据澎湃新闻，台风山竹已于16日17时在广东台山海宴镇登陆，港珠澳大桥全线供配电系统高低压运行正常，各泵状态正常。大桥监控信息显示，大桥安全、正常，监控数据显示桥上测到瞬时最大风力16级，索力、位移、震动监测都在设计范围内。) ^7 @& e& r6 t2 i( g1 h
据中央新闻频道报道，9月15日20时，港珠澳大桥管理局启动Ⅰ级响应。目前，大桥共有83名留守值守人员驻守，其余非值守人员已于15日19时全部撤离至安全场所。为保障港珠澳大桥安全，目前其桥区水域上下三海里之内船只已清空，保持安全距离。另外，在其附近已安排两艘大马力拖轮，做贴身保护。以防止一旦有个别船舶走锚时能及时处理，避免其撞向大桥。
$ w8 W) N# I* I+ }9 F: u0 [, C- t: E& {" ~3 }) u" h/ o' C9 F3 |0 t
港珠澳大桥风致振动及制振措施
" _& V# @# Y) T7 T& A1 u9 v. K# z3 p/ {; E
# K: `+ _" D! \4 ]) Z5 k" V# ]) q. w3 f" k
" v( C6 D5 D8 U2 _0 [! ?& k, L& ^/ N" t
/ {' L$ B" Q# p" _6 H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a=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。
青州航道桥的涡激振动及减振措施
青州航道桥设计为主跨458m双塔中央空间双索面斜拉桥。主梁采用流线型箱梁断面，宽39.0m、高4.5m，具体如图2 所示。桥跨布置为110+236+458+236+110m，主桥全长1150m，边跨设置辅助墩及过渡墩。斜拉索采用双索面扇形式布置。
全桥为半漂浮体系。索塔采用混凝土结构，桥塔高（含塔冠）166m，采用空心箱形截面；上横梁为剪刀风撑，外形设计为独特的“中国结”造型，如图3 所示。主梁桥面距离水面的高度为47.5m，根据风剖面指数率公式及其他设计风参数公式，该桥成桥和施工状态主梁高度处设计基本风速分别为55.0m/s 和45.6m/s。按照施工设计图计算桥梁的刚度和质量，并设置等效边界条件，大桥成桥状态有限元模型如图4所示。
& W5 o- b X( L/ f( P3 ?. i
* X6 V; K X: W( v+ G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。
" V! f' F% P2 R s1 w% C3 t% \8 q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。
. s/ A7 t3 v) T% a
4 A( C- w5 V0 f* M2 ~! n' w9 F" ~7 ^/ g
# e5 U9 j7 | C/ T' ~' s
0 m5 a6 K$ n: K! j! I
, z, x( N# C/ z8 o; ]4 a! G九洲航道桥的抗风性能研究
九洲航道桥设计为主跨268m双塔中央空间双索面叠合梁斜拉桥，主梁为钢箱叠合梁，高为4.485m，如图9所示。主桥全长693m，桥跨布置为（85+127.5+268+127.5+85）m，边跨设置辅助墩。斜拉索采用双索面扇形式布置，在中央分隔带锚固。
! ^! T: ]. |6 [ ]4 w& ~/ o( @8 d索塔采用混凝土结构，桥塔高（含塔冠）116.2m，采用空心箱形截面；外形设计为独特的“风帆”造型。大桥效果图如图10 所示。主梁桥面距离水面的高度为47.5m，成桥状态和施工状态的设计风速分别为55m/s和45.6m/s，颤振检验风速分别为81.2m/s和67.3m/s。按照施工设计图计算桥梁的刚度和质量，并设置等效边界条件，建立有限元模型如图11所示。
/ }* S4 \/ ^6 Q& X0 ` l& G
+ R; @4 p$ J$ H- Z* X- R$ V) J
: G W U6 p1 Z1 b j3 @, n
抗风研究的主要内容包括：主梁1:50 节段模型风洞试验（如图12 所示）、全桥气弹模型风洞试验（如图13所示）、风荷载内力计算、裸塔气弹模型试验等方面。节段模型风洞试验结果表明，该桥颤振临界风速高于检验风速，具有足够的气动稳定性；涡激振动试验结果表明，主梁在+3°风攻角下可能发生竖向涡激振动，但在规范要求1%的阻尼比（叠合梁的阻尼比大于钢箱梁）条件下振幅约为5cm，小于规范允许值。
裸塔气动弹性模型风洞试验结果表明，曲线形的特殊桥塔在施工期自立状态下，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现象，满足抗风设计要求。全桥气动弹性模型风洞试验也显示该桥具有足够的气动稳定性，且在试验中未观察到明显的涡激振动现象。
4 q1 }5 |, _" ^5 k
0 f/ V, r. T4 a3 ` 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，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。按照施工设计图计算桥梁的刚度和质量，并设置等效边界条件，建立有限元模型如图16所示。
* u# T: V) u" C& \2 s u3 i7 K
9 P9 n; L9 D; X: \
7 q+ C* x7 H* t/ S9 L$ _
% [$ @3 F ~. O% \6 E+ n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。
4 [+ C! n$ k1 H* Y1 P0 V1:20 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。
9 d) ]+ s' m$ o U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。
/ G8 X& U4 @/ j6 _/ S1 P. D
' V- c% C7 h! _: \
- @" j% b% I8 P/ T% V$ {* _
/ K w8 |, J5 ?* @ w+ \% Q1 T$ L* L1 e6 W
& d8 c6 I$ l+ t8 e* [ 2 M4 J# {7 f; q) U
深水区非通航孔桥的抗风性能研究
深水区非通航孔桥标准联为6×110m 钢箱连续梁桥。主梁采用单箱双室整幅等梁高钢箱梁，梁高4.5m、宽33.1m，如图17 所示。
连接青州航道桥的箱梁顶面宽度逐渐加宽，为整幅钢箱梁形式；接江海直达船航道桥的箱梁顶面宽度逐渐加宽。跨崖13-1 气田管线桥为110+150+110m 钢箱连续梁桥，主梁采用单箱双室整幅变梁高钢箱梁。梁宽36m，箱梁梁高根部6.5m，跨中高度4.5m。
主梁桥面距离水面的高度为50m，成桥状态和施工状态的设计风速分别为57.3m/s 和45.6m/s，颤振检验风速分别为79.2m/s和67.3m/s。按照施工设计图计算桥梁的刚度和质量，并设置等效边界条件，建立有限元模型。
" k5 @- }0 I$ w0 v
# I- h2 i U% z, {9 w9 Y* V* @( R. }. v9 q7 Y. b
项目研究的主要内容包括、抖振位移响应分析和风荷载内力分析等方面。研究结果表明，该桥（钢箱连续梁）具有较高的颤振临界风速，气动稳定性满足设计要求。
4 {9 n- z9 ~, B$ j# P( s: L
由于钢箱连续梁的阻尼比较小，主梁断面较钝，发生涡激振动的可能性较大，因此涡激振动特性为研究中重点关注的内容，分别进行了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）以及全桥气动弹性模型风洞试验研究（几何缩尺比1:70)，以用不同尺度的模型来详细考察该桥的涡激振动特性，并提出有效的制振措施。
* K' C! K3 q( x9 u
对于非通航孔桥，1:50节段模型考虑了如下几种断面类型：
（1）跨度110m标准钢箱梁，宽度33.1m，宽度沿跨向保持不变（模型A）；
（2）跨度110m 有横向连接的分离式双箱，箱梁间距分别取7.7m（模型C1）、5.63m（模型C2）和3.567m（模型C3）三种情况；
（3）跨度150m钢箱梁，高度分别取4.5m(模型D1)、5.5m(模型D2)和6.5m(模型D3)三种情况。其中，模型A 和模型D在-5°~+5°攻角下均发生了较大幅度的涡振现象；模型C仅在0°和正攻角下发生较大振幅的涡振现象。其中，风速范围在27m/s~35m/s时，非通航孔桥6×110m标准联出现第一振型的竖向涡激共振，最大振幅约为150mm。
设置如图19 的桥面导流板后（检修道栏杆上方），除模型D3的制振效果不明显外，该导流板对于其他类型的主梁断面均有较显著的制振效果。在随后开展的1:20大尺度模型试验中，复现了在小尺度模型中观察到的涡激振型，并在不同阻尼比下开展了试验。
6 i. [1 o8 n6 U4 }4 R7 w
表1 给出了风洞试验得到的标准联振幅与阻尼的关系。由于主梁断面的气动外形相似，等宽度的5×110m和4×110m联的涡激振动现象与6×110m类似。从表中可以看出，当阻尼比增大到1.3%时，中国规范和英国规范对于涡振振幅的要求能够同时满足。
' z1 l# A# S+ u9 r由于非通孔桥的涡激振动发振风速均大于25m/s，虽然在设计风速范围内，但在该风速下汽车已经限制通行，制振的目的仅是将涡激振动的振幅减小，减小结构的疲劳和支座的受力，而不用考虑桥梁舒适性的要求。
为了进一步验证提高阻尼比对涡振的抑制作用，设计了1:70 全桥气弹模型风洞试验，以开展非通航孔连续梁三维涡振特性研究。试验照片如图28所示，为标准段连续梁；对应的试验结果如图29所示，图中显示阻尼比增加到1%，可基本消除涡激振动现象。，因此可将满足中国规范的1%阻尼比作为TMD阻尼设计参数，从而减小TMD 的数量，节约制振成本。
4 M. R- v+ c8 ]8 l
6 \+ q) _$ T% A: u$ f# j. K& r; c
港珠澳大桥作为国家重点建设工程的典范，其抗风性能研究成果也可为国内外其他桥梁的设计和施工提供较好的参考借鉴。所以，港珠澳大桥看到的是迎风屹立的英姿！
* c$ M# _6 V/ z, W1 W8 `' w- @5 q E% `* P- K) F; y' S
特别说明：本文素材来源于网络，版权归原作者所有！经收集整理后，与大家一起分享学习！如果您认为某些内容侵犯了您的权益，请与我们联系！我们核实后将立即修订。
{:4_112:}
