0～20m/s，相当于实桥风速的 0～80.8m/s，已超过了成桥运营阶段的设计基准风速53.0m/s。试验中各攻角下均未观察到有明显涡激共振发生。

7 静力扭转发散检验

7.1 静力扭转发散检验风速

根据《公路桥梁抗风设计规范》[3]第6.1.5条规定，斜拉桥成桥运营状态静力扭转发散检验风速为：

施工阶段的静力扭转发散临界风速为：

对于斜拉桥，《公路桥梁抗风设计规范》[3]第6.1.4条给出了静力扭转发散检验风速的二维线性计算公式：

式中，C′M为当风攻角为0时，主梁扭转力矩系数C′M的斜率，宜通过风洞试验或数值模拟技术得到。

7.2 主梁节段模型测力风洞试验

为得到风攻角为0时，主梁扭转力矩系数C′M的斜率C′M，采用节段模型对主梁的气动静力三分力系数进行风洞试验。测试用节段模型与上文所述测振用节段模型相同。试验中，节段模型被竖直地安装在风洞中的转盘上，由位于风洞底板下、转盘机构上的底支式五分量应变天平支撑，作用在节段模型上的气动力由该五分量应变天平进行测量。测试分为成桥运营状态和施工状态共两个工况进行，试验风速为10.0m/s。试验所得的主桥成桥运营状态和施工状态主梁断面三分力系数随风攻角变化曲线如图6和图7所示。图中，CH、CV和CM分别为体轴系下的横向力系数、竖向力系数和扭转力矩系数，CD和CL则分别为风轴系下的气动阻力和升力系数。