1、港珠澳大桥风致振动及制振措施研究 廖海黎 西南交通大学风工程试验研究中心 四川成都 610031 摘要：港珠澳大桥是连接香港特别行政区、广东省珠海市、澳门特别行政区的大型跨海通道。大桥跨越珠江口伶仃洋海域，地处南亚热带海洋性季风气候区，灾害性天气频繁，抗风问题是桥梁设计及施工需要重点考虑的问题。以风洞试验为手段，分别开展了1:50节段模型试验，1:20大尺度模型涡激振动试验，以及裸塔和全桥气动弹性模型试验，详细研究了4个通航孔主桥的抗风性能。风洞试验和计算表明，4座航道桥均具有足够的空气动力和静力稳定性。对于青州航道主梁，通过在底板检修轨道内侧安装导流板，可抑制大幅的涡激振动；对于江海直达航道
2、桥，通过对桥塔外形做切角处理，避免了设计风速范围内的裸塔驰振；对于非通航孔可能发生的大幅涡激振动现象，采用增加阻尼比的方式来抑制振动。研究成果可为我国沿海地区长大跨海桥梁的抗风设计提供参考。 关键词：港珠澳大桥；抗风性能；风洞试验；涡激振动；制振措施 引言 港珠澳大桥跨越珠江口伶仃洋海域，是连接香港特别行政区、广东省珠海市、澳门特别行政区的大型跨海通道，是列入国家高速公路网规划的重要交通建设项目。主体工程范围：粤港分界线至珠澳口岸之间区段，总长29.6公里，其中桥梁长约22.9公里，沉管隧道长5.99公里(不含桥隧过渡段)，为实现桥隧转换设置两个长度各为625米的隧道人工岛。港珠澳大桥主体工程
3、桥梁工程施工图设计范围：东自西人工岛结合部非通航孔桥与深水区非通航孔桥的分界墩起（K13+413），西至拱北/明珠附近的海中填筑的珠海/澳门口岸人工岛止（K35+890），以及珠澳口岸人工岛大桥管理区互通立交，全长约22.9km。包括青州航道桥（主跨 458 米双塔空间索面钢箱梁斜拉桥）、江海直达船航道桥（主跨 2258米三塔中央索面钢箱梁斜拉桥）、九洲航道桥（主跨268米双塔中央索面钢箱梁斜拉桥）三座通航孔桥及其余非通航孔桥。 港珠澳大桥地处南亚热带海洋性季风气候区，灾害性天气频繁，抗风问题是桥梁设计及施工需要考虑的重点问题。为了确保大桥在极端风速下的抗风安全以及常遇风速下的运营舒适性和安全
4、性，在施工图阶段进行抗风专题研究具有十分重要的意义。同时由于结构特殊、设计风速标准高（按120年重现期），结构风荷载的确定没有明确可依的规范，因此对桥梁的风荷载尤其是风致振动特性进行详细的研究具有紧迫的工程意义。 图1 港珠澳大桥总平面图 1 设计风参数 根据广东省气候中心提供的港珠澳大桥桥位持续气象观测及风参数专题研究总报告（四年度）（2007年4月1日-2011年3月31日）中大桥西岸不同高度（海拔）各重现期10min平均年最大风速资料，桥位处100年重现期和120年重现期的10分钟最大平均风速见表1。 表1 大桥中部区域基本风速 重现期(年） 高度（m) 10 20 30 50 100
5、120 200 500 10 32.5 36.7 39.1 42.0 46.1 47.2 50.1 55.5 大桥的抗风设计取120年重现期。10分钟最大平均风速更符合指数律。即： 10 10ZU ZUa= (1) 式中： ZU 高度Z处的风速（m/s）； 10U 为桥址区的基本风速（m/s）。 根据港珠澳大桥桥位持续气象观测及风参数专题研究总报告（四年度）取平均风速剖面指数=0.098。根据各桥主梁离水面的平均高度，可算出各桥的设计风参数，具体参见以下各章节内容。 2 青州航道桥的涡激振动及减振措施 青州航道桥设计为主跨458m双塔中央空间双索面斜拉桥。主梁采用流线型箱梁断面，宽39.0m、
6、高4.5m，具体如图2所示。桥跨布置为110+236+458+236+110m，主桥全长1150m，边跨设置辅助墩及过渡墩。斜拉索采用双索面扇形式布置。全桥为半漂浮体系。索塔采用混凝土结构，桥塔高（含塔冠）166m，采用空心箱形截面；上横梁为剪刀风撑，外形设计为独特的“中国结”造型，如图 3 所示。主梁桥面距离水面的高度为47.5m，根据风剖面指数率公式及其他设计风参数公式，该桥成桥和施工状态主梁高度处设计基本风速分别为 55.0m/s 和 45.6m/s。按照施工设计图计算桥梁的刚度和质量，并设置等效边界条件，大桥成桥状态有限元模型如图4所示。 图2 青州航道桥主梁标准断面 M0 M0 M0
7、 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 XYZ图3 青州航道桥效果图 图4 青州航道桥成桥态有限元模型 第十六届全国结构风工程会议 2013.7.成都 抗风性能研究的主要内容包括：主
8、梁节段模型风洞试验研究（缩尺比1:50）、大尺度主梁节段模型试验（缩尺比1:20）、全桥及典型施工阶段气动弹性模型风洞试验研究（缩尺比1:70)、裸塔气弹模型试验（缩尺比 1:80）、桥塔静力三分力试验（缩尺比 1:20）、风荷载内力分析、斜拉索参数振动及风雨激振分析等内容。研究结果表明，大桥的颤振临界风速高于对应的检验风速，大桥具有较好的气动稳定性。 由于采用阻尼比较小的钢箱梁，因此该桥在常遇风速下的涡激振动特性是重点关注之处。1:50节段模型风洞试验研究结果表明，主梁在来流风速为18.2m/s时，在0和正攻角条件下发生了大振幅的竖向涡激振动，振幅为668 mm，超过规范的容许振幅，在8m/
9、s的风速下，也有较小振幅的涡激振动现象，且振幅略超过规范允许值，具体结果如图5所示。基于对流线型箱梁涡振机理的认识，通过风洞试验发现梁底检修车的位置对主梁涡振的影响较大。根据此结果，将检修车轨道分别设置在底板和斜腹板不同位置处进行了风洞试验，最后发现在底板检修轨道内侧安装导流板后（如图6所示），可显著减小涡振振幅，并在略小于规范要求的0.48%的阻尼比下，主梁在不同风攻角条件下的涡振振幅均满足规范要求，如图7所示。并通过主梁大尺度节段模型涡激振动试验验证了抑振措施的有效性，如图8所示。 为了进一步验证大桥的气动稳定性和涡激振动特性，设计了 1:70 的大比例全桥气动弹性模型风洞试验，并在检修车
10、轨道内侧按照抑制涡振的导流板。试验结果表明，在颤振检验风速范围内，成桥状态以及典型施工状态的气弹模型在 0和+3攻角条件下均未发生主梁颤振失稳现象；在设计风速范围内，也未在试验中观察到明显的涡激振动现象。 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 280100200300400500600700800容许振幅振幅（mm）风 速 m/s+5+30-3-5图5 青州航道桥主梁竖向涡激振动曲线 图6 检修车轨道旁的导流板 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 2604080120160200240280320360振幅（mm）风速 m/s+5+3
11、0-3-5容许振幅图7 设置导流板后的主梁涡振曲线 图8 大尺度节段模型风洞试验 3 九洲航道桥的抗风性能研究 九洲航道桥设计为主跨268m双塔中央空间双索面叠合梁斜拉桥，主梁为钢箱叠合梁，高为4.485m，如图9所示。主桥全长693m，桥跨布置为（85+127.5+268+127.5+85）m，边跨设置辅助墩。斜拉索采用双索面扇形式布置，在中央分隔带锚固。索塔采用混凝土结构，桥塔高（含塔冠）116.2m，采用空心箱形截面；外形设计为独特的“风帆”造型。大桥效果图如图10所示。主梁桥面距离水面的高度为47.5m，成桥状态和施工状态的设计风速分别为55m/s和45.6m/s，颤振检验风速分别为8
12、1.2m/s和67.3m/s。按照施工设计图计算桥梁的刚度和质量，并设置等效边界条件，建立有限元模型如图11所示。 图9 九洲航道桥主梁标准断面 1M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 M0 图10 九洲航道桥效果图 图11 九洲航道桥有限元模型 抗风研究的主要内容包括：主梁 1:50 节段模型风洞试验（如图 12 所示）、全桥气弹模型风洞试验（如图13所示）、风荷载内力计算、裸塔气弹模型试验等方面。节段模型风洞试验结果表明，该桥颤振临界风速高于检验风速，具有足够的气动稳定性；涡激振动试验结果表明，主梁在+3风攻角下可能发生竖向涡激振动，但在规范要求1%
13、的阻尼比（叠合梁的阻尼比大于钢箱梁）条件下振幅约为5cm，小于规范允许值。裸塔气动弹性模型风洞试验结果表明，曲线形的特殊桥塔在施工期自立状态下，在检验风速范围内不会发生驰振现象，也不会发生涡激振动现象，满足抗风设计要求。全桥气动弹性模型风洞试验也显示该桥具有足够的气动稳定性，且在试验中未观察到明显的涡激振动现象。 图12 九洲航道桥节段模型风洞试验 图13 九洲航道桥全桥气动弹性模型风洞试验 第十六届全国结构风工程会议 2013.7.成都 4 江海直达航道桥的抗风性能研究 江海直达船航道桥桥跨布置为（110+129+258+258+129+110m），主桥全长994m，边跨设置辅助墩。采用悬挑
14、式钢箱梁，梁高4.5m，如图14所示。斜拉索采用单索面扇形式布置，在中央分隔带锚固。全桥采用六跨连续半漂浮体系，在索塔、辅助墩、过渡墩处设置双向球型钢支座，在索塔、过渡墩处设置横向抗风支座。索塔采用钢结构，中桥塔高（含塔冠）113.756m，采用空心箱形截面；外形设计为独特的“海豚”造型。全桥效果图如图 15 所示。主梁桥面距离水面的高度为 31.6m，成桥状态和施工状态的设计风速分别为52.8m/s和43.8m/s，颤振检验风速分别为79.8m/s和66.2m/s。按照施工设计图计算桥梁的刚度和质量，并设置等效边界条件，建立有限元模型如图16所示。 图14 江海直达航道桥主梁标准断面 图15
15、 江海直达船航道桥效果图 图16 江海直达船航道桥有限元模型 风洞试验结果表明，大桥的颤振临界风速高于检验风速，大桥具有足够的气动稳定性，但主梁可能发生较大振幅的涡激振动。小尺度节段模型（1:50缩尺比，风洞试验如图17所示）在不同风攻角条件下的涡振试验结果如图18所示。从图中可见，在+3和+5下的竖向涡振振幅较大，显著超过规范值，而在0和负攻角下则未观察到明显的涡振振动现象。根据悬挑式钢箱梁的流场分布特性，产生涡振的原因主要为迎风侧悬臂端的气流发生分离后形成的桥面漩涡所致。基于此机理，在桥面检修道栏杆上设置了抑振板，如图17所示，可将涡激振动现象基本消除。该型抑振板的作用主要是屏蔽前方来流，
16、将其导向更高的空间，防止其汇入桥面漩涡产生大能量的漩涡脱落，从而引起较大的涡激振动；同时也增加桥面静风空间，有利于前方已脱落漩涡能量的耗散。由于该导流板的设置将弱化桥面美感，且其自身的抗风设计也是一大难题，因此在设计中不建议采用，而仅在此做为气动减振措施的方案研究。相对于气动减振措施，试验中也考虑增加阻尼比的方式来抑制涡振（为 TMD 设计提供参数）。但节段模型的试验表明，即使阻尼比达到1.48%（钢箱梁阻尼比的规范建议值为0.5%），+5攻角下主梁的涡振振幅仍然接近20cm，显著超过规范允许值12cm。因此，还需要基于大尺度节段模型对涡振进行细化研究。 1:20大比例尺节段模型风洞试验如图2
17、0所示，主要针对振幅较大的+5风攻角展开不同阻尼比下的涡振特性研究。试验结果表明（如图 21所示），当阻尼比为1.16%时，成桥状态主梁节段模型在各阶模态下的涡振振幅均远低于公路桥梁抗风设计规范规定的容许振幅，由此可将该阻尼比作为设计调质阻尼器（TMD）的依据。TMD 在主梁中的布置如图 22 所示，考虑兼顾抑制第一阶反对称和第一阶对称竖向模态下的涡振。 自立裸塔气动弹性模型试验表明，对外侧规则的矩形断面作切角处理后（图23所示），桥塔在检验风速范围内不会发生驰振现象，也不会发生涡激振动和较大的抖振现象，满足抗风设计要求。不同风向角条件下，塔顶位移与风速曲线如图24所示。 5 10 15 20
18、 25 30 35 400102030405060振幅(cm)风速 m/s-50-3000+30+50容许振幅阻尼比=0.32%图17 节段模型风洞试验 图18 不同攻角下的涡激振动曲线 图19 检修道栏杆上设置的涡振抑振板 图20 江海直达船桥大尺度涡激振动试验 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45051015202530竖向最大振幅（cm）实桥风速（m/s）+50 攻角 =0.25%+50 攻角 =0.48%+50 攻角 =0.90%+50 攻角 =1.16%+50 攻角 =1.33%模态V-a-1容许振幅图21 不同阻尼比下的涡振振幅（+5） 图22 江海直达船航道桥主
19、梁的TMD设计示意图 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 8002468101214161820RMS(mm)U(m/s)=00 =1050=150 =1200=300 =1350=450 =1500 =600 =1650=750 =1800=900图23 塔柱外形切角示意图 图24 塔柱外形切角后的风速位移曲线 第十六届全国结构风工程会议 2013.7.成都 5 深水区非通航孔桥的抗风性能研究 深水区非通航孔桥标准联为 6110m 钢箱连续梁桥。主梁采用单箱双室整幅等梁高钢箱梁，梁高4.5m、宽 33.1m，如图 17 所示。连接青州航道桥的箱梁顶面宽度逐渐加宽，为整幅钢箱
20、梁形式；接江海直达船航道桥的箱梁顶面宽度逐渐加宽。跨崖 13-1 气田管线桥为 110+150+110m 钢箱连续梁桥，主梁采用单箱双室整幅变梁高钢箱梁。梁宽36m，箱梁梁高根部6.5m，跨中高度4.5m。主梁桥面距离水面的高度为 50m，成桥状态和施工状态的设计风速分别为 57.3m/s 和 45.6m/s，颤振检验风速分别为79.2m/s和67.3m/s。按照施工设计图计算桥梁的刚度和质量，并设置等效边界条件，建立有限元模型。 图25 非通航孔110m等跨径等截面钢箱梁断面 图26 110m等跨径等截面连续梁桥效果图 图27 150m三跨变截面连续梁桥效果图 项目研究的主要内容包括、抖振位
21、移响应分析和风荷载内力分析等方面。研究结果表明，该桥（钢箱连续梁）具有较高的颤振临界风速，气动稳定性满足设计要求。由于钢箱连续梁的阻尼比较小，主梁断面较钝，发生涡激振动的可能性较大，因此涡激振动特性为研究中重点关注的内容，分别进行了主梁节段模型风洞试验研究（缩尺比1:50）、大尺度主梁节段模型试验（缩尺比1:20）以及全桥气动弹性模型风洞试验研究（几何缩尺比 1:70)，以用不同尺度的模型来详细考察该桥的涡激振动特性，并提出有效的制振措施。 对于非通航孔桥，1:50节段模型考虑了如下几种断面类型： （1）跨度110m标准钢箱梁，宽度33.1m，宽度沿跨向保持不变（模型A）； （2）跨度110m
22、有横向连接的分离式双箱，箱梁间距分别取7.7m（模型C1）、5.63m（模型C2）和3.567m（模型C3）三种情况； （3）跨度150m钢箱梁，高度分别取4.5m(模型D1)、5.5m(模型D2)和6.5m(模型D3)三种情况。 其中，模型A和模型D在-5+5攻角下均发生了较大幅度的涡振现象；模型C仅在0和正攻角下发生较大振幅的涡振现象。其中，风速范围在27m/s35m/s时，非通航孔桥6110m标准联出现第一振型的竖向涡激共振，最大振幅约为 150mm。设置如图 19 的桥面导流板后（检修道栏杆上方），除模型D3的制振效果不明显外，该导流板对于其他类型的主梁断面均有较显著的制振效果。在随后
23、开展的1:20大尺度模型试验中，复现了在小尺度模型中观察到的涡激振型，并在不同阻尼比下开展了试验。表1给出了风洞试验得到的标准联振幅与阻尼的关系。由于主梁断面的气动外形相似，等宽度的5110m和4110m联的涡激振动现象与6110m类似。从表中可以看出，当阻尼比增大到1.3%时，中国规范和英国规范对于涡振振幅的要求能够同时满足。 由于非通孔桥的涡激振动发振风速均大于25m/s，虽然在设计风速范围内，但在该风速下汽车已经限制通行，制振的目的仅是将涡激振动的振幅减小，减小结构的疲劳和支座的受力，而不用考虑桥梁舒适性的要求。 为了进一步验证提高阻尼比对涡振的抑制作用，设计了 1:70 全桥气弹模型风
24、洞试验，以开展非通航孔连续梁三维涡振特性研究。试验照片如图28所示，为标准段连续梁；对应的试验结果如图29所示，图中显示阻尼比增加到1%，可基本消除涡激振动现象。，因此可将满足中国规范的1%阻尼比作为TMD阻尼设计参数，从而减小TMD的数量，节约制振成本。 0 10 20 30 40 5004080120160200240280实桥振幅mm风速 m/s第1跨中振幅阻尼比0.3%第3跨中振幅阻尼比0.3%第1跨中振幅阻尼比1.0%第3跨中振幅阻尼比1.0%图28 标准跨连续梁桥全桥气弹模型试验 图29 标准跨连续梁在不同阻尼下的涡振特性 表1 非通航孔标准联阻尼比与涡激振动振幅关系 阻尼比 0.
25、30% 0.50% 1.00% 1.30% 1.70% 振幅(mm) 150 115 35 4 0 桥梁抗风设计规范要求 不满足 不满足 满足 满足 满足 英国规范舒适度要求 不满足 不满足 不满足 满足 满足 表中的舒适度指标是行人的舒适度指标 6 结语 港珠澳大桥各航道桥风洞试验历时1年半，期间经历了多次主梁断面选型和桥塔选型。对于此类特殊桥梁，由于采用斜拉桥和连续梁形式，加之跨度不大，其气动稳定性一般不作为控制因素；而由于主梁断面和桥塔形式比较特殊，因此风洞试验中更为关心的是主梁的涡激振动和桥塔的驰振问题。四座大桥，除九洲桥以外，其他三座均发生了不同程度的涡激振动现象，振幅均超过规范允许
26、值；江海直达桥的桥塔则采用切角处理的方式避免了强风下的驰振。港珠澳大桥作为国家重点建设工程的典范，其抗风性能研究成果也可为国内外其他桥梁的设计和施工提供较好的参考借鉴。 参考文献 1 广东省气候中心. 港珠澳大桥桥位持续气象观测及风参数专题研究总报告（四年度）R. 2011.5 2 西南交通大学. 青州航道桥结构抗风性能试验研究R. 2012.6 3 西南交通大学. 九洲航道桥结构抗风性能试验研究R. 2012.6 4 西南交通大学. 江海直达航道桥结构抗风性能试验研究R. 2012.6 5 西南交通大学. 深水区非通航孔桥梁结构抗风性能试验研究R. 2012.6 6公路桥梁抗风设计规范（JTG/T D60-01-2004） 7低速风洞气动力试验方法(GJB4395-2002) 8HIGHWAYS STRUCTURES, APPROVAL PROCEDURES AND GENERAL DESIGN，SECTION 3 GENERAL DESIGNBD 49/01，DESIGN RULES FOR AERODYNAMIC EFFECTS ON BRIDGES 9Steel, concrete and composite bridgesPart 2: Specification for loads BS5400-2
