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超长斜拉桥在施工过程中的空气动力特性
G. MORGENTHAL, Y. YAMASAKI
摘要:昂船洲大桥和苏通大桥将斜拉桥主跨长度的世界纪录提高到1000米以上。这些桥梁均位于台风易发区，其设计受架设过程中风效应的影响很大。因而设计并实施了严格的风洞试验方案，以测定结构在最关键的架设状况下结构的空气动力学性能。通过分析和数值分析对试验进行了补充，以验证整个施工过程中结构的安全性，并确保不会出现适用性问题影响桥梁安装过程。本文概述了桥址处的风力特性、试验测试方案及其部分结果、自由悬臂安装过程中桥梁的动力特性以及对其空气动力性能的评估。同时，讨论了两座桥梁在风作用下动力响应的相似性和一些明显的差异。
关键字：斜拉桥；风工程；风洞试验；施工
1. 绪论
中国有两座新的斜拉桥在主跨长度上超过了目前的世界纪录:主跨长度为1088米的苏通大桥和主跨长度为1018m的昂船洲大桥，参见图1。
两座桥的主跨上部结构均采用钢结构，其中昂船洲大桥采用了一种新颖的双箱形截面，参见图2。
昂船洲大桥采用全混凝土的短边跨，而苏通大桥展示了一种更为传统的钢上部结构布置。桥塔的构造如图3所示。
苏通大桥是大型跨江桥梁的关键组成部分，而昂船洲大桥位于香港市区。
本文概述了对这些桥梁在安装条件下的空气动力特性研究的调查。这些研究包括大量的风洞试验以及不同施工阶段气动弹性激励现象的分析。
2. 风特性设计规范
建立合适的设计准则作为分析部分已架设的桥梁在风荷载作用下能力的依据是有必要的。设计风规范在概率意义上反映了现场的风况。由于暴露时间较短，架设工况一般设计为比使用工况更小的风荷载。
苏通大桥采用的风特性取自中国规范[1]，并根据当地风气候的详细分析结果进行了调整。对于昂船洲大桥，在桥址处设置了一个50米高的桅杆，并在一年多的时间内连续读取风力数据，以了解此地的风特征。
苏通大桥工程以许用应力为设计依据，规定使用工况下的风荷载重现期为100年，施工阶段风荷载重现期为30年。但是，按照英国标准BS 5400的桥梁设计原则，昂船洲大桥的设计规范只指定了一个重现期为120年的参考风。在这种极限状态设计方法中，在使用工况和架设工况之间的差异由不同的荷载安全系数来考虑。虽然BS 5400使用的安全系数分别为1.4和1.1，但鉴于台风区域（如香港）内风的极值分布不同，昂船洲大桥的设计基准规定了1.9和1.2的安全系数。这些安全系数取自香港路政署结构设计手册。
图4比较了采用的风速和紊流强度分布。昂船洲大桥(SCB)设计了两组不同的风特性，分别对应从山上吹来的陆风和从海上吹来的海风。苏通大桥( STB )的风特性则对应于开放海况。
3. 空气动力学截面特性
两个工程均进行了大量的节段模型试验。首先测定了静态截面上的气动力。
昂船洲大桥的节段模型测试包括许多不同结构的大量试验。从试验得知，主梁的阻力对临时扶手连接非常敏感，特别是脚趾板的阻力。于是便找到了一种在保持工人所需安全的同时，阻力也可接受的解决方案。即开发了一种网状式脚趾板，该脚趾板可减少气流的阻塞，但仍可在足高处提供屏障。采用200mm高网状脚趾板的桥面总阻力比采用相同高度的实心脚趾板的桥面总阻力低13%。因而钢丝网脚趾板被采用，并用于此桥。
基本安装横截面的静气动力系数如图5所示。图中，一个正攻角对应一个桥梁节段，其在水平来流风中顺时针旋转。结果是雷诺数约为，两种情况下均为均匀流。对进入的紊流重复这些试验。结果一致显示由于紊流的影响，阻力会增加。
4. 结构的动力特性
结构的动态特性对风输入的响应很重要，最好通过它的模态特性来表达。这些随着自由悬臂架设梁的进行而不断变化。从根本上说，这两座桥表现出相似的行为。事实上，在昂船洲悬臂的最大长度处，第一垂直和横向频率始终很接近并且几乎相同。然而，苏通大桥桥面的第二垂直模态频率要高得多，这是由于箱形梁的抗弯刚度约高50%。对于第二种弯曲模式，主梁的弯曲对拉索系统的拉伸起主要作用。这两种结构在基本扭转频率上的差别甚至更高，苏通大桥桥面板的扭转频率大约是昂船洲大桥扭转频率的两倍。这一方面是由于苏通大桥主梁的抗扭刚度略高于昂船洲大桥格梁的抗扭刚度，而同时由于自重离桥中心线较远，昂船洲大桥桥面的扭转惯性较高。另一方面，苏通大桥A形索塔的扭转刚度比昂船洲大桥的单柱式高70 %。
5. 桥面板空气动力稳定性
空气动力失稳产生于气动力变化与结构动力响应之间的复杂动态相互作用。结构的空气动力失稳可以认为是负阻尼的缘故，其中每振荡周期的能量输入比结构阻尼吸收的能量输入大，从而产生发散的振幅响应。失稳的特征是具有一个临界风速，超过此临界风速，结构便会失稳。
昂船洲大桥桥面的不稳定界限是通过在风洞中进行气动弹性试验确定的。节段模型用弹簧固定在设备上，刚度和质量按照比例进行调整。对于经典颤振，即垂直和扭转模态的耦合响应，临界风速随着两个频率（扭转）和（垂直弯曲）的接近而减小。因此，测试了一系列频率比。
苏通大桥没有进行气动弹性节段模型试验。不稳定界限由节段模型的强迫振动试验结果分析确定。在垂直（垂荡）和旋转（俯仰）运动中，将节段模型设置为正弦运动，并测量空气动力。然后将运动诱导力用气动导数表示，从而可以通过数值方法计算不稳定风速。气动导数从三个攻角方向进行测定：-3°、0°和3°。
所有的测试都是在均匀流中进行的。这是最关键的条件，因为通常认为进入的紊流会抑制激励。对于昂船洲大桥，施工阶段所需的颤振临界风速在50m/s(均匀流5°攻角方向)和95m/s(水平向)之间，对于苏通大桥，颤振临界风速恒定为64m/s。这些要求的颤振风速在整个过程中都达到了。试验仅在相关设计规范要求的等效足级风速下进行，即未确定实际颤振风速。
对于昂船洲大桥，桥面的双箱（通风）布置是保持桥面稳定的一个主要因素，即使在小频率间隔下也是如此，而对于苏通大桥，稳定主要是通过足够高的扭转频率来实现的。在临界风速范围内也没有观测到单自由度失稳。
6. 抖振响应
抖振是由阵风速度变化引起的脉动气动力所导致的结构的伪随机动态响应。这些阵风是由于大气边界层的紊流性质所致。塔的抖振响应并不是问题。低(运行)风速下振幅较低，高风速下振幅仍不对结构完整性构成威胁。然而对于桥面和斜拉索，仔细分析抖振响应的大小至关重要。
本研究采用风洞试验和数值抖振模拟相结合的方法。在边界层风洞中进行了桥塔和桥面施工阶段的气动弹性试验，以再现所需的紊流风场。通过对安装设备进行建模，准确展现了安装过程中的情况。特别是位于悬臂端部的升降门架增加了较大的阻力，因而增加了横向响应。
试验测量了平均和峰值动态抖振响应，并用于验证数值抖振仿真模型。该数值模型基于桥梁的三维有限元模型。这种方法[2]允许对所有结构特征进行详细的建模，包括不同构件的气动特性。该模型有效地暴露于理论推导获得的风荷载中，其满足规定的紊流风场数据的随机性。通过对结构的瞬态响应进行监测和分析，以确定设计荷载和位移。本文展示了这些数值分析的结果。
对苏通大桥而言，最大平衡悬臂条件对某些项目至关重要，即在桥塔上为桥面提供了转动约束。该桥采用平衡悬臂施工，直至与边跨桥面合拢，此时的悬臂长157m。但这种情况类似于更规范的中跨桥梁，故本文未作进一步讨论。
昂船洲大桥和苏通大桥合拢段安装前桥梁悬臂的长度分别为506m和541m。
6.1. 垂直响应
悬臂架设过程中垂直抖振响应的临界条件是新节段已经安装，但相应的一对主跨斜拉索尚未张拉的阶段。在这种情况下，悬臂新段的恒载会导致桥梁出现大挠度。此外，连接到先前安装的节段的前组斜拉索受到很大的拉力。当垂直抖振效应向下作用时，这些力会增加恒载，导致主梁和斜拉索出现临界状态。
为了进行分析，使用了0.5%的临界结构阻尼。图6显示了主梁中的峰值弯矩分布和相应的斜拉索索力。可见，昂船洲大桥的临界条件是高紊流陆风。苏通大桥暴露在低紊流的海风中，比相应的(海风)昂船洲大桥所受风荷载有更高的要求。这是由于横截面对垂直抖振的敏感性较高，如升力和力矩系数斜率所示，详见第3节。注意到苏通大桥的桥面由塔架垂直支撑，而昂船洲大桥的桥面仅由斜拉索垂直支撑，这说明了昂船洲大桥塔架附近斜拉索力更大。
昂船洲大桥在海洋和陆地场景中的最大索力相对接近，这是由于静态风分量对索力的作用大于对主梁弯矩的作用。海风的平均风速相对较高，参见第2节。
对于昂船洲大桥来说，全抖振的峰值负弯矩会导致主梁的应力过大。为抵消这种影响，并确保结构在关键架设条件下的安全，决定将临时道碴放置在施工前沿后约100米的位置，如图6所示。
6.2. 侧向响应
虽然这两座桥的横向响应的基本特征比较相似，但力传递到基础的方式却截然不同。首先，昂船洲大桥的双桥面布置导致了空腹式横向弯曲行为，其中横向弯矩由纵梁和横梁的弯曲以及纵梁之间的轴向力差承担。桥面的横向刚度也比苏通大桥大。此外，桥塔仅通过支座提供侧向力约束。由于横向抖振，苏通大桥主梁几乎保持轴力方向自由，但其不但受到桥塔横向约束而且还受到绕垂直轴旋转的约束。这种约束是通过桥面和桥塔横梁之间的一系列临时固定斜拉索实现的。主梁中未被这些约束所分担的剩余横向弯矩将传到边跨，并由边跨桥墩上的横向力所承担。这种效应对苏通大桥的横向抖振特性非常重要，尤其是在桥梁悬臂过程中，因为边跨上的风的抖振效应往往通过模态耦合抵消主跨的抖振效应，从而降低动态抖振响应。昂船洲大桥基本上不存在这种减振效应，因此经历了更大的动态放大，如最大挠度和平均横向挠度之比所示，参见表1。
7. 结论
以上便是对两座最大跨度斜拉桥在安装过程中的气动特性和气动弹性性能所进行的比较。尽管跨度和施工方法相似，但本文突显了诸多方面的显著差异。这些差异主要与原址处不同的风力特性、截然不同的桥梁横截面以及整体结构的不同配置有关。
参考文献
[1]公路桥梁抗风设计规范，JTG/T60-01-2004
[2]Morgenthal, G., Kovacs, I., Saul, R., 2005, 'Analysis of Aeroelastic Bridge Deck Response to Natural Wind', Structural Engineering International, 2005, pp. 232-235.
注：图片参见原英文文献。
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