閆斌，匡文飛，余麗梅，朱志輝

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙，410075；2.高速鐵路建造技術(shù)國家工程研究中心，湖南 長沙，410075)

近年來，我國高速鐵路網(wǎng)不斷向西延伸并跨越地震高烈度區(qū)[1-2]，地震對高速鐵路運(yùn)營安全帶來的影響不可忽視。針對鐵路橋梁-軌道系統(tǒng)地震響應(yīng)特征，國內(nèi)外學(xué)者開展了廣泛研究，如：TOYOOKA等[3]探討了軌道結(jié)構(gòu)對減隔震鐵路橋梁系統(tǒng)地震響應(yīng)的影響；張永亮等[4]在考慮無砟軌道體系縱向約束效應(yīng)的基礎(chǔ)上，提出了線橋一體化分析模型；楊孟剛等[5]分析了軌道系統(tǒng)約束作用對簡支梁橋橫向地震碰撞效應(yīng)的影響；劉正楠等[6]基于絕對位移輸入法(ADM)探討了行波效應(yīng)對鐵路橋梁系統(tǒng)地震響應(yīng)的影響；余建等[7]通過選取隨機(jī)特征地震波對軌道-橋梁系統(tǒng)進(jìn)行了非線性時(shí)程分析，提出了震致軌道幾何不平順的模擬方法。

門式墩作為新建線與既有線路斜交時(shí)廣泛采用的橋梁下部結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)體系復(fù)雜。艾宗良[8]利用纖維梁單元建模，分析了鐵路門式墩非線性彈塑性地震響應(yīng)；孫智峰[9]對大跨度鋼箱門式墩結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)進(jìn)行了設(shè)計(jì)研究，確定了門式墩結(jié)構(gòu)工程運(yùn)用的可行性。在門式墩上考慮橋梁和軌道結(jié)構(gòu)后，其門式墩-梁體-軌道系統(tǒng)受力性能更為復(fù)雜。閆斌等[10]通過建立門式墩-連續(xù)梁-軌道系統(tǒng)相互作用模型，分析了門式墩支撐的橋梁無縫線路縱向力傳遞規(guī)律。而目前關(guān)于地震作用下門式墩-梁體-軌道系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)特征的研究尚未見報(bào)道。

本文以合福線某聯(lián)絡(luò)線跨既有線門式墩為例，建立門式墩-橋梁-軌道系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，研究其在多維地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)特征，探討節(jié)點(diǎn)連接方式、橫梁剛度等關(guān)鍵參數(shù)對系統(tǒng)的影響。

1 門式墩-橋梁-軌道系統(tǒng)模型

1.1 工程背景

合福(合肥—福州)線某聯(lián)絡(luò)線特大橋下跨浙贛既有線，橋上線路為單線無砟鐵路，設(shè)計(jì)速度為160 km/h。上部結(jié)構(gòu)均采用32 m 預(yù)制簡支T 梁，下部結(jié)構(gòu)采用鋼混組合門式墩結(jié)構(gòu)，門式墩跨徑為26 m，橫梁采用預(yù)制鋼箱蓋梁，梁高度為2.8 m，寬度為3.3 m。鋼柱截面同樣為箱形，橫橋向長度×順橋向長度為2.4 m×3.3 m，墩高度為16.1 m。鋼柱與鋼梁固結(jié)，通過鋼柱插入混凝土立柱中，結(jié)合處采用剛度較大的全熔透對焊方式進(jìn)行焊接，通過加腋鋼板及剪力釘增加錨固強(qiáng)度，其節(jié)點(diǎn)細(xì)部構(gòu)造見圖1。

圖1 門式墩節(jié)點(diǎn)構(gòu)造示意圖Fig.1 Node structure diagram of frame pier

1.2 計(jì)算模型

用帶剛臂的梁單元模擬主梁，鋼軌采用CHN60 型鋼軌，采用非線性彈簧模擬線路阻力，根據(jù)UIC 規(guī)范將鋼軌向橋梁兩端的路基段各延伸100 m[11]。

分別建立門式墩支撐(以下簡稱門式墩模型)和普通RC墩支撐(以下簡稱RC墩模型)的墩-橋-軌相互作用模型。這2 種模型算例橋跨均設(shè)置為3×32 m 簡支T 梁，且同時(shí)考慮梁體自重與二期恒載[12]。采用6 個(gè)等效剛度彈簧模擬樁土共同作用。線路縱向阻力按式(1)取值[13]：

其中：R為線路縱向阻力，kN/m；u1為鋼軌-橋梁相對縱向位移，mm。

線路橫向阻力取值如下：

其中：r為線路橫向阻力，kN/m；u2為鋼軌-橋梁相對橫向位移，mm。

采用經(jīng)過驗(yàn)證的梁軌相互作用分析方法[14]，建立門式墩-橋梁-軌道系統(tǒng)有限元模型，見圖2。

圖2 有限元模型(局部)Fig.2 Finite element models(local)

2 門式墩-橋梁-軌道系統(tǒng)自振特性分析

系統(tǒng)自振特性見表1。從表1 可知：從第4 階開始，門式墩開始出現(xiàn)明顯變形；門式墩系統(tǒng)表現(xiàn)為低頻振動(dòng)，其低階振型主要表現(xiàn)為梁軌的豎向和橫向位移以及門式墩的縱向位移，說明梁軌間約束較強(qiáng)，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定；與普通RC墩相比，由于門式墩質(zhì)量較大，結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，整體剛度較弱；從第4階開始，門式墩立柱縱向振型顯著；門式墩橫梁及立柱相接處節(jié)點(diǎn)為結(jié)構(gòu)薄弱處，在地震中受力復(fù)雜。

表1 系統(tǒng)的自振特性Table 1 Dynamic characteristic of system

3 門式墩-橋梁-軌道系統(tǒng)地震響應(yīng)特征

3.1 縱向地震作用

地震波采El-Centro 波和Taft 波，地震設(shè)防烈度為8 度。設(shè)最大峰值加速度為0.57g(罕遇地震，1g=9.8 m/s2)，分析在縱向地震作用下2 種模型(普通RC墩模型和門式墩模型)的動(dòng)力響應(yīng)特征，結(jié)果見圖3(其中，門式墩“墩底”表示混凝土立柱底，下同)。

圖3 縱向地震作用下系統(tǒng)響應(yīng)特征Fig.3 System response characteristics under longitudinal earthquake

由圖3 可知：

鋼軌縱向力極值發(fā)生在橋臺附近，以El-Centro波為例，門式墩處應(yīng)力比RC墩鋼軌應(yīng)力低1.4%；此外，1 號橋墩處的鋼軌應(yīng)力也較大。

提取2種模型的墩底最大縱向剪力，門式墩的最大縱向剪力明顯比普通RC 墩的最大縱向剪力高。以1號墩為例，在這2種地震波下，門式墩模型最大縱向剪力為RC墩模型的2.4～2.5倍。

3.2 水平地震激勵(lì)角的影響

定義水平地震激勵(lì)角α為水平面內(nèi)與橋梁方向的夾角，如圖2所示。分析在水平地震激勵(lì)角為0°、45°、90°時(shí)普通RC 墩和門式墩模型在El-Centro波作用下的動(dòng)力響應(yīng)。不同激勵(lì)角作用下的鋼軌應(yīng)力、墩底最大剪力、鋼軌節(jié)點(diǎn)橫向位移如圖4所示。

圖4 不同激勵(lì)角作用下地震響應(yīng)特征Fig.4 Seismic response characteristics under different excitation angles

由圖4(a)可知：隨著水平地震激勵(lì)角增大，鋼軌應(yīng)力不斷減小，包絡(luò)圖呈菱形對稱分布；普通RC 墩模型的鋼軌應(yīng)力始終略大于門式墩的鋼軌應(yīng)力；對于門式墩模型，在不同地震激勵(lì)角下，鋼軌應(yīng)力最大值分別為130.0 MPa(β=0°)、90.2 MPa(β=45°)、24.0 MPa(β=90°)，對于RC墩模型，則分別為131.9 MPa(β=0°)、93.5 MPa(β=45°)、32.3 MPa(β=90°)。

由圖4(b)可知：對于門式墩模型，在激勵(lì)角為45°時(shí)墩底最大剪力最小，激勵(lì)角為90°時(shí)墩底剪力最大；對于普通RC 墩，墩底最大剪力隨著激勵(lì)角的增加而不斷增大；門式墩在不同地震激勵(lì)角下墩底最大剪力分別為9 738.6 kN(β=0°)、7 815.9 kN(β=45°)、10 835.4 kN(β=90°)；RC墩在不同地震激勵(lì)角下墩底最大剪力為4 161.6kN(β=0°)、5 912.0 kN(β=45°)、8 357.9 kN(β=90°)。

由圖4(c)可知：隨著激勵(lì)角增大，這2 種模型的鋼軌節(jié)點(diǎn)橫向位移均增大；在激勵(lì)角為45°和90°時(shí)，普通RC 墩橫向位移明顯比門式墩橫向位移大，而在激勵(lì)角為0°即在縱向地震作用下，RC墩模型鋼軌節(jié)點(diǎn)橫向位移幾乎為0 mm。門式墩和普通RC 墩在不同激勵(lì)角下的最大位移分別為1.9 mm(β=0°)、31.9 mm(β=45°)、44.6 mm(β=90°)，RC墩則為0 mm(β=0°)、44.1 mm(β=45°)、62.3 mm(β=90°)。

3.3 豎向地震作用

將豎向地震作用的最大峰值加速度設(shè)為水平地震加速度的65%[15]，分析豎向地震作用下系統(tǒng)響應(yīng)特征，結(jié)果見圖5。

圖5 豎向地震作用下系統(tǒng)響應(yīng)特征Fig.5 System response characteristics under vertical earthquake

豎向地震作用下鋼軌應(yīng)力的極大值發(fā)生在兩側(cè)橋臺處。整體而言，門式墩和RC墩對鋼軌應(yīng)力的影響不大，僅在橋梁跨中截面有略微差異，以Taft 波為例，門式墩應(yīng)力的極大值比普通RC 墩的高24.4%。

門式墩墩頂?shù)淖畲筘Q向位移發(fā)生在支座處，在El-Centro 波和Taft 波作用下，與對應(yīng)RC 墩相比，1 號門式墩豎向位移高14.6%～16.4%，2 號門式墩豎向位移高8.4%～12.2%。

4 關(guān)鍵參數(shù)的影響

4.1 節(jié)點(diǎn)連接方式

前面計(jì)算中均將門式墩梁柱節(jié)點(diǎn)視作剛接，通過節(jié)點(diǎn)端部釋放彎矩與扭矩，模擬門式墩節(jié)點(diǎn)的半剛性連接和鉸接。引入彎矩傳遞系數(shù)β[16]，β為0 代表鉸接，為1 代表剛接，為(0，1)代表半剛性連接。

鋼軌縱向力對節(jié)點(diǎn)連接剛度不敏感。在豎向地震作用下，節(jié)點(diǎn)剛度對系統(tǒng)的影響見圖6。

圖6 門式墩節(jié)點(diǎn)剛度對系統(tǒng)的影響Fig.6 Influence of portal pier joint stiffness on stiffness

從圖6可見：隨著節(jié)點(diǎn)連接剛度增大，鋼軌和門式墩墩頂?shù)呢Q向撓度均不斷減小，但以Taft波為例，從鉸接到剛接，鋼軌豎向撓曲和門式墩墩頂豎向撓曲僅減小6.1%和5.7%?？紤]到在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，剛性節(jié)點(diǎn)會(huì)產(chǎn)生結(jié)構(gòu)延性降低、焊縫處殘余應(yīng)力增大等，考慮采用螺栓連接以實(shí)現(xiàn)半剛性連接[10]。

4.2 橫梁剛度

門式墩橫梁是連接橋梁和鋼柱的結(jié)構(gòu)，引入剛度修正系數(shù)模擬不同的橫梁剛度。剛度修正系數(shù)為0.5 和2.0 則分別表示將橫梁剛度設(shè)置為原始剛度的0.5 倍和2.0 倍。不同橫梁剛度條件下的鋼軌應(yīng)力情況見圖7。

圖7 不同橫梁剛度下鋼軌應(yīng)力包絡(luò)圖Fig.7 Rail stresses under different beam stiffnesses

從圖7可見：橫梁剛度對縱向地震下鋼軌最大應(yīng)力的影響可以忽略不計(jì)(相同地震波激勵(lì)時(shí)，橫梁剛度系數(shù)為0.5～2.0 時(shí)鋼軌應(yīng)力包絡(luò)圖幾乎重合)；在橫向地震作用下，隨著橫梁剛度提高，鋼軌受力依次減?。辉谪Q向地震作用下，在結(jié)構(gòu)橋梁跨中，隨著剛度增大，鋼軌縱向力減??；橋臺處剛度越大，鋼軌縱向力越大。以Taft波為例，在橋梁跨中處，剛度系數(shù)為0.5時(shí)的鋼軌縱向力比剛度系數(shù)為2.0時(shí)的高11.7%，在橋臺處則低15.9%。

5 結(jié)論

1)由于門式墩質(zhì)量較大，結(jié)構(gòu)整體剛度相對較小，自振頻率偏低。

2)在縱向地震作用下，鋼軌縱向力呈菱形狀分布，最大值在橋臺及門式墩處。門式墩與RC墩作為下部結(jié)構(gòu)時(shí)產(chǎn)生的鋼軌受力沒有明顯差異，但采用門式墩時(shí)立柱底最大縱向剪力為RC 墩的2.5倍。

3)豎向地震作用時(shí)鋼軌縱向力僅在橋梁跨中截面存在較大差異，門式墩的鋼軌縱向力偏高24.4%。門式墩墩頂最大位移發(fā)生在支座處，比RC墩高8.4%～16.4%。

4)門式墩-橋-軌道系統(tǒng)地震響應(yīng)峰值對于水平地震激勵(lì)角較敏感，隨著激勵(lì)角增大，鋼軌縱向應(yīng)力減小，鋼軌節(jié)點(diǎn)橫向位移越大。

5)鋼軌縱向力對門式墩梁柱節(jié)點(diǎn)剛度不敏感。在豎向地震作用下，從鉸接到剛接，鋼軌和門式墩墩頂?shù)呢Q向撓曲略減小。綜合考慮系統(tǒng)延性，建議采用半剛性連接。

6)橫梁剛度對縱向地震和豎向地震的影響較小。對于橫向地震，隨著橫梁剛度提高，鋼軌應(yīng)力減小，但立柱承受的彎矩和縱向力增大。