考慮軌道約束的高鐵簡(jiǎn)支梁橋橫向地震碰撞效應(yīng)

楊孟剛，孟棟梁，戴良緣

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考慮軌道約束的高鐵簡(jiǎn)支梁橋橫向地震碰撞效應(yīng)

楊孟剛，孟棟梁，戴良緣

(中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410075)

為準(zhǔn)確把握地震激勵(lì)下高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋橫向擋塊的限位功能和防碰減震效果，以5跨32?m標(biāo)準(zhǔn)跨徑簡(jiǎn)支梁橋?yàn)槔?，基于ABAQUS軟件建立實(shí)體有限元模型；分析軌道系統(tǒng)約束作用、擋塊材料非線性對(duì)橫向碰撞有限元模型的影響；對(duì)不同地震波和峰值加速度激勵(lì)、擋塊?墊石間距、擋塊強(qiáng)度、橡膠緩沖墊層的厚度等因素進(jìn)行分析。研究結(jié)果表明：軌道約束作用會(huì)改變橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性與地震碰撞效應(yīng)，擋塊材料非線性對(duì)橫向碰撞效應(yīng)影響顯著；在不同地震波和不同峰值加速度作用下，橋梁橫向地震響應(yīng)有明顯差異；在EI-Centro地震波激勵(lì)下，綜合考慮各項(xiàng)碰撞效應(yīng)，高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋擋塊?墊石間距設(shè)置為3?cm是合理的；橡膠緩沖墊層會(huì)降低墩梁橫向相對(duì)位移和碰撞力，且防碰減震效果與橡膠的厚度有關(guān)。

高鐵簡(jiǎn)支梁橋；軌道約束；地震；橫向碰撞效應(yīng)；擋塊；橡膠緩沖墊層

橋梁碰撞是常見的震害之一，大量震害資料表 明[1?2]，地震作用下橫向碰撞不可忽視。為防止地震作用下梁體產(chǎn)生較大橫向位移，通常設(shè)置抗震擋塊以約束梁體橫向位移。在強(qiáng)震作用下，當(dāng)墩梁橫向相對(duì)位移超過(guò)擋塊?墊石間距時(shí)，就會(huì)發(fā)生碰撞。國(guó)內(nèi)外一些研究者對(duì)橋梁地震碰撞問(wèn)題進(jìn)行了研究。閆斌等[3?4]建立了考慮軌道系統(tǒng)約束作用的高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋有限元模型進(jìn)行橋梁地震響應(yīng)分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)考慮梁軌耦合效應(yīng)時(shí)，橋梁地震響應(yīng)會(huì)發(fā)生顯著變化。GOEL 等[5]在研究橋梁結(jié)構(gòu)抗震擋塊時(shí)探討了無(wú)擋塊、線性擋塊和非線性擋塊3種情形，發(fā)現(xiàn)擋塊會(huì)改變橋梁結(jié)構(gòu)的受力，建議按線彈性擋塊和無(wú)擋塊2種情況分析，計(jì)算結(jié)果可為非線性擋塊情況提供上、下界限。XU等[6]指出擋塊?梁體初始間隙是影響橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的1個(gè)非常重要的因素。鄧育林等[7]對(duì)某高墩大跨橋梁橫向碰撞效應(yīng)進(jìn)行研究時(shí)指出，設(shè)置合適屈服強(qiáng)度的彈塑性擋塊能對(duì)橋墩的地震響應(yīng)進(jìn)行有效控制。石巖等[8]建立了考慮高速鐵路橋梁上部結(jié)構(gòu)與墊石間偏心距的橫向碰撞模型，發(fā)現(xiàn)高鐵簡(jiǎn)支梁橋的橫向擋塊對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的橫向限位效果明顯，擋塊與墊石的碰撞會(huì)增大橋墩抗震需求。焦馳宇等[9]以雙柱式小箱梁結(jié)構(gòu)橋梁為代表，利用Kelvin模型對(duì)橫向碰撞進(jìn)行了準(zhǔn)確模擬，探討了接觸單元?jiǎng)偠取鯄K?主梁間距、橋墩墩高、場(chǎng)地類別等關(guān)鍵因素對(duì)橋梁地震響應(yīng)的影響。楊孟剛等[10]進(jìn)行了基于限位索的簡(jiǎn)支梁橋地震防碰研究，發(fā)現(xiàn)合理使用限位索可以有效避免梁體間碰撞現(xiàn)象的發(fā)生?，F(xiàn)有橫向地震碰撞效應(yīng)研究以公路橋梁為主，對(duì)高速鐵路橋梁研究較少，同時(shí)，高速鐵路橋梁又有軌道系統(tǒng)約束作用，軌道系統(tǒng)的約束作用會(huì)改變橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性，其地震碰撞效應(yīng)更復(fù)雜，對(duì)各項(xiàng)碰撞參數(shù)(不同地震波和峰值加速度激勵(lì)、擋塊?墊石間距、擋塊強(qiáng)度、橡膠緩沖墊層的厚度等)的分析也需要考慮軌道系統(tǒng)約束作用，因此，有必要建立考慮軌道系統(tǒng)約束作用的精細(xì)化實(shí)體有限元模型，對(duì)橫向地震碰撞效應(yīng)進(jìn)行研究。

1 考慮軌道約束的實(shí)體有限元碰撞 模型

選取某5跨高速鐵路32?m標(biāo)準(zhǔn)跨徑雙線簡(jiǎn)支梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象。為考慮路基段對(duì)于橫橋向碰撞效應(yīng)的影響，橋梁兩端各取50?m長(zhǎng)摩擦板[11]，總體布置如圖1所示。擋塊選型為高鐵簡(jiǎn)支梁常用的Q235工字鋼，置于支座墊石內(nèi)側(cè)，橋臺(tái)未設(shè)置擋塊，橋墩上的擋塊尺寸及橫向布置如圖2所示。由于擋塊的數(shù)量較多，擋塊碰撞力只取1號(hào)墩與1號(hào)梁、2號(hào)墩與2號(hào)梁、3號(hào)墩與3號(hào)梁、4號(hào)墩與4號(hào)梁之間的擋塊進(jìn)行分析，對(duì)應(yīng)編號(hào)為1~8號(hào)擋塊。

圖1 高鐵簡(jiǎn)支梁橋總體布置圖

圖2 擋塊布置圖

基于ABAQUS軟件建立考慮軌道系統(tǒng)約束作用的實(shí)體有限元模型，如圖3所示。為考慮橋墩材料的非線性，橋墩采用分離式模型模擬，不考慮鋼筋和混凝土之間的滑移，混凝土應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系采用Mander本構(gòu)模型模擬，豎向鋼筋應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系取為理想彈塑性模型。對(duì)于CRTSⅡ型縱連板式無(wú)砟軌道的臺(tái)后傳力錨固體系中的摩擦板，考慮到摩擦板下設(shè)置有小端刺，且填充材料為摻水泥級(jí)配碎石，故將摩擦板視為與基礎(chǔ)固結(jié)。因橋面上設(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)。線路扣件阻力模式選取為豎向無(wú)載的理想彈?塑性阻力模式，模型中不考慮扣件在地震作用下進(jìn)入非線性，采用彈簧單元spring2單元來(lái)模擬各個(gè)方向的剛度。鋼軌參照CHN60軌，采用線性梁?jiǎn)卧M。擋塊與墊石在有限元模型中均采用實(shí)體單元模擬，見圖3(c)；擋塊?墊石間的碰撞在ABAQUS中通過(guò)定義接觸面模擬，選取橫向剛度較大的墊石作為主面，擋塊作為從面，選用收斂性較好的Penalty法。選取3種不同頻譜特性的地震波：EI-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)進(jìn)行非線性時(shí)程分析，其中汶川波的頻譜特性與前兩者有較大差別，地震荷載的施加方式為一致激勵(lì)。

圖3 橫向碰撞有限元模型

支座為常見的KTPZ5500型盆式橡膠支座[12]，根據(jù)文獻(xiàn)[13?15]選定的支座恢復(fù)力模型如圖4所示。在水平向作用反復(fù)加載情況下，盆式橡膠活動(dòng)支座的滯回模型類似于理想彈塑性模型，有y=(其中，為支座滑動(dòng)摩擦因數(shù)，取0.03；為支座承受的上部恒載；為支座內(nèi)橡膠水平剪切剛度，取為23?MN/m)；x為支座剪切位移。固定支座破壞剪力max為豎向承載力的0.3倍，為1 650?kN，在固定支座被剪壞之后，上部梁體與墩頂之間的作用視為只有滑動(dòng)摩檫作用，摩擦因數(shù)取0.03，滑動(dòng)摩擦力cr取165?kN。模型中滑動(dòng)支座采用CONN3D2單元模擬，固定支座采用CONN3D2單元模擬橫橋向剪壞前的力學(xué)特性，通過(guò)設(shè)置單元失效模擬剪壞，同時(shí)并聯(lián)CONN3D2單元并設(shè)置塑性來(lái)模擬支座剪壞后的滑動(dòng)摩擦狀態(tài)。為研究擋塊?墊石間的橡膠緩沖墊層對(duì)橫向地震碰撞效應(yīng)的影響，橡膠剛度按KAZUHIKO等[16]對(duì)橡膠緩沖墊層進(jìn)行的單軸壓力試驗(yàn)得出的應(yīng)力?應(yīng)變模型模擬，如圖5 所示。

圖4 支座恢復(fù)力模型

圖5 橡膠緩沖墊層應(yīng)力?應(yīng)變模型

JANKOWSKI等[17]在研究高架橋上部結(jié)構(gòu)臨聯(lián)碰撞時(shí)發(fā)現(xiàn)，橡膠緩沖墊層的減碰效果明顯，并指出橡膠緩沖墊層的阻尼p通過(guò)下式計(jì)算：

式中：r為橡膠阻尼比；s為上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量。模型中梁體質(zhì)量取900?t，二期恒載取180?kN/m，因此，一跨簡(jiǎn)支梁的質(zhì)量為1486.8?t，s1取值為31.667?MN/m。根據(jù)“隔振設(shè)計(jì)規(guī)范”[18]給出的橡膠阻尼比取值范圍，模型的阻尼比為0.08。由式(3)求得阻尼為770?kN·s/m。

2 有限元模型影響因素分析

取擋塊?墊石間距為3 cm，擋塊材料為Q235，不考慮擋塊與墊石間的橡膠緩沖墊層，研究軌道系統(tǒng)約束作用和擋塊材料的非線性對(duì)橫向碰撞效應(yīng)有限元模型的影響。

2.1 軌道系統(tǒng)約束作用的影響

為分析軌道系統(tǒng)約束作用對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)橫向動(dòng)力特性的影響，建立忽略軌道約束作用和考慮軌道約束作用2種模型。表1所示為2種模型的前6階橫向模態(tài)的自振頻率。在考慮軌道系統(tǒng)約束作用后，上部梁體之間的相對(duì)變形會(huì)受到約束，橋跨之間協(xié)同作用，使多跨簡(jiǎn)支橋梁更趨向于一個(gè)整體；同時(shí)，考慮軌道系統(tǒng)的約束作用后，相當(dāng)于增加了橋梁結(jié)構(gòu)與路基段之間的約束。故相較于不考慮軌道系統(tǒng)的約束作用，考慮軌道系統(tǒng)的約束作用后，橋梁結(jié)構(gòu)的橫向剛度增加，因而橫向自振頻率有所增大。從表1可以看出：隨著模態(tài)階數(shù)增加，自振頻率增大越明顯?？梢娷壍老到y(tǒng)的約束作用會(huì)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的橫向動(dòng)力特性產(chǎn)生一定的影響，從而改變地震作用下橋梁的橫向地震碰撞效應(yīng)。

表1 2種模型橫向自振頻率比較

對(duì)2模型施加峰值加速度為0.30的EI-Centro波進(jìn)行時(shí)程分析(其中，=9.8 m/s2)。表2所示為2種模型各項(xiàng)地震響應(yīng)峰值的對(duì)比。對(duì)擋塊?墊石碰撞力及碰撞次數(shù)進(jìn)行分析可知：在考慮軌道系統(tǒng)約束作用后，擋塊碰撞力呈減小趨勢(shì)(1號(hào)和4號(hào)墩上擋塊碰撞力有微弱增加)，所有擋塊的碰撞次數(shù)均顯著增加(5~8?次)。這主要是因?yàn)樵诳紤]軌道系統(tǒng)約束作用后，橋梁結(jié)構(gòu)橫向剛度增大，墩梁橫向相對(duì)位移減小，從而導(dǎo)致碰撞力減?。欢樟簷M向相對(duì)位移減小導(dǎo)致支座的滯回耗能作用減弱，每次碰撞產(chǎn)生的耗能減少，故結(jié)構(gòu)的能量耗散較慢，從而引起碰撞次數(shù)顯著增加。由表2也可以看出：考慮軌道約束后，邊墩(1號(hào)和4號(hào)墩)的各項(xiàng)碰撞效應(yīng)峰值有增大趨勢(shì)，而中墩(2號(hào)和3號(hào)墩)的各項(xiàng)碰撞效應(yīng)峰值減小。因此，對(duì)于本文算例而言，考慮軌道系統(tǒng)約束作用會(huì)改變橋墩的橫向地震響應(yīng)，對(duì)邊墩的地震響應(yīng)有放大作用，減小中墩地震響應(yīng)。其主要原因是在忽略軌道約束時(shí)，中墩較高，其地震響應(yīng)較大；在考慮軌道約束后，上部結(jié)構(gòu)相當(dāng)于一個(gè)整體，各橋跨之間協(xié)同作用，而邊墩較低，橫向抗推剛度大，故會(huì)在邊墩支配更多的地震力。因此，考慮軌道系統(tǒng)約束作用后會(huì)減弱中墩的地震響應(yīng)，而增大邊墩的地震響應(yīng)。以5號(hào)和6號(hào)擋塊碰撞力、3號(hào)墩與3號(hào)梁間橫向相對(duì)位移、3號(hào)墩墩底剪力為例，所得2種模型的地震響應(yīng)時(shí)程見圖6。從圖6可知：考慮軌道系統(tǒng)的約束作用對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的碰撞效應(yīng)影響顯著；各碰撞效應(yīng)時(shí)程曲線發(fā)生明顯變化，各個(gè)碰撞效應(yīng)峰值出現(xiàn)的時(shí)間有較明顯差異。所以，在建立橫向碰撞有限元模型時(shí)，需要考慮軌道系統(tǒng)的約束作用。

表2 考慮軌道約束時(shí)程地震響應(yīng)峰值變化

注：碰撞力的正負(fù)號(hào)僅表示方向。

圖6 考慮軌道約束碰撞效應(yīng)時(shí)程

2.2 擋塊非線性的影響

建立擋塊材料非線性與線性2種模型，施加峰值加速度為0.30的EI-Centro波來(lái)分析擋塊材料非線性對(duì)碰撞效應(yīng)的影響。以5號(hào)擋塊為例，碰撞力最大時(shí)刻線性擋塊與非線性擋塊的應(yīng)力云圖見圖7。圖8所示為考慮擋塊材料非線性前后，墩梁相對(duì)位移峰值、墩頂位移峰值、墩底剪力峰值的對(duì)比。

由圖7可知：在峰值加速度為0.30的EI-Centro波激勵(lì)下，擋塊材料已經(jīng)大范圍進(jìn)入屈服，若仍按照線性材料考慮，則其最大應(yīng)力將達(dá)到571.6?MPa，遠(yuǎn)大于材料的實(shí)際屈服強(qiáng)度235.0?MPa，故擋塊的碰撞力也將遠(yuǎn)超過(guò)其實(shí)際所能承受的最大碰撞力(最大增幅為202.7%)。

從圖8可知：若認(rèn)為擋塊材料始終保持線性，則墩梁相對(duì)位移峰值顯著減小，墩頂位移峰值和墩底剪力峰值會(huì)顯著增大，明顯高估擋塊的限位能力，放大橋墩的地震響應(yīng)，增大橋墩在地震作用下的抗震需求。因此，在建立有限元模型時(shí)應(yīng)考慮擋塊材料的非線性。

圖7 5號(hào)擋塊碰撞力最大時(shí)刻擋塊應(yīng)力云圖

圖8 擋塊材料非線性對(duì)碰撞效應(yīng)的影響

3 橫向地震碰撞效應(yīng)參數(shù)分析

建立考慮軌道約束及擋塊非線性的橫向碰撞實(shí)體有限元模型，對(duì)橫向地震碰撞效應(yīng)參數(shù)進(jìn)行分析。

3.1 擋塊?墊石間距的影響

擋塊間距分別取為1，2，3，4和5?cm，施加峰值加速度為0.30的EI-Centro波，研究不同擋塊?墊石間距對(duì)高鐵簡(jiǎn)支梁橋橫向地震碰撞效應(yīng)的影響。擋塊的碰撞力、碰撞次數(shù)和墩底剪力隨擋塊?墊石間距的變化如圖9所示。由圖9可知：當(dāng)擋塊?墊石間距為3?cm時(shí)，各個(gè)擋塊碰撞力峰值最??；隨著擋塊?墊石間距增大，墩梁相對(duì)位移需更大，這樣才能使擋塊與墊石之間發(fā)生碰撞，因此，碰撞次數(shù)呈下降趨勢(shì)；當(dāng)擋塊?墊石間距小于3?cm時(shí)，墩底剪力隨擋塊?墊石間距增大而顯著減小；當(dāng)擋塊?墊石間距大于3?cm時(shí)，墩底剪力與擋板?勢(shì)石間距無(wú)明顯變化規(guī)律。經(jīng)綜合考慮，當(dāng)擋塊?墊石間距取3?cm時(shí)，各項(xiàng)碰撞效應(yīng)峰值均較小，驗(yàn)證了高鐵簡(jiǎn)支梁橋擋塊?墊石間距通常取3?cm的合理性。

圖9 擋塊?墊石間距對(duì)橫向碰撞效應(yīng)的影響

3.2 擋塊強(qiáng)度的影響

擋塊在較大碰撞力作用下極有可能發(fā)生大范圍屈服而失去限位功能。擋塊材料強(qiáng)度會(huì)影響擋塊構(gòu)件所能承受的最大碰撞力，也會(huì)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的地震碰撞效應(yīng)產(chǎn)生一定的影響。

分別取Q235，Q345和Q4203種不同強(qiáng)度的擋塊，輸入峰值加速度為0.30的EI-Centro波研究擋塊強(qiáng)度對(duì)橫向地震碰撞效應(yīng)的影響。各項(xiàng)碰撞效應(yīng)峰值的變化如圖10所示。從圖10可知：當(dāng)擋塊強(qiáng)度提高時(shí)，墩梁相對(duì)位移峰值會(huì)有所減小，減幅不明顯；但隨著擋塊材料強(qiáng)度提高，擋塊發(fā)生屈服所需的碰撞力更大，從而在擋塊與墊石間橫向相對(duì)位移變化不大的情況下，碰撞力峰值顯著增加；擋塊強(qiáng)度提高會(huì)導(dǎo)致碰撞力峰值增大，碰撞力通過(guò)墊石傳到橋墩從而引起墩底剪力峰值顯著增大，增大橋墩的抗震需求。綜合考慮各項(xiàng)碰撞效應(yīng)和經(jīng)濟(jì)性能，目前我國(guó)高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋通常選用的擋塊為Q235工字鋼是合理的。

3.3 不同地震波及峰值加速度的影響

選取EI-Centro，Taft和汶川地震波這3種不同頻譜特性地震波(對(duì)應(yīng)的卓越頻率分別為1.79，2.78和10.00 ?Hz)，分別調(diào)幅至0.15，0.30和0.60進(jìn)行時(shí)程分析。以3號(hào)梁與3號(hào)橋墩為例，所得墩梁橫向相對(duì)位移時(shí)程見圖11。在峰值加速度為0.30的EI-Centro，Taft及汶川波激勵(lì)下，墩梁相對(duì)位移峰值分別為4.53，7.10和2.67?cm，說(shuō)明地震波的頻譜特性對(duì)碰撞效應(yīng)影響顯著，結(jié)構(gòu)的橫向一階自振頻率為3.61?Hz，與Taft波的卓越頻率接近，與汶川波的卓越頻率相差較大。故在地震波峰值加速度相同時(shí)，在Taft波激勵(lì)下墩梁相對(duì)位移峰值最大，汶川波作用下最小。地震波峰值加速度對(duì)墩梁橫向相對(duì)位移影響顯著，在峰值加速度0.15和0.30激勵(lì)下，碰撞力較小，擋塊未大范圍屈服，起到了較好的限位作用；在峰值加速度為0.60時(shí)，碰撞力明顯增大使擋塊大范圍屈服，擋塊限位能力減弱，墩梁相對(duì)位移增加明顯。

3.4 橡膠緩沖墊層厚度的影響

取橡膠墊層厚度0?，1，2和3?cm，輸入峰值加速度為0.30的EI-Centro波。以3號(hào)墩與3號(hào)梁的相對(duì)位移峰值、3號(hào)墩墩頂位移峰值、3號(hào)墩墩底剪力峰值和5號(hào)擋塊的碰撞力峰值為例，所得橡膠緩沖墊層的厚度對(duì)碰撞效應(yīng)峰值的影響見表3。從表3可見：相較于沒(méi)有橡膠緩沖墊層，在加入橡膠緩沖墊層后，墩梁相對(duì)位移峰值和碰撞力峰值有所減弱，但會(huì)放大橋墩的地震響應(yīng)，墩底剪力峰值和墩頂位移峰值有增大的趨勢(shì)；提高橡膠墊層厚度，墩梁相對(duì)位移峰值和碰撞力峰值有減弱趨勢(shì)，墩頂位移峰值和墩底剪力峰值增大。實(shí)際上，沒(méi)有橡膠緩沖墊層和橡膠緩沖墊層充滿擋塊?墊石間距就是對(duì)應(yīng)的2種極限狀態(tài)，在選用橡膠緩沖墊層進(jìn)行防碰減震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)綜合考慮上部梁體和橋墩的抗震需求，以選取合適橡膠緩沖墊層厚度。

圖10 擋塊強(qiáng)度對(duì)碰撞效應(yīng)的影響

表3 橡膠厚度對(duì)減碰效果的影響

圖11 不同地震波及峰值加速度對(duì)碰撞效應(yīng)的影響

4 結(jié)論

1) 軌道系統(tǒng)約束作用會(huì)改變橋梁的動(dòng)力特性與地震響應(yīng)。對(duì)于本文算例而言，考慮軌道約束作用會(huì)使墩梁相對(duì)位移和碰撞力峰值發(fā)生明顯改變，擋塊?墊石的碰撞次數(shù)明顯增加，邊墩地震響應(yīng)增大，中墩地震響應(yīng)減小；擋塊材料非線性對(duì)橫向碰撞效應(yīng)影響顯著，在峰值加速度0.30的EI-Centro波激勵(lì)下，擋塊已經(jīng)進(jìn)入非線性，若仍按線性考慮，會(huì)高估擋塊所能承受的碰撞力和擋塊的限位作用，增大橋墩的抗震需求；在有限元模型建模時(shí)，需要考慮軌道系統(tǒng)約束作用和擋塊材料的非線性。

2) 在峰值加速度為0.30的EI-Centro波激勵(lì)下，隨著擋塊?墊石間距的增大，橋墩墩底剪力和墩頂位移呈下降趨勢(shì)，擋塊碰撞次數(shù)減小；當(dāng)擋塊?墊石間距為3?cm時(shí)，各擋塊的碰撞力最小；驗(yàn)證了高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋擋塊?墊石間距通常取為3?cm的合理性。

3) 提高擋塊材料強(qiáng)度，墩梁相對(duì)位移峰值會(huì)有所減小，減幅不明顯，但是擋塊的碰撞力峰值會(huì)顯著增加，墩底剪力峰值及墩頂位移峰值也隨之明顯增大。綜合考慮各項(xiàng)橫向碰撞效應(yīng)及經(jīng)濟(jì)因素，高鐵簡(jiǎn)支梁橋的擋塊強(qiáng)度取235?MPa較合理。

4) 橡膠緩沖墊層的防碰減震效果與其厚度有關(guān)，隨著橡膠緩沖墊層厚度增大，上部梁體的地震響應(yīng)減弱，橋墩的地震響應(yīng)增大。故在選用橡膠緩沖墊層進(jìn)行減隔震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)綜合考慮上部梁體和橋墩的抗震需求以選取合適的橡膠緩沖墊層厚度。

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(編輯 陳燦華)

Transverse seismic pounding effect for simply-supported girder bridges of high-speed railway considering track constraint

YANG Menggang, MENG Dongliang, DAI Liangyuan

(School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

In order to accurately understand the limit function andearthquake mitigation effect of the transverse shear key of the high-speed railway simply-supported girder bridge during earthquake excitation, taking 5-span 32 m standard span simply-supported bridge as an example, a solid finite element model was established based on ABAQUS software. The effects of track constraint and shear key material nonlinearity on the transverse pounding finite element model were analyzed. The parameters of different seismic waves and different peak acceleration excitations, the initial gap between shear keys and bearing bases, the shear key strength and the thickness of the rubber cushion layer were analyzed. The results show that the track constraint will change the dynamic characteristics of the bridge structure and the seismic pounding effects, and shear key material nonlinearity significantly influences on the transverse pounding effects. Transverse pounding effects are significantly affected by different seismic waves and different peak accelerations. In EI-Centro seismic wave excitation and considering all the pounding effects, the initial gap with 3?cm of the high-speed railway simply-supported girder bridge between shear keys and bearing bases is reasonable. Rubber pads can reduce the transverse relative displacement of the pier and the girder and pounding force, and the effect of anti-collision is related to the thickness of the rubber cushion layer.

high-speed railway simply-supported bridge; track constraint; earthquake; transverse pounding effect; shear key; rubber cushion layer

U422. 55

A

1672?7207(2018)04?0916?09

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.04.020

2017?06?20；

2017?08?12

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51378504，51308549)(Projects(51378504, 51308549) supported by the National Natural Science Foundation of China)

楊孟剛，博士，教授，博士生導(dǎo)師，從事橋梁抗震與非線性等研究；E-mail：mgyang@csu.edu.cn