冲击系数（精选4篇）
冲击系数 篇1
在我国现行桥梁设计规范[1]中, 采用冲击系数表征车辆对桥梁的冲击作用, 合理的冲击系数取值对于桥梁设计的安全性具有重要的意义, 广大学者[2,3,4]也针对不同类型的桥梁开展了大量的实测与理论分析工作。大量的实测与文献资料[5]表明, 对于大跨度桥梁特别是桥梁频率与车辆频率区间吻合的桥梁, 冲击系数可能大于规范取值。
文中针对某新建城市宽幅高架桥梁, 建立了其车桥耦合振动分析模型, 采用设计荷载对桥梁的冲击系数进行了验证, 并分析了不同因素对桥梁冲击系数的影响
1 工程背景
某新建城市高架桥为三跨连续钢箱梁桥, 跨度58m+89m+58m, 桥面宽度33m, 双向八车道, 整幅布置, 设计时速80km/h, 箱型截面为单箱六室封闭截面, 下部为H形双柱实体墩, 墩高约10m, 墩柱中心间距8.5m, 支座采用JQGZ万向球形支座。
2 车桥耦合振动模型的建立
2.1 桥梁模型
由于此类大悬臂、薄壁结构存在显著的剪力滞效应, 横截面内存在多种形状加劲肋, 为了较好的模拟薄壁结构的特点, 同时考虑顶板局部模态的影响, 该文采用ANSYS软件, 利用其单元库中不同类型的单元组合建立钢箱梁桥有限元模型, 对桥梁各部分采用如下方式模拟:
1) 上部主梁中顶板、底板、腹板、横隔板采用shell181单元模拟, 对于顶板的铺装层利用shell181单元的可分层特性定义不同的材料参数进行模拟, U、T、矩形加劲肋采用beam188单元模拟;
2) 下部结构中桥墩采用beam188自定义截面模拟, 忽略承台、桩、土, 墩底采用六向弹簧 (combine14) 约束, 弹簧刚度参考文献[6,7]进行取值, 忽略阻尼;
3) 纵向伸缩缝采用一维线弹簧combine14进行模拟, 弹簧刚度根据实测的纵向频率进行调整;
建立好的全桥有限元模型见图1, 对有限元模型进行模态分析, 分析得到的前十二阶模态与实测模态数据对比结果见表1。
由表1可得:
1) ANSYS模型分析得到的前7阶频率与实测频率误差均在5%以内, 误差较小, 说明该文建立的桥梁有限元模型具有较高的精度。
2) 桥梁频率低而密集, 扭转模态多而靠前, 且桥梁频率区间与常用车辆车体的竖向自振频率1~3Hz区间较重合。
3 宽幅箱型梁桥冲击系数求解与影响因素分析
由实测模态数据可得该桥梁的一阶自振频率为1.320 Hz, 根据《公路桥梁设计通用规范》 (JTG D60—2004) 可得该桥的冲击系数为0.05。
为了便于说明, 将一侧行车道从内到外的车道依次命名为L1、L2、L3、L4, 另一侧的车道从内到外依次命名为R1、R2、R3、R4。汽超-20车队以60km/m速度匀速通过R3车道, 计算中跨跨中各车道中心处的冲击系数见表2。
从表2可以得出:距离行车道R3最远的L4车道处桥梁的局部冲击系数最大, 然而此时桥梁的竖向最大位移是与偏载同侧的最外侧车道R4, 因此应取R4车道处作为冲击系数的控制点, 此种工况桥梁的冲击系数为0.036。
3.1 车辆行驶速度的影响
为了比较车辆行驶速度对中跨跨中截面冲击系数的影响, 采用汽超-20车队分别在R1、R2、R3、R4车道以40km/h、60km/h、80km/h、100km/h速度匀速通过, 计算跨中截面冲击系数见图2。
从图2可得:中跨跨中截面冲击系数与车辆行驶速度之间无明显对应关系, 当车辆在外侧R3、R4车道以80km/h速度通行时, 冲击系数出现峰值0.063, 超过规范限值0.05约26%。
3.2 偏载距离的影响
此类桥梁结构宽度较大, 支座间距较小, 为了研究车辆偏载距离对桥梁冲击系数的影响, 采用汽超-20车队以80km/h速度分别匀速通过R1、R2、R3、R4车道, 计算中跨跨中R4车道处的冲击系数见图3。
从图3可以得出:不同速度时, 偏载距离对桥梁冲击系数影响规律不同, 当速度等于80km/h时, 随着偏载距离的增大, 冲击系数逐渐增大, 当为其他速度时, 冲击系数相对变化较小。分析原因为:当速度为80km/h时, 车辆与桥梁的一阶扭转模态发生共振, 随着偏载距离的增大, 导致荷载对扭转模态的贡献越大, 竖向动位移的增幅也越大。而其他速度时, 偏载距离增大同时导致静力位移与动力位移的增大, 此时冲击系数的变化相对较小。
3.3 桥梁阻尼比的影响
进行大跨度轻柔结构的动力分析时, 合理的确定阻尼参数意义重大。该文计算时采用瑞雷阻尼, 根据模态测试数据采用随机子空间法识别得到的桥梁前十二自振频率在0.6%~3%内, 为了研究桥梁阻尼比对冲击系数的影响, 分析如下4种工况:汽超-20车队以80km/h速度匀速通过R4车道, 阻尼比分别取0.01、0.02、0.03、0.04、0.05, 计算结果见图4、图5。
从图5可得:随着阻尼比的逐渐增大, 桥梁中跨跨中R4车道处的冲击系数逐渐减小, 且变化逐渐趋于平缓。
4 结论
针对某钢箱梁高架桥梁的冲击系数进行了研究, 主要得出以下几点结论:
a.对于桥梁低阶自振频率与车辆自振频率区间重合的桥梁, 规范冲击系数取值可能偏小, 文中桥梁的冲击系数超过规范限值26%。
b.偏载距离和车辆行驶速度与冲击系数之间无明显对应关系, 这是因为冲击系数受车桥频率比、桥梁模态特征等复杂因素的共同影响。
c.路面不平度与桥梁阻尼比对冲击系数影响较大。随着路面等级的降低, 桥梁冲击系数显著增大。随着桥梁阻尼比的增大, 桥梁冲击系数逐渐减小, 但减幅逐渐减小。
参考文献
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冲击系数 篇2
动力荷载在桥梁结构上产生的动挠度, 一般较同样的静载作用产生的静挠度要大。动挠度与相应荷载作用下的静挠度的比值称为活荷载的冲击系数[1]。冲击系数是反映车辆荷载对桥梁结构动力影响的综合指标, 它的取值将直接影响桥梁结构的计算与评定。冲击系数的影响因素较多, 桥梁的结构形式、桥面平整度、车辆行驶速度及车辆的动力特性等都会对其量值大小产生影响, 这导致对于冲击作用还不能做出完全符合实际情况的理论分析。目前冲击系数是对大量的实测数据数值计算和统计分析的结果, 合理的数值计算方法对于冲击系数的正确取值具有重要作用。
《大跨径混凝土桥梁的试验方法》[2]中采用以下方法求取结构的动力系数:
δmax-动力系数;Smax-动力荷载引起检测部位的实测最大动力变形或力值 (最大波峰值) ;Smean-静力荷载引起同一检测部位的实测最大静力变形或力值。Smin-与Smax相应的最小值, 即同一周期的波谷值。
根据相关定义可以推出冲击系数[3]:
该计算方法简便、可操作性强, 对于常见的信号可以准确迅速求取冲击系数。但是在工程实践过程中经常遇到一些传统方法不太适用的实测信号, 见图1。不同的数据处理者选取左侧或右侧波谷值会求取出差异极大的冲击系数, 选取左侧波谷值求取冲击系数μL=0.24, 选取右侧波谷值求取冲击系数μR=0.09。
对于同一条实测时程曲线不同处理者求取冲击系数差值较大, 不利于对桥梁结构冲击作用合理客观的评价。因此, 有必要提出一种通用性更强的计算方法, 以提高实测动力响应冲击系数取值的合理性。
说明:Smin L表示左侧波谷值, Smin R表示右侧波谷值。
2 数值方法拟取静力时程曲线
对图1曲线进行分析, 我们可以得知偏差出现的主要原因在于静挠度曲线的求取不够准确。因此, 只要我们得出相对合理的静挠度数值, 就可以解决上述问题。
采取数值方法可以将一些数据离散点拟合成能够体现数据点变化规律的曲线, 动挠度时程曲线可以看做是静挠度曲线与冲击效应综合作用的结果。受传统方法取波峰与波谷均值作为该位置静挠度数据的启发, 我们可以将动挠度数据散点用相对合理的方法拟合成平滑曲线作为静挠度曲线。在求取冲击系数时我们一般选取实测时程曲线最大动力变形或力值 (最大波峰值) 及同一周期的波谷值, 因此在拟合曲线时可以主要关注的是时程曲线最大波峰值位置附近的一个或几个周期的数据散点, 这样不仅可有利于冲击系数计算的合理性, 而且可以大大减小计算量。
下面就探讨比较合理的数值拟合公式。以简支梁为例, 两端支座位置处位移数值为零, 将车辆荷载近似用集中力代替, 由结构力学[4]知跨中位置作用集中力P时位移的量值为。静挠度数值与跨径的三次方成正比关系, 因此, 可以采用三阶多项式拟取简支梁的静挠度时程曲线, 详见图2。
分析图中数据可见动挠度峰值附近几个周期及支座位置处拟合结果较好, 静挠度数据位于该位置波峰与波谷之间, 而支座与动挠度峰值中间位置的静挠度数据与动挠度时程曲线的偏离较大, 这与上述拟合过程中只采用最大峰值附近几个周期与支座位置处的数据散点数有关。若过多的提供偏离支座与动挠度峰值位置的数据散点, 虽然全程数据拟合结果较好但会使动挠度峰值位置处数据偏离较大, 同时也会增加计算量, 其结果适得其反。由拟合结果得到冲击系数μ=0.20, 介于μL=0.24与μR=0.09之间, 再次验证在这种情况下没有经验的处理者应用传统方法可能夸大或低估实际的冲击效应, 导致对冲击效应的评价不够客观合理。
3 结论
通过数值拟合分析说明本文提出数据散点拟合的计算方法较《大跨径混凝土桥梁的试验方法》[2]中的传统方法具有通用性强、评价客观的优点, 而且数据处理的计算量不大, 适于在工程实践中推广应用。
同时也应注意在散点数据拟合时采用的曲线类型不同会导致求取的冲击系数有一定的差异, 而找到完全满足动挠度时程曲线规律的拟合方程是相对困难的, 也会增加很多计算量。因此, 在满足工程精度的前提下, 选取简单易操作的拟合方法更具有实用价值。
参考文献
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[3]张宇峰, 朱晓文.桥梁工程试验检测技术手册[M].北京:人民交通出版社, 2009[3]张宇峰, 朱晓文.桥梁工程试验检测技术手册[M].北京:人民交通出版社, 2009
降低灌注桩冲击成孔扩孔系数 篇3
1. 工程概述
宁波市绕城高速公路东段是宁波市绕城高速公路的重要组成部分, 起自姜山北互通, 经云龙、五乡、好思房、临江、沙河, 止于颜家桥, 全长43.495公里, 连接甬台温复线, 同三高速公路、穿山疏港高速公路及舟山大陆连岛工程, 是杭州湾南岸高速公路网核心的重要组成部分。本标段是宁波绕城高速公路东段第7A标段, 位于宁波市小港镇下邵村, 包括通途路高架桥和好思房互通主线桥, 设计里程为K20+575.7~K22+090.1, 路线全长1.514km, 全线共有桩基566根。
2. 工程地质情况
参照工程地质勘察报告, 本标段属于低山丘陵地貌, 该段线路第四系覆盖层较厚, 地基土成因较为复杂, 底部基岩面起伏较大, 对工程影响较大。地层组成主要为杂填土、淤泥、淤泥质粘土、亚粘土、含卵石砾砂等。在成孔地层中, 砾砂为粒径大于2mm的颗粒质量占总质量25%~50%的砂土层, 该层除砾砂以外其它由砂、粘土及局部卵石夹层组成, 颗粒级配不合理, 孔隙较大, 易产生滑动构造, 桩机钻进该地层时在土压力和钻具及泥浆液压力的扰动下, 孔壁四周砂土大量渗流, 在该处形成较大的空洞, 造成扩孔严重。其它地层也较软, 含砂量高, 基本上处于饱和状态, 可塑性差, 施工时桩基孔径极易扩大。
(二) 桩基扩孔的控制措施
1. 钻头直径的控制
通过查阅钻孔灌注桩的相关资料, 在成孔过程中, 钻头直径与钻孔设计直径按不同性质地层匹配关系如表1所示。参照表1, 对于孔径1200m的灌注桩, 将本标段普遍使用的φ1190mm、φ1180mm两种钻头改换为φ1160钻头进行施工。
2. 钻机冲程的控制
在砾砂层或其它松软土层钻进时, 为了有效地控制扩孔, 冲击钻机应采用中低冲程 (h=1~2m) 的冲进方法。严格控制桩机在冲进过程中的冲程和冲进速度, 在未进入易塌孔地层时, 冲程一般控制在1.5m左右, 进入砾砂层后, 冲程控制在100cm左右, 要求轻锤慢打, 使孔壁圆滑坚固。
3. 泥浆的控制
针对本标段土层较厚, 自然造浆能力强的特点, 通过孔内填入粘土、调节输入水流量的大小来制备稠度较大的泥浆, 泥浆密度提高到1.20~1.40, 粘度为22~30Pa·s。经调制后泥浆稠度变大, 护壁能力大为增强。
4. 钻头摆动幅度的控制
在施工中为尽可能减小钻头晃动后与孔壁的碰撞, 进而扰动液化层, 解决的办法就是减少钻头与孔壁的接触和降低钻头晃动的幅度, 具体措施如下:
(1) 采购石块、宕渣, 将平台进行重新夯实、平整, 提高桩基工作平台的稳定可靠性, 控制摆角不超过1°, 最大限度减小桩基施工时因桩机摇摆而导致钻头触壁频繁的现象;
(2) 桩机底部用枕木加固垫平, 减缓桩机整体摆动幅度偏大的现象。
(三) 控制措施采用前后扩孔系数对比分析
在桩基的前期施工中, 于2009年3月20日至3月22日对现场桩基进行了详细的调研, 由于对宁波较差地质情况没有做好充分的准备, 现场施工的冲击钻机只采用了一般的钻进方法, 而未采取其它措施, 因此在桩基混凝土灌注时发现桩基的扩孔系数 (桩基实际混凝土灌注数量与理论数量的比值) 普遍偏大, 平均扩孔系数为1.31, 造成工程成本大大增加。具体调查统计如下见表2:
通过采用减小钻头直径、控制冲程及泥浆稠度等综合措施后, 本标段按照改进的方法进行施工, 于2009年6月10号至6月12号对同一墩台的桩基又进行了一次统计, 桩基扩孔系数大大降低, 平均扩孔系数降为1.11, 具体调查统计如下见表3:
将控制措施采用前后的桩基扩孔系数进行类比, 可得见图1:
对折线图进行分析可以看出, 采用以上控制措施后桩基平均扩孔系数由1.31降至1.11, 小于1.15, 而且同一个墩台的不同桩基由于地质情况差别不大, 因而更具代表性, 从而证明以上方法是行之有效的。
(四) 经济性分析
宁波地区地层软, 含砂量较高, 控制桩基的扩孔系数是施工中的难点, 再加上施工队伍多, 材料价格偏高, 市场竞争激烈, 因此, 降低桩基扩孔系数是减小成本、提高施工单位效益, 保证工程质量的有效措施。
针对本标段桩基施工的具体情况, 通过QC小组活动统计得出, 桩基的平均扩孔系数由之前的1.31降至1.11, 计算单桩砼灌注量为:
D——钻孔灌注桩的直径;
L——平均桩长。
1. 单位体积砼成本按砼配合比及市场砂、石、水泥、粉煤灰等价格为270元∕m3。
2. 单桩灌注方量:
本标段钻孔灌注桩总数为566根, 其中桩径为1.5 m的桩为12根, 其余桩径均为1.2 m, 取占绝大部分的桩径为1.2 m的灌注桩为例, 平均桩长为40.5 m, 则单桩砼理论灌注方量为:
3. 工程节省总费用:
C2——控制措施采用前的桩基平均扩孔系数;
C1——控制措施采用后的桩基平均扩孔系数;
n——桩径为1.2 m灌注桩的数量。
则K=458.×554×270×1 (.31-.111) =1370152.8元
由此看出, 通过采取有效措施控制桩基扩孔, 不仅保证了工程的施工质量, 同时也为施工企业节省了大笔费用, 有效地提高了企业的经济效益。
(五) 结束语
位于滨海淤积的宁波平原, 地基土成因较为复杂, 对工程建设影响较大。对于施工单位来说, 桩基施工的质量和生产成本的控制相当重要, 在保证桩基质量的前提下, 如何运用现场实际的方法来降低桩基的成本是每个施工单位追寻的目标。在宁波绕城高速公路东段第7A标的工程实践中, 采用一些看似不起眼的方法, 但达到了非常好的效果, 桩基的平均扩孔系数大大降低, 生产成本大大节约, 为将来的桩基施工打下了低成本高效的基础。
参考文献
[1]郭宏章.水下混凝土灌注曲线的特征及指导作用[J].西部探矿工程, 1992, (3) .
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冲击系数 篇4
波形钢腹板PC组合箱梁桥是用波形钢腹板取代混凝土腹板或平钢腹板的一种新型箱梁结构。自从20世纪80年代末期法国建造了世界上第一座波形钢腹板PC组合箱梁桥———Cognac桥, 此后世界上一些国家相继采用了该种箱梁结构。波形钢腹板PC组合箱梁桥相对于传统混凝土腹板箱梁桥有诸多优点:1) 波形钢腹板抗剪切刚度大, 解决了混凝土腹板开裂问题;2) 波形钢腹板轴向伸缩刚度几乎为零, 它对混凝土上、下顶底板徐变、收缩变形不起约束作用, 大大提高了预应力利用效率;3) 用波形钢腹板替代混凝土腹板, 减轻了桥梁上部结构重量, 从而减小了下部结构尺寸, 降低桥梁总造价等等一些优点。
但以往的研究多是针对其静力学展开的, 对该种桥型的动力学方面研究还是比较滞后的。本文是以实际工程背景泼和大桥为实例, 研究了车速、路面不平顺、桥梁阻尼对冲击系数值的影响;并在最后总结了各国规范得出的冲击系数值, 对数值解进行了对比分析。
2 动力分析模型的建立
2.1 工程背景简介
为了分析各种因素对波形钢腹板箱梁桥的影响。本文选择了泼和大桥为桥梁分析模型。泼和大桥是国内第一座波形钢腹板PC组合箱梁公路桥, 桥梁模型采用泼和大桥为冲击系数计算模型。全桥为4×30 m连续梁, 桥宽为13 m+2×1.5 m, 设计采用等高截面, 截面高1.6 m, 顶、底板厚0.15 m, 腹板厚0.008 m, 波形钢腹板斜交角为20°, 设计荷载为公路—Ⅰ级。
2.2 桥梁有限元模型
采用通用有限元软件ANSYS建立桥梁模型。顶、底板及腹板单元选为Shell63单元, 腹板与顶、底板连接采用接触单元Contal169, Targe175进行模拟。全桥共划分为97 019个单元, 86 958个节点。约束采用在跨中一端支座处约束节点X, Y, Z平动自由度, 其他支座处约束X, Y平动自由度。桥梁有限元模型图及波形钢腹板局部图见图1, 图2。
2.3 桥梁动力特性
采用子空间迭代法提取桥梁前十阶振型及相应频率, 限于篇幅, 只列出前四阶振型图, 桥梁前十阶频率如图3, 表1所示。
3 车桥耦合振动方程
车桥耦合振动分析采用将桥梁与车辆分为两个子系统, 分别建立各自振动方程, 通过桥梁与车轮接触点几何相容条件与力的平衡关系来进行耦合。论文计算采用模态综合技术, 即广义坐标离散的方法:首先求出桥梁自由振动的频率与振型, 利用振型的正交特性, 同时桥梁动力响应主要由若干个低阶模态控制, 所以大大减少计算工作量, 最后方程通过数值分析来进行求解。车辆与桥梁的运动方程分别表示为:
其中, Mb, v为桥梁、车辆的质量矩阵;Cb, v为桥梁、车辆的阻尼矩阵;Kb, v为桥梁、车辆的刚度矩阵;Fb, v为作用于桥梁、车辆的耦合作用力;Yb为桥梁位移;Uv为车辆位移。
车桥耦合系统振动中, 车辆振动对桥梁产生的惯性力为:
单个车轮i施加给桥梁的作用力表示为:
其中, Fvi为车轮振动对桥梁产生的惯性力;Zi为i车轮处竖向位移;ri为i车轮处路面不平顺;mig为i车轮分配到的重力;Δi为第i车轮相对于桥面的竖向位移。
利用Matlab数值计算软件采用Newmark-β逐步积分法求解车桥耦合动力方程。
4 车桥耦合振动响应影响因素分析
冲击系数实质上是考虑移动车辆、桥梁系统相互作用的强迫振动和车辆对桥梁的“冲击”作用等的一个综合性动力系数, 定义为如下公式:
其中, ydmax为梁最大动挠度;ysmax为梁最大静挠度。
本节车辆加载数量为单车, 桥梁加载方式为偏载及中载, 共分为两个工况, 具体加载工况如图4所示。影响车桥耦合振动的因素较多。先后分析了车速、桥面不平顺、桥梁阻尼对冲击系数的影响。
4.1 车速对冲击系数值的影响
车辆速度选为从低速到高速, 分别为10 m/s, 20 m/s, 30 m/s, 40 m/s, 50 m/s。桥梁阻尼比为0.02, 暂不考虑桥面不平度的影响, 采用matlab编制程序算出各片梁在各工况下的最大动挠度值, 限于篇幅, 为了分析各因素对冲击系数值的影响, 取桥梁各工况下的最大动挠度值进行分析, 桥梁最大动挠度为边梁第一跨跨中在偏载下动挠度值。具体动挠度见图5。
具体冲击系数值计算见表2。
动力放大系数随车速增大变化规律见图6。
从上述边梁各跨中动挠度图中可以看出, 车辆行驶速度对边梁各跨中动挠度值影响较明显, 随着车速的增加, 边梁各跨中动挠度值除个别车速外, 呈上升趋势。这一特点在动力放大系数图中也明显体现出来。并且车速越低, 动挠度曲线波动越明显, 相反, 随着车速的增加, 曲线的波动越加的平缓。这是因为车速越低, 车辆在桥梁上的行驶时间越长, 导致车桥耦合振动时桥梁的高频波动得以充分发展。当车速较快时, 桥梁的高频波动还没有来得及出现, 汽车就已经离开了桥梁, 从而动挠度曲线更加的光滑。
4.2 路面不平度对冲击系数值的影响
路面不平度具有很大的随机性, 目前研究路面平整度时, 一般均将其看作平稳的高斯过程, 采用路面功率谱对其进行描述。数值模拟路面不平度时主要有三角级数叠加法、快速傅里叶逆变换法、白噪声法等。因而, 即使采用同一路面等级, 不同方法得出的路面不平度也依然存在很大的随机性。车辆速度为30 m/s, 曲线选为边梁在偏载时的第一跨跨中动挠度曲线进行分析, 路面不平度分别为光滑路面, A, B, C级路面, 桥梁阻尼比为0.02。
从图7可以看出, 在相同车速下, 随着路面状况的下降, 各级路面动挠度曲线围绕着光滑路面动挠度曲线波动幅度越大。所以随着路面状况的下降, 桥梁冲击系数值变大。可以得出路面不平度是影响冲击系数的主要因素之一。各级路面冲击系数值见表3。
4.3 桥梁结构阻尼对冲击系数的影响
桥梁结构阻尼比选用为0.02, 0.05, 0.08, 车辆行驶速度为20 m/s, 不考虑路面不平度对动挠度的影响, 边梁在偏载下的各不同桥梁结构阻尼情况下的第一跨跨中动挠度如图8所示。
阻尼比对冲击系数的影响见表4。
从上述不同阻尼比所对应的桥梁动挠度图及冲击系数表中可以看出, 桥梁阻尼能在一定程度上影响桥梁的冲击系数值。图9局部放大图 (一) 反映出随着阻尼比的增大, 能有效的减小冲击系数值;并且从图10局部放大图 (二) 中可以看出, 曲线的波动幅度随着桥梁阻尼比的增大变得更加的平缓。
5 结语
通过本文研究, 可以得出以下结论:
1) 随着车速的提高, 波形钢腹板连续梁桥动挠度及冲击系数值有增大趋势。
2) 路面等级是影响车桥耦合振动的主要因素之一, 随着路面等级的降低, 桥梁冲击系数值显著提高。
3) 桥梁结构阻尼能在一定程度上减小桥梁动挠度值。随着桥梁阻尼比的增加, 桥梁跨中动挠度值减小, 并且, 曲线的波动幅度变得更加的平缓。
4) 尽管现行规范对冲击系数值的定义较老规范有明显提高, 以桥梁基频函数取代以跨径为函数的冲击系数值, 但本文得出冲击系数不仅和桥梁基频有关, 还与车速、路面不平顺等有关。这在设计中应当引起注意。
摘要：以实际工程背景泼和大桥为实例, 分析了车速、路面不平顺、桥梁结构阻尼对连续梁桥冲击系数值的影响, 分析结果表明, 随着车速的增加, 桥梁动挠度及冲击系数值有增大趋势;路面不平顺是影响车桥耦合振动值的主要因素之一, 随着路面状况的恶化, 桥梁动挠度值明显增大;桥梁结构阻尼能在一定程度上减小桥梁冲击系数值。
关键词：波形钢腹板,车桥耦合,振型,冲击系数
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