列車誘發(fā)振動對大跨度混合梁橋轉體施工影響研究

陶永博, 張 冬, 雷正平, 黃 波, 徐 沛

(中交二公局鐵路建設有限公司,陜西 西安 710076)

隨著我國基礎設施建設的快速發(fā)展,跨線橋梁施工顯著增多。由于具有適應能力強、速度快以及對既有線交通影響小等優(yōu)點,水平轉體法已經(jīng)成為跨既有鐵路線施工的首選方案。而對于臨近鐵路線施工的轉體橋梁而言,列車通過時誘發(fā)的環(huán)境振動不可避免會引起橋梁產(chǎn)生振動響應,尤其是當轉體橋梁處于拆除約束后的自由狀態(tài)時,列車誘發(fā)振動影響則會更加明顯,對橋梁穩(wěn)定性構成威脅。

針對列車誘發(fā)地面振動對附近構筑物結構的安全與穩(wěn)定性影響問題,技術工作者已經(jīng)開展了較為深入的研究,但大多數(shù)研究[1-6]均未涉及列車誘發(fā)振動對在建橋梁安全性能的影響。高日[7]、高濤[8]、張磊[9]等通過對轉體橋梁球鉸附近的振動響應情況進行監(jiān)測,并將實測數(shù)據(jù)借助有限元軟件進行分析,開展了列車誘發(fā)振動對在建轉體剛構橋穩(wěn)定性影響的研究,但缺乏列車誘發(fā)振動對大跨度鋼-混混合梁轉體橋梁施工影響的關注,本文在此結合工程實例開展試驗研究。

1 試驗概況

1.1 橋梁概況

邢臺市龍泉大街兩跨鋼-混混合梁連續(xù)剛構橋跨越京廣鐵路采用平轉法進行施工,其主要施工步驟包括:轉體前施工準備、轉體設備調試及試運轉、現(xiàn)場清理、牽引設備安裝、試轉體、正式轉體、糾偏鎖定、封鉸等。

該轉體橋橋面寬31.5 m,轉體部分為2×55 m,上部結構采用對稱形式,轉體橋墩一側17 m混凝土單箱四室箱梁,后接6.25 m有鋼隔室后承壓板鋼-混結合段、31.75 m單箱四室鋼箱梁,轉體完成之后進行5 m合龍段的焊接。下部結構為矩形墩與主梁墩梁固結,橋墩下接轉體平臺,轉體平臺支撐在承臺上,基礎采用16根?1.5 m鉆孔樁。轉盤結構采用環(huán)道與中心支承相結合的球鉸轉動體系,球鉸球面半徑為1.35 m。該轉體橋轉動角度為79.0°,轉體總重量為85 686 kN,圖1為1/2跨線橋縱立面布置。橋梁轉體結構系統(tǒng)施工時開挖基坑尺寸為19.16 m×19.16 m,開挖深度為7.0 m。

圖1 1/2跨線橋縱立面結構

1.2 測點布置及試驗方法

為準確了解列車誘發(fā)地面振動的衰減規(guī)律以及轉體橋梁的振動響應情況,在既有鐵路線東側布置兩排共10個地面振動測點,且每個測點處布置橫、豎向兩個振動傳感器,具體測點布置如圖2所示。另外還需在主墩兩側懸臂梁端分別布置4個橫、豎向振幅與加速度傳感器,以便測試梁端振動響應情況。

圖2 列車誘發(fā)地面振動測點布置(單位:m)

在測點處布置891-Ⅱ型拾振器并配套相關數(shù)據(jù)采集儀,完成地面振動情況以及梁端振動情況測試,現(xiàn)場測試系統(tǒng)如圖3所示。

圖3 現(xiàn)場測試系統(tǒng)

2 地面振動試驗結果及分析

為了更加充分了解以既有鐵路線為線源激勵形式的振動衰減規(guī)律,基于預先制定的列車誘發(fā)振動現(xiàn)場試驗方案,以0～100 Hz的采樣頻率開展了現(xiàn)場試驗,最終有效測試了30次,表1為測試過程中部分開行列車類型與速度的記錄,其中客車類型均為HXD3D0248+25T、貨車類型為SS4+C64。

表1 部分開行列車類型與速度

2.1 時域分析

2.1.1 加速度時程分析

在列車經(jīng)過測站前200 s時各測點開始進行測試,而后選取1號鄰近鐵路線處測點與4號轉體球鉸處測點,在第13工況(載貨列車交匯)時的典型加速度時程曲線進行分析,圖4為列車經(jīng)過1號測點和4號測點處實測加速度時程曲線。

圖4 典型測點處實測加速度時程曲線

由圖4可知,1號鄰近鐵路線處測點橫、豎向加速度峰值分別為0.047 9 m·s-2、0.029 9 m·s-2,而4號轉體球鉸處測點橫、豎向加速度峰值均為0.003 7 m·s-2,由此可以看出典型測點處實測振動加速度值均偏小,且隨著振源距離的增大4號轉體球鉸處測點橫、豎向加速度峰值較1號測點處橫、豎向加速度峰值有所減小,減小幅度分別達到了92.28%、87.63%。

2.1.2 振級分析

依據(jù)《城市區(qū)域環(huán)境振動測量方法》(GB 10071-1988),通常在實際工程研究中結構振動的大小用加速度振級表示,用各工況中加速度最大值來計算列車誘發(fā)地面振動的加速度振級,具體計算公式如下:

G=20Lga+60

(1)

式中:G為振級(dB);a為加速度(cm·s-2)。基于現(xiàn)場實測得到的加速度時程曲線,整理出加速度峰值,而后分別計算出各車型的加速度振級均值,部分結果見表2、圖5和圖6,其中客車通過平均速度為64.5 km/h,貨車通行平均速度為33.6 km/h。

表2 客車/貨車/會車加速度振級均值計算結果 dB

圖5 不同列車通過地面橫向加速度振級衰減變化

圖6 不同列車通過地面豎向加速度振級衰減變化

由圖5、圖6可知,從整體來看三種列車通過類型誘發(fā)地面振動橫、豎向加速度振級衰減曲線變化趨勢基本一致,而列車會車時誘發(fā)地面振動橫、豎向加速度振級均大于貨車、客車通行時,客車以較高平均速度通過時誘發(fā)地面振動加速度振級相對于會車和貨車通行時偏小,其中會車、貨車、客車三種列車通過球鉸處測點的橫向加速度振級分別為47.00、46.73、41.24 dB,豎向加速度振級分別為45.42、47.35、38.29 dB。另外相同振源距離條件下,不同類型列車在不同通行速度條件下誘發(fā)地面振動的加速度振級偏差較小,橫向加速度振級最大差值僅為6.77 dB(第一排測點5),豎向加速度振級最大差值也僅為7.12 dB(第一排測點5),進一步說明不同類型列車在不同通行速度條件下誘發(fā)地面振動的情況基本相似。

從圖5(a)中可以發(fā)現(xiàn)不同類型列車在不同通行速度條件下,振動加速度整體表現(xiàn)為隨著振源距離的增大而減小的趨勢,但是因為基坑開挖與支護造成了地面振動傳遞路徑及傳遞介質發(fā)生改變,在第一排距離振源25 m(基坑邊緣附近)測點處橫向加速度振源出現(xiàn)放大現(xiàn)象,放大量接近4 dB;而從圖5(b)、6(b)中可以看出在第二排測點(沒有基坑開挖)處,橫、豎向加速度振級僅靠近振源處減小幅度較大,表明地面振動并不是隨著振源距離的增大而成比例衰減。

2.2 頻域分析

為了研究列車誘發(fā)地面振動響應的頻率特性,將第13工況列車會車時各測點記錄的加速度時程曲線進行傅里葉變換(FFT),獲得列車會車時誘發(fā)地面振動的單峰幅值頻譜,如圖7所示。

圖7 列車會車時誘發(fā)地面振動的單峰幅值頻譜

由圖7可知,隨著振源距離的增加各測點橫向振動加速度頻譜曲線波形有所差異,而豎向振動加速度頻譜曲線波形基本一致。二者頻響范圍基本一致,均集中在5～25 Hz,其中1～5號測點橫向振動頻譜峰值處頻率依次為9.18、15.53、15.53、8.98和12.99 Hz,而1～5號測點豎向振動頻譜峰值處頻率均為9.08 Hz,說明基坑開挖對橫向振動傳遞影響較大。

3 地面振動對轉體橋梁的影響

橋梁正式轉體通常選擇在既有鐵路線天窗點進行,而在橋梁試轉階段與解除臨時錨固體系后獨立站立階段并不會中斷列車通行。測試列車通過時懸臂梁端的振動響應時程曲線,以便于更加準確地了解列車誘發(fā)振動對鋼-混混合梁轉體橋梁穩(wěn)定性影響的規(guī)律。

3.1 試轉階段

通過現(xiàn)場記錄可以發(fā)現(xiàn),在橋梁試轉階段僅有時速分別為60、52、40 km/h的客車通行。圖8為試轉階段不同列車通行時梁端實測振動響應時程曲線,表3為試轉階段不同列車通行時梁端實測振動響應最大范圍。

表3 試轉階段不同列車通行時梁端實測振動響應范圍

圖8 試轉階段不同列車通行時梁端實測振動響應

由圖8、表3可知,客車以三種速度通過時南北兩側梁端橫、豎向加速度和橫、豎向振動位移均有較大幅度增大,且列車速度越大梁端振動加速度越大,其中最大橫向振幅為2.184 5 mm,最大豎向振幅為0.187 7 mm;最大橫向加速度為0.024 2 m·s-2,最大豎向加速度為0.053 2 m·s-2。加速度值均偏小,但是最大橫向振幅偏大,表明在試轉階段列車誘發(fā)振動對橋梁結構安全具有一定的影響。另外,在列車通過時南北兩側梁端豎向加速度范圍均大于橫向加速度范圍,說明基坑開挖可能影響橫向振動傳遞,與前文列車誘發(fā)地面振動的頻域分析結果一致。

3.2 獨立站立階段

橋梁試轉完成后到正式轉體前一直處于獨立站立階段,選取4個典型工況進行分析,分別是客車(35 km/h)與貨車(50 km/h)會車時、貨車最高速度(50 km/h)上行時、貨車(32 km/h)與貨車(35 km/h)會車時以及客車最高速度(90 km/h)上行時。圖9為典型列車通行工況條件下懸臂梁端振動加速度、振幅峰值統(tǒng)計結果。

圖9 典型列車通行條件下懸臂梁端振動響應峰值

由圖9可知,列車不同通行條件下梁端振動響應不同,主要表現(xiàn)在隨著行車類型的不同梁端振動加速度在列車會車時比列車單獨上行時偏大,貨車以小于客車速度上行時比客車上行時梁端加速度偏大,而梁端振幅變化規(guī)律性較弱;隨著行車類型的不同梁端橫、豎向振動加速度最大值分別為0.024 6、0.055 9 m·s-2,橫、豎向振幅最大值分別為0.025 9、0.303 8 mm,加速度與振幅均偏小,表明在獨立站立階段列車誘發(fā)振動對橋梁結構安全的影響在可控范圍內;梁端橫向加速度與振幅均小于豎向加速度與振幅,進一步說明基坑開挖可能減弱橫向振動傳遞。

3.3 試轉階段與獨立站立階段對比

表4為試轉階段與獨立站立階段梁端振動響應最大值對比分析。

表4 試轉階段與獨立站立階段梁端振動響應對比

從表4中可知,橋梁轉體試轉階段梁端橫向加速度、豎向加速度、橫向振幅均大于獨立站立階段,且橫向振幅達到2.184 5 mm,相比較獨立站立階段增長了84倍,表明在列車誘發(fā)地面振動與牽引系統(tǒng)雙重動力作用下橋梁安全受到影響偏大。因此為了確保橋梁轉體施工的安全與穩(wěn)定性,應選擇在既有鐵路線天窗點進行正式轉體。

4 結論

(1)隨著振源距離的增大列車誘發(fā)地面振動整體衰減明顯,但由于基坑開挖造成地面振動傳遞路徑及傳遞介質發(fā)生了改變,在距離振源25 m第一排測點處(基坑開挖邊緣附近)橫向加速度振級放大了約4 dB。

(2)不同類型列車通行時實測地面加速度振級衰減曲線變化基本一致,且誘發(fā)地面振動響應均表現(xiàn)為:會車>貨車>客車。

(3)隨著列車運行速度以及列車通行情況的不同,梁端振動響應差異較明顯,其中在試轉階段上行客車以60 km/h行駛的動載作用下梁端橫向振幅達到了2.18 mm,但在其他類型列車通行條件下列車誘發(fā)振動對橋梁結構穩(wěn)定性的影響均在可控范圍內。

(4)通過橋梁試轉階段與獨立站立階段實測梁端動力響應對比分析可知,試轉階段動力響應大于獨立站立階段,且試轉階段梁端橫向振幅較大,因此在正式轉體階段不中斷列車通行仍需進一步研究。