第1章 绪论
1.1 高速铁路桥梁的特点及震害
1.1.1 高速铁路桥梁的特点
随着我国铁路建设的跨越式发展，高速铁路和客运专线的建设如火如荼，截至2024年底，我国高速铁路营业里程已达4.8万公里，位居世界**。为满足高速铁路桥梁行车平顺度的高标准要求及运营时的安全性需求，高速铁路中大量采用“以桥代路”模式，高速铁路桥梁一般长达几公里甚至几十公里，因此桥梁在线路中占比非常高，通常达到线路总长的70%以上[1]，京津城际铁路、京沪高速铁路桥梁累计长度占全线总长的比例均超过80%[2]。
我国高速铁路桥梁上部结构主要采用24m、32m预制的预应力混凝土简支箱梁。主跨径在32～120m时，一般采用三跨或者多跨的预应力混凝土连续箱梁桥，较为常见的跨径组合为(32+48+32)m、(40+56+40)m、(40+64+40)m、(48+80+48)m、(60+100+60)m、(64+116+64)m等形式。主跨径超过100m时，将采用多种大跨径桥梁的方式，包括连续梁拱组合桥、钢管混凝土系杆拱桥、中承式钢箱拱桥、预应力混凝土连续刚构桥、连续钢桁拱桥、斜拉桥等。简支箱梁桥预制与架设见图1-1。
图1-1 简支箱梁桥预制与架设
1.1.2 我国高速铁路所处地震带环境
我国地震活动频繁、地震多发地区分布广泛，因此地震作为一种发生概率相对较小但危害性较大的灾害，严重影响着我国高速铁路的运行安全。1999年台湾集集大地震，震级为里氏7.6级，全过程持续102s，2000多人遇难。西部地区也发生了多次大地震，2008年汶川地震，震级达到8级，造成将近7万人遇难，1.8万人失踪，数十万人受伤，是唐山大地震后伤亡*惨重也是破坏力*大的一次地震[3]。2010年青海玉树地震，*高震级达到7.1级，直接造成2000多人遇难[4]。
我国的地震活动主要分布在五个地区[5]，分别为：太平洋地震带的台湾及附近海域地区；西南地区的青藏高原和四川、云南西部，也被称为青藏高原地震区；西北地区的青海、新疆、甘肃和宁夏地区；华北太行山沿线和京津唐地区；东南沿海地震带，包括福建、广东及江西、广西附近地区。
1.1.3 地震引起的桥梁震害
由于地震起因、场地条件、桥梁形式以及构造等因素，地震引发的桥梁损伤有多种形式[6]。由支座或者约束设置的问题可能导致上部结构落梁，墩柱、桥台、基础等损伤会引起桥梁功能破坏。由下部结构的损伤引起的桥梁倒塌，震后很难修复。下部结构震害主要分为以下几类：
(1)桥梁墩柱损伤。桥梁结构中普遍采用的是钢筋混凝土墩柱，墩柱的弯*破坏*为常见，伴随内部钢筋或者混凝土的破坏与损伤[7]：由于箍筋失效而引起的未约束或者约束混凝土受压破坏；由于纵筋局部失稳或者整体失稳而引起的混凝土受压破坏；受拉区的纵筋应变过大而引起的拉断；由于低周疲劳作用而引起的纵筋断裂；箍筋拉断；墩柱与梁节点破坏。墩柱的脆性剪切破坏也很常见且较为严重，会引起墩柱和上部结构的倒塌。
(2)框架墩损伤。双柱式或者单圆柱式桥墩与盖梁之间形成框架和节点，盖梁剪切损伤、弯*损伤，盖梁钢筋锚固长度不足而引起的损伤以及节点剪切损伤等[6]。
(3)桩基损伤。地震作用尤其是竖向地震作用可能引起的桩基剪切或者弯*等损伤。这种损伤很难观察，具有隐秘性，大多只能通过上部结构的损伤体现。
同时由于地震的作用，桥梁端部与桥台或者梁的相互碰撞都会引起梁的破坏。
1.2 高速铁路无砟轨道结构抗震性能
无砟轨道具有平顺性高、稳定性好、维修量少与经济效益显著等优点，被广泛应用在我国高速铁路线路中[8，9]。其中，CRTSⅡ型无砟轨道结构是我国轨道典型的结构形式之一，已先后应用于京津、沪杭、京沪、沪昆等高速铁路线路，运营总里程约5000km[10，11]。在轨道结构的设计中，主体结构与层间构件的参数将决定设计是否安全、经济、合理。
当前，CRTSⅡ型无砟轨道主体结构的材料参数(如轨道各层的弹性模量、泊松比与膨胀系数)已有较多的试验研究。层间构件的材料参数研究包括混凝土与水泥沥青(CA)砂浆层界面的黏结性能，扣件的静动刚度、纵向阻力与阻尼参数，缓冲材料的弹性参数，滑动层摩擦系数，限位销钉的限位刚度等[12]，且大部分参数已被载入相应的标准与规范[13，14]。德国博格公司开展了轨道板与CA砂浆层的推板试验，结果表明，当外力达到410kN时，轨道板与CA砂浆层黏结失效，失效时轨道板的偏移量为0.5～0.9mm[15]。刘钰等[16]在京沪高速铁路宿州大殿梁厂选择6块CRTSⅡ型轨道板进行界面纵向黏结承载力试验，测得底座板与CA砂浆层之间的黏结力。Fu等[17]提出了一种可以考虑应变率的CA砂浆连续损伤统计本构模型。Zhu等[18]通过试验与有限元仿真分析，揭示了双块式无砟轨道混凝土界面的损伤本构关系和疲劳性能。Dai和Su[19]在高速铁路施工现场开展了6块全尺寸CRTSⅡ型无砟轨道结构在纵向和横向剪切荷载作用下的试验，并且采用非线性接触单元模型对试验进行了模拟与验证，研究了轨道结构的界面剪切能力与界面黏结滑移行为。Liu等[20]基于扫描电子显微镜微观结构评价，研究了CA砂浆与两种修复材料的界面黏结机理。Cao等[21]分析了无砟轨道在列车荷载与水耦合作用下的界面损伤机理，研究了在流体力学耦合作用下荷载特性、水的黏滞性和裂纹形状对板式轨道的影响。
扣件阻力是高速铁路无缝线路的关键参数，目前已有大量关于扣件阻力的试验研究，吴斌等[22]通过往复加载试验模拟温度效应下常用32m简支梁桥梁端扣件破坏过程，研究轨下垫板滑出过程的机理及其对扣件纵向阻力的影响。为研究竖向荷载与弹条扣压力对扣件纵向阻力的影响，涂勤明等[23]以WJ-8型扣件为研究对象，开展了不同竖向荷载与扭矩下扣件纵向阻力-位移试验，得到了不同工况下扣件纵向阻力-位移变化特征。Yun等[24]在考虑荷载历史的情况下，对桥梁上轨道系统中扣件的性能进行了测试和分析。基于试验结果，将纵向和竖向加载进行组合以模拟实际工况和阻力特性。大量扣件试验表明，扣件纵向位移-阻力关系具有弹塑性特征，即当扣件纵向受力且受力逐渐增大时，纵向位移逐渐增加，增加到一定值，纵向力保持恒定值。因此，扣件的结构模型已被验证可以简化为理想弹塑性恢复力模型[25]。
关于层间其他构件力学性能的试验研究，王继军[26]进行了单个销钉静态、疲劳承载力以及足尺模型销钉承载能力的试验，结果表明，现有销钉布置方式应力幅值较小且受力均匀，可满足设计要求。桥上CRTSⅡ型无砟轨道结构底座板与桥梁间设置“两布一膜”滑动层，为测试滑动层的摩擦系数及底座板的推移阻力，赵磊[27]采用液压千斤顶分级开展了滑动层摩擦系数测定试验，根据力-位移的关系推算出土工布的摩擦系数为0.75～0.9；进一步，对限位销钉的限位能力进行顶推试验，发现钢筋屈服致使限位销钉施加至一定荷载时，限位刚度将出现显著松弛现象，刚度明显降低。Song等[28]进行了两段“铁路连续钢筋混凝土轨道结构”的现场试验，研究了温度作用下轨道结构裂缝宽度的变化规律，并在对裂缝宽度进行综合试验研究的基础上提出了多种提高轨道结构性能的方法。
综上所述，关于层间界面和扣件的力学性能试验已有大量研究，但关于层间其他构件的力学试验尚不多见，且现有CRTSⅡ型无砟轨道抗震分析时，剪切钢筋均采取简化处理，即基于已有的轨道结构顶推试验结果将剪切钢筋简化为理想弹塑性恢复力模型[29-32]，该简化处理是否可以真实反映剪切钢筋的力学行为及耗能机制目前尚不明确。因此，开展无砟轨道结构的抗震性能试验、探明其在低周往复荷载作用下的力学行为与耗能机制、提出合理的恢复力模型具有重要的理论意义和工程实用价值。
1.3 高速铁路桥梁墩柱抗震性能
1.3.1 圆端形实心墩
由于圆端形桥墩具有截面刚度大、纵筋率低等特点，一般使用在铁路桥梁中。我国学者对该类桥梁的抗震性能进行了相关的试验与理论研究。
鞠彦忠等[33，34]对10个早期设计的铁路圆端形桥墩模型进行了拟静力试验，桥墩纵筋率在0.1%～0.2%，研究了剪跨比和体积配箍率对桥墩抗震性能的影响。之后分别对纵筋率为0.1%和0.2%的两个圆端形桥墩模型进行了拟动力试验，发现两个桥墩模型的破坏形式均为纵筋的拉断破坏，破坏前没有出现明显的塑性铰。纵筋率为0.1%时桥墩会出现脆性破坏，纵筋率为0.2%时桥墩延性有所增长。
马坤全[35]对普通铁路重力式桥墩模型进行了振动台试验，利用数值模拟方法较好地模拟了桥墩时程响应，之后利用相同的模拟方法研究了铅芯橡胶支座的减隔震作用，结果表明，铅芯橡胶支座能够明显减小桥梁纵横向的地震响应。
丁明波和陈兴冲[36]以客运专线中代表性的圆端形重力式桥墩为原型，考虑了轴向荷载及桩土的作用，进行低周往复荷载试验，得到试验模型的破坏模式、滞回*线、骨架*线等抗震性能。
贾红梅[37]建立了考虑桩土效应的桥墩计算模型，比较了采用梁单元与实体单元建模对计算精度的影响，研究了地基比例系数、地震波类型、跨径对桥梁动力响应的影响。同时对客运专线墩身与基础的协调设计问题进行了研究，发现当桥墩先于基础屈服时，可按照传统的延性设计方法进行设计；当基础先于桥墩屈服时，为了避免桩基出现塑性铰，可以选择空心截面来降低桥墩的屈服强度。
美国、日本、新西兰与韩国等国的研究人员也都曾对圆端形桥墩进行了研究，主要研究互锁箍筋对圆端形墩柱混凝土延性、强度及耗能等抗震性能的影响。
Tanaka和Park[38]对配有互锁箍筋的圆端形桥墩进行了拟静力试验，结果表明，使用互锁箍筋代替矩形箍筋和横向拉筋可以合理地减少整体箍筋用量。基于模型试验中混凝土的裂缝分布与纵筋应变，提出了预测墩柱抗弯强度的梁拱模型，当墩柱内箍筋较少时，该模型能更为精确地预测抗弯强度。同时也提出了剪切变形模型来解释配有互锁箍筋墩柱的变形机制问题。
Kim和Park[39]研究了多个配有单螺旋筋和互锁箍筋的圆端形柱的受压性能。改变受压柱的混凝土强度、箍筋间距、箍筋屈服强度等参数，发现提高混凝土强度与箍筋间距能有效减小箍筋的应变，依据测试结果提出了在单螺旋筋和互锁箍筋约束下混凝土单轴受压本构公式。
Correal和Saiidi[40]对6个配有互锁箍筋的圆端形桥墩进行了振动台试验，桥墩的纵筋率为2%～2.8%，箍筋率为0.6%、0.9%和1%三种。结果表明，各模型均有较好的延性，桥墩内部设置一定数量的拉筋能够有效减少剪切裂缝。利用Pushover方法与试验结果进行对比分析，改进了塑性剪切刚度模型。
1.3.2 空心墩
空心墩能够减小自重，在提高材料利用率的同时，强度与刚度也能够得以保持，因此广泛应用于高墩中，空心墩的抗震研究开始于20世纪80年代。
Mander等[41]对4个高度为3.2m的方形空心混凝土柱的延性性能进行了低周往复荷载试验研究，截面宽度为750mm，壁厚120mm，得到了模型的位移与*率延性、等效塑性铰长度、塑性铰的转角、混凝土边缘应变等，结果表明，按实体墩的箍筋布置方式设计的空心墩是合理的，模型均达到了新西兰规范所规定的延性大于8的要求，所测试的空心墩模型具有良好的能量耗散性能，所试验的4个模型的等效塑性铰长度可取墩柱截面宽度的40%。
Zahn等[42]对仅在外侧设置单层纵筋的空心圆形截面混凝土柱进行了单调水平加载试验，利用Mander混凝土模型进行模拟并与实测的弯矩-*率*线对比，发现适当降低空心柱的轴压比，纵筋率与壁厚设计合理时可以避免空心柱内壁发生脆性破坏。
Taylor等[43]对多个矩形薄壁空心墩模型进行了单调水平加载试验，结果表明，宽厚比大于15时空心墩会因局部失稳而降低墩柱的抗弯强度，并给出了局部失稳
展开
