地震作用下高速鐵路FPS隔震橋梁無(wú)砟軌道力學(xué)特性參數(shù)研究

黃宇辰，王軍文，王少君

(1.石家莊鐵道大學(xué)道路與鐵道工程安全保障省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，石家莊　050043；2.石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院，石家莊　050043；3.石家莊鐵道大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，石家莊　050043)

?

地震作用下高速鐵路FPS隔震橋梁無(wú)砟軌道力學(xué)特性參數(shù)研究

黃宇辰1，2，王軍文1，2，王少君3

(1.石家莊鐵道大學(xué)道路與鐵道工程安全保障省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，石家莊050043；2.石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院，石家莊050043；3.石家莊鐵道大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，石家莊050043)

摘要：為了準(zhǔn)確分析地震作用下高速鐵路FPS隔震橋梁無(wú)砟軌道的縱向力學(xué)特性，以一典型5跨FPS隔震簡(jiǎn)支梁橋?yàn)閷?duì)象，建立基于CRTS Ⅱ型板式無(wú)砟軌道的線橋一體化模型；應(yīng)用非線性時(shí)程方法分析無(wú)砟軌道的縱向力學(xué)特性并進(jìn)行參數(shù)研究。研究結(jié)果表明：地震作用下，梁端的軌道縱向力要大于梁中間位置；滑動(dòng)層與剪力齒槽的設(shè)計(jì)能減小底座板與梁面的縱向相互作用，且道床板縱連能分散從梁面?zhèn)鱽?lái)的縱向力，使CA砂漿及扣件的縱向力降低；FPS摩擦系數(shù)、支座半徑、滑動(dòng)層摩擦系數(shù)、剪力齒槽剛度對(duì)軌道縱向力有較大影響，在高速鐵路FPS隔震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)綜合考慮各參數(shù)對(duì)Ⅱ型板縱向地震受力的影響，在保證正常運(yùn)營(yíng)的同時(shí)，減?、蛐桶蹇v向地震受力，防止軌道發(fā)生縱向破壞。

關(guān)鍵詞：高速鐵路；地震反應(yīng)； CRTS Ⅱ型板式無(wú)砟軌道；FPS；力學(xué)特性；

無(wú)砟軌道在國(guó)內(nèi)外已經(jīng)得到了廣泛的應(yīng)用，其具有穩(wěn)定性強(qiáng)、耐久性好、維修量少的優(yōu)點(diǎn)，為高速鐵路運(yùn)營(yíng)取得了良好的技術(shù)和經(jīng)濟(jì)效益。隨著高速鐵路覆蓋的區(qū)域越來(lái)越廣，高速鐵路橋梁將不可避免地穿過(guò)地震活動(dòng)較強(qiáng)的區(qū)域，減隔震技術(shù)可以降低結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，減小結(jié)構(gòu)的震后損傷，為此，現(xiàn)行鐵路橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范推薦在高烈度地震區(qū)有條件時(shí)采用減隔震設(shè)計(jì)。FPS(Friction Pendulum System)是一種新型減隔震支座，擁有優(yōu)越的隔震特性和出色的自復(fù)位能力，已經(jīng)在滬昆客運(yùn)專線長(zhǎng)沙至昆明段山嶺坡大橋等工程上得到應(yīng)用。因此，深入研究地震作用下高速鐵路FPS隔震橋梁上無(wú)砟軌道的力學(xué)特性，對(duì)提高無(wú)砟軌道的抗震性能，保障震后高速鐵路的正常運(yùn)營(yíng)具有重要意義。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)無(wú)砟軌道的制動(dòng)力、伸縮力、撓曲力等力學(xué)特性進(jìn)行了深入的研究，其中，Yen S T[1]利用Abaqus研究了板式無(wú)砟軌道在列車荷載下的空間受力特性，分析了各參數(shù)的影響；徐慶元[2]研究了制動(dòng)力、溫度荷載、斷軌等工況下博格縱連板式無(wú)砟軌道的縱向受力特性，并與單元板進(jìn)行了對(duì)比，研究發(fā)現(xiàn)縱連板在制動(dòng)力和伸縮力作用下的力學(xué)特性十分優(yōu)良；但針對(duì)地震作用下無(wú)砟軌道力學(xué)特性的研究還很少，王冠通[3]利用ANSYS對(duì)橋上無(wú)砟軌道進(jìn)行模擬，研究了地震作用下CRTS Ⅰ型板和Ⅱ型板的力學(xué)特性，但其模型對(duì)軌道板層間連接的模擬不夠精確，且針對(duì)的是非隔震橋梁；FPS減隔震技術(shù)會(huì)增大橋梁結(jié)構(gòu)的支座和梁體位移，這必然會(huì)對(duì)橋梁上的無(wú)砟軌道產(chǎn)生較大的不利影響，無(wú)砟軌道的受力特性會(huì)與非隔震橋梁有很大不同。特別是現(xiàn)今應(yīng)用廣泛的CRTS Ⅱ型板式無(wú)砟軌道(以下簡(jiǎn)稱 “Ⅱ型板”)，其道床板縱向連接為整體，板與橋面之間采用“兩布一膜”和“剪力齒槽”的設(shè)計(jì)；這種設(shè)計(jì)改變了軌道與梁面相互作用機(jī)理，地震作用下軌道的力學(xué)特性也會(huì)更加復(fù)雜，因此，開(kāi)展地震作用下高速鐵路FPS隔震橋梁的Ⅱ型板力學(xué)特性研究非常必要。

以高速鐵路FPS隔震簡(jiǎn)支梁橋?yàn)閷?duì)象，利用OpenSees地震仿真模擬平臺(tái)，建立線路-橋梁一體化模型，對(duì)采用Ⅱ型板的高速鐵路FPS隔震簡(jiǎn)支梁進(jìn)行彈塑性地震反應(yīng)分析，分析地震作用下FPS隔震橋梁的Ⅱ型板縱向力學(xué)特性并進(jìn)行參數(shù)研究，為高速鐵路橋梁減隔震的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1計(jì)算模型

1.1　FPS計(jì)算模型及參數(shù)

FPS采用考慮修正庫(kù)倫摩擦系數(shù)的雙向耦合模型，支座的受力

(1)

式中，di、Ri、μi分別為支座在橋梁i軸(i=1：縱軸，i=2：橫軸)方向的相對(duì)位移、曲率半徑、修正庫(kù)倫摩擦系數(shù)；W為支座所受豎向力；z1、z2是反映支座運(yùn)動(dòng)狀態(tài)、摩擦力方向和雙向耦合作用的內(nèi)部滯回分量，與支座屈服剛度K1=μW/Y有關(guān)，其中，Y表示在將要滑動(dòng)前支座產(chǎn)生的彈性剪切變形，一般取0.5 mm；各支座參數(shù)意義與計(jì)算方法見(jiàn)文獻(xiàn)[4，5]，本文支座初始參數(shù)計(jì)算取值如表1所示。

表1　FPS初始參數(shù)

1.2?、蛐桶逵?jì)算模型及參數(shù)

Ⅱ型板主要由鋼軌、扣件、軌道板、CA砂漿層、底座板、側(cè)向擋塊、滑動(dòng)層等組成，軌道板和底座板跨越梁縫縱連，梁端軌道板和底座板之間設(shè)置剪切鋼筋，梁端橋面上設(shè)置高強(qiáng)擠塑板，每跨梁固定支座上方設(shè)置剪力齒槽，路基過(guò)渡段設(shè)置摩擦板傳力體系和端刺錨固體系；計(jì)算模型如圖1所示。

圖1?、蛐桶逵?jì)算模型

鋼軌、軌道板和底座板的材料和截面特性等均按實(shí)際取值。

扣件采用WJ-8C小阻力扣件，每組扣件豎向剛度取為60 MN/m；橫向剛度取30 MN/m[6]；扣件縱向阻力在無(wú)載時(shí)取13 kN/m/軌[7]，塑性非線性臨界點(diǎn)為0.5 mm。

根據(jù)博格公司的試驗(yàn)數(shù)據(jù)可得單位長(zhǎng)度CA砂漿層縱、橫向剛度為128 MN/m，塑性非線性臨界點(diǎn)為0.5 mm；豎向抗壓剛度取2×106MN/m；考慮到現(xiàn)場(chǎng)施工質(zhì)量難以保證，CA砂漿與混凝土粘結(jié)面極限抗拉強(qiáng)度為0.1 MPa，經(jīng)計(jì)算得豎向抗拉剛度為5.93×105MN/m，彈性非線性臨界點(diǎn)為4.3×10-7m。

側(cè)向擋塊為全D型擋塊布置，橋梁加路基過(guò)渡段每8 m布置1對(duì)；單個(gè)擋塊在橫向限制道床板的橫向位移，視為剛性連接；豎向抗拉剛度為620 MN/m。

滑動(dòng)層由兩布一膜組成，滑動(dòng)層不能承受拉力，根據(jù)試驗(yàn)[8]，單位長(zhǎng)度的豎向抗壓剛度取1.5×103MN/m；其縱、橫向阻力為摩擦阻力，摩擦系數(shù)μm取0.2，摩擦屈服變形為0.5 mm。

剪力齒槽設(shè)14根φ28 mm的HRB335剪力釘，剪力釘高度為120 mm，錨固板厚度為28 mm，考慮剪力釘滑移效應(yīng)，計(jì)算得單根剪力釘線性剪切剛度為67 MN/m，開(kāi)始滑移點(diǎn)為1.9 mm，滑移荷載為127 kN，極限滑移值為11.76 mm；剪力齒槽豎向剛度為2.296×104MN/m。

軌道板剪切鋼筋分別在梁縫兩側(cè)布置8根、端刺和路基過(guò)渡兩側(cè)布置32根φ28 mm的HRB500鋼筋，單根剪切鋼筋縱、橫向剛度為300 MN/m；豎向剛度為2×103MN/m。

高強(qiáng)擠塑板不能承受拉力；據(jù)規(guī)范可計(jì)算得1.45 m長(zhǎng)擠塑板最小豎向抗壓剛度為600 MN/m，本文取600 MN/m。

摩擦板以小端刺固結(jié)在路基上，板上設(shè)置兩層土工布，不能承受拉力，其豎向抗壓剛度取1×106MN/m；摩擦系數(shù)取0.7，摩擦屈服變形為0.5 mm。大端刺與底座板相連，固結(jié)在路基上，不考慮其變形。

1.3　基于OpenSees的有限元分析模型

選取某5跨高速鐵路FPS隔震規(guī)則簡(jiǎn)支梁橋，跨徑為32 m，主梁采用C55混凝土，梁體每端布置2個(gè)FPS支座，墩柱采用C40混凝土，橋墩為圓端形重力式墩，墩高15 m，墩底與地面固結(jié)；為消除邊界效應(yīng)，橋兩端各伸出100 m路基過(guò)渡段并考慮軌道鎖定點(diǎn)[6]，鋪設(shè)Ⅱ型板式無(wú)砟軌道。圖2為有限元計(jì)算模型，其中鋼軌、道床板、主梁、橋墩均用彈性梁柱單元(elasticBeamColumn)模擬；滑動(dòng)層用三維摩擦接觸單元(zeroLengthContact3D)模擬；剪力齒槽采用零長(zhǎng)連接

單元(zeroLength)模擬，用多重非線性的滯回材料(Hysteretic)考慮剪力釘滑移效應(yīng)，并用控制生死的材料(MinMax)考慮剪力釘?shù)募魯啵粩D塑板、剪切鋼筋、CA砂漿、扣件均用零長(zhǎng)連接單元模擬；摩擦板和端刺固結(jié)在路基上，不考慮鄰梁間碰撞效應(yīng)；FPS支座與主梁、橋墩采用剛臂連接，假設(shè)在地震作用下FPS限位板剪斷，且梁體位移在支座設(shè)計(jì)最大位移之內(nèi)。

圖2　簡(jiǎn)支梁有限元模型

2地震波的輸入

從PEER地震數(shù)據(jù)庫(kù)選取7條地震波(表2)，沿結(jié)構(gòu)縱向輸入并將各波加速度峰值按地震烈度9度區(qū)統(tǒng)一調(diào)整為0.4g；取結(jié)構(gòu)在7條地震波作用下的縱向地震反應(yīng)均值。

表2　選取的地震波

3地震作用下Ⅱ型板的縱向力學(xué)特性參數(shù)研究

地震作用下，F(xiàn)PS摩擦系數(shù)、支座半徑、屈服剛度等參數(shù)是影響FPS隔震結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的主要因素。另外，滑動(dòng)層的摩擦系數(shù)與剪力齒槽剛度對(duì)梁面與底座板的相互作用有重要影響。采用已建立的有限元模型分析地震作用下Ⅱ型板的縱向力學(xué)特性，并探討上述因素對(duì)縱向力學(xué)特性的影響。

3.1　FPS摩擦系數(shù)的影響

FPS摩擦系數(shù)取決于FPS滑塊與滑面的材料，決定了FPS的摩擦力及摩擦耗能能力。由于支座采用修正庫(kù)倫摩擦系數(shù)，在地震作用下的滑塊高速運(yùn)動(dòng)的時(shí)間較長(zhǎng)，使得修正庫(kù)倫摩擦系數(shù)μ1趨于高值fmax的時(shí)間更長(zhǎng)。因此，本文以fmax為參數(shù)，研究FPS摩擦系數(shù)對(duì)Ⅱ型板縱向力學(xué)特性的影響；假設(shè)fmax分別取0.04、0.06、0.08、0.10、0.12，保持模型其他參數(shù)不變，分析中跨位置Ⅱ型板縱向地震反應(yīng)。當(dāng)fmax從0.04增加到0.12，7條地震波作用下結(jié)構(gòu)剪力齒槽處剪力釘均剪斷；圖3～圖6分別給出了中跨Ⅱ型板各坐標(biāo)最大滑動(dòng)層縱向力、最大CA砂漿縱向力、最大剪切鋼筋縱向力及最大扣件縱向力隨fmax的變化規(guī)律。圖中，坐標(biāo)X軸零點(diǎn)為中跨主梁左端位置，X軸以向右為正；坐標(biāo)Y軸為相應(yīng)X軸坐標(biāo)位置結(jié)構(gòu)0.45 m長(zhǎng)度縱向力。

圖3　fmax對(duì)最大滑動(dòng)層縱向力的影響

圖4　fmax對(duì)最大CA砂漿縱向力的影響

圖5　fmax對(duì)最大剪切鋼筋縱向力的影響

圖6　fmax對(duì)最大扣件縱向力的影響

由圖3～圖6可見(jiàn)，地震作用下，梁端最大滑動(dòng)層縱向力要遠(yuǎn)大于梁中間位置，梁端最大CA砂漿縱向力和最大扣件縱向力則小幅大于梁中間位置。這是由于剪力齒槽處剪力釘剪斷后，Ⅱ型板縱向受力主要來(lái)自底座板與梁面發(fā)生相對(duì)位移產(chǎn)生的滑動(dòng)層縱向摩擦力，而主梁梁端轉(zhuǎn)角增大了梁端滑動(dòng)層的豎向壓力，使得梁端滑動(dòng)層縱向摩擦力增大，并造成梁端CA砂漿縱向力、扣件縱向力增大；另外，最大滑動(dòng)層縱向力在主梁梁端最高達(dá)0.335 MN，而最大CA砂漿縱向力和最大扣件縱向力在主梁梁端最高只有0.016 2 MN和0.007 MN，這是由于Ⅱ型板CA砂漿梁端剪切鋼筋能承受大部分從滑動(dòng)層傳來(lái)的縱向力(圖5)，且縱連的底座板、軌道板能分散各層間傳遞來(lái)的縱向力，使CA砂漿和扣件的縱向力較小。

隨著fmax的增大，最大滑動(dòng)層縱向力在梁端逐漸增大，在梁中間位置則基本不變，最大CA砂漿縱向力及最大扣件縱向力在梁端和梁中間位置均變化不大，最大剪切鋼筋縱向力也無(wú)明顯變化。因此，F(xiàn)PS摩擦系數(shù)會(huì)改變Ⅱ型板滑動(dòng)層縱向力，但由于道床板的縱連特性，F(xiàn)PS摩擦系數(shù)對(duì)Ⅱ型板底座板以上結(jié)構(gòu)的縱向力影響很小。

3.2　FPS支座半徑的影響

FPS支座半徑R影響著滑塊的屈服后剛度，直接決定了支座的隔震周期。為研究FPS支座半徑對(duì)Ⅱ型板縱向力學(xué)特性的影響，假設(shè)R分別為1、2、3、4、5 m，保持模型其他參數(shù)不變，分析中跨位置Ⅱ型板縱向地震反應(yīng)。當(dāng)R從1 m增加到5 m，7條地震波作用下結(jié)構(gòu)剪力齒槽處剪力釘均剪斷；圖7～圖10分別給出了中跨Ⅱ型板各坐標(biāo)最大滑動(dòng)層縱向力、最大CA砂漿縱向力、最大剪切鋼筋縱向力及最大扣件縱向力隨R的變化規(guī)律。

圖7　R對(duì)最大滑動(dòng)層縱向力的影響

圖8　R對(duì)最大CA砂漿縱向力的影響

圖9　R對(duì)最大剪切鋼筋縱向力的影響

圖10　R對(duì)最大扣件縱向力的影響

由圖7～圖10可見(jiàn)，隨著支座半徑R增大，最大滑動(dòng)層縱向力在梁端逐漸減小，在梁中間位置則基本不變，最大CA砂漿縱向力及最大扣件縱向力在梁端和梁中間位置均變化不大，最大剪切鋼筋縱向力也無(wú)明顯變化。因此，F(xiàn)PS支座半徑會(huì)改變Ⅱ型板滑動(dòng)層縱向力，但對(duì)Ⅱ型板底座板以上結(jié)構(gòu)縱向力影響很小。

3.3　FPS屈服剛度的影響

FPS屈服剛度K1與滑塊靜摩擦系數(shù)、屈服變形和支座上部結(jié)構(gòu)重量有關(guān)，影響FPS支座的隔震性能。為研究FPS屈服剛度K1對(duì)Ⅱ型板縱向力學(xué)特性的影響，假設(shè)屈服剛度K1分別為172、344、517、689、861 MN/m，保持模型其他參數(shù)不變，分析中跨位置Ⅱ型板縱向地震反應(yīng)。當(dāng)K1從172 MN/m增加到861 MN/m，7條地震波作用下結(jié)構(gòu)剪力齒槽處剪力釘均剪斷；圖11～圖14分別給出了中跨Ⅱ型板各坐標(biāo)最大滑動(dòng)層縱向力、最大CA砂漿縱向力、最大剪切鋼筋縱向力及最大扣件縱向力隨K1的變化規(guī)律。

圖11　K1對(duì)最大滑動(dòng)層縱向力的影響

圖12　K1對(duì)最大CA砂漿縱向力的影響

圖13　K1對(duì)最大剪切鋼筋縱向力的影響

圖14　K1對(duì)最大扣件縱向力的影響

由圖11～圖14可見(jiàn)，隨著屈服剛度K1增大，最大滑動(dòng)層縱向力、最大CA砂漿縱向力及最大扣件縱向力在梁端和梁中間位置均變化不大，最大剪切鋼筋縱向力也無(wú)明顯變化。因此，屈服剛度對(duì)Ⅱ型板縱向力基本沒(méi)有影響。

3.4　滑動(dòng)層摩擦系數(shù)的影響

滑動(dòng)層摩擦系數(shù)μm決定底座板與梁面之間的縱向阻力，其易受到環(huán)境、使用時(shí)間等因素的影響，進(jìn)而改變Ⅱ型板的縱向受力。為研究滑動(dòng)層摩擦系數(shù)對(duì)Ⅱ型板縱向力學(xué)特性的影響，假設(shè)μm分別為0.1、0.2、0.3、0.4、0.5，保持模型其他參數(shù)不變，分析中跨位置Ⅱ型板縱向地震反應(yīng)。當(dāng)μm從0.1增加到0.5，7條地震波作用下結(jié)構(gòu)剪力齒槽處剪力釘均剪斷；圖15～圖18分別給出了中跨Ⅱ型板各坐標(biāo)最大滑動(dòng)層縱向力、最大CA砂漿縱向力、最大剪切鋼筋縱向力及最大扣件縱向力隨滑動(dòng)層摩擦系數(shù)的變化規(guī)律。

圖15　μm對(duì)最大滑動(dòng)層縱向力的影響

圖16　μm對(duì)最大CA砂漿縱向力的影響

圖17　μm對(duì)最大剪切鋼筋縱向力的影響

圖18　μm對(duì)最大扣件縱向力的影響

由圖15～圖18可見(jiàn)，隨著滑動(dòng)層摩擦系數(shù)μm增大，最大滑動(dòng)層縱向力、最大CA砂漿縱向力及最大扣件縱向力在梁端和梁中間位置均不同程度的增大，最大剪切鋼筋縱向力也有一定增大，其中，梁端最大滑動(dòng)層縱向力的增大幅度要遠(yuǎn)大于梁中間位置。因此，滑動(dòng)層摩擦系數(shù)對(duì)Ⅱ型板的縱向力有較大影響。

3.5　剪力齒槽剛度的影響

剪力齒槽在線路正常運(yùn)營(yíng)時(shí)將無(wú)砟軌道所受縱向力傳遞給橋梁，在梁面與底座板產(chǎn)生較大相對(duì)位移時(shí)則會(huì)剪斷，降低梁面與底座板之間的相互作用。為研究剪力齒槽剛度對(duì)Ⅱ型板縱向力學(xué)特性的影響，假設(shè)剪力齒槽剪力釘根數(shù)分別為10根、14根、18根、22根、26根，保持模型其他參數(shù)不變，分析中跨位置Ⅱ型板縱向地震反應(yīng)均值。當(dāng)剪力釘從10根增加到18根，7條地震波作用下結(jié)構(gòu)剪力齒槽處剪力釘全部剪斷，當(dāng)剪力釘為22根、26根時(shí)，則分別有7號(hào)、4號(hào)和7號(hào)地震波作用下剪力釘沒(méi)有剪斷。圖19～圖22分別給出了中跨Ⅱ型板各坐標(biāo)最大滑動(dòng)層縱向力、最大CA砂漿縱向力、最大剪切鋼筋縱向力及最大扣件縱向力隨滑動(dòng)層摩擦系數(shù)的變化規(guī)律。

圖19　剪力釘對(duì)最大滑動(dòng)層縱向力的影響

圖20　剪力釘對(duì)最大CA砂漿縱向力的影響

圖21　剪力釘對(duì)最大剪切鋼筋縱向力的影響

圖22　剪力釘對(duì)最大扣件縱向力的影響

由圖19～圖22可見(jiàn)，隨著剪力釘根數(shù)增多，最大滑動(dòng)層縱向力在梁端逐漸降低，在梁中間位置則基本不變，降低幅度在剪力釘根數(shù)從10根增加到18根時(shí)較小，而后降低幅度增大；最大CA砂漿縱向力及最大扣件縱向力在梁端或梁中間位置均不同程度的增大，最大剪切鋼筋縱向力也有一定增大，增大幅度在剪力釘根數(shù)從10根增加到18根時(shí)較小，而后變大。因此，剪力齒槽剛度對(duì)Ⅱ型板的縱向力有較大影響，影響幅度隨剪力齒槽剛度的增大而增大；當(dāng)剪力釘根數(shù)過(guò)多造成地震作用下剪力釘不能剪斷時(shí)，會(huì)急劇增大Ⅱ型板縱向力。

4結(jié)語(yǔ)

本文建立了基于Ⅱ型板的線路-橋梁一體化模型，分析了地震作用下高速鐵路FPS隔震橋梁Ⅱ型板的縱向力學(xué)特性并進(jìn)行了參數(shù)研究，研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)地震作用下，Ⅱ型板的縱向力學(xué)特性優(yōu)良，滑動(dòng)層與剪力齒槽的設(shè)計(jì)能減小底座板與梁面的縱向相互作用，且道床板縱連能分散從梁面?zhèn)鱽?lái)的縱向力，使得CA砂漿和扣件的縱向力減??；梁端轉(zhuǎn)角會(huì)增大滑動(dòng)層在梁端處的縱向力，在隔震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)合理設(shè)計(jì)梁端擠塑板和CA砂漿梁端剪切鋼筋，防止地震作用下滑動(dòng)層的縱向破壞及CA砂漿因?yàn)榭v向力過(guò)大而發(fā)生的剪切破壞；并得出如下結(jié)論。

(1)隨著FPS摩擦系數(shù)增大，滑動(dòng)層在梁端的縱向力增大，底座板以上結(jié)構(gòu)的縱向力則基本不變。

(2)隨著FPS支座半徑增大，滑動(dòng)層在梁端的縱向力減小，底座板以上結(jié)構(gòu)的縱向力則基本不變。

(3)FPS屈服剛度對(duì)Ⅱ型板縱向力基本沒(méi)有影響。

(4)隨著滑動(dòng)層摩擦系數(shù)增大，Ⅱ型板各層結(jié)構(gòu)的縱向力均不同程度增大。

(5)隨著剪力齒槽剛度增大，最大滑動(dòng)層縱向力在梁端減小，底座板以上結(jié)構(gòu)的縱向力增大，當(dāng)剪力齒槽剛度過(guò)大造成地震作用下剪力釘不能剪斷時(shí)，其增大幅度會(huì)急劇上升。

(6)在高速鐵路FPS隔震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)綜合考慮各參數(shù)對(duì)Ⅱ型板縱向地震受力的影響，在保證正常運(yùn)營(yíng)的同時(shí)，減?、蛐桶蹇v向地震受力，防止軌道發(fā)生縱向破壞。

參考文獻(xiàn)：

[1]Yen S T， Lee Y H. Parameter identification and analysis of a slab track system using 3D ABAQUS program[J]. Journal of Transportation Engineering， 2007，133(5):288-297.

[2]徐慶元，張旭久.高速鐵路博格縱連板橋上無(wú)砟軌道縱向力學(xué)特性[J].中南大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，40(2)：526-533.

[3]王冠通.地震作用下橋上無(wú)砟軌道的力學(xué)特性[D].北京：北京交通大學(xué)，2011.

[4]焦馳宇，胡世德，管仲國(guó).FPS抗震支座分析模型的比較研究[J].振動(dòng)與沖擊，2007，26(10)：113-117.

[5]Gilberto Mosqueda， Andrew S， Whittaker， Gregory L， Fenves. Characterization and Modeling of friction pendulum bearings subjected to multiple component of excitatimfon[J]. J Struct Engng. ASCE， 2004，130(3):433-442.

[6]閆斌.高速鐵路中小跨度橋梁與軌道相互作用研究[D].長(zhǎng)沙：中南大學(xué)，2013.

[7]中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司. 鐵路無(wú)縫線路設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京：中國(guó)鐵道出版社，2014.

[8]吳斌，陳文榮，劉參，等.列車豎向荷載下CRTS Ⅱ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)受力特性試驗(yàn)研究[J].鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2014，11(3)：37-44.

[9]謝旭，王炎，陳列.軌道約束對(duì)鐵路減隔震橋梁地震響應(yīng)的影響[J].鐵道學(xué)報(bào)，2012，34(6)：75-83.

[10]夏修身，陳興沖.剪力鍵對(duì)隔震橋梁地震反應(yīng)的影響[J].地震工程與工程振動(dòng)，2012，32(6)：104-109.

[11]王軍文，沈賢，李建中. 地震作用下斜交簡(jiǎn)支梁橋旋轉(zhuǎn)機(jī)理及斜度影響研究[J].橋梁建設(shè)，2014，44(3)：32-38.

[12]Okelo R， Olabimtan A. Nonlinear rail-structure interaction analysis of an elevated skewed steel guideway[J]. Journal of Bridge Engineering， 2011，16(3):392-399.

歡迎訂閱2016年《鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)》雜志

訂刊電話：010-51830167

Parametric Study of Mechanical Performances of Ballastless Track on High-speed Railway Bridge Isolated with FPS during Earthquake

HUANG Yu-chen1，2， WANG Jun-wen1，2， WANG Shao-jun3

(1.Key Laboratory of Roads and Railway Engineering Safety Control of Ministry of Education， Shijiazhuang TieDao University，

Shijiazhuang 050043， China; 2.School of Civil Engineering， Shijiazhuang TieDao University， Shijiazhuang 050043， China;

3.School of Mechanical Engineering， Shijiazhuang TieDao University， Shijiazhuang 050043， China)

Abstract：To analyze accurately longitudinal dynamics performances of the ballastless track on high-speed railway bridge isolated with FPS during earthquake， an integrated model for CRTSⅡ slab ballastless track is established based on a typical simply supported girder bridge (SSGB); The model is used to analyze the longitudinal mechanical performances of ballastless track and investigate the influence of parameters with nonlinear time-history analysis method. The results show that the longitudinal forces of the track at the end of beam is greater than the track at the middle of the beam during earthquake; the design of sliding layer and shear alveolar may reduce the longitudinal interaction between beam and track， longitudinal connected track may disperse the longitudinal forces from the beam to reduce the longitudinal forces of CA mortar and fastenings; Such factors as frictional coefficient and radius of FPS， frictional coefficient of sliding layer， stiffness of shear alveolar impose great effect on longitudinal forces of track. In order to prevent damage of track， the effect of parameters should be comprehensively considered to minimize longitudinal forces of track while normal operation of high-speed railway is guaranteed.

Key words：High-speed railway; Seismic response; CRTSⅡ slab ballastless track; FPS; Mechanical characteristics

通訊作者：王軍文(1971—)，男，博士，教授，E-mail:wjunwen2901@163.com。

作者簡(jiǎn)介：黃宇辰(1992—)，男，碩士研究生，E-mail:jxlchyc920712@yeah.net。

基金項(xiàng)目：河北省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(E2015210038)

收稿日期：2015-05-29； 修回日期：2015-06-05

中圖分類號(hào)：U441+.7

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：ADOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.01.006

文章編號(hào)：1004-2954(2016)01-0027-07