楊孟剛，費(fèi)凡, 2，彭定成

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考慮軌道系統(tǒng)的高速鐵路連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)系統(tǒng)參數(shù)對(duì)縱向地震響應(yīng)的影響

楊孟剛1，費(fèi)凡1, 2，彭定成1

(1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075； 2. 浙江省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司，浙江 杭州 310006)

為研究無(wú)砟軌道系統(tǒng)約束作用下的高鐵連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)，以某組合橋跨布置高鐵橋梁結(jié)構(gòu)(2×32 m簡(jiǎn)支梁+(48+80+48) m連續(xù)梁+2×32 m簡(jiǎn)支梁)為例，針對(duì)CRTSⅡ型縱連板式無(wú)砟軌道系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，建立考慮軌道系統(tǒng)結(jié)構(gòu)層間相互作用的疊合梁模型，研究軌道系統(tǒng)約束作用、地震波激勵(lì)、滑動(dòng)層摩擦因數(shù)、底座板剛度和制動(dòng)墩抗推剛度對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)縱向地震響應(yīng)的影響。分析結(jié)果表明：軌道系統(tǒng)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的約束作用可減弱結(jié)構(gòu)縱向地震響應(yīng)；在不同頻譜特性的地震波激勵(lì)下，橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)明顯不同，當(dāng)?shù)卣鸩ㄗ吭筋l率與結(jié)構(gòu)自振頻率接近時(shí)，將放大結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)；隨著軌道系統(tǒng)滑動(dòng)層摩擦因數(shù)增加，連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)減小，簡(jiǎn)支梁橋縱向地震響應(yīng)增強(qiáng)；底座板剛度變化對(duì)橋梁縱向地震響應(yīng)影響較??；增加連續(xù)梁橋制動(dòng)墩抗推剛度，將增強(qiáng)制動(dòng)墩地震內(nèi)力響應(yīng)，需要根據(jù)不同抗震需求合理設(shè)計(jì)橋墩抗推剛度。

高速鐵路；連續(xù)梁橋；軌道系統(tǒng)；縱向地震響應(yīng)；結(jié)構(gòu)參數(shù)

隨著我國(guó)高速鐵路的發(fā)展，無(wú)砟軌道被越來(lái)越多應(yīng)用于新建鐵路中[1]。對(duì)于傳統(tǒng)有砟軌道鐵路橋梁而言，道砟剛度小離散性大，軌道系統(tǒng)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的約束作用較小，在地震分析時(shí)可以忽略軌道系統(tǒng)作用。而無(wú)砟軌道縱向剛度較大，尤其當(dāng)采用CRTSⅡ型縱連板式無(wú)砟軌道時(shí)，底座板和軌道板縱向聯(lián)成一體，增強(qiáng)了橋梁結(jié)構(gòu)的整體性和地震響應(yīng)的耦聯(lián)性，進(jìn)行地震分析時(shí)不能忽略軌道系統(tǒng)的影響[2?4]。目前，已有學(xué)者對(duì)于軌道系統(tǒng)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性和地震響應(yīng)的影響進(jìn)行了研究。閆斌等[5]研究考慮軌道約束的高鐵簡(jiǎn)支梁橋碰撞響應(yīng)，結(jié)果表明軌道結(jié)構(gòu)約束了橋梁縱向位移，可減弱或消除梁體間碰撞效應(yīng)；張永亮等[6]以某大跨度連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，討論軌道系統(tǒng)對(duì)橋梁動(dòng)力特性及地震反應(yīng)的影響；劉施等[7]以高鐵簡(jiǎn)支梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，研究不同地震波形、地震烈度對(duì)軌道結(jié)構(gòu)縱向力傳遞規(guī)律的影響；史航[8]開展CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋地震響應(yīng)分析，結(jié)果表明考慮梁軌耦合時(shí)橋梁地震動(dòng)力響應(yīng)明顯減小。CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道縱向剛度較大，改變了高鐵橋梁動(dòng)力特性，對(duì)高鐵橋梁縱向地震響應(yīng)影響較大[5, 8]。且目前高鐵橋梁地震響應(yīng)研究多以簡(jiǎn)支梁橋作為研究對(duì)象[7?9]，而實(shí)際工程中，連續(xù)梁橋在跨越既有線路、河道和谷溝時(shí)應(yīng)用更廣泛，鑒于此，本文旨在研究考慮CRTSⅡ型無(wú)砟軌道系統(tǒng)的高鐵連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)。但是，已有的考慮CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道約束的橋梁地震動(dòng)力響應(yīng)研究多是將軌道板和底座板視為通過CA砂漿實(shí)現(xiàn)協(xié)調(diào)變形的整體，即道床板[6]。而實(shí)際上，軌道板和底座板的彈性模量是CA砂漿層的數(shù)倍，三者往往不能實(shí)現(xiàn)完全協(xié)調(diào)變形，軌道板和底座板的力學(xué)行為會(huì)相互影響[10]。針對(duì)上述問題，本文基于ANSYS建立考慮CRTSⅡ型縱連板式無(wú)砟軌道系統(tǒng)結(jié)構(gòu)層相互作用的疊合梁模型，研究軌道系統(tǒng)約束、地震波激勵(lì)、滑動(dòng)層摩擦因數(shù)、底座板剛度和制動(dòng)墩抗推剛度對(duì)高鐵連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)的影響。

1 背景工程

以某連續(xù)梁-簡(jiǎn)支梁橋梁結(jié)構(gòu)(2×32 m簡(jiǎn)支梁+(48+80+48) m連續(xù)梁+2×32 m簡(jiǎn)支梁)為例，抗震設(shè)防烈度為7度，設(shè)計(jì)基本地震加速度值為0.15。該橋梁結(jié)構(gòu)采用單箱單室截面，材料為C50混凝土，橋面寬12.6 m。連續(xù)梁橋中支點(diǎn)梁高為6.72 m，跨中及邊支點(diǎn)梁高為3.92 m，梁底按二次拋物線變化。連續(xù)梁橋兩側(cè)各為2×32 m標(biāo)準(zhǔn)跨徑簡(jiǎn)支梁橋，梁高3.05 m。橋墩為圓端型實(shí)體墩，材料為C35混凝土，為消除橋墩高度差異帶來(lái)的影響將橋墩高度均調(diào)整為10 m，基礎(chǔ)為鉆孔灌注樁。橋梁立面布置如圖1所示，橋墩按從左到右依次編號(hào)：1號(hào)和6號(hào)墩為簡(jiǎn)支梁橋墩，2號(hào)和5號(hào)墩為連續(xù)梁邊墩，3~4號(hào)墩為連續(xù)梁中墩(其中3號(hào)為制動(dòng)墩)。連續(xù)梁橋支座采用球型鋼支座，簡(jiǎn)支梁橋采用盆式橡膠 支座。

單位：m

2 CRTSⅡ型軌道系統(tǒng)模擬

CRTSⅡ型縱連板式無(wú)砟軌道體系主要構(gòu)件包括60式鋼軌、扣件、軌道板、底座板、砂漿調(diào)整層、滑動(dòng)層、擋塊、固結(jié)機(jī)構(gòu)和擠塑板等。在臺(tái)后路基上設(shè)置有包括滑動(dòng)層、端刺和摩擦板等臺(tái)后傳力體系。目前，大多文獻(xiàn)在模擬CRTSⅡ型無(wú)砟軌道時(shí)將軌道板、CA砂漿層和底座板視為一個(gè)整體[6]，無(wú)法模擬結(jié)構(gòu)層間相互作用及耦合效應(yīng)。因此，本文模擬CRTSⅡ型縱連板式無(wú)砟軌道體系各結(jié)構(gòu)層的力學(xué)特性和相互作用，各結(jié)構(gòu)層建模及連接方式如圖2所示，模型中部分參數(shù)取值如下。

扣件為WJ-8型小阻力扣件，縱向阻力在無(wú)載時(shí)為13 kN/m/軌，塑性非線性臨界點(diǎn)為0.5 mm，豎向剛度為50 kN/mm[11]。根據(jù)博格公司試驗(yàn)數(shù)據(jù)，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，豎向抗壓剛度為2×106MN/m?；瑒?dòng)層采用理想彈塑性彈簧模擬，彈塑性臨界點(diǎn)取為0.5 mm，摩擦因數(shù)取為0.2[12]。高強(qiáng)擠塑板僅考慮其豎向剛度，豎向彈性模量取為515 MPa。剪力齒槽采用縱向線彈簧模擬，剛度為1.0×107kN/m[6]。臺(tái)后傳力錨固體系中，摩擦板長(zhǎng)度取為50 m，將摩擦板視為與大地固結(jié)，大端刺對(duì)底座板的縱向限位作用采用線性彈簧單元模擬，彈簧剛度每線取為1.0×107kN/m[13]。

根據(jù)上述模擬方式，基于背景工程建立ANSYS有限元模型，如圖3所示。為模擬路基上軌道系統(tǒng)對(duì)橋上軌道結(jié)構(gòu)的約束作用，在模型中兩橋臺(tái)外側(cè)各建立100 m路基及路基上軌道結(jié)構(gòu)。

圖2 CRTSⅡ型無(wú)砟軌道-橋梁計(jì)算模型

(a) 總體有限元模型；(b) 局部有限元模型

3 軌道系統(tǒng)約束作用分析

為分析軌道系統(tǒng)約束作用對(duì)于高鐵連續(xù)梁橋縱向動(dòng)力特性的影響，分別建立不考慮軌道系統(tǒng)約束的梁體模型和考慮軌道系統(tǒng)約束的疊合梁模型，其中不考慮軌道系統(tǒng)約束模型二期恒載通過換算為附加質(zhì)量加于梁頂考慮。表1為2個(gè)模型的前5階自振頻率以及相應(yīng)振型。由表1可知，考慮軌道體系約束后橋梁模型自振頻率明顯提高。對(duì)比表中2種模型的振型可知，不考慮軌道系統(tǒng)時(shí)，模型1階振型為連續(xù)梁縱向平動(dòng)，連續(xù)梁和簡(jiǎn)支梁橋運(yùn)動(dòng)關(guān)聯(lián)性不大；考慮軌道系統(tǒng)后，模型1階振型為連續(xù)梁和簡(jiǎn)支梁橋共同縱向平動(dòng)，說(shuō)明無(wú)砟軌道系統(tǒng)將連續(xù)梁和簡(jiǎn)支梁橋連接成一個(gè)耦合體，增強(qiáng)了結(jié)構(gòu)的整體性。

為進(jìn)一步探究軌道系統(tǒng)對(duì)高鐵連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)的影響，選取調(diào)幅至0.15的汶川波對(duì)不考慮軌道系統(tǒng)和考慮軌道系統(tǒng)模型分別進(jìn)行時(shí)程分析。表2 是2種模型的縱向動(dòng)力響應(yīng)參數(shù)峰值之比。其中，3號(hào)墩為連續(xù)梁橋制動(dòng)墩，6號(hào)墩為簡(jiǎn)支梁橋制動(dòng)墩。由表2可知，相比于不考慮軌道系統(tǒng)模型，考慮軌道系統(tǒng)約束的高鐵連續(xù)梁及簡(jiǎn)支梁橋橋縱向墩底剪力、墩底彎矩和墩頂位移明顯減小，減小幅度最高可到60.1%，說(shuō)明無(wú)砟軌道系統(tǒng)可以減小橋梁縱向地震反應(yīng)。這是因?yàn)闊o(wú)砟軌道系統(tǒng)加強(qiáng)了橋梁結(jié)構(gòu)的整體性，約束并減弱了橋梁縱向地震響應(yīng)。因此，為了真實(shí)模擬高鐵橋梁實(shí)際地震反應(yīng)，本文后續(xù)分析中采用的模型均采用考慮無(wú)砟軌道系統(tǒng)約束的疊合梁模型。

表1 2種模型自振頻率對(duì)比

表2 2種模型橋墩縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值的對(duì)比

4 縱向地震響應(yīng)分析

4.1 地震波頻譜特性的影響

基于軌道系統(tǒng)疊合梁模型，沿縱向分別輸入=0.15的El-Central波、Taft波和汶川波進(jìn)行時(shí)程分析，以連續(xù)梁橋3號(hào)墩和3號(hào)梁為例，列出不同地震波激勵(lì)下橋梁縱向地震響應(yīng)結(jié)果，響應(yīng)包括橋墩縱向墩底剪力、墩底彎矩、墩頂位移、固定支座破壞荷載、固結(jié)機(jī)構(gòu)破壞時(shí)間和梁體縱向位移等，如表3所示。在El-Central波、Taft波激勵(lì)下，3號(hào)墩縱向墩底剪力、墩底彎矩和墩頂位移均非常接近，縱向梁體位移也比較接近。而在汶川波激勵(lì)下，與El-Central波激勵(lì)結(jié)果對(duì)比，3號(hào)墩縱向墩底剪力、墩底彎矩、墩頂位移、固定支座剪力分別減少59.76%，57.65%，43.72%和57.86%，3號(hào)梁縱向梁體位移減少了65.74%，這是由于汶川波卓越頻率在4~5 Hz之間，而El-Central波和Taft波卓越頻率在2.2~2.5 Hz之間，后者與結(jié)構(gòu)第1階縱向自振頻率(2.622 Hz)更接近，使得在El-Central波和Taft波激勵(lì)下結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)更顯著。因此，不同地震波頻譜特性會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)產(chǎn)生較大影響，特別是當(dāng)?shù)卣鸩ㄗ吭筋l率與結(jié)構(gòu)自振頻率接近時(shí)，將放大結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。

4.2 滑動(dòng)層摩擦因數(shù)的影響

滑動(dòng)層是實(shí)現(xiàn)梁體與軌道系統(tǒng)縱向傳力的重要構(gòu)件，其摩擦因數(shù)取值對(duì)梁軌動(dòng)力相互作用有顯著影響。在工程應(yīng)用中，高鐵橋梁滑動(dòng)層會(huì)逐漸磨損老化，使得滑動(dòng)層摩擦因數(shù)逐漸增大，因此，有必要研究滑動(dòng)層摩擦因數(shù)改變對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響?；谏鲜霪B合梁模型，分別調(diào)整滑動(dòng)層摩擦因數(shù)為0.1，0.2，0.3和0.4，沿縱向輸入=0.15El-Central波進(jìn)行縱向地震響應(yīng)分析，以研究滑動(dòng)層摩擦因數(shù)對(duì)高鐵橋梁縱向地震相應(yīng)的影響。圖4是不同滑動(dòng)層摩擦因數(shù)條件下3號(hào)和6號(hào)墩縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值對(duì)比，表4為3號(hào)和6號(hào)墩上部結(jié)構(gòu)縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值。

表3 不同地震波激勵(lì)下3號(hào)墩和3號(hào)梁縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值

表4 不同滑動(dòng)層摩擦因數(shù)條件下3號(hào)和6號(hào)墩上部結(jié)構(gòu)縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值

由圖4和表4可知，當(dāng)滑動(dòng)層摩擦因數(shù)從0.1增加到0.4時(shí)，連續(xù)梁橋3號(hào)墩縱向墩底剪力、墩底彎矩和墩頂位移分別減少了40.35%，42.14%和42.13%，固定支座由破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檎９ぷ髑壹袅γ黠@減小，3號(hào)縱向梁體位移減少了72.59%，固結(jié)機(jī)構(gòu)破壞時(shí)間后延。而簡(jiǎn)支梁橋隨著滑動(dòng)層摩擦因數(shù)的增加，6號(hào)墩縱向墩底剪力、墩底彎矩、墩頂位移和固定支座剪力分別增大了39.64%，36.30%，35.15%和37.54%，簡(jiǎn)支梁橋5號(hào)梁縱向梁體位移和固結(jié)機(jī)構(gòu)剪力分別增大了38.79%和35.14%。這是因?yàn)榛瑒?dòng)層摩擦因數(shù)的增大加強(qiáng)了高鐵橋梁結(jié)構(gòu)體系縱向約束，使得地震能量在連續(xù)梁?簡(jiǎn)支梁橋結(jié)構(gòu)體系的分布發(fā)生變化，減弱了連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)，增強(qiáng)了簡(jiǎn)支梁橋縱向地震響應(yīng)。因此，在評(píng)估長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)后的高鐵橋梁抗震性能時(shí)，需要考慮滑動(dòng)層老化摩擦因數(shù)增大對(duì)橋梁縱向地震響應(yīng)帶來(lái)的影響。

4.3 底座板剛度的影響

底座板是CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道系統(tǒng)主要的受力構(gòu)件，采用軸向拉壓桿件模擬。現(xiàn)分別調(diào)整模型底座板剛度為0.8，0.9，1.0和1.1倍原剛度，沿縱向輸入=0.15的El-Central波，研究不同底座板剛度對(duì)高鐵連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)的影響。圖5是不同底座板剛度作用下3號(hào)和6號(hào)墩縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值對(duì)比，表5為3號(hào)和6號(hào)墩上部結(jié)構(gòu)縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值。

圖4 不同滑動(dòng)層摩擦因數(shù)條件下3號(hào)和6號(hào)墩縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值

表5 不同底座板剛度作用下3號(hào)和6號(hào)墩上部結(jié)構(gòu)縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值

由圖5和表5可知，當(dāng)?shù)鬃鍎偠葟脑瓌偠鹊?.8倍變化到1.1倍時(shí)，連續(xù)梁橋3號(hào)墩縱向墩底剪力、墩底彎矩、墩頂位移和固定支座剪力減少了5.30%，5.29%，5.83%和5.32%，3號(hào)梁縱向梁體位移減少了5.83%，固結(jié)機(jī)構(gòu)破壞時(shí)間不變；簡(jiǎn)支梁橋6號(hào)墩縱向墩底剪力、墩底彎矩、墩頂位移和固定支座剪力減少了9.61%，4.32%，2.38%和3.74%，5號(hào)梁縱向梁體位移減少了2.38%，固結(jié)機(jī)構(gòu)剪力增大16.23%，說(shuō)明隨著底座板剛度的增大，連續(xù)梁橋和簡(jiǎn)支梁橋多項(xiàng)縱向地震響應(yīng)參數(shù)略有減小。這是由于底座板剛度的增大提高了軌道系統(tǒng)整體剛度，從而使軌道系統(tǒng)承擔(dān)更多地震能量，但與橋梁結(jié)構(gòu)相比軌道系統(tǒng)剛度仍很小，因此增大底座板剛度能在一定程度上減小橋梁結(jié)構(gòu)縱向地震響應(yīng)，但減小幅度不大。

4.4 橋墩抗推剛度的影響

橋墩作為橋梁結(jié)構(gòu)重要的傳力構(gòu)件，其動(dòng)力特性對(duì)體系動(dòng)力響應(yīng)影響很大。現(xiàn)分別調(diào)整連續(xù)梁橋制動(dòng)墩3號(hào)墩縱向抗推剛度為原剛度的0.6，1.0，1.4和1.8倍(其他橋墩保持不變)，沿縱向輸入= 0.15的El-Central波激勵(lì)進(jìn)行時(shí)程分析，研究制動(dòng)墩抗推剛度對(duì)高鐵連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)的影響。圖6是不同抗推剛度條件下3號(hào)和6號(hào)墩縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值對(duì)比，表6為3號(hào)和6號(hào)墩上部結(jié)構(gòu)縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值。

由圖6和表6可知，隨著連續(xù)梁橋3號(hào)制動(dòng)墩抗推剛度從原剛度的0.6倍增加到1.8倍，連續(xù)梁橋3號(hào)墩縱向墩底內(nèi)力響應(yīng)明顯增加，固定支座剪力增大乃至發(fā)生破壞，而縱向墩頂位移和梁體位移迅速減小，梁上固結(jié)機(jī)構(gòu)破壞時(shí)間后延。簡(jiǎn)支梁橋多項(xiàng)地震響應(yīng)參數(shù)變化不大。上述結(jié)果說(shuō)明，增加連續(xù)梁橋制動(dòng)墩抗推剛度，將改變連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)體系地震能量分布，使制動(dòng)墩承擔(dān)更多地震能，從而減小了上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)。因此，在對(duì)橋墩進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)要合理選擇制動(dòng)墩抗推剛度。

圖5 不同底座板剛度作用下3號(hào)和6號(hào)墩縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值

圖6 不同橋墩抗推剛度條件下3號(hào)和6號(hào)墩縱向動(dòng)力響應(yīng)峰值

表6 不同橋墩抗推剛度條件下3號(hào)和6號(hào)墩上部結(jié)構(gòu)縱向地震響應(yīng)峰值

5 結(jié)論

1) CRTSⅡ型縱連板式無(wú)砟軌道體系能夠增強(qiáng)高鐵橋梁結(jié)構(gòu)縱向剛度，將多跨橋梁結(jié)構(gòu)連接成一個(gè)耦合體，增強(qiáng)了結(jié)構(gòu)體系的整體性，改變了結(jié)構(gòu)體系的動(dòng)力特性，使得橋梁縱向地震響應(yīng)減弱。在進(jìn)行地震響應(yīng)分析時(shí)若不考慮軌道系統(tǒng)約束，會(huì)高估高鐵橋梁結(jié)構(gòu)縱向地震響應(yīng)，不能真實(shí)反映結(jié)構(gòu)體系的動(dòng)力響應(yīng)。因此，在進(jìn)行地震響應(yīng)分析時(shí)需要考慮軌道系統(tǒng)的影響。

2) 結(jié)構(gòu)地震動(dòng)力響應(yīng)與地震波頻譜特性聯(lián)系密切，在不同卓越頻率的地震波激勵(lì)下，高鐵連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)明顯不同。當(dāng)?shù)卣鸩ㄗ吭筋l率與結(jié)構(gòu)自振頻率接近時(shí)，將放大結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)。

3) 隨著滑動(dòng)層摩擦因數(shù)的增大，高鐵連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)減弱，簡(jiǎn)支梁橋縱向地震響應(yīng)增強(qiáng)。評(píng)估長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)后的高鐵橋梁抗震性能時(shí)，需要考慮到滑動(dòng)層摩擦因數(shù)變化帶來(lái)的影響；增大底座板剛度能在一定程度上減小橋梁結(jié)構(gòu)縱向地震響應(yīng)，但減小幅度不大。

4) 增加連續(xù)梁橋制動(dòng)墩抗推剛度，使制動(dòng)墩地震內(nèi)力響應(yīng)增加，而上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)減小，因此，需要根據(jù)不同抗震需求合理選擇橋墩抗推剛度。

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Influence of structural parameters on longitudinal seismic response of high-speed railway continuous beam bridge considering the track constraint

YANG Menggang1, FEI Fan1, 2, PENG Dingcheng1

(1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 2. Zhejiang Provincial Institute of Communications Planning, Design & Research, Hangzhou 310006, China)

The longitudinal seismic response of the high-speed railway continuous beam bridge was studied in this paper. A combined type high-speed railway bridge was taken as an analysis example. The bridge system consists of two 32 m simple-supported bridges, one (48+80+48) m continuous-beam bridge and two 32 m simple- supported bridges. The finite element of the example bridge was established, in which the CRTSⅡ slab ballastless track on the bridge was considered. Based on this model, this paper studied the influence of some parameters on bridge longitudinal seismic response, corresponding to the seismic wave spectrum, the friction coefficient of sliding layer, the rigidity of the base plate and the push rigidity of abutment pier. The research has obtained some results. Compared with the no track finite element model, the longitudinal seismic response of the model considering the track system is weakened. The seismic response spectrum has great influence on the bridge seismic response, which will be increased when seismic wave predominant frequency is close to the natural frequency of the structure. With the increasement of the friction coefficient of sliding layer, the seismic responseof the continuous beam bridge is reduced, and the seismic response of the simply supported beam bridges is increased. The stiffness change of the base plate has little influence on the bridge longitudinal seismic response. The increasement of the push rigidity of continuous beam bridge’s brake pier will intensify its force response. Therefore, it is necessary to design pier push stiffness according to the different seismic requirements.

high speed railway; continuous beam bridges; track system; longitudinal seismic response; structural parameters

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.01.002

U24

A

1672 ? 7029(2019)01 ? 0008 ? 08

2018?01?25

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51378504)；中南大學(xué)中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2017zzts754)

楊孟剛(1976?)，男，江西安義人，教授，博士，從事跨度橋梁幾何非線性與橋梁抗震研究；E?mail：mgyang@csu.edu.cn

(編輯 陽(yáng)麗霞)