李軍歌,周 超

(1.四川大學(xué)錦城學(xué)院,成都 611731； 2.四川省建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司,成都 610000)

高速列車運(yùn)營(yíng)速度高，對(duì)橋梁剛度有更高的要求。橋梁的剛度決定了行車平順性和旅客舒適性。為控制路基沉降對(duì)高速列車帶來(lái)的影響，通常采用橋梁結(jié)構(gòu)代替路基，也導(dǎo)致高速線路中的橋梁里程不斷攀升。大量橋梁修建使得橋梁結(jié)構(gòu)坐落于近斷層區(qū)域的概率不斷提高，甚至跨越活動(dòng)斷層。1994年美國(guó)Northridge地震，1999年中國(guó)臺(tái)灣Chi-Chi地震，1995年日本Kobe地震，1999年土耳其Kocaeli地震和2008年中國(guó)汶川地震的震害表明，速度脈沖作用都對(duì)近斷層區(qū)域的建筑物造成更為嚴(yán)重的破壞。LIAO等[1]以高速公路連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，對(duì)比了近遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，得出近斷層地震動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)的延性要求更高的結(jié)論；Shrestha[2]考慮近斷層豎向地震動(dòng)對(duì)斜拉橋動(dòng)力響應(yīng)的影響；張凡等[3-4]研究了近斷層脈沖效應(yīng)和SSI效應(yīng)對(duì)大跨斜拉橋地震響應(yīng)的影響；CHOUW等[5-6]研究了近斷層地震動(dòng)及土、結(jié)構(gòu)相互作用對(duì)懸臂梁橋的影響；左燁等[7]對(duì)近斷層地震動(dòng)作用下曲線梁橋碰撞效應(yīng)開(kāi)展研究，認(rèn)為近斷層脈沖型地震動(dòng)較遠(yuǎn)場(chǎng)地震對(duì)曲線梁橋碰撞效應(yīng)的影響更為顯著；SEVIM等[8-9]采用數(shù)值模擬和試驗(yàn)的方法，研究了近、遠(yuǎn)斷層地震動(dòng)對(duì)拱橋抗震性能的影響；李宇等[10-11]研究近斷層地震作用下隔震橋梁的響應(yīng)及隔震效果；Brown等[12]通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了近斷層地震動(dòng)對(duì)橋墩的影響，結(jié)果表明，近斷層地震動(dòng)將導(dǎo)致更大的應(yīng)變、曲率和殘余位移；陳令坤等[13]研究了近斷層方向性效應(yīng)和豎向地震動(dòng)對(duì)高速鐵路簡(jiǎn)支梁的影響；丁幼亮等[14]研究了多塔懸索橋在近斷層地震動(dòng)作用下的結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)特點(diǎn)。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)近斷層脈沖效應(yīng)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的響應(yīng)有一定的研究，但大都集中在橋梁結(jié)構(gòu)本身，而高速鐵路上的橋梁結(jié)構(gòu)與軌道原本為一個(gè)整體，地震作用下會(huì)相互影響。因此，研究近斷層脈沖地震作用橋梁-軌道系統(tǒng)的地震性能很有必要。

綜上所述，以高速鐵路CRTS I型板式無(wú)砟軌道簡(jiǎn)支梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，基于通用有限元軟件ANSYS建立橋梁-軌道系統(tǒng)模型，分析近斷層脈沖地震作用下鋼軌剛度和邊界條件，軌道設(shè)計(jì)參數(shù)和梁-軌相互作用對(duì)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)的影響，為近斷層高速鐵路橋梁抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 橋梁-軌道系統(tǒng)模型

1.1 工程背景

以8×32 m高速鐵路雙線簡(jiǎn)支梁為例，主梁采用單箱單室截面，橋面寬12.6 m，箱梁高3.035 m，主梁采用C50混凝土。軌道結(jié)構(gòu)采用CRTS I型板式無(wú)砟軌道，由鋼軌、扣件、軌道板、CA砂漿、底座板、填充樹(shù)脂和凸形擋臺(tái)構(gòu)成。支座采用盆式橡膠支座，橋墩為高12 m實(shí)體橋墩。全橋梁-軌系統(tǒng)結(jié)構(gòu)布置如圖1所示。

圖1 橋梁-軌道系統(tǒng)構(gòu)造(單位：m)

1.2 動(dòng)力特性

本橋鋼軌為CHN60型標(biāo)準(zhǔn)鋼軌，采用BEAM188梁?jiǎn)卧M。橋上扣件使用WJ-7型小阻力扣件，間距0.629 m，采用非線性彈簧單元COMBIN39模擬扣件縱向剛度，其本構(gòu)模型為理想彈塑性模型。采用線性彈簧單元COMBIN14模擬扣件的橫向和垂向剛度，橫向剛度取50 kN/mm，垂向剛度取35 kN/mm[15]。根據(jù)扣件阻力現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果，WJ-7型小阻力扣件的縱向滑移阻力在3～5 kN，彈塑性臨界點(diǎn)在0.5～1.0 mm。扣件縱向阻力取5 kN/組，彈塑性臨界點(diǎn)為0.5 mm。路基地段的扣件采用常阻力扣件，線路縱向阻力按式(1)取值[16]

(1)

式中，r為線路縱向阻力,kN/m；x為軌道相對(duì)扣件縱向位移,mm。

采用BEAM188梁?jiǎn)卧M軌道板和底座板，軌道板為C60混凝土預(yù)制構(gòu)件，寬2.4 m，設(shè)計(jì)厚度0.19 m，板與板之間設(shè)70 mm寬板縫。底座板厚0.2 m，寬2.8 m，由C35混凝土現(xiàn)澆而成，底座板與主梁之間視為剛性連接，相鄰底座板之間留有20 mm寬伸縮縫。CA砂漿層尺寸與軌道板相同，厚50 mm，CRTS I型板式無(wú)砟軌道砂漿彈性模量約為300 MPa。根據(jù)抗推實(shí)驗(yàn)結(jié)果[17]，CA砂漿摩擦系數(shù)約為0.55，轉(zhuǎn)換成縱向阻力為6.5 kN/m，采用COMBIN39非線性彈簧單元模擬。

凸形擋臺(tái)和樹(shù)脂對(duì)軌道板主要起約束限制位移的作用，將凸形擋臺(tái)及樹(shù)脂對(duì)軌道板約束作用視為板端線性彈簧[17]，彈簧剛度為80 kN/mm。支座采用KTPZ5500型盆式橡膠支座，固定支座采用線性彈簧單元COMBIN14模擬；活動(dòng)支座的力學(xué)模型可視為理想彈塑性恢復(fù)力模型(圖1)，采用非線性彈簧單元COMBIN9模擬，設(shè)計(jì)摩擦系數(shù)取0.03[18]，盆式橡膠支座屈服位移一般為2～5 mm，模型中取3 mm。

基于實(shí)際設(shè)計(jì)主梁采用預(yù)制C40預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，橋墩采用圓端形實(shí)體，截面尺寸為6 m×2.3 m，混凝土采用Mander本構(gòu)模型，鋼筋為雙折線模型。在強(qiáng)震作用下橋墩可能進(jìn)入塑性，假設(shè)橋墩塑性鉸存在于墩底，墩底截面彎矩曲率曲線利用XTRACT軟件計(jì)算分析得到，截面屬性見(jiàn)表1。

表1 墩底截面屬性

采用非線性彈簧單元COMBIN40模擬橋墩塑性鉸區(qū)域的轉(zhuǎn)動(dòng)功能，墩底固結(jié)，不考慮土與結(jié)構(gòu)相互作用。為消除邊界條件對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，在橋梁兩端增加模擬路基上100 m鋼軌[20]。采用通用有限元軟件ANSYS建立8×32 m高速鐵路簡(jiǎn)支梁模型，如圖2所示。對(duì)有限元模型進(jìn)行模態(tài)分析，表2列出模型的前5階自振頻率及其振型特點(diǎn)，可知高速鐵路簡(jiǎn)支梁的自振周期<0.6 s為短周期結(jié)構(gòu)。

表2 自振特性

圖2 8×32 m高速鐵路簡(jiǎn)支梁三維有限元模型

2 地震動(dòng)及頻譜特性

2.1 近斷層地震動(dòng)

眾所周知，速度脈沖效應(yīng)在近斷層地震特性中占重要位置，造成近斷層地震速度脈沖因素有兩種[19]，其一，破裂的方向性效應(yīng)引起的雙向或多向速度脈沖；其二，滑沖效應(yīng)地面永久位移引起的單向速度脈沖。限于篇幅，本次僅研究近斷層地震動(dòng)中的脈沖類型地震對(duì)高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋動(dòng)力響應(yīng)的影響，忽略近斷層地震動(dòng)其他特性，避免考慮因素太多造成相互影響?；赑EER強(qiáng)震庫(kù)(美國(guó)太平洋地震工程研究中心)，從Chi-Chi地震和Northridge地震中選取具有破裂前方脈沖、滑沖脈沖和無(wú)脈沖型的近斷層地震動(dòng)18條。其中，Northridge地震只含破裂前方脈沖地震動(dòng)，地震動(dòng)參數(shù)見(jiàn)表3。地震動(dòng)的斷層距均在20 km以內(nèi)，符合橋址場(chǎng)地類別為C類或D類的地震動(dòng)。PGA、PGV和PGD分別代表地面運(yùn)動(dòng)加速度峰值、速度峰值和位移峰值，PGV/PGA為表征脈沖效應(yīng)強(qiáng)弱的參數(shù)，當(dāng)PGV/PGA>0.2時(shí)有明顯脈沖現(xiàn)象，PGV/PGA<0.2時(shí)脈沖現(xiàn)象不明顯。

表3 地震動(dòng)類型及其特征參數(shù)

2.2 脈沖地震動(dòng)頻譜特性

為清晰展現(xiàn)脈沖地震波的頻譜特性，采用阻尼比為0.05的單自由度體系，分別計(jì)算出3組地震動(dòng)作用下的加速度反應(yīng)譜平均值和速度反應(yīng)譜平均值(圖3)。由圖3(a)可知，當(dāng)結(jié)構(gòu)體系周期T<0.4 s時(shí)，無(wú)脈沖加速度地震譜平均值明顯大于脈沖型地震動(dòng)；當(dāng)0.4 s0.8 s時(shí)破裂前方脈沖和滑沖脈沖地震動(dòng)譜加速度平均值明顯大于無(wú)脈沖地震動(dòng)。同理，圖3(a)和圖3(b)對(duì)比可知，速度譜平均值的變化規(guī)律和加速度平均值的變化規(guī)律類似。高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋?yàn)槎讨芷诮Y(jié)構(gòu)，自振周期在0.6 s以內(nèi)，此區(qū)間內(nèi)地震響應(yīng)變化較復(fù)雜，無(wú)脈沖型地震動(dòng)主要影響結(jié)構(gòu)自振周期小于0.4 s的高階振型，而3種脈沖類型地震動(dòng)都會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的基本振型產(chǎn)生較大影響，難以區(qū)分脈沖類型對(duì)結(jié)構(gòu)的作用，故此類問(wèn)題應(yīng)具體分析。

圖3 加速度和速度反應(yīng)譜均值

3 動(dòng)力響應(yīng)分析

橋梁設(shè)防烈度為8度，Ⅱ類場(chǎng)地，將3組地震波的加速度峰值調(diào)至罕遇地震加速度0.38g，僅考慮地震的一致激勵(lì)，時(shí)程分析采用Rayleigh阻尼，阻尼比ξ=0.05，阻尼系數(shù)α=0.598、β=0.004。

3.1 梁-軌道系統(tǒng)振動(dòng)方程及求解

地震作用下高速鐵路橋梁-軌道系統(tǒng)振動(dòng)控制方程如下

(2)

3.2 軌道結(jié)構(gòu)響應(yīng)

考慮縱向地震激勵(lì)下鋼軌的動(dòng)力響應(yīng)，應(yīng)力和位移響應(yīng)包絡(luò)曲線見(jiàn)圖4，鋼軌坐標(biāo)以第一跨簡(jiǎn)支梁最左側(cè)的梁端為原點(diǎn)。在三類地震作用下，鋼軌應(yīng)力和位移包絡(luò)曲線規(guī)律基本一致，鋼軌應(yīng)力在左側(cè)第一跨簡(jiǎn)支梁的末端和右側(cè)橋臺(tái)處最大，遠(yuǎn)離橋臺(tái)方向鋼軌應(yīng)力逐漸降低。這是因?yàn)闃蚺_(tái)處剛度大，橋墩剛度較小，在墩臺(tái)過(guò)渡位置需要較大的內(nèi)力來(lái)協(xié)調(diào)變形。橋上的鋼軌應(yīng)力在整座橋梁的中間區(qū)域應(yīng)力最小，在距離橋臺(tái)40 m范圍內(nèi)路基上鋼軌應(yīng)力仍有較大值，距離橋臺(tái)80 m后鋼軌應(yīng)力趨于穩(wěn)定接近于0。相對(duì)無(wú)脈沖型地震動(dòng)，破裂前方脈沖和滑沖脈沖地震作用下鋼軌產(chǎn)生更大的應(yīng)力和位移，但兩者之間數(shù)值較為接近，前兩者約增加了21%。

圖4 鋼軌應(yīng)力和位移包絡(luò)曲線均值

3.3 橋梁結(jié)構(gòu)響應(yīng)

表4～表6給出了不同脈沖類型近斷層地震動(dòng)作用下第四跨橋梁地震響應(yīng)情況，結(jié)果表明：橋墩內(nèi)力變形規(guī)律保持一致，均為滑沖脈沖地震作用下最大，破裂前方脈沖次之，無(wú)脈沖最低。相比于無(wú)脈沖型地震動(dòng)，脈沖型近斷層地震動(dòng)明顯增加了橋墩的內(nèi)力和變形。罕遇地震作用下橋墩已經(jīng)屈服并進(jìn)入塑性狀態(tài)，結(jié)構(gòu)周期已經(jīng)改變，而脈沖型地震動(dòng)包含較多的長(zhǎng)周期成分，此時(shí)橋梁對(duì)低頻成分更敏感，將產(chǎn)生更劇烈的反應(yīng)，因此，滑沖脈沖和破裂前方脈沖地震作用下橋墩的內(nèi)力、位移和轉(zhuǎn)角均大于無(wú)脈沖型地震動(dòng)。盡管脈沖型近斷層地震動(dòng)增加了橋墩的內(nèi)力和變形，但墩底形成塑性鉸后，墩底彎矩和剪力增加有限而塑性變形大大增加。破裂前方脈沖和滑沖脈沖作用下的墩頂最大位移和墩底最大轉(zhuǎn)角平均值較無(wú)脈沖地震動(dòng)分別增大了206.2%和248.6%，這意味著橋墩需要更大的延性變形能力。滑沖脈沖地震動(dòng)的PGV/PGA范圍在0.32～0.75，而破裂前方脈沖地震動(dòng)PGV/PGA范圍在0.18～0.35，滑沖脈沖在同一方向的加速度持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)，有更大的瞬時(shí)能量輸入，使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的反應(yīng)較破裂前方脈沖地震更大。主梁縱向最大位移與墩頂位移規(guī)律相同，地震發(fā)生后，作用力通過(guò)橋墩傳至主梁使主梁變形規(guī)律與橋墩類似，而高速鐵路軌道為無(wú)縫焊接鋼軌，其位移受到縱向相鄰位置處鋼軌的約束限制了鋼軌的位移，導(dǎo)致鋼軌位移不同于橋墩與主梁。相對(duì)于軌道結(jié)構(gòu)，近斷層地震動(dòng)的脈沖類型對(duì)橋墩與主梁的影響更為顯著，在進(jìn)行近斷層區(qū)域高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋抗震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)對(duì)近斷層地震動(dòng)脈沖類型加以區(qū)分，考慮其對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，以免低估結(jié)構(gòu)的反應(yīng)，造成過(guò)大的結(jié)構(gòu)變形而導(dǎo)致碰撞落梁或倒塌。

表4 破裂前方脈沖地震動(dòng)作用下橋墩響應(yīng)

表5 滑沖脈沖地震動(dòng)作用下橋墩響應(yīng)

表6 無(wú)脈沖地震動(dòng)作用下橋墩響應(yīng)

4 扣件阻力效應(yīng)

扣件縱向阻力是高鐵橋梁重要的設(shè)計(jì)參數(shù)，為使研究具有普遍性，本節(jié)研究不同扣件阻力對(duì)軌道結(jié)構(gòu)和橋墩地震響應(yīng)的影響?？v橋向輸入具有滑沖脈沖的TCU052E臺(tái)站近斷層地震動(dòng)，并進(jìn)行一致激勵(lì)。討論扣件縱向阻力分別為5(小阻力扣件)、7.5，10，15 kN/組時(shí)橋梁-軌道系統(tǒng)的地震響應(yīng)情況，扣件縱向阻力本構(gòu)模型采用理想彈塑性模型。

圖5為扣件縱向阻力改變時(shí)鋼軌的應(yīng)力和位移包絡(luò)曲線。隨著扣件縱向阻力的增加，鋼軌對(duì)橋梁的約束能力增強(qiáng)，將從橋梁上獲得更多的能量，使鋼軌的應(yīng)力和位移大幅度增加。當(dāng)扣件縱向阻力增至15 kN/組時(shí)，鋼軌應(yīng)力和位移約為小阻力扣件的2倍。對(duì)橋墩而言，扣件縱向阻力改變時(shí)橋墩的位移情況如圖6所示。隨著扣件縱向阻力增加，墩頂位移有一定程度的降低，當(dāng)扣件縱向阻力為15 kN/組時(shí)，墩頂位移約為小阻力扣件的90%。雖然增大扣件縱向阻力可以降低橋墩的反應(yīng)，對(duì)橋梁抗震有利，但同時(shí)也會(huì)顯著增加鋼軌的應(yīng)力和位移。

圖5 鋼軌應(yīng)力和位移包絡(luò)曲線

圖6 不同扣件阻力時(shí)墩頂位移

5 結(jié)論

基于通用有限元軟件ANSYS，建立高速鐵路橋梁-軌道結(jié)構(gòu)模型，分析不同脈沖類型近斷層地震動(dòng)對(duì)橋梁-軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的影響及不同扣件阻力對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)規(guī)律的影響，結(jié)論如下。

(1)脈沖與非脈沖地震作用相比，脈沖型地震動(dòng)使鋼軌的應(yīng)力和位移峰值增大約21%。

(2)滑沖脈沖地震動(dòng)作用下主梁與橋墩的響應(yīng)>破裂前方脈沖地震動(dòng)>無(wú)脈沖地震動(dòng)，主梁與橋墩比軌道結(jié)構(gòu)更容易受損，近斷層區(qū)域的高鐵橋梁抗震分析需考慮不同脈沖周期地震的影響。

(3)扣件縱向阻力從5 kN/組增至15 kN/組時(shí)，橋墩最大位移降低10%，對(duì)高鐵橋梁抗震有利，但鋼軌應(yīng)力和位移峰值增大2倍。