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 2×258 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 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。按照有限元模型如图 16 所示。
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
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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/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。
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 10 32.5 20 36.7 30 39.1 50 42.0 100 46.1 120 47.2 200 50.1 500 55.5
800 700 600 500 400 300 200 100 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28
振幅 （ mm）
+5 +3 0 -3 -5
容许振幅
风 速 m/s
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
360 320 280 240
图 14 江海直达航道桥主梁标准断面
图 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，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 20 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。
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：
UZ Z = U 10 10
α
(1)
式中： U Z ——高度 Z 处的风速（m/s） ； U 10 ——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 α=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。
（ mm）
+5 +3 0 -3 -5
200
容许振幅
160 120 80 40 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26
振幅
风 速 m/s
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