超大跨度自錨式懸索橋的動載試驗研究

龔彥銘

(重慶市軌道交通(集團)有限公司，重慶 400000)

1 工程概況

鵝公巖軌道專用橋是重慶軌道交通環線二期工程重要的過江通道，距鵝公巖公路橋僅有45 m，是軌道環線連接主城南岸區和九龍坡區標志性工程。鵝公巖軌道專用橋為主跨600 m的雙塔雙索面自錨式懸索橋，全橋長1 650.5 m。主橋跨徑布置為50 m+210 m+600 m+210 m+50 m，長1120 m。

主塔采用矩形雙柱空心箱型結構，東、西塔高分別為163.9 m 和157.9 m，設置上、中、下3 道橫梁；主梁為鋼箱結構，梁高4.5 m，梁寬22 m，標準節段質量為408.6 t，共65 個節段；全橋共設兩根主纜，每根主纜索由92 股φ5.3 mm×127絲平行鋼絲構成。

2 試驗目的

對體系轉換后成橋狀態下的主橋部分進行動力荷載試驗，試驗的主要目的：在動載試驗作用下，測定橋跨結構的固有頻率、振型及阻尼比，驗證大橋的設計計算結果；檢驗橋梁在滿載列車不同運行速度條件下的實際工作狀態，測量在列車活載作用下橋跨結構構件控制截面的動應變，分析評價橋梁的動力系數和橋梁的剛度是否滿足有關要求，為竣工驗收提供重要的技術數據，為橋梁的運營及養護提供科學依據和指導[3-4]，為同類橋梁的施工、養護積累經驗。

3 動力加載試驗方案設計

3.1 動力荷載試驗內容及其作用方式

1）動力特性試驗：在橋面無交通荷載以及橋址附近無規則振源的情況下，測定橋跨結構由于橋址處風荷載、地脈動和水流等隨機荷載激勵而引起的橋跨結構微幅振動響應，獲得橋梁結構的固有頻率、振型和阻尼比。

2）無障礙行車試驗：在橋面無任何障礙的情況下，采用兩列山地城市As 型（7 節編組）滿載列車分別以不同的速度（最大行駛速度為80 km/h）同向、對稱、勻速駛過橋跨結構，測定橋跨結構在運行列車荷載作用下的動力反應。

3） 制動試驗：采用兩列山地城市As 型滿載列車分別以30 km/h、50 km/h（根據荷載試驗規范要求，制動試驗的車速一般不大于50 km/h）的速度勻速行駛至測試斷面時實施緊急制動，使其產生較大的制動力并對橋梁形成一定的沖擊作用，以測得在制動條件下的動力響應。

3.2 測試項目及測試方法

1）固有頻率、振型和阻尼比：通過拾振傳感器、信號采集系統和計算機拾取并記錄橋梁結構的隨機振動響應[5]。

2）動應變：采用應變片及動態采集與分析系統進行測試，同時在東岸上下游阻尼器處布置位移傳感，讀取在不同工況下制動試驗中阻尼器的縱向位移。

3.3 測試斷面與測點布置

1）動力特性試驗：縱橋向分別在錨跨段L/2 截面、邊跨L/4 截面、中跨L/8 截面處布置加速度拾振器（L 為主橋跨徑）。橫橋向在每一截面的橋面上下游兩側布置豎向和縱向拾振器。測點布置如圖1、圖2 所示。

圖1 縱梁測點立面、平面布置示意圖

圖2 縱梁測點橫斷面布置示意圖（左側為下游）

2）無障礙行車試驗：分別在中跨A 截面（跨中）、B 截面（距東塔160 m 處）布置動應變測點，動應變測點布置如圖3、圖4 所示。

圖4 A、B截面動應變測點布置示意圖（單位：cm）

3）制動試驗：本次試驗用2 列滿載列車分別以30 km/h 與50 km/h 的速度勻速行駛至跨中與L/4 截面時實施緊急制動，列車制動位置及阻尼器位移測點布置如圖3、圖5 所示。

圖3 主梁縱向動應變測試截面布置示意圖（單位：m）

圖5 阻尼器縱向位移測點布置示意圖

3.4 動力特性理論分析

通過Midas Civil 建立空間有限元計算模型，如圖6 所示，對鵝公巖軌道專用橋主橋進行特征值分析，考慮自重、二期恒載及相關橫隔板的質量矩陣，提取前11 階的振型及振動頻率數據，如表1 所示。

表1 主橋動力特性計算值及振型圖

圖6 主橋空間有限元計算模型

4 動載試驗結果分析

4.1 動力特性測試結果分析

通過對鵝公巖軌道專用橋主橋的模態測試數據進行時域及頻域分析，得出鵝公巖軌道專用橋主橋的自振特性參數如表2 所示，結構頻譜分析圖形如圖7、圖8 所示，主橋部分實測振型如圖9、圖10 所示。

圖7 橫向頻譜分析示意圖

圖8 縱向頻譜分析示意圖

圖9 主橋實測一階豎彎振型圖

圖10 主橋實測一階橫彎振型圖

表2 主橋橋跨結構自振特性參數測試結果

從分析結果可以看出，鵝公巖軌道專用橋主橋的實測豎向基頻為0.166 Hz，振型主梁面內一階反對稱豎向彎曲振動，阻尼比為0.067，計算頻率為0.161 Hz；實測橫向基頻為0.181 Hz，振型為面外一階對稱橫彎彎曲振動，阻尼比為0.022，計算頻率為0.150 Hz；豎向、橫向實測值均大于計算值，表明橋梁豎、橫向動力剛度滿足要求。

阻尼是振動系統在振動過程中由于外界作用或系統本身固有的原因引起的振動幅度逐漸下降的特性，實際結構系統的阻尼比較復雜，包括由于材料分子之間的摩擦引起的內阻尼、構件之間支承與連接部位的摩擦、振動時與周圍介質(大氣等)的相互作用引起的能量耗散等,實測本橋阻尼比在合理范圍之內。

4.2 動力響應測試結果

4.2.1 無障礙行車試驗跨中截面動應變測試結果

跨中截面動應變（測點1、測點3、測點5）峰峰值及動力系數測試結果如表3 所示，各列車激勵下動應變部分時域信號曲線如圖11、圖12 所示。

圖11 20 km/ h 跨中截面各測點動應變時域信號

圖12 60 km/ h 跨中截面各測點動應變時域信號

表3 跨中截面應變動力系數測試結果

由上述的跨中截面動應變測試結果表明：鵝公巖軌道專用橋主橋在以不同車速行車時，跨中截面動應變峰峰值在129.408 με~139.100 με，動力系數在1.002~1.022，平均動力系數為1.010，實測動力系數小于相應理論計算值（按規范計算的動力系數為1.035），滿足規范要求。從測試結果來看，跨中截面在車速20~60 km/h 時動力系數較大。

4.2.2 無障礙行車試驗L/4 截面動應變測試結果

L/4 截面動應變（測點1、測點3、測點5）峰峰值及動力系數測試結果如表4 所示，各列車激勵下動應變部分時域信號曲線如圖13 所示。

表4 L/ 4 截面應變動力系數測試結果

圖13 20 km/ h 時L/ 4 截面各測點動應變時域信號

由上述的L/4 截面動應變測試結果表明：鵝公巖軌道專用橋主橋在以不同車速跑車時，L/4 截面動應變峰峰值在171.495 με~194.572 με，動力系數在1.001~1.011，平均動力系數為1.003，實測動力系數小于相應理論計算值（按規范計算的動力系數為1.035），滿足規范要求。

從測試結果來看，L/4 截面在車速20 km/h 時動力系數較大，動力系數總體小于跨中截面。總體而言，動力系數與車速相關性不明顯。

4.2.3 制動試驗測試結果

本次試驗用兩列滿載列車分別以30 km/h（自西向東）、50 km/h（自西向東）的速度勻速同向行駛至測試斷面（跨中和L/4 截面）時實施緊急制動，使其產生較大的制動力并對橋梁形成一定的沖擊作用，測得在制動條件下的部分動應變時域信號曲線如圖14、圖15 所示，測得在制動條件下的加速度時域曲線如圖16~圖19 所示。測得的東塔側加勁梁底阻尼器的縱向位移見表5。

表5 制動試驗的阻尼器位移量測試結果

圖14 30 km/ h 制動跨中截面動應變時域信號

圖15 50 km/ h 制動L/ 4 截面動應變時域信號

圖16 30 km/ h 跨中制動加速度時域及頻域信號

圖19 50 km/ h 制動L/ 4 截面加速度時域及頻域信號

4.3 試驗前后主橋外觀檢查對比

通過對試驗前后主橋鋼箱梁、纜索系統、索鞍、主塔、支座等外觀檢查，未發現異常現象，結構處于穩定狀態。

圖17 50 km/ h 跨中制動加速度時域及頻域信號

圖18 30 km/ h 制動L/ 4 截面加速度時域及頻域信號

5 結論

通過對鵝公巖軌道專用橋主橋進行試驗模態測試獲得了結構的整體振動特性參數，通過對橋梁結構及列車在多工況行車激勵下的動力響應測試，獲得了主橋橋跨結構控制部位動應變、動力系數、加速度時域曲線，同時對主橋的振動特性進行了有限元分析并與試驗結果比較，并結合試驗前后主橋各系統的外觀檢查，得出：

1）實測得到的主橋各階固有振動頻率均比相應模態的理論計算值大，表明橋梁實際豎、橫向整體剛度優于理論剛度。

2）主橋各階振型阻尼比為0.005～0.067，為小阻尼振動，實測阻尼比正常。

3）主橋L/4 截面在以不同車速跑車時，動力系數在1.001~1.011，平均動力系數為1.003；跨中截面在以不同車速跑車時，動力系數在1.002~1.022，平均動力系數為1.010，實測動力系數均小于相應理論計算值（1.035），實測橋梁動力系數正常。

4）行車試驗及制動試驗結果表明，主橋動力響應正常。