高速鐵路連續(xù)梁橋橫向地震碰撞效應(yīng)及擋塊間隙研究

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(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410075；2.上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司，上海，200092)

高速鐵路是國(guó)家經(jīng)濟(jì)大動(dòng)脈、重大公共基礎(chǔ)設(shè)施和生命線工程，而橋梁在高鐵線路中占有較大比例[1]，且越來(lái)越多的高速鐵路橋梁修建于地震區(qū)，如何提高高鐵橋梁的抗震性能是高速鐵路建設(shè)中亟待解決的問(wèn)題。為了避免橫橋向落梁等災(zāi)難性損壞，高鐵橋梁通常在梁底橫橋向設(shè)置型鋼擋塊等限位裝置。在強(qiáng)震作用下，橋梁上下部結(jié)構(gòu)由于動(dòng)力特性不同發(fā)生不同相振動(dòng)，若墩梁橫向相對(duì)位移超過(guò)擋塊-墊石間距，則會(huì)引起擋塊與墊石間的非線性橫向碰撞。碰撞不但可能會(huì)造成橋梁限位裝置自身?yè)p壞，而且會(huì)引起下部結(jié)構(gòu)內(nèi)力增大，增加橋墩延性變形能力需求。國(guó)內(nèi)外一些學(xué)者對(duì)地震作用下橋梁橫向碰撞效應(yīng)進(jìn)行了研究，如：MALEKI等[2]認(rèn)為在橫橋向地震反應(yīng)中，擋塊與梁體間的作用關(guān)系本質(zhì)上是非線性的，且擋塊與梁體間的初始間隙是對(duì)橫向碰撞效應(yīng)產(chǎn)生重要影響的因素；鄧育林等[3]提出最大碰撞力隨碰撞剛度和橋梁跨徑增大而增大，忽略碰撞過(guò)程中的能量損失會(huì)高估碰撞反應(yīng)。王軍文等[4]以1座非規(guī)則連續(xù)梁橋?yàn)槔?，探討了減輕橫向碰撞和限制相對(duì)位移的措施和方法；DIMITRAKOPOULOS等[5]建立了可用于研究分析斜橋地震碰撞反應(yīng)的新型非光滑剛體模型，指出分析計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮上部結(jié)構(gòu)偏心、墩柱線剛度及支座動(dòng)力特性和樁-土作用等的影響；徐略勤等[6]通過(guò)考慮上部梁體與擋塊間的橫向碰撞效應(yīng)，研究其對(duì)非規(guī)則梁橋橫向地震反應(yīng)的影響，并指出碰撞會(huì)使橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)加大，造成各墩受力重新趨于不均勻；石巖等[7]發(fā)現(xiàn)高鐵簡(jiǎn)支梁橋擋塊與墊石間的碰撞實(shí)際上是大偏心碰撞且可能引起橋墩破壞，在其間設(shè)置硬木墊塊可以降低碰撞力，提高高鐵橋梁橫向抗震性能；賈宏宇等[8]基于高墩鐵路橋梁研究了不同震級(jí)不同場(chǎng)地分布對(duì)橋梁碰撞間隙寬度需求的影響規(guī)律；吳剛等[9]研究指出擋塊力學(xué)性能退化對(duì)橫橋向地震響應(yīng)影響較大，在中小跨徑梁橋抗震分析中應(yīng)予以考慮?？梢?jiàn)，人們對(duì)已有橫向碰撞效應(yīng)的研究多集中于公路橋梁[2-6]，而對(duì)鐵路橋梁碰撞研究較少，且多忽略橋面系的影響[7-10]，而考慮軌道系統(tǒng)影響的研究也僅限于簡(jiǎn)支梁橋[11-12]，針對(duì)高速鐵路連續(xù)梁橋橫向碰撞效應(yīng)的研究較少。為此，本文作者以(2×32 m簡(jiǎn)支梁+(48+80+48)m連續(xù)梁+2×32 m簡(jiǎn)支梁)高速鐵路簡(jiǎn)支-連續(xù)組合橋梁為例，采用ANSYS有限元軟件建立軌道系統(tǒng)—梁體—橋墩一體化模型，分析軌道系統(tǒng)約束作用和橫向限位擋塊對(duì)橫向地震響應(yīng)的影響，并探討擋塊-墊石間距(加設(shè)橡膠緩沖裝置)對(duì)橋梁橫向地震碰撞效應(yīng)的影響。

1 高鐵連續(xù)梁橫向碰撞有限元模型

1.1 研究對(duì)象

將常見(jiàn)的高速鐵路2×32 m簡(jiǎn)支梁及(48+80+48)m連續(xù)梁的組合橋梁作為研究對(duì)象，整體橋跨布置如圖1(a)所示，全橋擋塊編號(hào)如圖1(b)所示，且橋臺(tái)未設(shè)置擋塊。主梁均為雙線單箱單室截面，材料為C50混凝土，橋面寬為12.600 m。連續(xù)梁中支點(diǎn)箱梁中心線梁高為6.635 m，跨中及邊支點(diǎn)箱梁中心線梁高為3.835 m，梁底線形按二次拋物線變化，簡(jiǎn)支梁箱梁中心線梁高為3.035 m。軌道結(jié)構(gòu)采用我國(guó)現(xiàn)有縱連板式無(wú)砟軌道預(yù)制軌道板(CRTSⅡ型)，由滑動(dòng)層、底座板、CA砂漿層、軌道板、L型側(cè)向擋塊、扣件和鋼軌等構(gòu)件組成，軌道系統(tǒng)及擋塊構(gòu)造如圖2所示。支座選用高鐵橋梁中廣泛采用的TJQZ型球形鋼支座，其中簡(jiǎn)支梁為TJQZ5000型球形鋼支座，連續(xù)梁邊墩采用TJQZ7000型支座，中墩采用TJQZ35000型球形鋼支座。每跨4個(gè)支座且每側(cè)橫橋向均有1個(gè)橫向固定和橫向可滑動(dòng)支座。橋墩為圓端型實(shí)體墩，墩高均為10.000 m，材料為C35混凝土，基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁基礎(chǔ)。

圖1 橋型布置圖及擋塊編號(hào)Fig.1 Elevation of bridge and numbers of shear keys

圖2 軌道系統(tǒng)及擋塊構(gòu)造圖Fig.2 Sketch of track system and shear keys

1.2 有限元建模及取值

圖3 全橋有限元模型Fig.3 Finite element model of bridge

圖4 軌道系統(tǒng)有限元模型Fig.4 Finite element model of track system

圖5 高鐵橋梁橫向碰撞體系示意圖Fig.5 Transverse pounding model sketch of bridge

采用ANSYS有限元軟件建立高鐵橋梁橫向碰撞桿系有限元模型，其中全橋有限元模型和軌道系統(tǒng)局部有限元模型分別如圖3和圖4所示，橫向碰撞體系示意見(jiàn)圖5。橋梁兩端各模擬100 m路基作為鋼軌鎖定點(diǎn)[12-13]，路基兩側(cè)縱向各取50 m的摩擦板。主梁及軌道結(jié)構(gòu)采用線性梁?jiǎn)卧M，因橋面系橫向設(shè)有側(cè)向擋塊，故不考慮底座板的滑動(dòng)，認(rèn)為其與梁體固結(jié)。線路扣件橫向阻力采用試驗(yàn)擬合結(jié)果[14]，模型中采用非線性彈簧單元combin39模擬。臺(tái)后傳力錨固體系中的摩擦板以及路基軌道結(jié)構(gòu)中的HGT水泥硬化支撐層均視為與大地固結(jié)。橋墩混凝土取用Mander材料本構(gòu)模型并假設(shè)塑性鉸發(fā)生于墩底，墩底截面的彎矩-曲率即M-φ曲線采用UCFyber軟件計(jì)算得到，各橋墩等效塑性鉸長(zhǎng)度依據(jù)“公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則”[15]計(jì)算確定。橋墩潛在塑性鉸區(qū)采用彈簧單元combin40來(lái)體現(xiàn)其塑性回轉(zhuǎn)能力，其余部分采用線性梁?jiǎn)卧M，橋臺(tái)采取固結(jié)方式處理。使用等效的平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧模擬樁土共同作用?；顒?dòng)支座滯回模型類似于理想彈-塑性模型，摩擦因數(shù)取0.03[12]，有限元模型中采用彈簧單元combin39模擬。固定支座破壞前恢復(fù)力模型近似為理想剛塑性，水平向最大承載力Fmax與橋址烈度(設(shè)防烈度為7度)有關(guān)，簡(jiǎn)支梁固定支座抗力為豎向承載力的22.5%，連續(xù)梁邊、中墩橫向固定支座抗力為豎向承載力的30%。固定支座被剪壞后，其縱向阻力近似于滑動(dòng)摩檫力。固定支座采用combin40單元模擬支座剪壞前的力學(xué)特性，同時(shí)并聯(lián)combin39單元模擬支座剪壞后的滑動(dòng)摩擦狀態(tài)。支座恢復(fù)力模型如圖6所示，其中，F(xiàn)cr為臨界摩擦力，x為支座頂面和底面的相對(duì)水平位移，xy為滑動(dòng)臨界位移，k為滑動(dòng)剛度。

1.3 擋塊-墊石碰撞模擬

圖6 支座力與位移關(guān)系曲線Fig.6 Force-displacement curves of bearings

圖7 鋼擋塊力與位移關(guān)系曲線Fig.7 Force-displacement curve of shear key

選用的通用橋梁限位擋塊適用于抗震設(shè)防烈度為7度地區(qū)。湯振輝等[16-18]對(duì)橋梁鋼擋塊進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究與數(shù)值仿真，結(jié)果均表明鋼擋塊具有較明確的力學(xué)性能，其力-位移關(guān)系可用雙線性單元模擬，如圖7所示(其中，F(xiàn)y為鋼擋塊的屈服荷載，Ke和Ku分別為鋼擋塊的彈性剛度和屈后剛度，dy為屈服位移)。為了得到擋塊力與變形曲線的真實(shí)值，本文還建立了擋塊實(shí)體有限元模型，將其底部固結(jié)，并假設(shè)在地震作用下，碰撞發(fā)生在擋塊與墊石接觸面的中心線位置，在該中心線范圍內(nèi)逐級(jí)加載，得到該擋塊的力與變形曲線,并將其等效為雙折線，以體現(xiàn)擋塊在受力情況下的非線性行為。擋塊力學(xué)特性如表1所示。

高鐵簡(jiǎn)支梁和連續(xù)梁支座墊石通常分別采用C40和C50混凝土，且配筋率較高，本文不考慮墊石混凝土進(jìn)入塑性階段，有限元模型中采用線性梁?jiǎn)卧M。簡(jiǎn)支梁擋塊-墊石間距取3 cm，連續(xù)梁取2 cm。

表1 擋塊力學(xué)特性Table1 Mechanical properties of shear keys

在地震作用下，擋塊墊石間的碰撞現(xiàn)象采用Kelvin模型進(jìn)行模擬，在有限元模型中采用彈簧單元combine40來(lái)實(shí)現(xiàn)，其非線性力-位移關(guān)系為

式中：k為碰撞剛度，根據(jù)表1取值；d為地震作用下?lián)鯄K與墊石間的橫向相對(duì)位移；ΔG為擋塊墊石初始間隙；v為碰撞體系相對(duì)速度；c為碰撞過(guò)程中的阻尼系數(shù)，與碰撞過(guò)程中的恢復(fù)系數(shù)e有關(guān)(混凝土材料e取0.65)。阻尼系數(shù)c的計(jì)算公式[19]為

式中：M為上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量；m為下部結(jié)構(gòu)質(zhì)量。關(guān)于碰撞中接觸阻尼的模擬，應(yīng)分別將擋塊彈性和屈后剛度代入式(2)計(jì)算阻尼系數(shù)。有限元中借助2個(gè)并聯(lián)的combine37單元實(shí)現(xiàn)各阻尼在對(duì)應(yīng)階段發(fā)揮作用。

2 橫向地震碰撞效應(yīng)

時(shí)程分析采用Rayleigh阻尼，阻尼比ξ取為0.05。選取3條代表性地震波El-Centro，Taft和汶川地震波(對(duì)應(yīng)的卓越頻率分別為1.79，2.78和10.00 Hz)，地震設(shè)防烈度為7度，保留各地震波頻譜特性，將各波調(diào)幅至PGA(即峰值地震動(dòng)加速度)為0.32g(罕遇地震后，1g=9.8 m/s2)，進(jìn)行橫向非線性時(shí)程反應(yīng)分析。3條地震波的加速度反應(yīng)譜曲線如圖8所示。

2.1 軌道系統(tǒng)對(duì)碰撞效應(yīng)的影響

為分析軌道系統(tǒng)約束作用對(duì)高鐵橋梁橫向地震響應(yīng)的影響，分別建立有軌和無(wú)軌這2種高鐵橋梁模型，其中，無(wú)軌模型二期恒載通過(guò)換算梁體密度來(lái)計(jì)算其質(zhì)量。2個(gè)模型的橫向前6階模態(tài)自振頻率見(jiàn)表2，其中有軌模型的橫向前6階振型見(jiàn)圖9。通過(guò)非線性時(shí)程分析得到El-Centro波作用下有軌與無(wú)軌最大碰撞響應(yīng)之比，如圖10所示。

圖8 3條地震波的加速度反應(yīng)譜曲線Fig.8 Acceleration responses spectra for three kinds of seismic waves

表2 2種模型橫向模態(tài)頻率對(duì)比Table2 Comparison of transverse frequences of two models Hz

由表2可見(jiàn)：軌道系統(tǒng)約束作用會(huì)增大橋梁結(jié)構(gòu)的橫向剛度，使得結(jié)構(gòu)自振頻率增大，進(jìn)而影響高鐵橋梁的橫向地震響應(yīng)。從圖10可以看出：一方面，軌道系統(tǒng)減小了墩梁橫向相對(duì)位移和擋塊碰撞力，且越靠近邊跨路基，部分軌道約束作用越強(qiáng)，使得簡(jiǎn)支梁部分甚至不發(fā)生碰撞；另一方面，軌道系統(tǒng)放大了墩底剪力(墩頂位移)分配的不均勻性，這主要是因?yàn)樵谲壍兰奥坊墓餐饔孟?，橋梁整體性加強(qiáng)，各墩剛度并聯(lián)，橋墩承擔(dān)的橫向地震力與各墩剛度成正比，且路基對(duì)于邊跨簡(jiǎn)支梁部分的梁段約束作用明顯高于中間連續(xù)梁部分的梁段的約束作用，由此導(dǎo)致橋墩之間的墩底剪力分配不均勻性更加明顯，且向橫橋向剛度最大的連續(xù)梁中墩集中。

圖9 有軌模型橫向前6階振型Fig.9 First six transverse modes of vibration of model considering track system

圖10 軌道系統(tǒng)對(duì)橫向碰撞效應(yīng)的影響Fig.10 Effects of track system on transverse pounding responses

可見(jiàn)，軌道系統(tǒng)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)橫向動(dòng)力特性及地震響應(yīng)均有較大影響。為了更真實(shí)地模擬橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下的受力狀態(tài)，在后續(xù)分析中均考慮軌道系統(tǒng)的影響。

2.2 橫向限位擋塊的影響

為了解設(shè)置型鋼擋塊(未加設(shè)橡膠緩沖裝置)對(duì)橫橋向抗震性能的影響，通過(guò)非線性時(shí)程分析得到El-Centro波作用下橫向限位擋塊對(duì)墩梁橫向相對(duì)位移、墩底剪力和墩頂位移的影響。這里僅列出連續(xù)梁中墩(3號(hào)墩)處墩梁橫向相對(duì)位移、擋塊碰撞力時(shí)程以及考慮限位與無(wú)限位最大碰撞響應(yīng)之比，如圖11所示。

由圖11可知：限位擋塊可有效降低墩梁橫向相對(duì)位移，對(duì)橫向限位防落梁起到重要作用；設(shè)置擋塊后，由于擋塊與墊石在強(qiáng)震作用下發(fā)生碰撞，碰撞力通過(guò)墊石傳遞到橋墩，造成墩底剪力和墩頂位移也相應(yīng)增大?？梢?jiàn)，碰撞放大了橋墩的地震需求，可能造成橋墩過(guò)早進(jìn)入塑性或彎曲破壞，這也為在擋塊間隙內(nèi)加設(shè)橡膠緩沖裝置提出了需求。

圖11 橫向限位擋塊對(duì)橫向地震響應(yīng)的影響Fig.11 Effects of the shear keys on transverse pounding responses

3 橫向擋塊-墊石間距分析

3.1 橫向擋塊-墊石間距對(duì)地震碰撞效應(yīng)的影響

初始間隙即擋塊-墊石間距是碰撞問(wèn)題中的一個(gè)重要參數(shù)，高鐵連續(xù)梁邊墩和中墩擋塊-墊石間距設(shè)計(jì)值通常取為2 cm。為研究初始間隙對(duì)高鐵橋梁橫向碰撞效應(yīng)的影響，分別取1，2，3，4和5 cm共5種擋塊-墊石間距，輸入El-Centro波、Taft波和汶川波，得到3條地震波作用下墩梁最大橫向相對(duì)位移、最大碰撞力和墩底最大剪力隨擋塊-墊石間距變化的情況，其結(jié)果如圖12所示。

圖12 初始間隙對(duì)橫向碰撞效應(yīng)的影響Fig.12 Effects of initial gap on transverse pounding responses

由圖12可知：墩梁最大橫向相對(duì)位移基本隨擋塊-墊石間距的增大而增大，由于在汶川波作用下，連續(xù)梁中墩橫向固定支座一直未發(fā)生破壞，因而，其墩梁最大橫向相對(duì)位移基本沒(méi)有變化，這主要與地震波的頻譜特性有關(guān)。橋梁結(jié)構(gòu)的橫向一階自振頻率為2.37 Hz，與El-Centro波和Taft波的卓越頻率較接近，而與汶川波的卓越頻率相差較大，因而，在汶川波激勵(lì)下，橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)較小；擋塊-墊石的最大碰撞力基本上隨著擋塊-墊石間距的增大而呈減小趨勢(shì)，但最大碰撞力不一定出現(xiàn)在擋塊-墊石間距最小時(shí)，如連續(xù)梁中墩擋塊-墊石間的碰撞響應(yīng)；墩底最大剪力與最大碰撞力隨擋塊-墊石間距變化的規(guī)律基本相同。在3種地震波作用下，綜合墩梁最大橫向相對(duì)位移、擋塊-墊石最大碰撞力和墩底最大剪力等響應(yīng)結(jié)果，當(dāng)擋塊-墊石間距為2～3 cm時(shí)，橫向地震響應(yīng)峰值均較小，為較合理的連續(xù)梁橋擋塊-墊石間距。

3.2 橫向擋塊-墊石間距的優(yōu)化

為了與設(shè)計(jì)值保持統(tǒng)一，取連續(xù)梁橋擋塊-墊石的合理間距為2 cm，但通過(guò)計(jì)算發(fā)現(xiàn)，連續(xù)梁中墩墩底剪力響應(yīng)往往很大且比邊墩的剪力響應(yīng)大很多，約為邊墩的剪力響應(yīng)的4倍，軌道系統(tǒng)進(jìn)一步放大了墩底剪力分配的不均勻性。由圖5可知：當(dāng)主梁為剛性梁時(shí)，在主梁擋塊未接觸到墊石前，支座作為傳力裝置，與橋墩組成串聯(lián)系統(tǒng)；當(dāng)墩梁橫向相對(duì)位移大于擋塊與墊石的間隙時(shí)，擋塊和支座組成并聯(lián)系統(tǒng)，而后與橋墩組成串聯(lián)系統(tǒng)，令Keff為“擋塊+支座+橋墩”的等效剛度，F(xiàn)為橋墩橫橋向受力，y為“擋塊+支座+橋墩”系統(tǒng)的橫橋向位移，擋塊、支座和橋墩的橫橋向剛度分別設(shè)為Kd，Kz和K0，當(dāng)擋塊發(fā)揮限位作用變形為Δl時(shí)，

由以上關(guān)系可以得出

式(5)為關(guān)于擋塊-墊石間距ΔG的遞減函數(shù)。擋塊墊石間距的參數(shù)優(yōu)化研究就是通過(guò)改變擋塊墊石間距來(lái)調(diào)整全橋橫橋向的剛度分配，以達(dá)到合理分配橫向地震力的目的。本文以減小連續(xù)梁中墩墩底剪力響應(yīng)且對(duì)其他橫向地震響應(yīng)影響不大為目標(biāo)，具體做法有2類：一類是減小簡(jiǎn)支梁橋墩和連續(xù)梁邊墩上擋塊-墊石間距，以增加對(duì)應(yīng)橋墩的等效剛度，增加邊跨橋墩的地震力分配；另一類是增加連續(xù)梁中墩上擋塊-墊石間距，以減小對(duì)應(yīng)橋墩的等效剛度，進(jìn)而減小連續(xù)梁中墩的地震力分配。分別通過(guò)調(diào)整簡(jiǎn)支梁擋塊-墊石間距為1 cm(工況1)和2 cm(工況2)、連續(xù)梁邊墩擋塊-墊石間距為1 cm(工況4)以及連續(xù)梁中墩擋塊-墊石間距為3 cm(工況5)共4種擋塊-墊石間距，并將連續(xù)梁邊、中墩擋塊-墊石間距均為2 cm定義為工況3，輸入El-Centro波、Taft波和汶川波，研究調(diào)整擋塊-墊石間距后高鐵連續(xù)梁橋橫向地震響應(yīng)的優(yōu)化效果。在3種地震波作用下，時(shí)程分析結(jié)果表明2類擋 塊-墊石間隙優(yōu)化方案基本可以達(dá)到減小連續(xù)梁中墩墩底剪力響應(yīng)且對(duì)其他橫向地震響應(yīng)影響不大的預(yù)定目標(biāo)。以El-Centro波為例，各工況結(jié)果如表3所示。從表3可見(jiàn)：各個(gè)優(yōu)化方案效果有所差別，其中以調(diào)整連續(xù)梁中墩擋塊-墊石間距為3 cm方案優(yōu)化效果最佳(工況5)。3種地震波下其優(yōu)化結(jié)果如圖13所示(其中，一些地震波下的碰撞加響應(yīng)缺失表示優(yōu)化后未發(fā)生碰撞)。

由圖13可知：該擋塊-墊石間距優(yōu)化方案可顯著減小連續(xù)梁中墩墩底剪力，在2種地震波(El-Centro波和Taft波)下墩底剪力峰值減幅均達(dá)13%以上，優(yōu)化效果明顯(需要說(shuō)明的是，在汶川波作用下，連續(xù)梁中墩橫向固定支座一直未發(fā)生破壞，因而優(yōu)化效果不明顯，Taft波作用下使得原本不發(fā)生碰撞的簡(jiǎn)支梁部分發(fā)生了1次碰撞，碰撞力不大，為596 kN，且擋塊仍在彈性范圍內(nèi)工作)。由此可見(jiàn)：高鐵連續(xù)梁邊墩擋塊-墊石間距為2 cm，中墩擋塊-墊石間距為3 cm，這種不等間距布置比連續(xù)梁邊、中墩等間距布置更合理，可有效降低軌道系統(tǒng)對(duì)墩底剪力分配不均勻性的放大作用。

表3 El-Centro波下各工況間隙優(yōu)化對(duì)橫向碰撞效應(yīng)的影響Table3 Effects of optimized gaps in different conditions on transverse pounding responses of El-Centro wave

圖13 間隙優(yōu)化對(duì)橫向碰撞效應(yīng)的影響Fig.13 Effects of optimized gap on transverse pounding responses

3.3 橡膠緩沖擋塊-墊石間距分析

工程上常在擋塊墊石間加入橡膠墊層以減輕碰撞，其實(shí)質(zhì)是對(duì)碰撞剛度和可變形范圍的調(diào)整，進(jìn)而也影響擋塊墊石碰撞接觸間隙。橡膠墊層特性采用combin40彈簧單元模擬，其剛度kp和阻尼cp可通過(guò)下式[20]計(jì)算：

式中：tp為橡膠墊層厚度；Ap為橡膠墊層的受壓面積；Er為橡膠墊層的彈性模量，取為4.421 MPa；ξr為橡膠阻尼比，取為0.08。連續(xù)梁鋼擋塊加設(shè)橡膠墊片后的力學(xué)分析模型如圖14所示。橡膠緩沖擋塊間隙研究實(shí)質(zhì)上就是對(duì)橡膠墊層厚度的調(diào)整，具體可以通過(guò)以下2個(gè)方案來(lái)進(jìn)行：方案1，保持擋塊-墊石間距2 cm不變，改變間距內(nèi)的橡膠墊層厚度，具體取橡膠墊層厚度為0，1和2 cm；方案2，保持墊石碰撞接觸間隙2 cm不變，改變橡膠墊層的厚度，具體取橡膠墊層厚度為0，1，2和3 cm。分別輸入El-Centro波和Taft波，研究橡膠墊層厚度對(duì)高鐵連續(xù)梁橋橫向減碰效果(墩梁最大橫向相對(duì)位移、擋塊碰撞力和墩底剪力)的影響，結(jié)果如圖15所示。

圖14 擋塊加設(shè)橡膠墊片的力-位移關(guān)系曲線Fig.14 Force-displacement curve of shear key combined with rubber bumper

由圖15可知：方案1中在2 cm擋塊墊石間距內(nèi)改變了橡膠墊層厚度，隨著橡膠厚度增加，連續(xù)梁墩梁最大橫向相對(duì)位移基本呈減小趨勢(shì)，擋塊-墊石最大碰撞力隨橡膠厚度的增加無(wú)明顯變化規(guī)律。究其原因，一定厚度的橡膠一方面起到了緩沖作用，但同樣也減小了碰撞發(fā)生的初始間隙，可能引起較大的碰撞力，因此，緩沖減輕碰撞作用實(shí)際上是這2個(gè)因素綜合作用的結(jié)果。墩底最大剪力基本上呈減小趨勢(shì)，當(dāng)橡膠厚度為2 cm時(shí)，緩沖減震效果較好，但此時(shí)支座墊石對(duì)梁體的限制過(guò)強(qiáng)，影響梁體自由伸縮，即便在正常運(yùn)營(yíng)時(shí)，也可能會(huì)引發(fā)較多的碰撞，對(duì)橡膠耐久性也有一定影響。

圖15 橡膠厚度對(duì)橫向減碰效果的影響Fig.15 Effects of rubber thickness on transverse pounding responses

方案2中保持2 cm厚墊石碰撞接觸間隙不變，提高橡膠墊層的厚度有利于減小擋塊碰撞力和橋墩地震響應(yīng)，這是因?yàn)橐欢ê穸鹊南鹉z一方面起到了減小能耗的作用，另一方面也增加了擋塊墊石間的接觸間隙，因而緩沖減震效果明顯，但同時(shí)也導(dǎo)致?lián)鯄K限位效果下降，實(shí)際選用時(shí)應(yīng)兼顧這2個(gè)方面的需求，選擇合適的橡膠墊層厚度。經(jīng)綜合考慮，在2 cm厚墊石碰撞接觸間隙外加入1 cm橡厚膠墊層緩沖效果較理想。

4 結(jié)論

1)軌道系統(tǒng)的約束作用會(huì)改變橋梁結(jié)構(gòu)的橫向動(dòng)力特性與地震響應(yīng)，增大橋梁橫向剛度，放大墩底剪力橫向分配的不均勻性。

2)限位擋塊可有效降低墩梁橫向相對(duì)位移，對(duì)橫向限位防落梁起到重要作用，但擋塊-墊石間的碰撞也增大了橋墩的地震響應(yīng)。

3)針對(duì)本文工程算例，當(dāng)連續(xù)梁橋墩擋塊-墊石間距為2～3 cm時(shí)，橫向地震響應(yīng)峰值均較??；進(jìn)一步提出了邊墩、中墩擋塊-墊石間距分別為2 cm和3 cm的優(yōu)化方案，這種不等間距布置比連續(xù)梁邊、中墩等間距布置更加合理，可有效降低軌道系統(tǒng)對(duì)墩底剪力分配不均勻性的放大作用。

4)在連續(xù)梁擋塊間隙內(nèi)加設(shè)橡膠緩沖裝置會(huì)降低其墩梁橫向相對(duì)位移、擋塊碰撞力和橋墩地震響應(yīng)，且防碰減震效果與橡膠厚度及布設(shè)方式有關(guān)。針對(duì)本文工程算例，經(jīng)綜合考慮，保持2 cm厚墊石碰撞接觸間隙不變，在擋塊上加設(shè)1 cm厚橡膠墊層緩沖效果較理想。