鋪軌前后多跨簡(jiǎn)支梁橋地震響應(yīng)比較研究

馬寶利

中國(guó)鐵建十六局集團(tuán)第五工程有限公司，河北唐山064000

我國(guó)高速鐵路廣泛采用無(wú)縫線路技術(shù)。在橋上鋪軌完成后，軌道為橋梁提供了一定程度的額外約束。同時(shí)，在溫度和列車作用下橋梁與軌道之間存在縱向相互作用，會(huì)顯著改變橋梁結(jié)構(gòu)的受力和變形特征，影響軌道安全。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者探討了軌道結(jié)構(gòu)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。謝鎧澤等［1］揭示了地震動(dòng)作用下大跨度橋梁及軌道結(jié)構(gòu)的受力和變形特征，并探討了地震作用對(duì)橋上鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器的影響。Toyooka等［2］基于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了考慮軌道結(jié)構(gòu)的隔震橋梁地震響應(yīng)特征。Evangelista等［3］采用反應(yīng)譜法計(jì)算地震作用下4×96 m雙塔斜拉橋上鋼軌應(yīng)力包絡(luò)。閆斌等［4］研究了地震作用下橋上縱連板式無(wú)砟軌道系統(tǒng)的地震響應(yīng)特征，對(duì)比分析了非一致激勵(lì)下系統(tǒng)的動(dòng)力性能。張永亮等［5］探討了在不同抗震體系條件下橋上板式無(wú)砟軌道系統(tǒng)縱向地震響應(yīng)特點(diǎn)。馮玉林、國(guó)巍等［6-7］對(duì)比了近斷層地震動(dòng)下多跨簡(jiǎn)支梁橋結(jié)構(gòu)破壞機(jī)理。

目前，關(guān)于鋪軌前后多跨簡(jiǎn)支梁橋地震響應(yīng)特性的研究鮮有涉及。本文以新福廈鐵路多跨簡(jiǎn)支梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，采用纖維梁?jiǎn)卧M橋墩，非線性彈簧模擬活動(dòng)支座摩阻力，非線性彈簧模擬線路縱向阻力，分別建立鋪軌前和鋪軌后的15×32 m多跨簡(jiǎn)支梁橋動(dòng)力仿真模型，研究軌道結(jié)構(gòu)對(duì)多跨簡(jiǎn)支梁橋動(dòng)力性能和地震響應(yīng)的影響規(guī)律。

1 仿真模型

1.1 鋪軌前多跨簡(jiǎn)支梁橋動(dòng)力模型

采用帶剛臂的梁?jiǎn)卧M梁體，采用理想彈塑性模型模擬滑動(dòng)支座摩阻力，其支座變形x與回復(fù)力F的關(guān)系見(jiàn)圖1。圖中，x0和F0分別為彈塑性交接點(diǎn)的支座變形和回復(fù)力。

圖1 滑動(dòng)支座摩阻力

鋪軌前為施工未完成階段，因此不考慮二期恒載。采用纖維梁?jiǎn)卧M橋墩，按照橋墩實(shí)際構(gòu)造圖布置混凝土與鋼筋位置，建立有限元模型（圖2）得到彎矩-曲率曲線關(guān)系。

圖2 鋪軌前多跨簡(jiǎn)支梁橋有限元模型

采用等效6個(gè)自由度方向的彈簧模擬樁土共同作用［8］。整體模型采用Rayleigh阻尼，阻尼比h為0.05，阻尼系數(shù)α和β與第1階頻率w1、第2階頻率w2的關(guān)系可表示為［9］

1.2 鋪軌后多跨簡(jiǎn)支梁橋動(dòng)力模型

鋪軌后，考慮成橋階段二期恒載130 kN/m，模型中采用質(zhì)量單元模擬二期恒載。在梁體單元上每隔1～2 m設(shè)置豎向剛臂來(lái)模擬橋面高度。采用縱向非線性彈簧模擬線路縱向阻力r［10］。無(wú)載時(shí)r取值為

式中，x為梁軌相對(duì)位移，mm。

路基段鋼軌長(zhǎng)度取100 m［11］，建立有限元模型，見(jiàn)圖3。

圖3 鋪軌后多跨簡(jiǎn)支梁橋有限元模型

2 鋪軌前后橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性對(duì)比

計(jì)算鋪軌前后多跨簡(jiǎn)支梁橋自振頻率，結(jié)果見(jiàn)表1?？芍?，與鋪軌前相比，鋪軌后增加了結(jié)構(gòu)自重，同時(shí)為橋梁系統(tǒng)增加了縱向額外約束，大幅提高了第1階自振頻率，增幅達(dá)66%。這表明多跨簡(jiǎn)支梁結(jié)構(gòu)的整體性能得到一定程度的增強(qiáng)，有利于結(jié)構(gòu)抗震。

表1 鋪軌前后多跨簡(jiǎn)支梁橋自振頻率 Hz

3 鋪軌前后橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比

以El-center波為例，將地震動(dòng)峰值調(diào)整為0.3g［12］，分別計(jì)算鋪軌前后橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，對(duì)比橋墩受力和位移情況。

3.1 橋墩受力

計(jì)算鋪軌前后各墩墩底剪力最大值，結(jié)果見(jiàn)圖4（a）。以D5墩為例，鋪軌前后墩底剪力時(shí)程曲線見(jiàn)圖4（b）。

由圖4可知：①鋪軌前，各制動(dòng)墩所受剪力基本相當(dāng)，剪力最大值分布較為平均，平均最大剪力為2 238.0 kN，D1橋臺(tái)由于剛度較大，承受剪力也較大，為2 276.6 kN。②鋪軌后，軌道結(jié)構(gòu)相當(dāng)于連梁裝置，將分散的簡(jiǎn)支梁結(jié)構(gòu)連接為整體，為橋梁提供了一定程度的縱向約束，因此橋墩墩底剪力具有不同程度的下降，降幅為14.8%～53.7%，D1橋臺(tái)所受剪力降至1 054.2 kN。由于軌道結(jié)構(gòu)連續(xù)，墩底剪力呈曲線分布，即中部橋墩剪力較大（最大值1 789.9 kN），兩側(cè)橋墩剪力相對(duì)較小。③鋪軌后，墩底剪力波動(dòng)規(guī)律有較大改變，其波動(dòng)頻率增加、振幅降低。

圖4 鋪軌前后墩底剪力對(duì)比

3.2 墩頂位移

計(jì)算鋪軌前后各墩墩頂位移最大值，結(jié)果見(jiàn)圖5（a），D5墩墩頂位移時(shí)程曲線見(jiàn)圖5（b）。

圖5 鋪軌前后墩頂位移對(duì)比

由圖5可知：①鋪軌前各墩墩頂最大位移較均勻，平均值為0.23 m。②鋪軌后，各墩墩頂水平位移降幅為26.1%～71.5%，且各墩墩頂位移呈曲線分布，即中部橋墩位移較大（最大值0.17 m），兩端橋墩位移較小。③鋪軌后，墩頂位移振幅大幅減小，波動(dòng)頻率略有加快，墩頂位移達(dá)到最大值的時(shí)間有所提前。

3.3 梁體相對(duì)位移

梁體之間、梁體與橋臺(tái)之間的間隙是分析梁體碰撞效應(yīng)的重要參數(shù)。鋪軌前后梁體相對(duì)位移對(duì)比見(jiàn)圖6?？芍孩黉佨壡埃齼啥硕张_(tái)外，梁體之間相對(duì)位移變化量基本相當(dāng)，平均值為0.06 m。D16橋臺(tái)最大相對(duì)位移超過(guò)0.3 m，表明梁體已發(fā)生碰撞。②鋪軌后，梁體相對(duì)位移呈曲線分布，兩端橋臺(tái)處梁體相對(duì)位移略有減小，但D16橋臺(tái)處梁體相對(duì)位移仍達(dá)到0.13 m，表明梁體發(fā)生碰撞，但碰撞力有所減小。

圖6 鋪軌前后梁體相對(duì)位移對(duì)比

4 鋪軌后軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)

計(jì)算鋪軌后軌道結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，鋼軌應(yīng)力包絡(luò)見(jiàn)圖7。可知，在地震作用下，軌道結(jié)構(gòu)承受極大的縱向力，鋼軌應(yīng)力包絡(luò)圖呈反對(duì)稱雙菱形，中部橋跨處鋼軌應(yīng)力較低，兩側(cè)橋臺(tái)附近鋼軌應(yīng)力較高。最大壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)在右側(cè)活動(dòng)支座橋臺(tái)處，為296.3 MPa，最大拉應(yīng)力峰值出現(xiàn)在左側(cè)固定支座橋臺(tái)處，為295.8 MPa。

圖7 鋼軌應(yīng)力包絡(luò)

梁軌相對(duì)位移包絡(luò)見(jiàn)圖8。可知，地震作用下橋軌相對(duì)位移包絡(luò)圖呈對(duì)稱分布，各梁縫處存在峰值，橋臺(tái)處梁軌相對(duì)位移最大，其值為24.5 mm，鋼軌已發(fā)生動(dòng)力失穩(wěn)，可能在橋臺(tái)處破壞。

圖8 梁軌相對(duì)位移包絡(luò)

5 結(jié)論

1）軌道結(jié)構(gòu)不僅為多跨簡(jiǎn)支梁橋增加了結(jié)構(gòu)質(zhì)量，也為其增加了額外的縱向約束，可大幅提高簡(jiǎn)支梁橋基礎(chǔ)自振頻率。

2）鋪軌前，地震作用下各橋墩受力和變形分布較為均勻。鋪軌后，軌道結(jié)構(gòu)相當(dāng)于連梁裝置，可大幅減小橋墩受力（降幅為14.8%～53.7%）和梁體位移（降幅為26.1%～71.5%）。

3）鋪軌后，地震作用下鋼軌應(yīng)力包絡(luò)圖呈反對(duì)稱雙菱形，橋臺(tái)處鋼軌應(yīng)力近300 MPa，梁軌相對(duì)位移達(dá)24.5 mm，說(shuō)明鋼軌可能在橋臺(tái)處發(fā)生破壞。