戴 飛，馮偉杰，陳光軍，彭衛(wèi)兵

(1.浙江工業(yè)大學 土木工程學院，浙江 杭州 310023；2.浙江長興縣交通投資集團，浙江 湖州 313100)

對于跨平原湖泊地區(qū)橋梁來說，由于橋下通航高度的要求，中等跨徑混合梁橋由于降低了主梁截面高度而得到廣泛應用?；旌狭褐械恼w鋼箱梁多采用分箱制作，運到現(xiàn)場后進行連接，因此現(xiàn)場焊接工作量大，施工進度慢。同時由于鋼箱梁梁高一般設置較小，工人在整體箱梁中焊接施工不方便，箱內(nèi)焊接難度較大且施工質(zhì)量不易保證。針對上述問題，筆者將單箱多室鋼箱梁變?yōu)槎嘞鋯问壹捶蛛x式鋼箱梁，通過設置鋼橫隔梁并采用螺栓連接將各分離鋼箱梁連接成整體，混合梁形式轉(zhuǎn)化為多箱單室鋼箱梁與單箱多室混凝土箱梁連接，大幅度的減少箱內(nèi)焊接的工程量，從而保留混合梁自重低的優(yōu)點，并降低施工難度，提高施工效率，以此探索適合跨平原湖泊地區(qū)中等跨徑混合梁橋適宜形式?；旌狭旱某霈F(xiàn)，解決了純混凝土梁在長期荷載作用下的跨中下?lián)蠁栴}，也解決了單純采用鋼主梁存在的支座附近箱梁鋼底板和腹板厚度過厚的問題[1]。目前,國內(nèi)外對混合梁的使用性能研究主要集中在其抗震性能上[2-5]，因而正確評估單箱砼-多箱鋼混合梁橋這一形式混合梁橋的整體動態(tài)性能影響顯得尤為重要。

混合梁動力性能評價指標主要為車橋耦合作用下的沖擊系數(shù)變化。張哲等[6]以彎塔混合梁斜拉橋為研究對象，利用白噪聲作為激勵源進行了縮尺模型自振頻率及振型測試，并使用ANSYS建立空間有限元模型，對比分析相應形式的斜拉橋直塔和混凝土加勁梁動力特性。王凡[7]以鐵路混合梁斜拉橋——寧波甬江大橋為工程背景，建立列車-橋梁時變系統(tǒng)整體振動有限元模型，分別進行了3 種國產(chǎn)高速列車下的車橋耦合振動分析，并研究車輛系統(tǒng)行駛速度、結(jié)構(gòu)體系、結(jié)合段位置及輔助墩數(shù)量對橋梁和車輛動力響應的影響。趙玉等[8]總結(jié)了車橋耦合振動分析方法及車輛運動學模型振動方程的建立，并以某跨徑布置為(84 m+200 m+84 m)的混合梁剛構(gòu)橋為對象，建立有限元模型，計算車重、車速、橋面平整度及鋼梁斷長度對橋梁跨中沖擊系數(shù)的影響。焦偉立[9]針對渭河特大橋，建立了10種不同的剛度配置方案，進行重車作用下橋梁時程和頻譜分析，對橋梁行車平順性進行評價。趙航[10]及沈佩文[11]分別以金溪大橋為對象，通過有ABAQUS有限元軟件及現(xiàn)場動力試驗研究了該新型新型單箱砼-多鋼箱混合梁橋的結(jié)構(gòu)性能。高慶飛等[12]結(jié)合理論推導與仿真模擬,并考慮其物理意義,對不同情況下的梁橋沖擊系數(shù)進行了詳細討論，并對多跨連續(xù)梁的動力性能做出了一定評價。筆者通過使用ABAQUS非線性動力學模塊，計算移動車輛以不同車速、不同軸重行駛時的橋梁動力響應，并以長興金溪大橋為研究案例，以邊跨混凝土箱梁及中跨鋼箱梁邊鋼箱及中鋼箱豎向位移為對象，計算其位移沖擊系數(shù)，并與規(guī)范進行對比，分析該形式橋梁的整體動力性能。

1 工程背景

長興金溪大橋上跨長湖申線航道，橋梁軸線與航道軸線交角為88.2°，橋下最高通航水位2.86 m，通航凈空為寬55 m×高7 m。橋梁總寬38 m，采用左右幅分離設計，主橋上部結(jié)構(gòu)采用(45 m+80 m+45 m)鋼-混混合梁，其立面圖如圖1所示。

圖1 金溪大橋立面圖

主橋混凝土箱梁采用單箱三室斷面設計，箱梁頂面寬18.75 m，挑臂長為2.5 m，底面寬13.75 m。主墩頂部混凝土箱梁部分斷面梁高為4.5 m，中跨混凝土箱梁斷面梁高1.6 m，邊跨梁端箱梁斷面梁高1.7 m，其間梁底下緣高度以二次拋物線變化；箱梁頂板厚為25 cm，箱梁底板根部厚為160 cm，邊跨混凝土箱梁底板厚為25 cm，中跨混凝土箱梁底板厚為35 cm，其間各段箱梁底板厚度按二次拋物線變化；邊跨箱梁腹板厚度為50 cm，腹板厚度沿橋縱向漸變，跨中6 m部分腹板厚度為70 cm，中跨箱梁腹板厚度為70 cm，與鋼箱梁相鄰4.5 m范圍內(nèi)混凝土箱梁腹板厚度漸變?yōu)?00 cm。綜合考慮主橋主墩及交接墩部分混凝土箱梁的受力和變形要求，在該部分混凝土箱梁內(nèi)設置橫隔梁。

主橋鋼箱梁長40 m，鋼箱梁斷面同混凝土箱梁主跨跨中斷面寬度一致，采用四箱單室設計，鋼箱梁頂面總寬為18.75 m，挑臂長為2.5 m，鋼箱梁底總寬為13.79 m。橫向沿橋縱方向每1.5 m設置一道橫隔板，其中大橫隔板和小橫隔板交替設置，各箱室之間的橫隔板采用螺栓連接；同時為了增加鋼箱梁的結(jié)構(gòu)剛度，于鋼箱梁內(nèi)部頂、底板處設置縱向加勁肋。

2 有限元模型建立

2.1 車輛模型

依據(jù)文獻[13]選用標準55 t三軸車輛模型，車輛空間模型如圖2所示。車輛空間模型將車劃分成11個集中質(zhì)量，分別為1個車體和10個車輪，并將車懸架質(zhì)量集中到車輪上。其中車體與車輪，車輪與橋面之間連接件簡化為彈簧—阻尼系統(tǒng)，從而將車輛簡化為由集中質(zhì)量、彈簧和阻尼系統(tǒng)組成的三維體系。

圖2 規(guī)范55 t標準車輛

車輛模型組成如圖3所示，車輛模型參數(shù)如表1所示，其中M1+M2為車體質(zhì)量；m1～m2為前輪的質(zhì)量(包含車懸架質(zhì)量)；m3～m10為中后輪的質(zhì)量，k11～k110,c11～c110分別為車懸架剛度和阻尼；k21～k210,c21～c210分別為輪胎的剛度和阻尼。模型考慮了10 個車輪的豎向位移、車體的豎向位移、車體的俯仰角位移和車體的側(cè)傾角位移，共13 個自由度。

圖3 整車車輛模型示意圖

表1 車輛模型參數(shù)

2.2 全橋模型

混凝土主梁按照設計圖紙采用CAITIA V5建立精細化模型，主梁模型如圖4所示，并導入ABAQUS生成實體部件，該模型分別考慮了混凝土箱梁截面變化、箱式腹板和頂?shù)装宓暮穸茸兓?；鋼箱梁模型采用殼單元進行建模。因鋼混結(jié)合段處混凝土箱梁為實心截面，剛度較大，故整體模型建立時簡化了鋼混結(jié)合段的鋼箱梁細部結(jié)構(gòu)設置，只將鋼箱梁兩端2.25 m范圍單元嵌入混凝土箱梁實心端部區(qū)域。

圖4 主梁模型

2.3 移動荷載工況設置

筆者主要對移動車輛作用下橋梁的動力響應進行數(shù)值分析，其中車輛行駛速度、車輛軸重等均是影響橋梁動力的主要因素，故設置兩種工況進行研究。

工況1單輛55 t荷載車輛沿中車道行駛，速度分別為5，10，15，20，25，30，35 m/s。

工況2單輛車輛以25 m/s速度沿中車道行駛，車輛載重分別為15，25，35，45，55，70，90，110，120 t。

3 沖擊系數(shù)計算分析

3.1 規(guī)范沖擊系數(shù)計算方法

沖擊系數(shù)是評估橋梁承受車輛作用的指標，根據(jù)《公路橋涵設計通用規(guī)范》[13]，沖擊系數(shù)m的計算式為

(1)

式中f為結(jié)構(gòu)基頻。

根據(jù)車輛在橋梁實際行駛時的情況，沖擊系數(shù)公式為

(2)

式中：μ為沖擊系數(shù)；RD為橋梁在車輛作用下的最大動態(tài)響應；RS為橋梁在車輛作用下的最大靜態(tài)響應。

式(2)可以選擇位移、彎矩和應變作為其響應進行計算，筆者采用豎向位移作為其動力響應因素計算沖擊系數(shù)。

運用ABAQUS的Lanczos特征值求解器對金溪大橋全橋振型和自振頻率進行計算，得到全橋前100 階自振頻率，其中前20 階自振頻率如表2所示。

表2 前20 階自振頻率和周期

由表2可知：該橋梁第一階振型自振頻率為2.627 3 Hz，根據(jù)上文所述中國公路橋梁通用設計規(guī)范的沖擊系數(shù)計算方法可求得沖擊系數(shù)，約0.155左右。

筆者以位于金溪大橋邊跨跨中位置1-1截面、中跨跨中位置2-2截面兩個控制截面為研究對象，對混合梁橋動力響應進行研究，主梁動力響應控制點位置如圖5所示。邊跨跨中截面主要以混凝土箱底板中部A點為對象，對其豎向位移進行分析；中跨跨中為鋼箱梁截面，為便于研究鋼箱梁各分離箱動力響應，分別對邊鋼箱B點及中鋼箱C點豎向位移進行分析。

圖5 主梁動力響應控制點

3.2 車速對沖擊系數(shù)的影響

以各點豎向位移計算得到隨車輛行駛速度變化的位移沖擊系數(shù)曲線，如圖6所示。由圖6可知：各點沖擊系數(shù)并不是隨速度增加而單調(diào)遞增，隨著車輛行駛速度的增加，邊跨混凝土箱梁及中跨邊鋼箱及中鋼箱位移沖擊系數(shù)呈現(xiàn)波動上升的趨勢；其中邊跨混凝土箱梁的位移沖擊系數(shù)在速度為25 m/s時出現(xiàn)下降，在30 m/s時出現(xiàn)大幅增長并達到最大值，而中跨邊鋼箱和中鋼箱的位移沖擊系數(shù)變化及數(shù)值都較為一致，在車輛行駛速度較小時逐漸增大，在車輛行駛速度達到25 m/s后基本達到穩(wěn)定，但均小于規(guī)范計算所得容許沖擊系數(shù)。

圖6 不同速度行駛位移沖擊系數(shù)

3.3 車輛軸重對沖擊系數(shù)的影響

以各點隨加載車輛軸重變化的位移沖擊系數(shù)曲線如圖7所示。由圖7可知：各點位移沖擊系數(shù)并不是單純隨著車輛軸重的增加而單調(diào)減小，對于A點所在的混凝土箱梁，當加載車輛軸重為30～70 t時，沖擊系數(shù)逐漸減小，但當車輛荷載增加到90 t時，沖擊系數(shù)出現(xiàn)小幅增大，隨后繼續(xù)減小，沖擊系數(shù)整體保持在0.04左右。對于B點和C點所在的邊鋼箱與中鋼箱，其沖擊系數(shù)大小及變化趨勢基本一致，當車輛軸重為45 t時位移沖擊系數(shù)達到最大，約為0.12，在車輛軸重變化過程中，沖擊系數(shù)基本穩(wěn)定在0.1，同時混凝土及鋼箱梁沖擊系數(shù)也都小于規(guī)范計算值。

圖7 不同軸重行駛位移沖擊系數(shù)

4 結(jié) 論

對于分離式鋼箱梁混合梁橋，通過分析其位移沖擊系數(shù)變化可以得出：1) 其混凝土邊跨和鋼箱梁中跨的位移沖擊系數(shù)隨著車輛行駛速度增加，邊跨混凝土箱梁沖擊系數(shù)在車速為25 m/s時出現(xiàn)減小，并隨后出現(xiàn)大幅增長；中跨鋼箱梁沖擊系數(shù)在車速為20 m/s時出現(xiàn)小幅減小，而后在25 m/s時出現(xiàn)較大增長，并逐漸趨于穩(wěn)定。2) 隨著加載車輛軸重增加，邊跨混凝土箱梁的沖擊系數(shù)逐漸減小，但在加載車輛達到90 t時沖擊系數(shù)有一定的增加；中跨分離式鋼箱的邊鋼箱和中鋼箱沖擊系數(shù)變化規(guī)律基本一致，其沖擊系數(shù)隨著軸重的增加，在達到45 t時達到峰值，隨后逐步減小并逐步趨于穩(wěn)定。3) 分離式鋼箱的邊鋼箱及中鋼箱在兩種不同工況情況的位移沖擊系數(shù)變化趨勢及數(shù)值基本保持一致，說明分離式鋼箱其整體性能能夠保持一致，能夠?qū)崿F(xiàn)受力上的整體協(xié)調(diào)。同時包括邊跨混凝土箱梁的位移沖擊系數(shù)在內(nèi)，三者的位移沖擊系數(shù)基本都小于規(guī)范計算沖擊系數(shù)，足以滿足混合梁橋的實際使用要求。