湖北鄂東長江公路大橋抗風穩定性能研究余俊林，宋錦忠，丁望星２９
文章編號
湖北鄂東長江公路大橋抗風穩定性能研究
余俊林 ，宋錦忠 ，丁望星。
（１．湖北鄂東長江公路大橋****，湖北黃石４３５０００；２．同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海２０００９２；３．湖北省交通規劃設計院，湖北武漢４３００００）摘
要：從１：５０和１：１４４縮尺的主梁二元剛體節段模型和三維全橋氣動彈性模型風洞試
驗、結構動力特性分析、三維靜風穩定性分析等方面研究和驗證了鄂東長江公路大橋結構成橋狀態
以及施工狀態的抗風穩定性能。
關鍵詞：斜拉橋；風洞試驗；穩定性
中圖分類號：ｕ４４１．３文獻標誌碼：ａ
１概述本橋採用分離雙箱斷面主梁。該梁型應用在千公尺級斜拉橋上還是第一次。其抗風性能是大橋設計最為關注的問題之一，因此必須通過風洞試驗加以檢驗
和驗證。
鄂東長江公路大橋ｌ】是滬蓉國道主幹線湖北省東段和國家高速公路網規劃中大慶至廣州公路湖北段共同跨越長江的通道。主橋為鋼一混凝土混合梁斜拉橋，其跨徑布置為
有關方面先後完成了鄂東長江公路大橋初步設計階段抗風性能專題研究、施工圖設計階段小比例節段模型風洞校核試驗和全橋氣彈模型風洞試驗研
其主跨僅次於蘇通大橋和香港
昂船洲大橋，屬於千公尺級斜拉橋的範疇。中跨主梁
和邊跨主梁斷面分別採用鋼和混凝土分離雙箱斷面
（圖１）。橋塔採用鳳翎形結構，塔高分別為２４２．５ｍ（北塔）和２３６．５ｍ（南塔）。
本橋具有超大跨度、超長斜拉索、橋塔高等特點。與日本多多羅大橋和蘇通大橋的不同之處為：
究課題＿２］。為大橋的抗風設計、施工提供依據。
本文介紹該研究的主要成果。
２設計風速
根據《公路橋梁抗風設計規範》和《鄂東長江公
收稿日期
作者簡介：余俊林（１９７４一），男，工程師，１９９７年畢業於重慶交通學院橋梁及結構工程系，獲學士學位
３ｏ１／２鋼梁斷面１／２混凝土梁斷面
！阻十——。——ｉ３ｈ衛ｂｊ
燈柱斜拉索
外側防撞護欄
５．５ ｔｉｌｌ環氧瀝青混凝土１０ ｃｍ瀝青混凝土＼ｌ
ｆｌ＼＼＼
１４４４４４
．￣洩水管
ｌｌｉｌｉｌ；防撞護欄
帶＼一洩水管
６８０１ ２２０
７８０４４０
６８０ｌｕｕ．１
單位：ｃｍ
圖１鄂東長江公路大橋主橋主梁斷面
路大橋初步設計階段設計風速推算研究》，黃石地區的基本風速為ｖ 。一３０．１ｍ／ｓ，橋面高度處設計基準風速為ｖ 一３８．９ ｍ／ｓ，大橋全橋成橋狀態顫振檢驗風速為５８．６ ｍ／ｓ，施工狀態的顫振檢驗風速按１０
年重現期考慮，為成橋狀態的０．８４倍，即結構動力特性分析
３．１有限元計算模型
由於該橋主梁約束扭轉剛度的影響較小，因此
採用「魚骨式」力學模型。分析時主梁、橋塔和橋墩離散為空間梁單元，斜拉索採用空問杆單元模擬。主梁與索塔之間豎向、側向和扭**由度約束，其餘自由。
主梁與輔助墩之間豎向和扭**由度約束，其餘方向自由。主梁與過渡墩之問豎向、扭轉和側向自由度約束，其餘方向自由。索塔、過渡墩和輔助墩都在承臺頂部固定。
３．２動力特性計算結果
結構動力特性分析採用ａｎｓｙｓ有限元分析軟體，其中的特徵方程求解採用法，振型關於質量矩陣歸一化。同時計算主梁的等效質量和等效質量慣矩。２種結構狀態的豎彎、扭轉基頻、扭彎頻率比及等效質量、等效質量慣矩見表１。
表１基頻與對應等效質量、等效質量慣矩
３．３與同類橋梁結構動力特性的比較
表２給出了５座同類橋梁結構動力特性，可以
看到本橋結構的剛度大、自振頻率高。４節段模型風洞測振試驗
４．１相似條件與模型引數
橋梁建設２００９年第１期
表２５座大橋的結構動力特性對比
節段模型測振試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室ｔｊ一２號邊界層風洞中進行，試驗採用彈簧懸掛二元剛體節段模型試驗方法，試驗裝置為內支架式。根據實橋主梁斷面尺寸和風洞試驗段尺寸以及直接試驗法的要求，選取節段模型的縮尺比為１：５ｏ。
彈簧懸掛二元剛體節段模型風洞試驗
除了要求模型與實橋之間滿足幾何外形相似外，還應
滿足彈性引數、慣性引數、阻尼引數的一致性條件。
４．２顫振試驗結果
節段模型風洞測振試驗結果見文獻［３］，限於篇
幅，本文僅列出均勻流場節段模型成橋狀態ｊ㈣呲呲㈣㈣㈣９一ｏ。時
系統扭轉阻尼隨風速的變化，見圖２。
圖２節段模型成橋狀態系統扭轉
阻尼隨風速的變化（／ｉ＝ｏ。）
根據成橋狀態節段模型試驗結果，在均勻流場
中彎扭２個自由度運動狀態下的豎向彎曲和扭轉運
動系統阻尼比隨風速的變化曲線成橋狀態偏角ｏ。，實橋結構的阻尼比假設為ｏ．５ （鋼結構），＋３。、ｏ。和一３。攻角時顫振臨界風速
分別為結構阻尼比假設為
ｌ（混合結構），＋３。、ｏ。和一３。攻角時顫振臨界風速
分別為遠高於本橋顫振
檢驗風速５８．６ ｍ／ｓ，成橋狀態的抗風穩定性是有保
證的。從最長單懸臂施工狀態節段模型在均勻流場中
彎扣２個自由度運動狀態下豎向彎曲或扭轉運動系
統阻尼比隨風速的變化曲線上可
湖北鄂東長江公路大橋抗風穩定性能研究余俊林。宋錦忠，丁望星３１
以看出，施工狀態在均勻流場，偏角０。，結構阻尼比假設為０．５％（鋼結構），＋３。、０。和～３。攻角時顫振臨界風速分別大於結構阻尼比
假設為１ｋｏ（混合結構），＋３。、ｏ。和～３。攻角時顫振臨界風速分別大於遠高於本橋顫振檢驗風速４９．２ ｍ／ｓ。
無論成橋狀態還是施工狀態，在均勻流場、不同偏角時顫振臨界風速的對比試驗均
表明，顫振臨界風速基本上隨偏角的增大而提高。
個別偏角狀態顫振臨界風速比無偏角相應狀態略小
或相等。
試驗表明，大橋無論在成橋狀態、還是施工階段的抗風穩定性能都高於顫振檢驗風速的要求。５全橋氣彈模型試驗
５．１模型設計的基本原則和相似引數
在幾何縮尺比為１：１４４全橋氣動彈性模型設計中，除應滿足幾何相似條件以外，還應滿足下述無量綱引數的一致性條件：彈性引數、慣性引數、弗洛德數、阻尼引數。５．２模型設計『與檢驗
模型主梁由鋁合金芯棒、鋁合金橫樑、豪適板外衣和銅質配重組成，其中鋁合金芯棒提供剛度，鋁合金橫樑與芯棒連線提供拉索錨固位置，豪適板外衣模擬主梁外形，銅質配重用以補充質量及質量慣矩。
模型橋塔和橋墩由鋼芯棒、有機玻璃外衣及銅配重組成。鋼芯棒提供剛度，有機玻璃外衣模擬外形，配重用於補充和調節質量和質量慣矩分布。
斜拉索的模擬需滿足拉伸剛度相似條件、質量分布相似條件、氣動力相似條件。同時採用質量連續的配重方案。
欄杆、防撞欄、檢修車軌道等用ａｂｓ材料製作，由於不提供剛度，在設計上只需考慮與實橋氣動外形和透風率相似即可。
橋塔以及橋墩底部採用固接。主粱和橋塔的連
接，在成橋狀態僅僅約束了側向位移，在施工狀態約束了６個方向的自由度，在主梁和輔助墩以及過渡墩之間約束了主梁的側向、豎向和扭轉位移，並用相應的機械裝置滿足了這些約束條件的要求。全橋氣動彈性模型試驗姿態見圖３。
採用自由振動方法對成橋狀態、施工單懸臂狀
態模型的結構動力特性進行檢驗，以驗證模型是否
滿足設計要求和風洞試驗的要求。檢驗結果表明：成橋狀態前８階、施工單懸臂狀態前５階的結構動
圖３全橋氣動彈性模型
力特性完全滿足設計要求和風洞試驗的要求：頻率誤差＜５ ，模型阻尼比均在０．５～１．０ 之間。
５．３均勻流場中的氣動穩定性試驗
全橋氣彈模型風洞試驗以施工最長單懸臂狀
態和成橋狀態２種結構狀態作為試驗物件。考慮到節段模型試驗得出的＋３。攻角為不利狀態的結果，
分別進行攻角０。、一３。、＋３。
下均勻流場中的風振響應對比試驗。同時還進行成橋狀態偏角１５。及施工最長單懸臂狀態偏角的對比試驗。
重要工況都做重複性試驗，基本試驗總共２２個。在
主梁的跨中和２個四分點以及橋塔的塔頂分別設定
加速度訊號和位移訊號測點。
５．４氣動穩定性試驗結果
成橋狀態，倘若以結構阻尼比為０．５ （鋼結構）、扭轉響應方差０．５。計，在均勻流場、０。攻角、試驗風速９．０ ｍ／ｓ（對應於實橋風速１０８ ｍ／ｓ）時，結構發生顫振發散；在一３。
攻角、試驗風速大於１０．０ ｍ／ｓ（對應於實橋風速大於１２０ ｍ／ｓ）時，結構尚未發生顫振發散；在＋３。攻角、試驗風速６．８ ｍ／ｓ（對應於
實橋風速８１ｍ／ｓ）時，結構發生顫振發散，見圖４。進一步驗證了＋３。攻角為最不利狀態。０２０
一ｄ ０。
圖４全橋氣動彈性模型主跨跨中測點
不同攻角下扭轉位移響應
最長單懸臂狀態，主跨懸臂端測點在均勻流場、ｏ」攻角、試驗風速９．７ ｍ／ｓｔ對應於實橋風速１１６ ｍ／ｓ）時，沒有觀測到結構發生顫振現象；在一３。攻角、
試驗風速大於１０．０ ｍ／ｓ（對應於實橋風速大於１２０ｍ／ｓ）時，結構也沒有觀察到顫振現象；在＋３。攻角、試驗風速８．８ ｍ／ｓ（對應於實橋風速１０６ ｍ／ｓ）
６５５４
５４３０５
３ｏ５０ｏ
３２時，結構發生了類似靜力扭轉的發散振動＿４ｊ。也驗證了＋３。攻角為最不利狀態。５．５偏角的影響
從成橋運營狀態和施工最長單懸臂狀態在均勻
流場、０。攻角、不同偏角下主跨跨中測點位移響應隨
風速變化和施工最長單懸臂狀態懸臂端測點位移響應隨風速變化可以清楚地看到：無論是成橋運營狀態還是施工最長單懸臂狀態偏角的存在對結構的穩
定性是有利的，但ｏ。和１５。偏角對應的結果區別不大。
６三維靜風穩定性分析
採用結構動力特性計算所用模型進行三維靜風穩定性分析，僅考慮成橋、施工最長單懸臂２種結構狀態，每種結構狀態考慮０。和±３。風攻角。分析時逐步增加風速，考慮各構件的大變形效應，但材料特
性仍按線彈性計算。橋塔的阻力係數按風洞試驗結
果採用。斜拉索的阻力係數取為０．８。成橋和施工狀態主梁三分力係數隨攻角的變化均按風洞試驗結
果取值。在每級風速下通過迭代計算找出主梁的平
衡位置，根據主梁的最大位移隨風速的變化判斷全橋的靜風穩定性。全部計算採用ａｎｓｙｓ有限元分析軟體實現。
由２種結構狀態在不同風攻角下主梁跨中或懸臂端扭轉角、豎向位移和側向位移隨風速的變化可以看出除了成橋０。攻角扭轉位移響應出現明顯的扭**散趨勢以外，其餘情況下均沒有出現明顯的
扭**散，但是在高風速下扭轉角、豎向和側向位移的絕對值都很大。考慮到在很大的變形下材料將進
入非線性，結構的剛度會下降，實際位移會比用線彈性材料計算的結果大，因此取扭轉角大於３。作為靜力扭**散的標準。２種結構狀態下靜風發散風速最小值出現在＋３。
攻角、風速為１０９ｍ／ｓ。
在全橋氣彈模型試驗中亦觀察到由於高風速下
靜公升力的作用斜拉橋的主梁被風抬得很高，主跨跨
中拉索有被解除安裝的趨勢。尤其在＋３。攻角、風速為１００ ｍ／ｓ時，結構產生了類似靜風扭**散的現象。
橋梁建設２００９年第１期
施工單懸臂狀態模型的風洞試驗中觀察到了靜風失
穩的現象，在＋３。攻角、風速１０６ ｍ／ｓ時懸臂端端部被強風掀翻。試驗結果與分析結果接近。
７ 結論
通過對鄂東長江公路大橋成橋、施工最長單懸臂２種結構狀態三維全橋氣彈模型試驗研究和結構
動力特性分析以及三維靜風穩定性分析，得到以下結論：
（１）鄂東長江公路大橋主橋設計方案具有良好的氣動穩定性，滿足抗風要求。
（２）２種結構狀態的三維全橋氣彈模型風洞試
驗攻角對比試驗結果與二元剛體節段模型試驗結果相吻合。＋３。攻角為不利情況，成橋狀態顫振臨界風速為８１ｍ／ｓ，施工最長單懸臂狀態顫振臨界風速為１０６ ｍ／ｓ以上。
均滿足大橋顫振檢驗風速的要求。
（３）２種結構狀態的三維全橋氣彈模型風洞試驗偏角對比試驗結果與二元剛體節段模型試驗結果亦一致。證實偏角的存在對結構的風振響應是有利的。無論是在均勻流還是紊流場中都是如此，但０。
和１５。偏角對應的結果區別不大。
（４）三維靜風穩定性分析驗證了全橋氣彈模型試驗中觀察到的靜風失穩現象，雖然對於本橋的這種結構體系和主梁形式有可能出現靜風失穩先於顫振發散的情況，但其臨界風速已超過相應的檢驗風速，大橋的靜風穩定性有足夠保障。
參考文獻：
［１］胡斯彥．鄂東長江公路大橋南塔基礎設計方案的優化
［ｊ］．橋梁建設
［２］同濟大學土木工程防災國家重點實驗室．鄂東長江公
路大橋主橋初步設計階段抗風性能研究同濟大學土木工程防災國家重點實驗室．鄂東長江公
路大橋主橋小比例節段模型抗風性能研究同濟大學土木工程防災國家重點實驗室．鄂東長江公
路全橋氣彈模型風洞試驗研究［ｒ］．２００７．
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