桩土相互作用对高速铁路轨道-桥梁系统损伤机制的影响

Influence of Pile-Soil Interaction on the Damage Mechanism of High-Speed Railway Track-Bridge System

摘要

地震将导致土体液化、基础沉降，进而造成梁体错动、桥面倾斜等灾害，因此在高速铁路轨道-桥梁系统震损机理研究中需充分考虑桩土相互作用的影响。为揭示构件震致损伤发展和传递机制，建立考虑柔性地基的高速铁路轨道-桥梁系统有限元模型，统计并排列不同地震输入方向下关键构件达到损伤和破坏状态时对应的地震强度均值。结果表明：纵向地震作用下坚硬土体场地上的构件损伤顺序为滑动层、固定支座、剪力齿槽和桥墩，松软土体场地上的构件损伤顺序为滑动层、剪力齿槽、固定支座、桩基；横向地震作用下坚硬土体场地上的构件损伤顺序为滑动层、固定支座、侧向挡块、剪力齿槽和桥墩，松软土体场地上的构件损伤顺序为滑动层、固定支座、桩基、侧向挡块、剪力齿槽；在纵向和横向地震作用下坚硬土体场地上的桩基始终处于完好状态，桥墩上的固定支座先于主梁上方的轨道结构发生损伤，松软土体场地上的桥墩始终处于完好状态，主梁上方的轨道结构先于桥墩上的固定支座发生损伤。因此，在坚硬和松软土体地区，应额外关注固定支座和轨道结构的震时安全，并做好震后维修工作。

Abstract

Earthquakes may cause soil liquefaction, foundation settlement, beam misalignment, bridge deck tilting, and other hazards. Therefore, in studying the seismic damage mechanism of high-speed railway trackbridge systems, the influence of pile-soil interaction should be fully considered. To reveal the development and transfer mechanisms of seismic-induced damage in components, this paper established a finite element model of a high-speed railway track-bridge system considering flexible foundations, statistically determined the mean seismic intensities corresponding to the damage and failure states of key components under different earthquake input directions. The results show that under longitudinal seismic action, the damage sequence of components on hard soil sites is: sliding layer, fixed support, shear keyway, and pier; on soft soil sites, it is: sliding layer, shear keyway, fixed support, and pile foundation. Under transverse seismic action, the damage sequence of components on hard soil sites is: sliding layer, fixed support, lateral block, shear keyway, and pier; on soft soil sites, it is: sliding layer, fixed support, pile foundation, lateral block, and shear keyway. Under both longitudinal and transverse seismic actions, pile foundations on hard soil sites remain intact, and the fixed supports on the piers are damaged before the track structure above the main beam. On soft soil sites, piers remain intact, and the track structure above the main beam is damaged before the fixed supports on the piers. Therefore, special attention should be paid to the seismic safety and post-earthquake maintenance of fixed supports and track structures in both hard and soft soil areas.

Graphical abstract

关键词

高速铁路 / 桥梁抗震 / 损伤机理 / 桩土相互作用 / 有限元

Key words

High-speed railway / Bridge seismic resistance / Damage mechanism / Pile-soil interaction / Finite element

进入21世纪以来，我国高速铁路建设取得巨大发展，运营里程持续增长，“八纵八横”高速铁路网绘制了我国高速铁路建设蓝图^［1-3］。目前我国高速铁路建设重点区域逐渐从东部地区向西部地区延伸，西部地区地形复杂，特别是西南地区山脉纵横、地形起伏剧烈，桥梁在工程中应用广泛^［4-7］。西南地区处于印度洋板块和亚欧板块交界处，地震断裂带多且地震频发，对桥梁结构抗震性能提出更高的要求^［8］。高速铁路轨道-桥梁系统由许多构件组成，各个构件在地震作用下彼此联系和相互作用，共同维持桥梁系统的结构稳定性和行车安全性。在强震作用下，高速铁路轨道-桥梁系统的组成构件会发生刚度和强度退化^［9-10］，关键构件的损伤和破坏会威胁系统的结构稳定和行车安全。因此，明确高速铁路轨道-桥梁系统各构件的震致损伤机理对高速铁路桥梁抗震设计具有重要意义。

在地震易损性方面，Wei等^［11-15］分析了地震动数量、竖向分量、入射角和地震动强度指标对支座、桥墩、滑动层、砂浆层和扣件等构件地震易损性曲线的影响；梁岩等^［16］分析了近海环境下高速铁路桥梁服役年限内钢筋锈蚀及其与混凝土黏结滑移性能退化对桥墩和支座时变地震易损性曲线的影响；陈艳玮^［17］分析了材料参数和桥墩配箍率对桥墩和支座地震易损性曲线的影响；尹平保等^［18］开展了斜坡桩基离心机振动台试验，分析斜坡坡度和桩径对桩基动力响应的影响规律，建立了不同地震强度下的斜坡桩基地震易损性曲线；许家琳等^［19］将预制节段桥胶接缝界面区的氯离子传输特性应用于预应力节段墩，综合考虑各类钢筋材料的均匀锈蚀和点蚀，研究了预应力节段桥墩的时变腐蚀形态及其全寿命周期内的地震易损性。在以上研究中，学者们详细分析了地震强度变化时单个构件损伤状态的发展规律，但不同构件之间的损伤发展规律尚未被研究。

在损伤分布特征方面，Yan等^［20］分析了在横桥向和顺桥向地震作用下桥墩、支座和轨道层间构件的损伤纵向分布特征；冯玉林等^［21］分析了纵向地震作用下连续梁桥-轨道系统的轨道层间构件损伤纵向分布特征；闫斌等^［22］研究了在多维地震作用下门式墩上简支梁桥-轨道系统的桥墩、支座和钢轨损伤纵向分布特征，探讨节点连接方式、横梁刚度等关键设计参数对损伤分布特征的影响规律；石岩等^［23］提出了基于分解叠加原理的跨断层地震动构造法，分析了断层穿越角度和穿越位置对跨走滑断层多跨简支梁桥的支座、桥墩和主梁损伤纵向分布特征的影响。在以上研究中，学者们清晰定义了特定地震强度下不同构件间的损伤空间特征，然而当地震强度变化时构件损伤发展规律尚未被研究。

目前关于地震易损性和损伤分布特征的研究主要针对单一构件或地震强度，考虑多构件和地震强度变化的损伤传递机制尚未开展深入研究。Yu等^［24］建立了高速铁路轨道-桥梁有限元系统，研究了在纵向地震和横向地震作用下系统中各构件的损伤破坏顺序。但是在该研究中，高速铁路轨道-桥梁系统模型采用刚性地基，未考虑桩土相互作用对轨道-桥梁系统各构件损伤破坏顺序的影响。对于穿越软土地区的高速铁路桥梁，桩土相互作用是影响其动力特性的重要因素。当桥梁处在软土地基上时，地震作用可能会诱发大范围土体液化和沉降，造成梁体错动和桥面倾斜等灾害，在损伤机理研究中应充分考虑桩土相互作用的影响。

在考虑桩土相互作用的高速铁路轨道-桥梁系统构件震致损伤传递机制方面，相关文献研究较少。本文建立了考虑柔性地基的高速铁路轨道-桥梁系统有限元模型，统计并排列了不同地震输入方向下关键构件达到损伤和破坏状态时所对应的地震强度均值，揭示了构件震致损伤传递机制并定义了系统损伤等级。

1 有限元模型

高速铁路轨道-桥梁-桩基系统示意图如图1所示。轨道结构主要由滑动层、底座板、砂浆层、轨道板和钢轨等结构组成。滑动层处在桥面板和底座板之间，采用两布一膜的结构形式，顶层和底层为厚度分别是2和3 mm的土工布，中层采用厚度为1 mm的高密度聚乙烯薄膜。底座板宽2.95 m，厚0.19 m，沿纵桥向连续浇筑。砂浆层采用具有弹性缓冲作用的水泥沥青砂浆，设置在底座板和轨道板之间，对轨道板起支承作用，同时对高速列车荷载起到缓冲作用。轨道板为长6.45 m、宽2.55 m、厚0.2 m的预应力混凝土构件，通过轨道板两端的紧固锁件实现轨道板沿纵向的连续布置。在梁缝处的底座板和轨道板之间设置剪切钢筋。在轨道板上面布置钢轨和扣件。扣件采用WJ-8C型扣件，扣件纵向间隔为0.65 m。剪力齿槽设置在固定支座上方的桥面上以固结主梁与底座板。侧向挡块设置在桥面板上，用于限制和缓冲底座板的竖向和水平位移。主梁采用跨度为32.5 m的预应力混凝土箱梁，箱梁最宽处为12.6 m，每跨箱梁间隔0.1 m^［25］。桥墩采用圆端型钢筋混凝土等截面墩，墩高14 m。支座采用盆式橡胶支座，固定支座的竖向极限承载力为5 000 kN，水平向极限承载力为1 000 kN。主梁和桥墩之间设置有间隙为0.2 m的防落梁装置。承台宽度为9.4 m，长度为11.8 m，高度为2.5 m。承台下方以3×3的形式布置钻孔灌注桩，单根桩的直径和长度分别为1.3和30 m，纵桥向和横桥向桩距为3.6和4.8 m。

采用ANSYS有限元分析软件建立高速铁路轨道-桥梁-桩基系统的有限元模型，如图2所示。箱梁的截面刚度较大，在地震作用下基本保持弹性状态，底座板、轨道板、钢轨、摩擦板、路基段在地震作用下一般不会发生明显损伤，以上结构均采用BEAM189单元的弹性截面模拟。桥墩在强震作用下可能进入塑性状态，采用基于双折线非线性弯矩曲率曲线的非线性广义梁单元对圆端型实心桥墩进行建模^［26］。支座、端刺、防落梁装置、扣件、剪力齿槽、剪切钢筋和侧向挡块在地震作用下可能发生损伤，采用非线性弹簧单元COMBIN39进行模拟^［27］。滑动层和砂浆层等效为间隔0.65 m的等间距离散弹簧。

非线性弹簧单元的力-位移曲线如图3所示，弹性梁单元的材料参数和力学特性见表1。

模型阻尼考虑为瑞利阻尼，阻尼比取为0.05。将地基等效为Winkler地基，即各个土层的反应与相邻土层无关。桩基与土层间的相互作用主要考虑为桩侧土水平抗力、桩周土竖向摩阻力和桩底土竖向抗力，分别等效为桩身的水平和竖向土弹簧以及桩底的竖向土弹簧。采用BEAM189单元模拟桩基，采用COMBIN39弹簧单元模拟等效土弹簧。

采用p-y，t-z和q-z曲线法建立以上3类等效土弹簧的本构关系，其中p为桩侧土水平抗力，t为桩周土竖向摩阻力，q为桩底土竖向抗力，y和z分别表示桩体的水平和竖向位移，现详细讨论如下。

1）p-y曲线

根据JTS 167—4—2012《港口工程桩基规范》^［28］中的相关规定计算等效土弹簧的p-y本构关系曲线。

对于不排水抗剪强度C_{\mathrm{u}}小于96 kPa的黏土，泥面以下x深度处桩侧单位面积极限水平土抗力标准值p_{\mathrm{u}}为

（1）

其中，

x_{\mathrm{r}}=\frac{\mathrm{6}{C}_{\mathrm{u}}d}{\gamma d+\zeta C_{\mathrm{u}}}

式中：\gamma为土的有效重度；\zeta为与土质有关的系数，软黏土取0.5，中等黏土取0.25；C_{\mathrm{u}}为黏土不排水抗剪强度标准值；d为桩径；x_{\mathrm{r}}为极限水平土抗力转折点深度。

黏土泥面以下x深度处作用于桩上的水平土抗力标准值p为

（2）

其中，

y_{\mathrm{50}}=\rho {\epsilon }_{\mathrm{50}}d

式中：y为泥面以下x深度处桩的侧向水平变形；y_{\mathrm{50}}为桩周土水平抗力到极限水平土抗力一半时桩身水平变形；\rho为系数，取2.5；{\epsilon }_{\mathrm{50}}为三轴仪试验中最侧向大主应力差一半时的应变值。

当无试验资料时，C_{\mathrm{u}}为12~24 kPa时，{\epsilon }_{\mathrm{50}}取0.020；C_{\mathrm{u}}为24~48 kPa时，{\epsilon }_{\mathrm{50}}取0.010；C_{\mathrm{u}}为48~96 kPa时，{\epsilon }_{\mathrm{50}}取0.007。砂土泥面以下x深度处单位桩长极限水平土抗力标准值p_{\mathrm{u}}\mathrm{\text{'}}为

（3）

其中，

C_{\mathrm{1}}=\mathrm{0.000}\mathrm{2}{\phi }^{\mathrm{3}}-\mathrm{0.01}{\phi }^{\mathrm{2}}+\mathrm{0.235}\phi -\mathrm{1.55}

C_{\mathrm{2}}=-\mathrm{3.33}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{5}}{\phi }^{\mathrm{3}}+\mathrm{0.005}\mathrm{5}{\phi }^{\mathrm{2}}-\mathrm{0.103}\phi +\mathrm{1.66}

C_{\mathrm{3}}=\mathrm{0.000}\mathrm{4}{\phi }^{\mathrm{4}}-\mathrm{0.033}{\phi }^{\mathrm{3}}+\mathrm{1.11}{\phi }^{\mathrm{2}}-\mathrm{16.16}\phi +\mathrm{90}

式中：C_{\mathrm{1}}，C_{\mathrm{2}}，C_{\mathrm{3}}为相关系数；\phi为摩擦角。

砂土泥面以下x深度处作用桩上的水平土抗力标准值p为

p=\psi p_{\mathrm{u}}\mathrm{\text{'}}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\mathrm{h}\frac{Kxy}{\psi p_u\mathrm{\text{'}}}（4）

其中，

\psi =(\mathrm{3}-\frac{\mathrm{0.8}x}{d})\ge \mathrm{0.9}

式中：\psi为计算系数；K为土抗力初始模量。

当砂土位于水上和水下时，土抗力初始模量K₁和K₂分别为

K_{\mathrm{1}}=\mathrm{0.000}\mathrm{467}{\phi }^{\mathrm{3}}+\mathrm{0.114}\mathrm{655}{\phi }^{\mathrm{2}}-\mathrm{6.606}\mathrm{65}\phi +\mathrm{92.38}（5）

K_{\mathrm{2}}=-\mathrm{0.004}\mathrm{632}{\phi }^{\mathrm{3}}+\mathrm{0.743}\mathrm{1}{\phi }^{\mathrm{2}}-\mathrm{28.7}\phi +\mathrm{330.26}（6）

2）t-z曲线

根据美国API规范^［29］中的相关规定计算等效土弹簧的t-z本构关系。

黏土的桩侧单位长度极限摩阻力t_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}

t_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\alpha C_{\mathrm{u}}（7）

其中，

\alpha =\left\{\begin{array}{l}\mathrm{0.5}{\psi }^{-\mathrm{0.5}}\psi \le \mathrm{1.0}\\ \mathrm{0.5}{\psi }^{-\mathrm{0.25}}\psi >\mathrm{1.0}\end{array}\right.

\psi =\frac{C_{\mathrm{u}}}{P\mathrm{\text{'}}}

P\mathrm{\text{'}}=h[(\mathrm{1}-\eta ){\rho }_{\mathrm{m}\mathrm{a}}+{\rho }_{\mathrm{n}}]g

式中：\alpha和\psi为计算系数，对于未充分固结的黏土，通常将\alpha取为1.0；P\mathrm{\text{'}}为计算位置处有效覆盖土压力；h为从地面到本深度的垂直高度；\eta为地层孔隙度；{\rho }_{\mathrm{m}\mathrm{a}}为岩石基质密度；{\rho }_{\mathrm{n}}为流体密度；g为重力加速度。

对于砂土，桩侧单位面积极限摩阻力t_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}为

t_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\beta P\mathrm{\text{'}}（8）

式中：\beta为系数，对于中密的粉砂\beta取0.29，中密的砂土、密实的粉砂\beta取0.37，密实的砂土、紧密的粉砂\beta取0.46，紧密的砂土\beta取0.56。

3）q-z曲线

根据美国API规范^［29］中的相关规定计算等效土弹簧的q-z本构关系。

研究对象为黏土时桩端单位面积极限摩阻力q_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}为

q_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=\mathrm{9}{C}_{\mathrm{u}}（9）

研究对象为砂土时桩端单位面积极限摩阻力q_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}为

q_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=N_{\mathrm{q}}P\mathrm{\text{'}}（10）

其中，

N_{\mathrm{q}}={\mathrm{e}}^{\mathrm{\pi }\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\phi }\mathrm{t}\mathrm{a}{\mathrm{n}}^{\mathrm{2}}(\frac{\mathrm{\pi }}{\mathrm{4}}+\frac{\phi }{\mathrm{2}})

通过上述理论可得p-y曲线、t-z曲线和q-z曲线的关键参数。基于美国API规范推荐的t-z曲线，根据桩体位移z和桩侧单位面积极限摩阻力t_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}计算桩周土竖向摩阻力t；基于推荐的q-z曲线，根据桩体位移z和桩端单位极限摩阻力q_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}计算黏土和砂土桩底土竖向抗力q。

根据《铁路工程抗震设计规范》^［30］，Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ和Ⅳ类场地对应土层类型分别为岩石、碎石、细砂、淤泥。根据《铁路桥涵地基与基础设计规范》^［31］，假定桩底位于地下水面以上，4类场地对应的p-y，t-z和q-z曲线控制参数见表2，其余参数可根据控制参数进行推导，具体步骤计算如下。

Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ类场地的计算方法相似，以Ⅲ类场地为例展开说明。p-y曲线计算时，细砂摩擦角\phi为32°，通过计算可得计算系数C_{\mathrm{1}}，C_{\mathrm{2}}，C_{\mathrm{3}}分别为2.38，2.90，47.61，有效重度\gamma取20 kN · m^-3，根据式（3）可计算极限水平土抗力转折点深度x_{\mathrm{r}}为21.65 m，假定砂土位于水上，根据式（5）可计算初始模量K₁为13.68 kN · m^-3，根据式（4）可得计算系数\psi；t-z曲线计算时，重力加速度g取9.8 m · s^-2，孔隙度\eta取0.4，基质密度{\rho }_{\mathrm{m}\mathrm{a}}取2.5 g · cm^-3，流体密度{\rho }_{\mathrm{n}}取0，通过计算可得计算位置处有效覆盖土压力P\mathrm{\text{'}}，系数\beta取0.37，由式（9）计算桩侧单位面积极限摩阻力t_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}；q-z曲线计算时，由摩擦角\phi为32°根据式（10）可得计算系数N_{\mathrm{q}}为23.18。

在Ⅳ类场地的p-y曲线计算时，淤泥有效重度\gamma取19 kN · m^-3，系数\xi取0.25，不排水抗剪强度标准值C_{\mathrm{u}}取25 kPa，根据式（2）可得极限水平土抗力转折点深度x_{\mathrm{r}}为2.57 m，{\epsilon }_{\mathrm{50}}取0.01，通过计算可得桩周土水平抗力到极限水平土抗力一半时桩身水平变形y_{\mathrm{50}}为0.032 5 m；t-z曲线计算时，\alpha取1.0，根据式（7）可得桩侧单位极限摩阻力t_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}为25 kPa；q-z曲线计算时，根据式（9）可得桩端单位极限摩阻力q_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}为225 kN。

2 构件损伤指标选取

为了研究高速铁路轨道-桥梁-桩基系统中各构件在地震作用下的损伤破坏顺序，有必要确定合适的损伤指标。由于桩构件被建模为弹性单元，桩基础的损伤主要来源于地基土损伤。既有研究表明^［32］，桩顶位移达到33 mm时，桩基将进入塑性阶段；桩顶位移达到376 mm时，桩基承载能力达到极限，继续加载将导致结构倒塌。既有文献对高速铁路桥墩损伤破坏状态临界弯矩^［24］以及滑动层^［27］、支座^［33］、砂浆层^［24］、扣件^［34］、剪力槽^［11］、剪力钢筋^［35］、侧向挡块^［11］等构件的损伤破坏状态临界位移也展开了深入研究。基于以上研究建立高速铁路轨道-桥梁系统各关键构件力学性能损伤指标体系，分别见表3和表4。

3 地震波输入

桥址位于8度抗震设防区，特征周期分区为一区，场地设计反应谱的峰值谱加速度取0.675g。根据GB 50111—2006《铁路工程抗震设计规范》^［30］相关规定，将场地类别分为4类，即Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ和Ⅳ类场地，对应的土层剪切波速v_s范围分别为v_s≥500 m · s^-1，500 m · s^-1>v_s≥250 m · s^-1，250 m · s^-1>v_s≥150 m · s^-1和v_s<150 m · s^-1，设计反应谱的特征周期分别为0.25，0.35，0.45和0.65 s。生成对应于上述工况的设计反应谱曲线并导入PEER强震数据库网站，为每组设计反应谱选取10条匹配程度最高的随机天然地震动，选取地震动集合的设计反应谱、均值反应谱和地震反应谱如图4所示。地震动激励方向设为横向和纵向。当构件分别达到损伤和破坏状态时记录对应的峰值加速度；当墩底弯矩达到破坏限值，认定结构失效停止计算。

由图4可以看出：均值反应谱和设计反应谱在各个振动周期上吻合较好，验证了选取地震动集合的合理性。将地震动峰值加速度以0.05g为间隔在0.05g~2.00g之间进行调幅，将调幅后的地震动作为高速铁路轨道-桥梁-桩基系统有限元模型的地震动输入。

4 纵向地震作用下各构件损伤顺序

高速铁路轨道-桥梁-桩基系统有限元模型的墩高取14 m，跨数取5跨，开展非线性时程分析并提取有限元模型中各关键构件的地震响应。将有限元模型中各构件达到损伤状态或者破坏状态的地震峰值加速度记为临界地震强度，计算多组纵向地震作用下不同场地各构件临界地震强度的均值，结果如图5所示。

图5中：横坐标指构件沿纵桥向发布位置，起点为一侧桥台上箱梁边缘，32.6 m为相邻两桥墩的距离；①—⑤代表破坏的先后顺序，①最早破坏，⑤最晚破坏。

从图5（a）可以看出：当场地类别为Ⅰ时高速铁路轨道-桥梁-桩基系统关键构件损伤顺序可归纳为如下5个阶段，损伤传递与发展过程如图6所示。为了更直观的表达每个阶段出现的损伤，文中损伤传递与发展过程示意图均仅给出相应阶段出现的损伤。

（1）阶段1（0~0.10g）。地震作用下位于主梁上的底座板随主梁产生纵向位移，桥台为大刚度构件，纵向位移基本为0，底座板与桥台之间发生较大相对位移，桥台梁缝附近的滑动层达到损伤状态。

（2）阶段2（0.10g~0.20g）。地震作用下主梁产生纵向位移，与桥台之间发生明显的相对位移，桥台上的固定支座达到损伤状态。桥台上固定支座的损伤要迟于桥台梁缝附近的滑动层，这是由于支座的临界位移（2 mm）要大于滑动层的临界位移（0.5 mm）。

（3）阶段3（0.20g~0.35g）。随着主梁纵向位移幅值的持续增大，剪力齿槽先后达到损伤和破坏的临界状态。剪力齿槽是限制底座板和主梁间相对位移的核心构件，剪力齿槽损伤和破坏导致底座板对主梁的约束能力迅速下降，两者间开始出现明显的相对位移。

（4）阶段4（0.35g~0.75g）。靠近桥台两侧的剪力齿槽发生损伤和破坏，两侧桥台以内的滑动层完全破坏。桥台两侧的剪力齿槽晚于中部的剪力齿槽发生损伤和破坏，这是由于中部的主梁纵向运动幅度要大于两侧主梁，中部主梁与底座板之间的相对位移要大于两侧。桥墩上固定支座开始出现损伤，桥墩固定支座的损伤晚于桥台，这是由于桥墩在地震作用下也产生明显的纵向运动，与主梁间的相对位移较小。

（5）阶段5（0.75g~1.30g）。剪力齿槽完全破坏之后，轨道结构与主梁之间的相互作用完全消失，主梁与桥台和桥墩之间的相对位移同时激增，桥台上和桥墩上的固定支座同时破坏。主梁纵向位移持续增大并撞击防落梁装置，桥墩发生损伤和破坏。此时，砂浆层、扣件、剪切钢筋仍处于完好状态，这表明滑动层显著地隔断了震致损伤在轨道层间的传递。

从图5（d）可以看出：当场地类别为Ⅳ时，高速铁路轨道-桥梁-桩基系统关键构件损伤顺序可归纳为如下5个阶段，损伤传递和发展过程如图7所示。

（1）阶段1（0~0.10g）。地震作用下底座板产生纵向运动，桥台纵向位移基本为0，底座板与桥台之间发生较大相对位移，桥台附近滑动层先达到损伤状态。

（2）阶段2（0.10g~0.25g）。由于Ⅳ类场地的土体较为松软，土体对于桩基的约束能力降低，在地震作用下承台和桥墩出现较大的纵向位移，主梁的纵向位移幅值增大，主梁与轨道结构之间的相对位移显著增加，剪力齿槽达到损伤和破坏的临界状态。

（3）阶段3（0.25g~0.35g）。剪力齿槽完全达到破坏状态之后，轨道结构与主梁之间的相互作用完全消失，主梁与桥台和桥墩之间的相对位移显著增大，桥台上和桥墩上固定支座同时达到损伤状态。

（4）阶段4（0.35g~0.60g）。承台纵向位移持续增大，桩基达到损伤状态。摩擦板上靠近桥台两侧的剪力齿槽晚于中部的剪力齿槽达到损伤和破坏状态。

（5）阶段5（0.60g~0.90g）。随着主梁与桥墩之间的相对位移持续增大，桥墩上固定支座率先发生破坏，桥台处固定支座晚于桥墩处固定支座发生破坏，这是由于在松软土体上桥墩的纵向位移远大于桥台，主梁与桥台的相对位移小于与桥墩的相对位移。

比较图6可以看到，Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ和Ⅳ类场地对应的各个构件的地震强度均值依次递减，表明随着土体变软，高速铁路轨道-桥梁系统各构件的地震响应幅值增大，在地震作用下越容易遭受破坏。

在Ⅰ和Ⅱ类场地中桥墩发生破坏，但桩基未损伤，表明在坚硬土体中桩基位移幅值较小，桥墩墩底接近固结，在纵向地震作用下墩底容易产生较大弯矩；在Ⅲ和Ⅳ类场地中桥墩未发生破坏，但桩基发生损伤，表明在松软土体中桩基容易产生较大位移，避免了桥墩底部弯矩的积累。在Ⅰ和Ⅱ类场地中固定支座先于剪力齿槽发生损伤，在Ⅲ和Ⅳ类场地中剪力齿槽先于固定支座发生损伤，这是由于前者的承台接近于固结，桥墩约束主梁的纵向位移，墩梁之间的相对位移明显，后者的承台有较明显的纵向活动，轨道约束墩梁的纵向位移，梁轨之间的相对位移明显。此外，扣件和砂浆层在地震作用下并没有发生损伤，这是由于跨梁缝设置的底座板削弱了从下部结构向上传导的结构内力。

5 横向地震作用下各构件损伤顺序

计算多组横向地震下各构件临界地震强度均值，结果如图8所示。图中：横坐标指构件沿纵桥向分布位置。

从图8（a）可以看到，当场地类别为Ⅰ时，高速铁路轨道-桥梁-桩基系统关键构件损伤顺序可归纳为如下5个阶段，损伤传递和发展过程如图9所示。

（1）阶段1（0~0.10g）。在横向地震作用下，主梁发生横向运动。主梁和底座板之间的相对运动受到剪力齿槽和侧向挡块的限制，底座板与桥台之间发生相对位移，因此桥台区域的滑动层首先发生损伤。

（2）阶段2（0.10g~0.25g）。桥墩上的固定支座先于桥台处的固定支座达到损伤状态。这是由于轨道结构的存在导致路基、摩擦板和端刺对于靠近桥台的箱梁具有明显的约束作用，在地震作用下中部箱梁和桥墩的响应更加剧烈，二者的相对位移更明显。

（3）阶段3（0.25g~0.50g）。发生损伤的滑动层区域扩大，桥台上的滑动层达到破坏状态，同时桥台上的固定支座开始发生损伤。

发生损伤的原因是由于桥台上的固定支座与滑动层之间的变形可视作主梁与桥台之间的相对位移，两者横向位移大致相等，而滑动层的破坏和支座的损伤具有相同的变形界限。摩擦板上靠近桥台的侧向挡块发生损伤。随着主梁与桥墩之间的相对位移继续增大，桥墩上的固定支座达到破坏状态。

（4）阶段4（0.50g~0.75g）。桥台上固定支座和摩擦板上靠近桥台的侧向挡块发生破坏。桥台上固定支座破坏后，主梁受到的约束降低，梁体和轨道结构的横向位移幅值显著增大，引起桥台上侧向挡块的损伤。

（5）阶段5（0.75g~1.50g）。主梁与底座板之间的相对位移增大，剪力齿槽达到损伤和破坏状态。主梁和桥墩之间的相对位移持续增大，主梁开始撞击防落梁装置，桥墩开始达到损伤和破坏状态。

从图8（d）中可以看到，当场地类别为Ⅳ时，高速铁路轨道-桥梁-桩基系统关键构件损伤顺序可归纳为如下5个阶段，损伤传递与发展过程如图10所示。

（1）阶段1（0~0.10g）。在横向地震作用下，梁体发生横向运动，桥台梁缝附近的滑动层首先发生损伤。

（2）阶段2（0.10g~0.30g）。Ⅳ类场地土体松软，在地震作用下，承台产生较大横向位移，桩基进入损伤状态。主梁与桥台之间的相对位移增大，桥台上的固定支座发生损伤。桥墩上的固定支座晚于桥台上的固定支座发生损伤，这是由于墩梁发生整体横向偏移，主梁与桥台间的横向相对位移显著。

（3）阶段3（0.30g~0.50g）。随着主梁横向位移继续增大，底座板与桥台处侧向挡块的碰撞作用显著增强，桥台处侧向挡块率先进入损伤状态。主梁与桥台相对位移继续增大，桥台上固定支座达到破坏状态。

（4）阶段4（0.50g~0.85g）。摩擦板上靠近桥台处的侧向挡块发生破坏，桥墩上的固定支座开始进入损伤状态。随着主梁与桥墩之间的相对位移持续增大，桥墩上的固定支座达到破坏状态。

（5）阶段5（0.85g~1.25g）。承台位移持续增大，桩基发生破坏。剪力齿槽先后达到损伤和破坏状态。

比较图9可以看出，在Ⅰ和Ⅱ类场地中若地震强度持续增大桥墩弯矩将超过损伤限值，但桩基始终处于完好状态；在Ⅲ和Ⅳ类场地中，随着地震强度增大桩基很快进入损伤状态，承台横向位移导致桥墩弯矩无法持续累积，墩底弯矩始终未达到屈服界限。

在Ⅰ，Ⅱ和Ⅲ类场地中，桥墩上的固定支座先于桥台上的固定支座发生损伤和破坏，这是由于承台的横向位移较小，桥墩约束主梁的横向位移，墩梁之间的相对位移明显；在Ⅳ类场地中，桥台上的固定支座先于桥墩上的固定支座发生损伤和破坏，这是由于承台有较明显的横向活动，墩梁作为整体发生偏移，主梁与桥台之间的横向相对位移明显。

在纵向和横向地震作用下，当结构处于坚硬土体时，桥墩上的固定支座先于主梁上方的轨道结构发生损伤；当结构处于松软土体时，主梁上方的轨道结构先于桥墩上的固定支座发生损伤：在纵向地震作用下主梁上剪力齿槽先于桥墩上的固定支座发生损伤，在横向地震作用下主梁上侧向挡块先于桥墩上的固定支座发生损伤。在坚硬和松软土体地区应格外注意固定支座和轨道结构的震时安全和震后维修。

6 结论

（1）纵向地震作用下，处于坚硬场地中桥梁系统各构件损伤破坏先后顺序为桥台梁缝附近滑动层损伤破坏，桥台上固定支座损伤，剪力齿槽损伤破坏，桥墩上固定支座损伤，固定支座破坏，桥墩损伤破坏；处于松软场地中桥梁系统各构件损伤破坏先后顺序为桥台梁缝附近滑动层损伤破坏，主梁上剪力齿槽损伤破坏，固定支座损伤，桩基损伤，桥台上剪力齿槽损伤破坏，固定支座破坏。

（2）横向地震作用下，处于坚硬场地中桥梁系统各构件损伤破坏先后顺序为桥台梁缝附近滑动层损伤破坏，桥台和桥墩处固定支座损伤破坏，侧向挡块损伤破坏，剪力齿槽损伤破坏，桥墩损伤破坏；处于松软场地中桥梁系统各构件损伤破坏先后顺序为桥台梁缝附近滑动层损伤破坏，桥台处固定支座损伤破坏，桩基损伤，侧向挡块损伤破坏，桥墩处固定支座损伤破坏，剪力齿槽损伤破坏，桩基破坏。

（3）在纵向和横向地震作用下，Ⅰ和Ⅱ类场地中，随着地震强度增大桥墩底部弯矩将超过损伤限值，但桩基始终处于完好状态；Ⅲ和Ⅳ类场地中，随着地震强度增大桩基很快进入损伤状态，承台发生位移导致桥墩弯矩无法持续累积，墩底弯矩始终未达到屈服界限。

（4）在纵向和横向地震作用下，当结构处于坚硬土体时，桥墩上的固定支座先于主梁上方的轨道结构发生损伤；当结构处于松软土体时，主梁上方的轨道结构先于桥墩上的固定支座发生损伤。在坚硬和松软土体地区应格外注意固定支座和轨道结构的震时安全和震后维修。

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基金资助

中国中铁股份有限公司科技研究开发计划项目(2022-Major-17)

国家自然科学基金资助项目(52178180)

国家重点研发计划项目(2022YFC3004304)

湖南省科技人才提升工程(2022TJ-Y10)

湖南省自然科学基金资助项目(2025JJ60292)

中国博士后科学基金资助项目(2024M763701)