, 李明水1,2, 孟凡超3 1. 西南交通大学 土木工程学院, 成都 610031;
2. 风工程四川省重点实验室, 成都 610031;
3. 中交公路规划设计院有限公司, 北京 100011
收稿日期：2019-04-14
作者简介：廖海黎(1956-), 男, 教授
通信作者：马存明, 教授, E-mail:mcm@swjtu.edu.cn
摘要：该文针对港珠澳大桥抗风设计面临的关键技术问题，对3座通航孔桥和深水区非通航孔桥，开展了常规节段模型、大比例尺节段模型、全桥气动弹性模型以及施工期桥塔自立状态气动弹性模型风洞试验。研究结果表明：港珠澳大桥原设计方案主梁存在颤振临界风速低、涡激振动振幅超限以及桥塔驰振等抗风问题。通过采用气动措施和机械措施，有效解决了港珠澳大桥的抗风问题，为大桥的抗风设计提供了科学依据和指导，确保了大桥的抗风安全和服役性能。
关键词：港珠澳大桥风洞试验抗风措施
Wind resistance of the Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge
LIAO Haili1,2, MA Cunming1,2
, LI Mingshui1,2, MENG Fanchao31.College of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;
2.Sichuan Key Laboratory of Wind Engineering, Chengdu 610031, China;
3.CCCC Highway Consultants Co., Ltd., Beijing 100011, China
Abstract: One key technical problem of the Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge is the structural response to high winds. This study included wind tunnel tests of a conventional sectional model, a large sectional model, a full-bridge aeroelastic model and a self-supporting aeroelastic tower model for three channel bridges and non-navigable bridges. The results indicate that the original design of the Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge may suffer from wind effects such as flutter, unacceptable vortex-induced vibrations and tower galloping. Aerodynamic and structural modifications are given to eliminate the wind problems of the Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge. This research provides guidance for guaranteeing the safety of the Kong-Zhuhai-Macao Bridge in high winds.
Key words: Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridgewind tunnel testwind resistance measures
港珠澳大桥跨越珠江口伶仃洋海域，是连接香港、珠海、澳门的大型跨海通道。桥梁工程包括青州航道桥(主跨458 m双塔空间索面钢箱梁斜拉桥)、江海直达船航道桥(主跨2×258 m三塔中央索面钢箱梁斜拉桥)、九洲航道桥(主跨268 m双塔中央索面叠合梁斜拉桥)三座通航孔桥，以及大量的非通航孔桥。其中深水区非通航孔桥主要为6×110 m标准联连续梁桥，跨崖13-1气田管线桥为(110+150+110)m连续梁桥。整个工程布局如图 1所示，桥型布置如图 2所示。
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| 图 1 港珠澳大桥工程布局 |
| 图选项 |
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| 图 2 港珠澳大桥桥型布置图(单位：m) |
| 图选项 |
港珠澳大桥的主梁大部分采用钢结构，其中江海直达船航道桥和九洲航道桥的主塔亦采用钢结构。无论是通航孔桥还是深水区非通航孔桥，均具有阻尼低、刚度小、质量轻的特点，是风致振动的敏感结构，同时由于结构设计新颖、设计标准高(基本风速按120年重现期取值)，结构风荷载的计算没有明确可依的规范，因此抗风安全和舒适性是大桥设计和建造的关键问题之一。为了确保大桥在极端风速下的抗风安全、常遇风速下的运营舒适性，西南交通大学通过一系列的风洞试验，对大桥抗风性能进行检验及评估，并为存在的抗风问题提出有效、经济的措施。
1 港珠澳大桥风环境及主要设计风参数港珠澳大桥桥位地处西太平洋强风带，台风频发(如图 3所示)，可能对大桥的结构安全和建成后的服役性能造成重大影响。按照JTG D60-01—2004《公路桥梁抗风设计规范》规定[1]，中国桥梁的设计风速参数均按100年设计基准期取值。但港珠澳大桥风速环境复杂，设计标准高，设计风速参数按120年重现期取值。港珠澳大桥桥位10 m高度处120年重现期的10 min年最大平均风速即基本风速为47.2 m/s(施工期取30年重现期，为39.1 m/s)，风速沿高度按指数分布计算，风速剖面指数为0.098，即
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| 图 3 港珠澳大桥所处的风环境 |
| 图选项 |
| $\frac{U_{z}}{U_{10}}=\left(\frac{Z}{10}\right)^{\alpha}.$ | (1) |
表 1 主梁设计风速参数
| 桥名 | 设计基准风速/(m·s-1) | 颤振检验风速/(m·s-1) | 静风失稳检验风速/(m·s-1) | |||||
| 成桥态 | 施工态 | 成桥态 | 施工态 | 成桥态 | 施工态 | |||
| 青州航道桥 | 55 | 45.6 | 79.2 | 65.7 | 110.0 | 91.2 | ||
| 江海直达船航道桥 | 52.8 | 43.8 | 79.8 | 66.2 | 105.6 | 87.6 | ||
| 九洲航道桥 | 55 | 45.6 | 81.2 | 67.3 | 110.0 | 91.2 | ||
| 非通航孔标准联 | 49.5 | 45.5 | 77.2 | 71.0 | 99.0 | 91.0 | ||
| 跨崖13连续梁桥 | 48.2 | 44.3 | 74.3 | 68.4 | 96.4 | 88.6 | ||
表选项
2 港珠澳大桥主要抗风问题和研究方法风流桥梁断面和桥塔断面时，由于气流的分离、附着和旋涡脱落，会产生复杂的流固耦合，从而产生桥梁各种风致振动现象[2-3]。对于大桥跨度桥梁，风会引起成桥状态和施工状态主梁的颤振[4]、涡激振动[5-6]，以及桥塔自立状态的驰振和涡激振动[7]。颤振和驰振是发散性振动，一旦发生便会导致结构破坏，必须通过主梁断面气动优化提高颤振和驰振临界风速，保证桥梁的抗风安全[8]。涡激振动属限幅振动，起振风速低，较大的振幅会影响桥梁的正常使用，过大的振幅也会影响结构安全[9-10]，可以通过气动措施和机械措施来减小和消除[11-12]。
港珠澳大桥通航孔桥和非通航孔桥的桥型各异，主梁桥梁断面有所不同，风致振动特性也有差异，因此每座桥存在不同的风振问题，如表 2所示。青州航道桥是港珠澳大桥中跨度最大的主桥，其原始设计为中央索面的大挑臂钢箱梁斜拉桥，振动频率较低，因此主梁的颤振稳定性和涡激振动均是抗风设计研究的重点。江海直达船航道桥虽然也是采用大挑臂钢箱梁的斜拉桥，但由于跨度较小，颤振问题不突出，应重点关注涡激振动问题。深水区非通航孔桥是采用大挑臂钢箱梁的连续梁桥，由于其跨度更小，不存在颤振失稳问题，涡激振动是抗风设计研究的重点。江海直达船航道桥桥塔采用钢结构，九洲航道桥桥塔采用钢—混凝土组合结构，桥塔在施工自立状态有可能发生较大振幅的涡激振动和驰振。
表 2 桥梁重要基频和主要关注的抗风问题
| 桥名 | 对称竖弯 | 反对称竖弯 | 对称扭转 | 主要抗风问题 | ||
| Hz | Hz | Hz | ||||
| 青州航道桥 | 0.251 1 | 0.372 4 | 0.872 7 | 主梁颤振、涡激振动 | ||
| 江海直达船航道桥 | 0.516 2 | 0.331 6 | 1.078 2 | 主梁涡激振动、颤振；桥塔涡激振动和驰振 | ||
| 九洲航道桥 | 0.463 5 | 0.580 7 | 1.048 9 | 主梁颤振；桥塔涡激振动和驰振 | ||
| 非通航孔桥 | 0.806 0 | 0.868 0 | 2.635 0 | 主梁涡激振动 | ||
| 跨崖13-1桥 | 0.779 0 | 1.331 0 | 2.765 0 | 主梁涡激振动 |
表选项
针对港珠澳大桥的上述抗风重点问题，利用1:50常规节段模型风洞试验考察主梁的颤振稳定性和涡激振动特性，并进行主梁气动外形优化。由于涡激振动对栏杆、检修车轨道等细节较为敏感，又利用1:20的节段模型对常规节段模型的试验结果进行最终检验。利用1:50的桥塔气动弹性模型风洞试验考察裸塔自立状态的涡激振动和驰振性能，并进行塔柱断面优化。最后，利用1:70全桥气动弹性模型风洞试验，对港珠澳大桥全部桥梁的涡激振动、颤振、驰振等抗风性能进行全面检验[13-16]。图 4给出了典型模型的试验照片。
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| 图 4 港珠澳大桥风洞试验 |
| 图选项 |
3 主梁风致振动特性及制振措施3.1 主梁颤振特性颤振属于危险性的自激发散振动，桥梁抗风设计要求桥梁的颤振临界风速必须高于相应的颤振检验风速。通过1:50缩尺的节段模型，对港珠澳大桥3个通航孔桥的颤振稳定性进行检验。结果表明，青州航道桥原设计方案的主梁在+5°风攻角情况下，颤振临界风速仅为68.7 m/s，低于桥梁的颤振检验风速，未能满足抗风安全要求。为改善青州航道桥的颤振性能，从结构形式和主梁气动外形2个方面进行优化(如图 5所示)：
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| 图 5 青州航道桥颤振优化方案 |
| 图选项 |
1) 由原设计方案的中央索面改为双索面，以提高桥梁的整体扭转刚度和扭转频率。
2) 由原设计方案的大挑臂钢箱梁改为流线型钢箱梁，以改善主梁的气动性能。
通过上述2种措施，显著提升了青州航道桥的抗风性能，从而满足了颤振稳定性要求。
试验表明，江海直达船航道桥和九洲航道桥的颤振临界风速均大于检验风速，满足抗风要求。此外，还通过节段模型风洞试验检验了3个通航孔桥施工最不利状态(最大单悬臂和最大双悬臂)的颤振稳定性，均满足抗风要求，如表 3所示。
表 3 港珠澳大桥颤振临界风速
| 桥名 | 桥梁状态 | 颤振临界风速/(m·s-1) | ||||
| +5° | +3° | 0° | -3° | -5° | ||
| 青州航道桥 | 成桥态 | >109.10 | >109.10 | >109.10 | 105.20 | 96.40 |
| 施工态 | 110.00 | 110.00 | >115.80 | >115.80 | >115.80 | |
| 江海直达航道桥 | 成桥态 | 102.04 | 135.45 | 162.54 | 171.57 | 171.57 |
| 施工态 | >140.00 | >140.00 | >170.00 | >170.00 | >140.00 | |
| 九州航道桥 | 成桥态 | >150.00 | >150.00 | >150.00 | >150.00 | >150.00 |
| 施工态 | >150.00 | >150.00 | >150.00 | >150.00 | >150.00 | |
表选项
3.2 主梁涡激振动特性及抑振措施为了评估港珠澳大桥主梁涡激振动特性，针对3种类型的主梁形式(青州航道桥流线型钢箱梁、深水区非通航孔和江海直达船航道桥大挑臂钢箱梁、九洲航道桥叠合梁)，利用节段模型进行风洞试验。
1) 青州航道桥涡激振动特性及抑振措施。
青州航道桥在保证颤振稳定的情况下，针对如图 6所示的方案1进行涡激振动试验。1:50节段模型风洞试验表明，青州航道桥成桥态主梁在小阻尼比(0.36%)条件下，0°、+3°和+5°风攻角情况下均发现明显的涡激振动现象，在8.0和18 m/s风速附近存在2个竖向涡振区，最大竖向振幅为668 mm，超出规范容许值。
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| 图 6 青州航道桥气动外形优化方案(单位：m) |
| 图选项 |
为了抑制涡激振动，针对青州航道桥的主梁断面进行了一系列抑振措施研究，其中包括：改变检修车轨道位置、增加导流板和加长风嘴等，具体措施如表 4和6所示。通过对多种抑振方案的试验研究发现：方案1和2对抑振涡激振动效果不明显；方案3、4、5均能有效降低涡激振动振幅，但仍未完全满足规范要求。将导流板和检修车轨道移至距底板边缘2 m处(方案6)时，其涡激振动振幅低于规范的容许振幅。综合考虑桥梁施工及维护方便，推荐方案6为青州航道桥的涡振抑振措施，通过1:20大比尺节段模型检验，涡激振动得到抑制，满足规范要求。
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| 图 7 青州航道桥涡激振动振幅随风速变化曲线 |
| 图选项 |
表 4 青州航道桥涡振性能优化方案
| 方案 | 具体改进 |
| 1 | 检修车轨道在底板 |
| 2 | 检修车轨道在斜腹板，距离底板1.5 m |
| 3 | 检修车轨道在斜腹板，距离底板4.6 m |
| 4 | 检修车在底板，加长风嘴 |
| 5 | 检修车轨道加导流板 |
| 6 | 方案5检修车轨道内移1.0 m |
表选项
2) 江海直达航道桥和深水区非通航孔的大挑臂钢箱梁涡激振动特性及抑振措施。
对于江海直达船航道桥大挑臂钢箱梁，1:50和1:20的2种节段模型试验均表明，小阻尼比(0.25%)条件下，+5°攻角时发生了明显竖向涡激振动，按照第一反对称竖向振型换算实桥发振风速分别15和30 m/s，振幅均超过规范容许值，如图 8所示。对于深水区非通航桥大挑臂钢箱梁，1:50和1:20的2种节段模型试验结果显示，风速30~40 m/s时，主梁发生较大振幅的涡激振动并超出规范的容许值，如图 9所示。
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| 图 8 江海直达船航道桥涡激振动振幅随风速变化曲线 |
| 图选项 |
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| 图 9 非通航孔桥涡激振动振幅随风速变化曲线 |
| 图选项 |
针对大挑臂钢箱梁的特性，抑制其涡激振动的措施有气动和机械措施。气动措施是在边防撞栏上设置如图 6所示的导流板，通过节段模型试验表明可完全从激励源上消除大挑臂钢箱梁的涡激振动。机械措施是通过设置阻尼装置，提高结构的阻尼，从而抑制涡激振动。图 8b给出了江海直达船航道桥涡激振动的振幅随阻尼的变化曲线。表 5为深水区非通航孔桥的涡激振动振幅随阻尼比的变化规律。试验取得涡激振动随阻尼比的变化关系，为港珠澳大桥大挑臂钢箱梁的调频质量阻尼器(tuned mass damper, TMD)抑振措施设计提供了依据。
表 5 非通航孔标准联阻尼比与涡激振动振幅关系
| 阻尼比/% | 0.30 | 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 |
| 舒适度要求 | 不满足 | 不满足 | 不满足 | 满足 | 满足 |
表选项
3) 九洲航道桥叠合梁主梁涡激振动特性。
风洞试验表明，当阻尼比为0.48%时，主梁在+3°攻角下发生了涡激振动。根据中国《公路桥梁抗风设计规范》，叠合梁的阻尼比可以取1.0%。风洞试验表明，当九洲航道桥的阻尼比为0.92%时，主梁涡激振动消失，因此九洲航道桥不需要针对主梁涡激振动制振。
针对港珠澳大桥的涡激振动的制振措施如表 6所示。
表 6 港珠澳大桥涡振统计表
| 桥名 | 涡振振幅 | 锁定风速 | Strouhal数 | 抑制方案 | ||
| mm | m·s-1 | fd·U-1 | ||||
| 青州航道桥 | 226.24/668.12 | 7.74/18.17 | 0.145 9 | 气动措施 | ||
| 江海直达船航道桥 | 64.4/266.5 | 16.1/30.13 | 0.092 7 | 质量阻尼器 | ||
| 非通航孔标准联 | 89.5/168.7 | 37.12/78.03 | 0.097 7 | 质量阻尼器 |
表选项
3.3 桥塔风致振动特性及抑制措施针对江海直达船航道桥的钢箱桥塔，九洲航道桥的钢混组合桥塔，进行了1:50缩尺比的裸塔自立状态气动弹性试验。试验结果表明，当风偏角β为180°时，江海直达航道桥桥塔在风速为57 m/s时发生横风向驰振。为了抑制驰振，对桥塔进行气动优化试验，试验结果表明，将桥塔断面在迎风侧切50 cm×50 cm的切角之后，驰振消失，如图 10所示。
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| 图 10 江海直达航道桥桥塔振幅随风速变化曲线 |
| 图选项 |
试验结果表明，九洲航道桥桥塔在风向角β为180°时，在阻尼比为0.25%情况下，发生较大的振幅涡激振动; 当阻尼比提高到0.5%时，涡激振动消失，如图 11所示。由于九洲航道桥桥塔为钢混组合结构，其阻尼比大于0.5%，因此施工自立桥塔状态不会出现影响施工安全的风振，可不采取制振措施。
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| 图 11 九洲航道桥桥塔振幅随风速变化曲线 |
| 图选项 |
3.4 全桥模型检验利用1:70的全桥气动弹性模型，对优化后的港珠澳大桥全部桥梁分别开展风洞试验，全面检验桥梁的抗风安全性。试验结果表明，港珠澳大桥在成桥状态和施工最不利状态，颤振、驰振及静风稳定性均满足规范要求，并具有较大的安全富裕度。
4 结论通过港珠澳大桥抗风性能的系列风洞试验研究，可以得到如下主要结论：1)青州航道桥设计方案变更为流线型钢箱主梁和双索面，其颤振性能得到明显提升，满足抗风设计要求；2)除九州航道桥外，其他各桥主梁在成桥态均出现大振幅涡激振动，设置导流板和附加结构阻尼均能有效抑制涡激振动；3)江海直达航道桥桥塔自立状态在设计风速范围内发生了驰振，优化塔柱切角避免了驰振的发生；4)经全桥气弹模型风洞试验最终检验，优化后的港珠澳大桥工程设计方案，均满足抗风要求，具有足够的抗风安全性。
2018年9月，台风“山竹”经过港珠澳大桥，桥址实测风速达17级，大桥的抗风安全性经受了实际检验。
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