厦门市BRT高架桥梁总体设计与静动载试验研究

2011-01-15秦红禧何旭辉欧阳永金

铁道标准设计 2011年2期

秦红禧,何旭辉,欧阳永金

(1.中南大学土木建筑学院,长沙 410075；2.厦门市市政建设开发总公司,福建厦门 361004)

1 概述

BRT(Bus Rapid Transit)是源自巴西的一种新型的大容量的公共交通措施,是当前国际上积极倡导推广的一种以人为本的公共交通模式。因具有低成本、低污染、高效率及乘车舒适的特点,近年来在世界各地特别是亚洲各大城市,得到了较大范围的推广和应用。由于其投资及运营成本远远低于轨道交通,运营和使用效果又接近轨道交通,因此被称为“使用公交车的地面铁路”。厦门BRT 1号线于2008年9月正式投入使用,是我国首个高架桥模式的快速公交系统。

厦门市BRT 1号线,起自第一码头,终至厦门新站,线路全长32.96 km,其中高架线路22.9 km,地面线路7.96 km,地下线路2.1 km桥段。全程共设车站22座,其中高架车站16座,高架车场1个,地面车站4座,地下车站1座,如图1所示。值得一提的是,1号线中总长度为15.364 km的岛内区间段,全部采用高架桥形式,高架车道与高架车站仅占用道路中央4 m绿化带,大大减少了对地面空间的占用,如图2所示。

图1 厦门BRT 1号线线路规划

图2 厦门BRT 1号线高架桥立面布置

此外,从城市的长期发展考虑,BRT 1号线线位与轨道交通1号线的线位重合,近期为BRT大容量公交系统,远期升级为轻轨,这种设计在我国亦尚属首例。

2 高架桥梁总体设计

2.1 设计荷载

厦门市BRT主体结构设计使用年限为100年,钢结构防腐为30年。对于BRT这种大容量公交系统的车辆选取以及轻轨活载的选取,目前规范中尚无相应的规定,设计时应根据实际情况进行选取。厦门市BRT桥梁结构分别按BRT车辆活载及直线电机B型车活载进行双重检算,其计算活载如下。

(1)BRT车辆荷载：BRT车辆重295 kN,按三轴布置,P=100 kN。荷载图式见图3。

图3 BRT车辆荷载图示(单位：cm)

(2)直线电机B型车辆载荷：每列车按4辆编组,P=130 kN。荷载图式见图4。

图4 直线电机B型车辆荷载图示(单位：cm)

(3)人群荷载:4.0 kPa。

(4)地震烈度：地震动峰值加速度0.1g,相当于7度地震区。

(5)风荷载：按“全国基本风压图”考虑。

2.2 桥梁结构体系的选择

国内目前建成的城市高架桥和轨道交通高架线路比较多,简支体系和连续体系在高架桥梁中均有运用。针对本项目而言,若简支结构体系过多,伸缩缝会使乘客的舒适性大大降低,违背了“以人为本”的设计理念；同时车轮撞击梁端伸缩缝产生的噪声也对城市环保构成影响。因此,本项目采用较短联长的连续梁作为标准联,一般联长控制在100～120 m。

2.3 桥跨布置与横断面布置

厦门市BRT高架桥梁在进行桥跨布置设计时,充分考虑道路的规划横断面和地面交通组织,在满足行车条件下进行桥梁布跨,根据景观和施工的要求,孔跨布置力求标准化,不宜采用大跨,以免破坏桥梁建筑空间上的连续性,增大体量。尽量不采用或少采用门式墩,通过地面交通组织的改造和桥梁结构形式的调整,将门式墩对空间的分隔感降到最低。并充分考虑桥梁跨度布置与工程实施时的各项影响因素,保证桥梁施工在合理划分的标段范围内具有统一的工法。经综合比较,厦门市BRT高架桥采用30 m跨度作为一般地段高架结构的标准跨径,考虑到线路存在曲线半径较小的情况以及受地形等各种因素所限,选择25 m的跨径作为调整跨。

此外,根据轨道交通规划以及BRT车辆的限界要求,桥梁横断面布置设计为：

10 m=0.5 m(防撞护栏)+0.5 m(路缘带)+3.75 m(BRT车道)+0.5 m(双黄线)+3.75 m(BRT车道)+0.5 m(路缘带)+0.5 m(防撞护栏),如图5所示。

图5 桥梁横断面布置示意(单位：m)

2.4 桥梁横断面设计

结合工程实际情况,为使桥梁与周边环境协调统一,增加城市景观,厦门市BRT高架桥梁采用大斜度斜腹板式箱形截面,包括预应力混凝土箱梁截面和钢箱梁截面2种,其中前者为单箱单室,后者为单箱双室。桥梁采用标准化设计,主梁顶面宽度均为10 m,并在每端留10 cm与防撞墙现浇；底部宽度为4.45 m,箱梁翼缘板挑臂长度为2.0 m。翼缘板端部厚18 cm,与腹板交接处加厚到45 cm；顶板厚28 cm,底板厚度为25 cm,腹板厚度40 cm。斜腹板的斜度为2∶1,腹板与翼缘板、底板的外轮廓交接均以圆弧过渡,与翼缘板的交接半径为1.5 m；与底板的交接半径为15 cm。箱梁在梁高中点位置沿纵向每隔3 m设置一个直径8 cm的通风孔,左右对称设置。箱梁标准截面如图6所示。

图6 箱梁标准横截面示意(单位：cm)

2.5 下部结构设计

厦门市BRT 1号线岛内段高架桥梁绝大部分区段处于地面道路中央分隔带中,墩高较高,约5.8～16.0 m,墩身平均高度在9.0 m左右。为方便施工,桥墩的设计也尽量保持一致。标准跨径的桥墩均采用Y形板式墩设计(图7),截面尺寸为1.6 m×2.4 m(纵桥向×横桥向)；对于跨越既有道路的特殊路段,为减小跨径,则采用双柱式墩设计,如图8所示。在满足结构受力及结构安全的前提下,厦门BRT高架桥桥墩的设计综合考虑了经济、施工等因素,并着重考虑了其美学效果,如在桥墩正面外侧设计10 cm深的装饰槽,并使墩身到墩顶截面横桥向尺寸的过渡与箱梁斜腹板的斜率一致,从而使桥墩与梁协调统一,达到良好的景观效果。

图7 Y形板式桥墩一般构造

图8 双柱式桥墩一般构造

2.6 附属设施设计

考虑到与普通公交车相比,BRT车体较大,行车速度也较快(一般地段60 km/h,困难地段限速40 km/h),因此桥梁防撞护栏在采用F形混凝土防撞护栏SB安全等级基础上改良,提高护栏的强度和有效高度,保证BRT车辆的行车安全。防撞护栏用外挂花篮式(图9),花槽每隔2 m设置一道与防撞护栏衔接的加劲肋,并采用智能滴灌系统进行花草浇灌,当花槽内部积水时,则可通过护栏内部的排水管引至桥面,并最终汇入桥面隐式排水系统。外挂花篮式防撞护栏实景如图10所示。

图9 外挂花篮式防撞护栏一般构造

图10 外挂花篮式防撞护栏实景

护栏顶部设置声屏障及灯带钢管,箱梁翼缘板端下挂设吸顶灯,用于桥下地面道路的夜间照明,可充分利用空间资源,并使地面交通设计简约、美观。同时,基于近期为BRT、远期升级为轨道交通的实际需求,为满足近、远期的站间通信及景观照明等,在指定位置预埋接线盒。

2.7 高架车站设计

厦门BRT 1号线共设置16个高架车站,城区内站间距为600 m,郊区站间距为1 000 m。高架车站为三层建筑物,底层由既有路面交通及常规公交站点组成,便于中转；中间层充当检票系统和站厅,长30 m,宽16 m,并与跨线天桥配合使用；顶层为侧式站台,长54 m(预留75 m升级为轻轨站台),宽3 m,如图11所示。

图11 BRT高架车站外观实景

图12 BRT高架车站空间结构透视

高架车站均安装电梯,乘客乘电梯到二楼买票、进站,然后到三楼乘车,如图12所示。高架车站内还设有小型便利店、报刊亭等商业设施,以便给乘客提供更好的服务。

高架车站建筑整体设计精致,美观,并具有合理的经济性。此外,厦门BRT还率先在全国采用自动售检票系统。

3 静动载试验研究

为正确评估厦门BRT 1号线高架桥梁的静动力特性、合理预测运营阶段桥梁结构的整体力学行为,厦门BRT 1号线高架桥在通车之前进行了成桥荷载试验。本文以其中较为典型的第106联——吕岭路跨线桥为研究对象,对其静动力学特性进行实桥测试与分析,并将其自振特性和静载试验结果与理论计算值相比较,考察桥梁的自振特性、静力特性及车速对其动力特性的影响,了解桥跨结构的实际工作状态,判断实际承载能力,为BRT高架桥的工程应用提供理论依据,并可为其在运营阶段的监测,尤其是老化阶段的检测与评定提供基准数据信息。

3.1 桥梁概况

吕岭路跨线桥为3跨预应力混凝土变截面连续箱梁桥,跨径布置为(35+55+35) m,中支点梁高3.2 m,边支点和中跨跨中梁高1.8 m,梁底按半径R=232.932 m的圆曲线变化,采用单箱单室斜腹板截面。箱梁顶宽9.8 m(两侧各留10 cm与防撞护栏现浇),底宽3.05 m；箱梁翼缘板挑臂长2.0 m；顶板厚28 cm,底板厚由跨中的25 cm变化至中支点处的50 cm,腹板厚度40 cm,在中支点两侧各10.5 m范围内腹板加厚为60 cm,在边支点附近8.5 m范围内因腹板预应力束布置的需要加厚至60 cm。腹板与翼缘板、底板的外轮廓交接均以圆弧过渡,与翼缘板的交接半径为1.5 m,与底板的交接半径为15 cm。全桥采用C50混凝土,所用混凝土约900 m3。

3.2 有限元计算模型

为准确分析结构特性和确定最不利轮位布载,采用大型有限元程序ANSYS10.0建立有限元计算模型,如图13所示。采用Solid45单元建立桥梁的空间模型,建模过程中采用人工控制节点的方式,在加载位置和测点附近单元划分较细,其他部分单元划分较粗,从而在降低运算规模的同时,保证计算结果足够的可靠性。有限元模型按照设计要求模拟边界条件,未建立桥墩结构,但在桥梁支座位置处按支座的实际尺寸建立节点和单元,以考虑实际结构中支座尺寸和位置对结构的影响。

图13 吕岭路跨线桥空间有限元模型

3.3 静力分析与静载试验

由于BRT设计荷载分别按BRT车辆活载及直线电机B型车活载双重检算,因此静载试验取最大值作为控制荷载进行试验。静载试验加载方案包括试验加载位置与加载工况的确定,根据设计控制荷载在主梁上产生的最不利弯矩效应值按效率系数ηq等效换算得到。为保证试验效果,静力试验荷载采用载重汽车进行等效加载,其相应加载车辆的数量及位置应使该检验项目的荷载效率系数满足：0.80≤ηq≤1.05。利用midas/Civil软件具有的“移动荷载追踪器”功能,分别计算BRT车辆活载及直线电机B型车活载作用下的活载效应,根据理论计算的各控制截面的内力影响线、桥跨情况和实际加载汽车轴重,确定本桥的试验加载工况。

3.4 静载试验分析

静载试验的目的是检验桥梁结构在车辆荷载作用下的变形及主要受力构件的应力状态,测试内容包括梁体控制截面应力和梁体竖向静挠度,此外,还进行了裂缝观测。实际静载试验中,采用质量为38 t的三轴载重汽车6辆,一共进行了6种荷载试验工况,分别为中跨中对称加载(图14)、中跨中偏载、边跨中对称加载、边跨中偏载、墩顶负弯矩工况a和墩顶负弯矩工况b。正式进行加载前,应先对结构进行预加载,以消除非弹性变形的影响。各工况均加载2次,每次加载时间应足够长,以保证结构完全变形。卸载之后,应等桥梁结构回复到初始状态后再进行其他工况的加载。篇幅所限,现仅给出中跨中对称加载工况下,结构的位移和应变响应。如图14～图16所示,中跨中对称加载工况下,共计在中跨中截面底部布置3枚SM-5A型振弦式应变计,测得的数据可以反映结构跨中部位的局部应力分布情况。挠度测试主要采用高精密水准仪进行,测试时,选取不受荷载影响的稳定的后视点。

图14 加载车辆布置示意

图15 测点布置示意

图16 静载试验部分现场照片

中跨中对称加载工况下,跨中挠度实测值和理论计算结果如表1、表2所示。

表1 截面应力实测值与理论值比较 MPa

注：弹性模量取规范(JTGD62—2004)值：E=3.45×104MPa

表2 梁体竖向静挠度实测值与理论值比较 mm

注：(1)表中结果扣除了支座沉降：(2)残余变形均为0。

由表1、表2可知,在中跨中对称荷载作用下,最大实测梁体静挠度为10.9 mm,小于相应位置的理论挠度值12.5 mm,变形校验系数在0.815～0.872,理论与实测符合良好,表明结构具有良好的刚度,且具有一定的安全储备；实测本联中跨跨中梁底最大拉应力为2.59 MPa,应力校验系数介于0.632～0.704,实测应变回零状况良好,说明主梁结构具有足够的强度。变形校验系数处于试验方法建议的合理范围内，应力校验系数较建议值略小。整个试验过程中,未发现任何肉眼能见的载荷裂纹,结构受力符合一般力学规律,残余变形、残余应变基本为零,主梁处于弹性工作状态。

3.5 模态分析与动载试验分析

3.5.1 动载试验介绍

桥梁结构的动力荷载试验是研究桥梁结构的自振特性和车辆动力荷载与桥梁结构的联合振动特性。这些测试结果数据是判断桥梁结构运营状况和承载特性的重要指标。

本桥动载试验包括环境随机振动(脉动),无障碍行车,跳车以及刹车。无障碍行车试验是当重车分别以10、20、30、40 km/h的速度通过桥面时,测试主梁在最大弯矩截面底板应变测点的动位移、动应变、竖向与横向等振动特性,以检验结构在动载作用下的工作状态。跳车试验是当重车分别以10、20、30 km/h的速度通过桥面上高度为7.5 cm的三角形板时,测试主梁在最大弯矩截面底板应变测点的动应变,以模拟在桥面铺装局部损伤的状态下,桥跨结构在运行车辆荷载作用下的动力响应。跳车板置于中跨的L/2附近。

振动测点主要布置在各跨的跨中、L/4和支座顶部处的桥面,共计布置14个竖向、6个横向以及6个纵向941B型拾振器。各种动力信号经过放大器放大后,进入INV306振动分析仪的数采装置直接进行采集并记录。动应变测试采用电阻应变计,布置在中跨中底板中心处,采用半桥温度补偿技术。

3.5.2 结构自振特性测试与分析

环境随机振动(脉动)是一种准确可信的模态识别测试方法,能够得到结构的真实动力特性,如频率、振型等,试验成本低且对桥面的正常交通不产生影响。由于很难获取对结构产生激励的信号,且模态特性识别过程只与输出数据有关,因此,选用较为基本的peak picking method对结构的环境随机振动进行测试。同时,利用大型通用软件ANSYS10.0计算了吕岭路跨线桥的前30阶自振频率和相应的振型。桥梁结构的主要振动频率理论值与实测值见表3和图17。

表3 结构实测自振频率与理论计算值比较 Hz

由表3可以看出,各阶振型频率对应的实测值均大于理论计算值,且误差较小,表明实桥结构具有良好的刚度,施工质量较高。现场实测振型与理论计算振型基本一致,表明结构的振动特性理论分析与结构的实际振动特性较为吻合。此外,理论计算与实测结构都表明,结构的一阶横向振动频率达到了一阶竖向振动频率的3倍左右,说明结构具有较大的横向刚度。

图17 理论计算的结构各主要振型

3.5.3 无障碍行车试验结果与分析

无障碍行车试验由2辆38 t的三轴重型车组成,每组2台车同时行进,行车速度分别为10、20、30、40 km/h。试验中采用Bushnell手持雷达测速仪对行车速度进行准确测量。试验测得的不同车速下各跨跨中最大竖向、横向位移曲线,如图18、图19所示。可见随行车速度的增加,各跨跨中竖向振幅响应有明显增加趋势,且不同行车速度下,各跨跨中的竖向振幅比横向大很多,说明该桥横向刚度较大；各测点的振幅值基本符合受力规律。

图18 不同行车速度下各跨跨中竖向位移幅值

图19 不同行车速度下各跨跨中横向位移幅值

试验测得本联桥中跨跨中截面冲击系数介于1.02～1.193,且随行车速度的增加有增大的趋势,最大值出现在30 km/h时,但当车速超过30 km/h时,冲击系数反而降低(图20),表明无障碍行车对桥梁结构的冲击作用较小。另外,由实测的动应变曲线(图21)结果可知,其动应力变化较为平滑,应力过渡良好,主梁的应变影响范围较短,说明其受力行为和结构形式是一致的。