朱勁松，徐余鋒

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基于車橋耦合的三跨連續(xù)拱梁組合橋沖擊系數(shù)研究

朱勁松1, 2，徐余鋒1

(1. 天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072； 2. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué))，天津 300072)

為合理分析和計(jì)算橋梁結(jié)構(gòu)各關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)，以三跨連續(xù)拱梁組合橋?yàn)槔M(jìn)行分析。分別利用MATLAB和ANSYS建立11自由度的三維車模型和有限元模型。采用車橋耦合迭代的方法，得到橋梁關(guān)鍵部位在車輛荷載作用下的振動(dòng)響應(yīng)。研究結(jié)果表明：車輛在任何車道行駛時(shí)，邊主梁、邊拱肋及斜吊桿的沖擊系數(shù)都大于相應(yīng)中主梁、中拱肋及直吊桿；隨著橋面平整度等級(jí)的增加，各關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)與振動(dòng)系數(shù)的關(guān)系滿足均冪函數(shù)，且呈非線性增長(zhǎng)；隨著車速的增加，車輛在不同車道行駛時(shí)其規(guī)律性不一致，在快車道沖擊系數(shù)呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在中車道呈現(xiàn)先增大后減小再增大的趨勢(shì)，在慢車道呈現(xiàn)一直增大的趨勢(shì)；隨著車重的增加，沖擊系數(shù)減小的幅度呈現(xiàn)逐漸減小的規(guī)律，輕車低速對(duì)橋梁的沖擊效應(yīng)更加顯著；大多數(shù)工況下端部短吊桿的沖擊系數(shù)均大于規(guī)范值，因此，在橋梁設(shè)計(jì)中應(yīng)更加注重短吊桿的抗疲勞設(shè)計(jì)。

車橋耦合振動(dòng)；輪跡橫向分布；沖擊系數(shù)；橋梁設(shè)計(jì)

三跨連續(xù)拱梁組合橋具有結(jié)構(gòu)形式多樣、剛度較大等優(yōu)點(diǎn)，被越來(lái)越多工程所運(yùn)用，其中也出現(xiàn)了造型獨(dú)特的多拱肋鋼拱橋，這類橋型具有復(fù)雜的結(jié)構(gòu)使其動(dòng)力特性比較特殊，近幾年工程事故時(shí)有發(fā)生，其動(dòng)力特性的研究顯得尤為重要，一般用沖擊系數(shù)作為研究動(dòng)力特性的重要參數(shù)。張耀等[1]分析橋面不平順等級(jí)，行車速度及車重對(duì)鋼管混凝土系桿拱橋關(guān)鍵部位動(dòng)力效應(yīng)的影響。HUANG[2]研究橋面，拱肋及立柱的邊界條件對(duì)鋼管混凝土拱橋沖擊系數(shù)的影響。楊建榮等[3]研究了鋼管混凝土系桿拱橋各關(guān)鍵部位的位移，內(nèi)力響應(yīng)以及橋梁動(dòng)力響應(yīng)的頻譜特征。孫全勝等[4]分析在不同速度下位移，速度及加速度等動(dòng)力響應(yīng)，對(duì)行車的舒適性進(jìn)行研究。邵元等[5]從理論上分析橋面粗糙度和車速情況下，不同長(zhǎng)度吊桿應(yīng)力的變化規(guī)律，并通過(guò)車速分布圖對(duì)應(yīng)力沖擊系數(shù)進(jìn)行加權(quán)分析。朱勁松等[6]通過(guò)車橋耦合程序分析拱橋在車輛荷載作用下吊桿沖擊系數(shù)的不均勻性問(wèn)題。陳水生等[7]通過(guò)數(shù)值模擬分析車速及橋面平整度對(duì)主梁關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)的影響，并通過(guò)實(shí)測(cè)值進(jìn)行驗(yàn)證。韓艷等[8]基于車橋耦合程序，研究橋面粗糙度，行車速度，行車數(shù)量和行車間距等對(duì)橋梁跨中位置動(dòng)力響應(yīng)和沖擊系數(shù)的影響。綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)拱橋這類橋型沖擊系數(shù)的研究主要針對(duì)鋼管混凝土拱橋，并僅對(duì)其中一根主梁或拱肋上關(guān)鍵部位沖擊系數(shù)進(jìn)行研究，但對(duì)于具有斜交角，并且邊拱與豎直方向具有傾斜角度的拱梁組合橋，可能存在邊主梁或邊主拱的沖擊系數(shù)大于中主梁或中拱肋的情況，其規(guī)律性還需要進(jìn)一步研究。此外，目前程序計(jì)算沖擊系數(shù)是按照移動(dòng)荷載行駛在最不利加載位置得到最大動(dòng)靜撓度的比值，這與實(shí)際加載情況存在較大的差異。本文基于車橋耦合振動(dòng)程序，得到三跨連續(xù)拱梁組合橋在移動(dòng)車輛荷載作用下的沖擊系數(shù)，并考慮輪跡橫向分布的影響，按照多跡線加載方式來(lái)計(jì)算不同關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)，這更符合車輪的實(shí)際加載情況。并對(duì)車道位置、橋面平整度、行駛速度和車重等多個(gè)影響因素進(jìn)行分析，得到一些有意義的結(jié)論，對(duì)三跨連續(xù)拱梁組合橋的設(shè)計(jì)具有參考意義。

1 車橋耦合振動(dòng)數(shù)值分析方法

1.1 橋梁模型

根據(jù)有限元法離散建立橋梁動(dòng)力方程，用矩陣表示為：

橋梁結(jié)構(gòu)的阻尼采用瑞利阻尼[9]。

式中：0和0的計(jì)算公式分別如下：

式中：1，2與1，2分別為橋梁的第一，二階自振頻率和第一，二階模態(tài)阻尼。

1.2 車輛模型

車輛簡(jiǎn)化為三軸車的非線性力學(xué)模型，這種車輛模型的參數(shù)具有較好的代表性，如圖1所示。wi為各車輪的質(zhì)量；c1為車頭質(zhì)量，c2為車廂質(zhì)量；ci為車體各仰俯轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，ci為車體各側(cè)滾轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；sisi分別為各上部彈簧剛度系數(shù)和各上部彈簧阻尼系數(shù)；titi分別為各下部彈簧剛度系數(shù)和各下部彈簧阻尼系數(shù)；i為各軸距重心的距離。

圖1 三軸車模型

為便于計(jì)算，將車輛方程寫(xiě)成矩陣形式為：

其中：=[w1w2w3w4w5w6c1c2c1c1c2]T為車輛的11個(gè)自由度向量，{}，{}和{}分別為車輛模型的質(zhì)量矩陣，阻尼矩陣和剛度矩陣。{}為車輛模型所受的荷載向量[6]。

本文采用32.5 t車重[10]，通過(guò)修改車體質(zhì)量c2獲得其他重量的車輛參數(shù)。

1.3 橋面不平順模型

橋面不平順對(duì)橋梁動(dòng)力響應(yīng)的影響不可忽略，通常將橋面不平順假定為均值為0的Gauss隨機(jī)過(guò)程。Dodds等[11]提出的位移功率譜密度函數(shù)為：

式中：為空間頻率；w為間斷頻率橋面不平順系數(shù)，取值為0.1 m?1，指數(shù)=1.94。

本文橋面不平順樣本通過(guò)三角級(jí)數(shù)疊加法[12]獲得，其函數(shù)表達(dá)式如下：

式中：為cos函數(shù)的幅值；為空間頻率；為0到2π之間的的隨機(jī)相位角；為隨機(jī)產(chǎn)生的不平順節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)。橋面等級(jí)的劃分是依據(jù)(0)的控制范圍，將其劃分為“很好”、“好”、“一般”、“差”和“很差”5個(gè)等級(jí)，對(duì)應(yīng)的不平順系數(shù)分別取(0.24，0.62，2.5，10，16)×10?6 m3/cycle。

1.4 車橋耦合方程的建立

假設(shè)車輛行駛在橋面時(shí)，車輪與橋面始終接觸，車輪與橋面之間作用力用以下公式表達(dá)：

在車橋耦合系統(tǒng)中，把車輛和橋梁看作2個(gè)系統(tǒng)，是通過(guò)車輪和橋面接觸處具有相同位移與相互作用力的協(xié)調(diào)條件將振動(dòng)方程聯(lián)系起來(lái)[6]。本文采用NewMark-b法對(duì)車橋耦合振動(dòng)方程進(jìn)行求解，基于Matlab開(kāi)發(fā)的車橋耦合程序，對(duì)三跨連續(xù)拱梁組合橋的沖擊系數(shù)進(jìn)行分析。

2 算例分析

2.1 分析模型

以一座三跨連續(xù)拱梁組合橋?yàn)楸尘?，其主橋部分采用新穎獨(dú)特的全鋼拱橋結(jié)構(gòu)，橋孔布置為25+70+25 m，橋長(zhǎng)120 m，全寬43 m，橋梁橫向?yàn)檎w設(shè)計(jì)，橋梁平面按斜交85°設(shè)計(jì)。兩側(cè)25 m邊跨為鋼結(jié)構(gòu)梁橋，中跨為70 m下承式鋼結(jié)構(gòu)拱橋，中跨主受力結(jié)構(gòu)由2道邊拱和1道中拱組成。邊拱拱平面與豎直方向夾角12°，向內(nèi)傾斜。橋梁總體布置如圖2所示。

(a) 橫截面圖；(b) 立面圖

采用ANSYS建立三跨連續(xù)拱梁組合橋的有限元模型。橋梁結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件鋼材均采用鋼材Q420qD。橋面系縱橫梁、拱肋、拱間聯(lián)系和風(fēng)撐均采用梁?jiǎn)卧狟EAM188來(lái)模擬，橋面板采用殼單元SHELL63來(lái)模擬，吊桿采用只受拉的桿單元Link10來(lái)模擬，縱橋向吊桿編號(hào)為1號(hào)至7號(hào)，二期恒載采用質(zhì)量單元MASS21來(lái)模擬。全橋各類單元共16 038個(gè)，節(jié)點(diǎn)共8 234個(gè)。

2.2 分析工況

分析不同橋面平順度、行車速度、車輛橫向位置、車道和車重等影響因素下車橋耦合系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)及橋梁各關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)。分析工況見(jiàn)表1，選取2號(hào)和3號(hào)主梁之間的車道進(jìn)行分析，左偏是表示靠近2號(hào)中主梁，右偏是表示靠近3號(hào)邊主梁，該橋共雙向6車道，快車道是表示靠近2號(hào)中主梁的車道，慢車道是表示靠近3號(hào)邊主梁的車道。

表1 分析工況

2.3 分析結(jié)果

2.3.1 輪跡橫向分布對(duì)沖擊系數(shù)的影響

在橋梁設(shè)計(jì)中，沖擊系數(shù)需按照最不利加載位置下的動(dòng)力響應(yīng)來(lái)計(jì)算[13]，這與實(shí)際車輪的加載有所偏差，沒(méi)有考慮車輛行駛在車道寬度范圍是以一定的概率橫向分布形式。將車輛沿著我國(guó)規(guī)范輪跡分布模型圖中的各輪跡帶中心線進(jìn)行加載[14]，計(jì)算得到各關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)，選取2號(hào)主梁及相應(yīng)的主拱和吊桿為對(duì)象進(jìn)行分析。

圖3 輪跡橫向分布

圖4 不同偏載距離沖擊系數(shù)對(duì)比曲線

圖3為輪跡橫向分布頻率模型，圖4為橋梁各個(gè)關(guān)鍵部位沖擊系數(shù)隨偏載距離變化曲線?？紤]橫向分布頻率后，計(jì)算得到邊跨主梁跨中、中跨主梁跨中、中跨拱肋跨中、1號(hào)和4號(hào)吊桿的沖擊系數(shù)分別為0.030，0.032，0.031，0.086和0.043，這與車輛行駛在車道中心時(shí)計(jì)算得到的沖擊系數(shù)相近。因此，以后用有限元法計(jì)算沖擊系數(shù)時(shí)可以直接采用車輛行駛在車道中心位置。右偏車道中心線0.2 m，對(duì)沖擊系數(shù)的貢獻(xiàn)最大，隨著輪跡位置繼續(xù)向橫向偏移，沖擊系數(shù)線性減少。由圖4可以看出，吊桿比橋梁其他關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)高，并且1號(hào)端吊桿比4號(hào)跨中吊桿的沖擊系數(shù)大1.96倍，運(yùn)營(yíng)期間應(yīng)加大對(duì)端吊桿的養(yǎng)護(hù)力度。

2.3.2 不同車道對(duì)沖擊系數(shù)的影響

為了研究車輛在不同車道行駛時(shí)對(duì)拱橋沖擊系數(shù)的影響，取快車道、中車道和慢車道3種車道進(jìn)行分析，行車速度為60 km/h，車重采用標(biāo)準(zhǔn)車32.5 t。

表2 不同車道下橋梁關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)

圖5 中跨2號(hào)主梁跨中位移響應(yīng)曲線

表2為不同車道下橋梁結(jié)構(gòu)各個(gè)關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)。圖5為中跨2號(hào)主梁跨中的振動(dòng)響應(yīng)圖。從表2可得，不論車輛行駛在快車道、中車道還是慢車道，2號(hào)主梁、中拱肋及直吊桿的沖擊系數(shù)總是小于相應(yīng)3號(hào)主梁、邊拱肋及斜吊桿的沖擊系數(shù)。對(duì)于2號(hào)主梁、中拱肋及直吊桿，隨著車輛從快車道向慢車道行駛沖擊系數(shù)先增大后減小，但從圖5可以看出，主梁的動(dòng)位移在逐漸增大，因此，動(dòng)位移的大小并不能代表沖擊系數(shù)的大小，評(píng)價(jià)橋梁動(dòng)力性能用沖擊系數(shù)更為準(zhǔn)確。對(duì)于3號(hào)主梁、邊拱肋及斜吊桿，除了邊跨主梁跨中，沖擊系數(shù)隨著車輛從快車道向慢車道行駛先增大后減小，其他關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)，都在逐漸增大，且中跨3號(hào)主梁跨中、中跨3號(hào)拱肋跨中、3號(hào)主梁處1號(hào)端吊桿和4號(hào)吊桿的沖擊系數(shù)在快車道工況較慢車道工況分別增大3.84，3.34，1.46和4.36倍。

2.3.3 不同平整度對(duì)沖擊系數(shù)的影響

為了研究橋面平整度對(duì)拱橋沖擊系數(shù)的影響，分別取9種不平順系數(shù)0.24×10?6，0.62×10?6，2.5×10?6，4×10?6，7×10?6，10×10?6，13×10?6，16×10?6，19×10?6 m3/cycle進(jìn)行計(jì)算分析，行車速度為60 km/h，車重采用標(biāo)準(zhǔn)車32.5 t。選取2號(hào)主梁及相應(yīng)的主拱和吊桿為對(duì)象進(jìn)行分析。

圖6為橋梁構(gòu)件各個(gè)關(guān)鍵部位沖擊系數(shù)隨不平順系數(shù)變化曲線。圖7為中跨主梁跨中的振動(dòng)響應(yīng)圖。由結(jié)果可得，邊跨主梁跨中、中跨拱肋跨中的沖擊系數(shù)普遍比中跨主梁跨中的小，吊桿的沖擊系數(shù)普遍比中跨主梁跨中的大，可見(jiàn)，對(duì)于三跨連續(xù)拱梁組合橋來(lái)說(shuō)，跨徑越長(zhǎng)，沖擊系數(shù)越大。在橋面平整度為“一般”時(shí)，1號(hào)端吊桿和4號(hào)跨中吊桿的沖擊系數(shù)幾乎相等，橋面平整度為“很好”和“好”時(shí)，1號(hào)端吊桿的沖擊系數(shù)高于4號(hào)跨中吊桿，橋面平整度為“差”和“很差”時(shí)，結(jié)果相反，說(shuō)明路面平整度越差，對(duì)長(zhǎng)吊桿沖擊系數(shù)的影響要大于短吊桿。橋面越不平整，各個(gè)關(guān)鍵部位的動(dòng)撓度均增大，沖擊系數(shù)也隨之增加，且有相似的變化規(guī)律，隨著橋面退化程度的增加呈非線性增長(zhǎng)，至E級(jí)橋面等級(jí)時(shí)，邊跨主梁跨中、中跨主梁跨中、中跨拱肋跨中、1號(hào)端吊桿、4號(hào)跨中吊桿的沖擊系數(shù)分別是A級(jí)橋面的6.97，10.848，10.258，5.326和11.535倍，加快了橋梁結(jié)構(gòu)的疲勞。參考JTG D60-2015公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范[15]規(guī)定的方法，此橋的一階自振頻率為1.503 Hz，計(jì)算得到橋梁沖擊系數(shù)為0.056。以中跨主梁跨中部位為例，隨著橋面不平順系數(shù)的增加，沖擊系數(shù)分別為0.033，0.069，0.133，0.171，0.231，0.279，0.321，0.358和0.391，除橋面平整度為“很好”情況下基本滿足我國(guó)規(guī)范取值，其他等級(jí)情況下均大于我國(guó)規(guī)范，評(píng)估現(xiàn)役橋梁時(shí)，沖擊系數(shù)的計(jì)算值偏于不安全，根據(jù)沖擊系數(shù)影響曲線，得到各個(gè)關(guān)鍵部位沖擊系數(shù)與振動(dòng)系數(shù)的關(guān)系均滿足冪函數(shù)，可供以后規(guī)范的沖擊系數(shù)計(jì)算公式修正參考。因此，在橋梁運(yùn)營(yíng)期間，要注意及時(shí)對(duì)橋梁橋面進(jìn)行整修，這對(duì)保證結(jié)構(gòu)安全和減少汽車對(duì)橋梁的沖擊作用是很有必要的。

圖6 不平順系數(shù)對(duì)沖擊系數(shù)的影響曲線

圖7 中跨主梁跨中豎向位移響應(yīng)曲線

2.3.4 不同車道的車速差對(duì)沖擊系數(shù)的影響

為了研究不同車道的車速差對(duì)拱橋沖擊系數(shù)的影響，分別在快車道、中車道和慢車道取20，40，60，80和100 km/h行車速度進(jìn)行分析，橋面平整度取“很好”情況，車重采用標(biāo)準(zhǔn)車32.5 t。限于篇幅，關(guān)鍵部位選取2號(hào)中跨主梁跨中為對(duì)象進(jìn)行分析。

圖8 不同車道的不同車速下中跨主梁跨中沖擊系數(shù)對(duì)比曲線

圖8為橋梁中跨主梁跨中部位在不同車道的沖擊系數(shù)隨車速變化曲線。車輛在快車道行駛時(shí)，在20~80 km/h時(shí)先增大，80~100 km/h再減小，在車速80 km/h時(shí)出現(xiàn)了極大值。在中車道行駛時(shí)，車速在20~40 km/h時(shí)先增大，40~60 km/h后減小，60~100 km/h再增大，在車速40 km/h時(shí)出現(xiàn)了極大值，60 km/h時(shí)出現(xiàn)了極小值。在慢車道行駛時(shí)，基本呈現(xiàn)一直增大的趨勢(shì)。沖擊系數(shù)出現(xiàn)極大值，從能量的角度，這是由于車速低時(shí)車橋相互作用的能量小但作用時(shí)間長(zhǎng)，車速高時(shí)車橋相互作用的能量大但作用時(shí)間短，到達(dá)某一速度時(shí)兩者作用效應(yīng)達(dá)到最不利狀態(tài)，此時(shí)沖擊系數(shù)最大。從振動(dòng)的角度，以車輛行駛在中車道的中跨主梁跨中這一部位為例，由加速度時(shí)程響應(yīng)經(jīng)傅里葉變換獲得的頻譜圖可得，當(dāng)車速在40 km/h時(shí)，此時(shí)橋梁結(jié)構(gòu)基頻為2.179 Hz，車速在20，60，80和100 km/h時(shí)橋梁結(jié)構(gòu)的基頻分別為2.14，1.36，1.53和1.72 Hz，而橋梁的一階豎彎固有振動(dòng)頻率為2.17 Hz，車速在40 km/h時(shí)與橋梁的一階豎彎固有振動(dòng)頻率比較接近，振動(dòng)效應(yīng)增大，此時(shí)沖擊系數(shù)最大。在常見(jiàn)的行車速度范圍內(nèi)，三跨連續(xù)拱梁組合橋的邊跨沖擊系數(shù)小于中跨的，長(zhǎng)吊桿的沖擊系數(shù)小于端吊桿的，當(dāng)行車速度位于60~80 km/h區(qū)間時(shí)，采用公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范所取的沖擊系數(shù)基本適用。

2.3.5 不同車重的車速差對(duì)沖擊系數(shù)的影響

為了研究不同車重的車速差對(duì)拱橋沖擊系數(shù)的影響，分別采用10，32.5，40和55 t車重以20，40，60，80和100 km/h行車速度進(jìn)行分析，橋面平整度取“很好”情況。限于篇幅，關(guān)鍵部位選取2號(hào)中跨主梁跨中部位為對(duì)象進(jìn)行分析。

圖9 不同車重的不同車速下中跨主梁跨中沖擊系數(shù)對(duì)比曲線

圖10 中跨主梁跨中豎向位移響應(yīng)曲線

圖9~10分別為不同速度下沖擊系數(shù)隨車重變化的曲線和豎向位移響應(yīng)。中車道行駛時(shí)，隨車速的增加，不同車重的車輛也滿足車速在20~40 km/h時(shí)先增大，40~60 km/h后減小，60~100 km/h再增大，在40 km/h時(shí)出現(xiàn)了極大值的規(guī)律。隨著車重的增大，橋梁的沖擊系數(shù)均呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，10 t相對(duì)于55 t車輛在中跨主梁跨中處沖擊系數(shù)降幅分別為0.287，0.384，0.058，0.091和0.066。沖擊系數(shù)減小的趨勢(shì)是由于隨著車重的增加，結(jié)構(gòu)的剛性增強(qiáng)，振動(dòng)效應(yīng)逐漸減輕，車輛行駛更加穩(wěn)定，因此沖擊系數(shù)會(huì)逐漸減小。由此可見(jiàn)，輕車低速對(duì)橋梁的沖擊效應(yīng)更加顯著。從圖10來(lái)看，隨車重增加，中跨主梁跨中的豎向位移顯著增大。由圖9可知，沖擊系數(shù)在車重10~32.5 t之間降幅最大，在此車重范圍內(nèi)，沖擊系數(shù)受車重影響較大。雖然重車的沖擊系數(shù)小，但其動(dòng)靜荷載效應(yīng)遠(yuǎn)大于輕車，因此有必要控制超載情況。

3 結(jié)論

1) 按照我國(guó)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》的輪跡分布模型圖中的各輪跡帶中心線分別對(duì)橋梁進(jìn)行加載，計(jì)算得到?jīng)_擊系數(shù)與車輛在車道中心線加載的結(jié)果相近。因此，以后按有限元法計(jì)算沖擊系數(shù)可以直接在車道中心線加載；

2) 中跨3號(hào)主梁跨中、中跨3號(hào)拱肋跨中、3號(hào)主梁處1號(hào)端吊桿、3號(hào)主梁處4號(hào)吊桿的沖擊系數(shù)在快車道工況較慢車道工況分別增大3.84，3.34，1.46和4.36倍。車輛行駛在任意車道時(shí)，3號(hào)邊主梁、邊拱肋及斜吊桿的沖擊系數(shù)都大于相應(yīng)2號(hào)中主梁、中拱肋及直吊桿。

3) 在橋面平整度為“很好”時(shí)，各關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)跟規(guī)范值接近，但隨著橋面退化程度的增加，各關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)呈非線性增長(zhǎng)，各關(guān)鍵部位的沖擊系數(shù)與振動(dòng)系數(shù)均滿足冪函數(shù)關(guān)系，加快了橋梁結(jié)構(gòu)的疲勞，因此，有必要定期對(duì)橋面鋪裝層進(jìn)行養(yǎng)護(hù)。

4) 隨著車速的增加，沖擊系數(shù)在不同車道的規(guī)律性并不一致，車輛在慢車道行駛時(shí)，基本呈現(xiàn)一直增大的趨勢(shì)，在中車道上沖擊系數(shù)并未呈現(xiàn)一直增加的趨勢(shì)，而是先增大后減小再增大的趨勢(shì)，在快車道行駛時(shí)，沖擊系數(shù)先增大，再減小，建議控制車速位于60~80 km/h區(qū)間有利于減少車輛對(duì)橋梁的沖擊作用。

5) 隨著車重的增加，各關(guān)鍵部位沖擊系數(shù)減小幅度逐漸減小，輕車低速對(duì)沖擊系數(shù)影響較大。

6) 根據(jù)本文分析，大多數(shù)工況端部短吊桿的沖擊系數(shù)超過(guò)規(guī)范的規(guī)定值，這與實(shí)際工程中短吊桿常發(fā)生疲勞斷裂的事故相吻合。因此，在橋梁設(shè)計(jì)中應(yīng)更加注重短吊桿的抗疲勞設(shè)計(jì)。

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Research on the impact factor of the three-span continuous beam-arch combined bridge based on the vehicle-bridge coupled vibration

ZHU Jinsong1, 2, XU Yufeng1

(1. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China; 2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety (Tianjin University), Ministry of Education, Tianjin 300072, China)

In order to analyze and calculate the impact factor of key parts of bridge structure, the three-span continuous beam-arch combined bridge was taken as an example to investigate the impact factors. Three-dimensional element model and a vehicle spatial model with 11 degree of freedom were established by using the MATALAB software and ANSYS software, respectively. The vibration responses of the key parts of bridge structure could be obtain by using the vehicle load with the vehicle-bridge coupling method. The results of the study indicate: regardless of which lane the vehicle is driving, the side main girder, side arch ribs, and slanting suspenders are larger than the impact factor of the corresponding middle girder, middle arch rib, and straight suspenders; as the level of roughness increases, the impact factor of key parts shows nonlinear increase, the relationship between the impact coefficient and the vibration coefficient satisfies the power function; the regularity of vehicles varies in different lanes, the impact coefficient increases first and then decreases in the fast lane, it tends to increase firstly, then decreases and then increases in the middle lane, the trend has been increasing in the slow lane; the decreasing rate of the impact factor shows a decreasing trend with increases in vehicle weight, the impact effect of light vehicle in low speed on bridge is more significant; the impact factor of the suspender at the lower end of most working conditions is greater than the standard value, so we should pay more attention to anti-fatigue design short boom after the bridge design.

vehicle-bridge coupling vibration；wheel trace transverse distribution；impact factor；bridge design

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.04.017

U441.3

A

1672 ? 7029(2019)04 ? 0959 ? 09

2018?05?30

國(guó)家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(51578370)；天津市科技支撐計(jì)劃重點(diǎn)資助項(xiàng)目(16YFZCSF00460)；天津市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(京津冀合作專項(xiàng)項(xiàng)目)(16JCZDJC40300)

朱勁松(1975?)，男，安徽池州人，教授，博士，從事橋梁結(jié)構(gòu)全壽命設(shè)計(jì)、施工控制、健康監(jiān)測(cè)的研究與教學(xué)工作；E?mail：jszhu@tju.edu.cn

(編輯 陽(yáng)麗霞)