丫髻沙大桥转体施工抗风稳定性分析【摘要】本文首先通过模型风洞试验获得丫譬沙大桥转体施工时各结构的六分力系数，进而根据试验结果对大桥施工状态进行了抗风稳 定性研究及风致内力分析，分析表明丫含沙大桥转体施工时不会发生风致倾覆及风致强度问题关键词 钢管混凝土拱桥 转体施工 抗风稳定性 风洞试验一、概述广州丫髻沙大桥主桥为钢管混凝土系杆拱桥，主跨达360m,为目前国内同类桥梁之最因桥位地形、桥下通航、桥梁结构本身的特点等原因，该 桥采用转体施工工艺进行施工其主要过程是先在支架上形成拱肋，然后坚转主拱肋至设计高度，而后又整体平转到位在平转过程中主、边拱肋 均脱离了施工支架，整个结构由转盘支撑丫髻沙大桥地处沿海台风多发区，其施工设计风速为35.4m/s在平转时主、边拱肋悬臂长度均较大，其主拱肋悬臂水平投影长度达172m，边 拱肋悬臂水平投影长度为72m，两者相差又较大，因而其所受的强风风载很大，且会力作用点又有较大的偏心因此桥梁在转体施工过程中的抗 风安全性是设计、施工等单位所十分关心的问题，本文对该桥在转体施工过程中的风致倾覆稳定性和风致内力进行了模型风洞试验及计算分析研究 丫髻沙大桥的转体施工状态结构由索塔、边拱、主拱和转盘等组成。
鉴于实际结构构造、空气三维流动、风向角等的复杂性，本文采取了将风洞模 型试验与有限元数值分析相结合的方法进行研究下面介绍采用该方法进行研究的主要过程及结论二、模型风洞试验 为了研究丫髻沙大桥在转体施工过程中的抗风稳定性和风致结构内力，首先应获得结构上作用的风力，对于三维空间结构来说，其风致作用力应有6 个分量，即六分力 模型风洞试验的目的是通过测量风在模型上作用的六分力，进而求得相应的六分力系数，为有限元数值分析提供数据 如分别以 Fx， Fy， Fz， My， Mz 表示六分力，以 Cx， Cy， Cz， CMx， CMy， CMz 表示相应的六分力系数则可定义：力巴-（I - ‘小）式中，p为空气密度，V为风速，H和B为结构特征尺度，原则上可取任何尺寸，本文统一取H为塔高，B为两拱之间特征尺度这样，根据模型 风洞试验测得的模型的六分力及试验风速，即可求得相应的六分力系数模型试验在西南交通大学XNJD-1风洞第一试验段进行，该试验段尺寸为3.6m X3.0m X 8.0m （宽X高X长），稳定风速为0.5〜22.5m/s根据试验段尺寸及测力试验的要求，将模型几何缩尺比取为 1:120。
模型由索塔、主拱（含撑架）、边拱和上转盘几部分构成，索塔、主拱和边拱 采用不同直径的细铜棒及薄铜板焊接而成，上转盘用硬木加工而成测力用的六分量天平安装在模型上转盘底部为了保证模型区的流场品质，采 用0.5m高的钢管立柱将模型升高钢管立柱下端与风洞转盘相连，转盘可在水平面内作360回转，以改变模型的水平偏角（B角）p角的定义 为：当风向与桥跨向正交时且沿如图1所示x轴负向时，p=0°；当风向为顺桥向时，p=+90表示风自主跨向边跨方向吹；p=-90°表示风自边 跨向主跨方向吹试验在均匀流条件下进行，来流速度由设置的模型上风侧的热线风速仪测量根据倾覆稳定性及内力的计算需要，测力试验除需获得整个结构的六分力系数之外，还需分别获得索塔、主拱和边拱各自的六分力系数为此，试 验按索塔（状态一）、索塔十边拱（状态二）、索塔十主拱（状态三）、索塔十边拱十主拱（状态四）四种状态进行这样，如取相同的结构特征尺 度，由状态二所得的六分力系数减去状态一所得的六分力系数即为边拱的六分力系数；由状态三所得的六分力系数减去状态一所得的六分力系数即 为主拱的六分力系数，索塔和全结构各自的六分力系数分别由状态一和状态四的求得。
考虑到转体施工过程中可能遭遇各个方向来风，试验的水平偏角共设置13个，即从p=-90°到p=+90°，每15°—个间隔，每个偏角情况下的六 分力均由数据采集系统获得，试验风速取V=6m/s和V=10m/s两种，以考查雷诺数对试验结果的影响试验表明，在每种p角情况下，由状态一、二、三获得的索塔、边拱和主拱各自的六分力系数之和均与状态四测得的全结构六分力系数之值吻合良好这表明，对于此类透风良好的行架结构，各部分之间的流场相互干扰作用微弱，可忽略不计，按前述方法分四种状态测量索塔、边拱、主拱 等各自的六分力系数是合理的试验还表明每个水平偏角时两种风速下获得的六分力系数基本一致这说明在此风速范围内雷诺数影响不大，同 时也避免了测量中的偶然误差限于篇幅，本文仅给出表 1 所示的全结构的六分力系数P角C,qCmi5-90*0.035-0.1060.8680.6210.001-0.030-75'-0.297-0.0930.9810.763-0.1030.167-0.644-01211.0310.877-0.2310.404-45°-0.992-0.1740.9080.834 0,3580.647-30*-1.231-0.1130.6480.613-0.4340 811-15*-1.274-0.1190.3570.346-0.4290.8310*-1.117-0.1250.1110.118-0.4470.719+ 15*-1.3200.064-0.233-0.284-0.5180.811+ 30*-1.3010.263-0.55-0.612-0.4950.790+ 45*-1.0370.331 0.778-0.905-0.3740.620W■0.6590.246-0.881-0.981-0.2300.375♦75*-0.3390.136-0.810-O.S43-0.0970.161*90・0.0000.141-0.702”0.7280.019-0.042三、结构抗风性能计算分析 根据丫髻沙大桥转体施工设计要求，施工时先主拱竖转然后整体平转，而主拱竖转时边拱有支架支撑，因而施工过程中风致最不利状态应为平转状 态，此时，其风致内力的控制截面位于塔底和拱脚。
本文采用基于三维有限元方法的桥梁结构分析程序 BSSAP 计算上述截面的风致内力以及抗风 索的风致张力结构无抗风索状态时的计算简图如图 1所示，对于主拱肋的上弦及下弦，分别将其简化为梁单元对于扣索和抗风索，则采用考虑 初张力的杆单元根据试验得出的结构各部分六分力系数，分别按风速沿桥长方向均匀分布（情况 1）和非对称分析（情况 2）两种情况对结构加载，风速滑桥长方向的不均匀分布参照英国BS5400方法进行，取边拱风速为主拱风速的1:另外，施工设计还要求，在强风条件下不宜进行转体施工并应在主拱肋两边设置抗风索，故本文按施工时可能遇到的风速如6 级风情况进行内力 计算，还考虑遭遇极端风的意外情况，按施工设计风速V=35.4m/s进行了内力计算1．倾覆稳定性计算 结构的倾覆稳定性取决于结构自重构成的抗倾覆力矩与风力构成的倾覆力矩二者之间的关系当风速低于倾覆临界风速时，倾覆力矩小于抗倾覆力 矩，结构是稳定的；当风速高于倾覆临界风速时，倾覆力矩大于抗倾覆力矩，结构发生倾覆倾覆稳定性计算按考虑与不考虑风速沿桥长方向和不均匀性两种情况进行风速沿桥长方向的不均匀性参照英国 BS5400 方法，取边拱风速为主 拱风速的 1：。
计算时按元抗风索情况进行，根据结构重力、重心位置及撑脚位置，可计算出抗倾覆力矩之值；根据试验测得的各部分六分力系数对结构加载，求 得倾覆力矩，由此可确定各种B角情况下的倾覆临界风速计算表明：当风向角p=-60且不考虑风速滑桥长方向的不均匀性时，发生倾覆的临界风速为最低，为97m/s如考虑阵风效应的作用，则据文 献［1］，相应于桥位处1类地表粗糙度的风速阵风因子为1.38,则施工设计风速的阵风风速为1.38 X 35.4 = 48.9m/s可见，发生倾覆的最 低临界风速已远大于该阵风风速，其工作安全系数达到97.0 /48.9 = 1.98，因此，该桥转体施工状态不会发生倾覆现象2．风致平转力矩计算由于转盘两边的主、边拱的结构形式及长度不同，作用于结构的风荷载会产生使全结构发生平转的力矩MY，而平转力矩对转体施工是十分不利的 本文计算分析了不同风速、不同水平偏角时风致平转力矩，表2列出了最不利情况0=15时不同风速下的My值表2给出了6级风以上至施工设计风速各级风速时两种情况下的平转力矩，小于6级风时的平转力矩可根据风速的平方比例关系求得董2 不局槪速下的Mv值（kN・m）风速(m/s)悄况1悄况2备注1713692673556级风2325061)232837级风.2734536 1698938级凤32485142386569级凤35.459371292065施工设计风速诜:表中风速为相应于平坦空旷地区各级风速时桥面高度处的风速。
从表 2 可知，结构在强风风荷载作用下发生平转的力矩较大，尤其是当考虑风沿桥跨的空间不均匀分布（情况 2）时，其平转力短更大，约为对称 加载时的 5 倍建设施工单位根据平转时的气象条件及转盘所能提供的平转低抗力矩考虑是否设置止转装置3．风致结构内力计算鉴于不同气象条件下可能采取不同的抗风措施，风致结构内力计算考虑常遇风如 6级风和施工设计风速极端风两种风速情况进行，根据施工设计要 求，在极端风时主拱肋两侧张拉抗风索因此，按下列四种工况进行：（1） 6级风（相应于桥面风速V=17m/s）作用下，拱肋两侧未张拉抗风索，上转盘底部摩擦力足以提供平转嵌固作用2） 6级风（V=17m/s）作用下，拱肋两侧张拉抗风索，上转盘底部同样由摩擦力提供平转嵌固作用3） 施工设计风速（V=35.4m/s排用下，拱肋两侧抗风索完全张拉，转盘处设置平转止转装置，且正常工作，故上转盘底部为嵌固4） 施工设计风速（V=35.4m/s排用下，拱肋两侧抗风索完全张拉，假定止转装置失效，上转盘底部仅由动摩擦力（摩擦系数取0.04）提供 平转抵抗力矩分别按工况1、工况2、工况 3和工况4计算出由风载引起的抗风索张力和控制截面的内力。
计算表明，在工况2、工况3时拱肋抗风索张力较小， 而在工况4且风速非对称条件下（情况二），长抗风索的张力为1287kN，短抗风索的张力为645kN很显然，工况4时的抗风索张力与预紧力 之和已大于抗风索的承载能力，而此时由转盘底部摩擦力提供的力矩难以抵抗风致平转力矩，这对结构的整体稳定性是十分不利的这也说明，在 转盘处设置止转装置是必要的表3给出了工况1、工况太工况3在均匀风速作用下控制截面的轴力由于非对称风速情况下的内力均较均布风速情况下小，故未列出而工况4，由于此时已无法约束结构整体平转，其内力计算已失去意义載面位置匸况1工况2工况3凤向角血・）塔底（单柱）496.2498.22160.2—45主拱上弦杆221.8202.3877.2-30拱脚下弦杆274.5243.61056.2-15边洪上弦杆450.0452.31961.21 -30携・11下弦杆408.4411.21783.040由表3可见，在6级风作用下，设与不设拱肋抗风索对结构危险截面的内力影响很小。