受力性能
結構介紹
正交異性鋼橋面板是由縱橫向互相垂直的加勁肋(縱肋和橫肋)連同橋面頂板組成的共同承受車輪荷載的結構。20 世紀50 年代德國最先使用這種橋面結構,後來被其他國家廣泛套用,目前已經成為世界上大、中跨度的現代鋼橋常用的橋面結構形式。正交異性鋼橋面板具有高度低、自重輕、極限承載力大、易於加工製造等特點,可代替過去常用的混凝土橋面板,在梁橋、拱橋、斜拉橋和懸索橋等公路鋼橋中已得到普遍套用。
由於正交異性鋼橋面板內力分析複雜, 製造施工要求較高,同時, 縱橫加勁肋構造形式以及橫肋或橫隔板的結構形式的不同都會影響到鋼橋面板的受力特性,加之目前還沒有統一的設計規範, 因此, 有必要對正交異性鋼橋面板進行詳細的受力分析, 避免在設計中造成不必要的浪費。正交異形鋼橋面板通常可分為3 個基本受力基本體系:橋面板作為主梁截面的一部分承受車輛運營荷載(第一基本體系);由橋面板和縱橫向加勁肋組成橋面結構, 承受橋面車輪荷載(第二基本體系);支承在縱橫加勁肋上的鋼橋面板直接承受車輪局部荷載(第三基本體系)。簡化的計算方法是,分別計算3個基本體系, 然後進行應力疊加, 最終得到組合應力。
關於工程
本文以青島海灣大橋紅島航道橋的正交異性鋼橋面板為例進行分析計算。該橋為4 跨連續半漂浮體系獨塔雙索麵鋼箱梁斜拉橋, 採用兩幅分離的結構形式,斜拉橋全長為360 m, 橋跨布置為60 m+120m +120 m +60 m 。主梁採用抗風性能好、整體性強、線條美觀的封閉式流線型扁平鋼箱梁, 梁寬18.5 m ,寬跨比1 ∶6. 486 ;主梁在橋面中線處高3.3 m ,高跨比1 ∶37. 5 。索塔採用H 形塔,橋塔高60m ;斜拉索採用稀索體系,呈豎琴形布置。
主梁採用流線型扁平閉口鋼箱梁, 箱梁全寬20m ,橋面板厚16 m m ,鋪裝層厚6 cm ,頂板U 肋間距600mm ,高280 mm ,板厚8 m m ;橫隔板厚10 m m ,間距3. 6 m 。鋼箱梁標準橫截面如圖1 所示。對鋼橋面板進行彈性分析,對3個基本受力體系建立有限元模型,分別計算後,採用應力疊加法把各體系下得到的鋼橋面板正應力進行疊加,得到正交異性鋼橋面板的最後組合應力。
第二基本體系
第二基本結構體系(橋面體系),由縱肋、橫肋和橋面板組成的結構。將整個橋面體系視為彈性體支撐在主樑上,承受橋面車輪荷載,其邊界條件為縱梁和橫樑。選擇箱梁的最不利節段來計算其內力。
由於近塔處鋼箱梁截面寬度逐漸變窄, 是結構的薄弱點,所以取近塔處梁段為計算採用的節段。節段長度為47. 6 m (漸變寬段20. 3 m +中間窄梁段7 m +漸變寬段20. 3 m)。對節段建立有限元模型時,除桁式縱隔板用梁單元模擬外,鋼箱梁採用全梁段板殼單元進行模擬, 且在箱梁節段兩端設定橫橋向與豎橋向約束,中間底板下在實際支座範圍內設定橫橋向與豎向約束, 在節段箱梁一端的形心位置施加順橋向約束。計算荷載包括箱梁自重、橋面鋪裝和車道荷載,不考慮斜拉橋整體受力中主梁的軸力、剪力和彎矩的影響 。
經計算,得到第二體系橋面頂板上的正應力, 如第二基本結構體系在荷載作用下,頂板的正應力在中間截面普遍較大 , 最大為20 M Pa , 為拉應力 ;橫隔板對頂板正應力的縱向分布影響不明顯;在橫隔板與縱隔板或腹板的相交處頂板正應力會增大。正應力在橫向的分布不均勻也比較明顯, 在任意一截面處,腹板處及縱隔板處頂板的正應力比遠離腹板和縱隔板的頂板上的正應力要大。
頂板與腹板交接處的正應力達到16 MPa ,在與縱隔板相交的地方正應力為20 M Pa ,而在遠離腹板與縱隔板處,正應力最小為9 M Pa 左右,說明頂板中間截面正應力沿橫橋向的分布不均勻比較明顯。
第三基本體系
作為第三基本結構體系的橋面頂板被視為彈性體支撐在縱肋和橫隔板上的各向同性連續板,直接承受車輪局部荷載。
計算模型縱向取兩橫隔板之間為2. 6 m ,橫橋向取3 個縱向加勁肋,寬度為1.8 m 。頂板支撐在縱向加勁肋上,縱向加勁肋在其兩端簡支。計算荷載有恆載和活載, 恆載包括箱梁自重和橋面鋪裝,活載為車輛荷載。根據模型尺寸,橫橋向能布置一列車輪,縱橋向也僅能布置一列車輪,以0. 6 m×0. 2 m的車輪作用面積用面力施加於橋面板上。車輛荷載分兩種工況:一種是對稱作用於縱向加勁肋上, 另一種是作用於兩個加勁肋之間。
車輪荷載在頂板上橫向布置對頂板縱橋向應力的最大值影響較小。當對稱布置,最大壓應力值為30. 5 M Pa;當布置在兩加勁肋之間時,最大壓應力值為30. 1 M Pa。兩種布置形式下頂板上的正應力沿橫橋向分布情況如圖9 所示
體系應力疊加
在使用3 個基本體系來分析正交異性橋面板的受力情況時, 要對3個體系計算的結果進行疊加。本文所分析的扁平鋼箱梁的寬度較大, 對於頂板來說, 橫向應力較大, 頂板處於複雜的雙向受力狀態。由於車輪下的頂板應力比其他部位大, 有必要將其適當疊加在組合應力中。但是正交異性板的頂板膜效應作用明顯,同時頂板的雙向壓應力較大, 對頂板的膜效應發展約束作用明顯,此時疊加原理不再適用。因此,對3個體系的結果進行疊加時, 一定要考慮疊加的適用範圍。一般而言, 在應力不超過材料的屈服極限時疊加可以進行。
結語
(1)通過採用傳統的正交異性板計算方法, 將結構劃分成3 個基本受力體系,分別對青島海灣大橋紅島航道橋鋼箱梁斜拉橋鋼橋面板在各個基本體系中的正應力進行了分析:第一基本體系下橋面板的最大壓應力為66. 4 M Pa ;第二基本體系下橋面板的最大拉應力為20 M Pa ,最小拉應力為9. 2 MPa ;第三基本體系下橋面板最大壓應力為30. 5 MPa ,將應力結果進行疊加後可知橋面板的最大壓應力達到了 87. 7 MPa 。
(2)3個基本受力體系中,第一基本體系主要解決的問題是正交異性板的有效分布寬度問題,即剪力滯問題,求解出剪力滯係數後,即可按照一般梁橋的內力計算方法對橋面板的內力進行計算;對於第二基本體系,當荷載相當於設計荷載的情況下, 彎曲對應力的影響可忽略不計,根據一次理論按純彎構件處理;對於第三基本結構體系, 頂板直接承受輪重,當輪重增大時,彎曲應力進入薄膜應力狀態, 頂板的承載能力比按一次彎曲理論求出的計算值大,因此鋼橋面板的計算中第三體系應力也可以不計入。
(3)應力疊加法是計算鋼橋面板的一種近似的計算方法,將各個體系計算得出的應力疊加後結果一般偏於保守,但其精度可以滿足設計要求。
振動
情況介紹
當車輛通過橋樑時, 橋樑將發生振動, 並向周邊稱為低頻噪聲。對於工作或生活在橋樑周邊的人,如果長期暴露於這種低頻噪聲中, 可能會產生頭痛、耳鳴、失眠、腹部壓迫等生理和心理反應, 嚴重影響身體健康,這已經成為當今城市的一種環境污染。因此有必要對橋樑低頻噪聲進行分析, 並設法降低這種噪聲。
橋樑低頻噪聲本質上是一種結構噪聲, 因此首先要分析車輛造成的橋樑振動。考慮到車輛與橋樑振動的耦合效應, 需要建立車輛與橋樑相互作用的動力系統, 在這個系統中,車輛往往是由車體、輪軸、輪胎和懸掛系統組成的理論模型, 橋樑結構採用有限元模型,車輛通過橋樑的過程採用直接積分法或振型疊加法來模擬。結構振動輻射的噪聲可以用聲能或者聲壓來衡量。聲能代表結構振動輻射的能量,而聲壓則反映了人在空間某點對於噪聲的感受。結構噪聲計算可以採用基於聲學理論的簡化方法,也可以採用邊界元或有限元數值方法, 其在橋樑交通振動輻射低頻噪聲領域的套用尚在發展中。
以往的研究曾經利用梁格模型來計算橋樑在車輛作用下的振動, 並由梁格點的振動來計算橋樑聲輻射。這種方法計算量小,但存在2個缺點:
1)梁格模型在反映橋樑結構的力學特性, 特別是振動特性上誤差較大;
2)梁格模型得到的是梁格端點的振動位移,而聲輻射是由橋面板發出的, 因此梁格端點振動位移與橋面板聲輻射計算存在銜接問題, 由端點位移近似反映橋面板振動會帶來一定的誤差。
在前期研究的基礎上, 提出了一種基於橋面板振動的橋樑低頻噪聲預測方法,由橋面板的振動, 利用簡化的結構聲輻射理論模型來計算橋樑輻射的聲能和周邊某點的聲壓;與聲壓計算相一致, 在橋樑振動計算中, 建立包含橋面板的精細化板殼橋樑模型,並考慮其與車輛的耦合作用。通過某鋼樑橋輻射低頻噪聲的實例分析, 驗證了該方法的有效性。最後,利用文中提出的方法, 探討了降低橋樑低頻噪聲的途徑。
實例分析
以因低頻噪聲遭到居民投訴的日本某簡支鋼箱梁橋為例,利用上述計算方法分析其結構振動與低頻噪聲輻射,並探討降低低頻噪聲的途徑。該橋的平、立面圖和現場實測的照片。為了探討計算方法對噪聲預測的影響, 分別建立板殼有限元模型和梁格有限元模型,其中板殼模型的箱梁、U 形肋、橫縱梁、加勁肋等都嚴格按照實際結構建模, 共包含12 155個4節點Mindlin 平板殼元和10 248 個節點;梁格模型按照梁格法建立,包含758個2節點梁單元和399個節點,梁單元的橫截面面積、彎曲和扭轉慣性矩計入橋面板的影響。
2.1 橋樑振動分析
結構振動分析是噪聲計算的基礎, 因此本節先分析了橋樑振動的模態,然後計算車輛荷載作用下橋樑結構的振動回響。計算模型分別採用板殼和梁格兩種模型,以探討計算模型的影響。
2.1.1 振動模態分析橋樑的自振特性反應結構的剛度指標,是動力回響分析的重要依據。分別采
用板殼和梁格模型進行振動模態分析,前幾階自振頻率和振型。結果表明:
1)板殼模型得到的自振頻率比梁格模型更接近實測值, 特別是扭轉振動頻率(例如第2階自振頻率)方面;
2)梁格模型雖然也可以反映高階振型, 但是自振頻率、模態與板殼模型差別較大, 例如第5、6階自振頻率差別在2 H z 以上,模態也不相同,這說明梁格模型在計算高階頻率的振動時誤差較大。
2.1.2 車輛荷載作用下的結構振動回響所示車輛通過橋樑時的結構振動回響,整個過程用第2 節提出的計算方法來模擬,行車方向為反向行車道,車速約為40 km/h。
2.2 橋樑振動輻射低頻噪聲分析
基於振動分析得到橋面板振動速度, 對於板殼模型, 可以直接利用第1節低頻噪聲的計算方法, 得到橋面板振動引起的聲功率,以及橋樑附近某點的聲壓;對於梁格模型,則以梁格節點的振動速度代表該節點周圍橋面板的振動速度, 然後也可利用第1節的方法計算橋樑的聲輻射。
與實測情況相同, 車輛行駛方向分別為正向和反向行車道,車速約為30 km/h,聲壓測點為的點L 。計算時採用的車輛和橋樑模型與 2.1.2 節相同, 由於橋面剛剛經過整治 。
由板殼模型計算得到的頻帶聲壓曲線無論是在形態上, 還是在數值上都比梁格模型更接近實測曲線(特別是8 H z以上的較高頻率聲壓部分), 誤差分散程度也小, 因此更適合用來估算橋樑結構低頻噪聲。
分析誤差產生的主要原因,
1)車輛、橋樑、路面粗糙度的計算模型與實際存在差異;
2)嚴格來說, 車輛通過橋樑是一個非平穩的隨機過程,利用FFT方法計算橋樑振動速度的頻譜會造成誤差;
3)實測聲壓包含了部分汽車和輪胎噪聲, 雖然這些噪聲在低頻噪聲段要小於橋樑結構噪聲,但是仍有一定影響。
橋面板振動引起的聲功率參見圖14 。對正向車道行車情況,當頻率在70 H z以下時,板殼模型計算得到的橋面板聲功率與梁格模型結果接近, 70 H z以上時,板殼模型的計算結果要大於梁格模型的結果。對反向車道行車情況,20 Hz以上時,板殼模型計算得到的聲功率普遍大於梁格模型結果,因此對於橋面板輻射聲功率的計算也有必要採用板殼模型。
2.3 降低橋樑低頻噪聲的方法
以橋面粗糙度和橋頭橫樑剛度為例, 對降低橋樑低頻噪聲的方法進行算例分析, 橋樑計算模型採用板殼模型,行車方向為正向車道 ,車速 30 km/h 。
2.3.1 橋面粗糙度的影響 分別採用圖5 中 A 、B 、C 3 種路面不平整度曲線, 其中 A 、B 曲線都優於ISO 國際標準中的極好路面, B 、C 曲線的功率譜函式分別是 A 曲線的 20 、100 倍。比較路面B 、C 得到的聲壓級曲線,說明當路面粗糙度由ISO 曲線中的次極好級別提高到極好級別時,橋樑輻射的低頻噪聲在2 ～60 Hz 範圍內都有較大降低,平均降幅4.4 dB。比較路面A、B得到的聲壓級曲線,說明當路面都為極好路面時,降低路面粗糙度僅能降低頻率在6 Hz 以下的低頻噪聲,平均降幅約4.4 dB 。
以上比較說明,降低橋面粗糙度可以降低橋樑低頻噪聲;在將橋面從ISO標準中較粗糙路面提高到極好路面時降噪效果明顯,進一步降低粗糙度的效果則只能降低較低頻率的噪聲。
2.3.2 橋頭橫樑剛度的影響提高橋頭橫樑的剛度可以降低車輛進、出橋時的衝擊效應,是一種比較方便的加固方法。,下翼緣厚28 mm ,腹板厚16 mm ,上翼緣厚12 m m ;該截面可用填充混凝土的方法予以加強, 加強後的橫截面)。對橋樑兩端的橫樑都予以加強後, 計算車輛過橋時測點L的頻帶聲壓 。
結果表明, 加強橋頭橫樑可以降低橋樑低頻噪聲,其效果在較高頻率範圍內更加明顯, 本例中2～32 H z 的聲壓平均降低1.5 dB ,32 ～80 H z 的聲壓平均降低4.5 dB 。作為一種簡便的局部加固方法,橋頭橫樑填充混凝土能獲得較好的降噪效果。
結論
利用車橋耦合振動分析得到橋面板振動回響,根據結構噪聲的理論, 提出了一種基於橋面板振動的橋樑低頻噪聲簡化分析方法, 並由此探討了降低橋樑低頻噪聲的途徑,主要結論如下:
1)板殼模型準確模擬了橋面板的力學特性,相對於梁格模型可以得到更加準確的橋樑交通振動回響,特別是扭轉和高頻的結構振動, 因此可以為結構噪聲的準確計算打下基礎。
2)與實測結果的對比表明,基於橋面板振動的預測方法得到的低頻噪聲精度比基於梁格振動的方法有了較大提高。
3)降低橋面粗糙度可以降低橋樑低頻噪聲,其效果與橋面的初始情況有關。在將橋面從ISO 標準中次極好路面提高到極好路面時降噪效果明顯, 進一步降低粗糙度則只能降低較低頻率的噪聲。
4)加強橋頭橫樑可以降低車輛對橋樑的衝擊效應, 有效減低橋樑低頻噪聲, 其作用在較高頻率範圍內更加明顯。
