分级地震下跨断层高铁简支梁桥行车安全与抗震设计优化研究

江 辉，王 敏，曾 聪，黄 磊

(1. 北京交通大学土木建筑工程学院，北京 100044；2. 高速铁路轨道技术国家重点实验室(中国铁道科学研究院)，北京 100081；3. 中国铁路设计集团有限公司，天津 300142)

跨越活动断层的桥梁在地震中面临巨大的破坏风险。1999 年我国台湾集集地震、1999 年土耳其Kocaeli 地震与Duzce 地震，及2008 年我国汶川地震等几次大地震中，20 余座跨断层桥梁遭受严重破坏或垮塌。

随着我国交通基础设施建设的持续推进，跨断层桥梁不断涌现，如跨越铺前-清澜断裂带的海南海文大桥，是目前世界上最大的跨断层跨海大桥。铁路方面，跨越卢龙断裂带的津秦客专滦河特大桥，以及跨越某全新世逆冲活动断层的敦煌-格尔木铁路甘肃段阔克萨大桥等，先后建设。此外，我国即将大规模开工建设的川藏铁路(雅安至林芝段)，将穿越横断山脉的一系列活动断层，其中部分断层可能以桥梁方式跨越。上述桥梁的建设与运营，对跨断层桥梁的抗震设计和维修加固提出了现实需求。

目前，跨断层桥梁的抗震研究尚处于初始阶段。Goel 等[1]以一般跨径的跨断层梁式桥为对象，发展了适用于弹塑性峰值地震响应估算的简化方法。Mavroeidis 等[2]提出一种适用于近断层区的速度脉冲模拟模型，得到广泛应用。杨怀宇等[3]以跨越走滑断层的某简支梁桥为对象，开展了人工地震激励下的动力响应分析。惠迎新等[4]以跨断层连续梁桥为背景，讨论了断层跨越方式、桥墩刚度差等因素的影响。Li 等[5]提出一种跨断层脉冲型地震动的人工合成方法，并讨论了脉冲参数对大型桥梁地震响应的影响规律。Lin 等[6]讨论了断层位移水平对大型桥梁地震响应的影响规律。Yang 等[7]以著名的Bolu Viaduct 1#桥为对象，研究了地震动高通滤波对跨断层桥梁地震响应的影响。Zhang 等[8]研究了断层跨越角度、脉冲峰值和周期对高速公路简支梁桥地震响应的影响规律。Saiidi 等[9]首次开展了跨断层桥梁的振动台台阵模型试验。Yang 等[10]系统总结了跨断层桥梁震害及抗震研究的进展，展望了未来研究的热点方向。

上述研究集中于公路桥梁，目前国内外尚未见到以跨断层铁路桥梁尤其是高铁桥梁为对象的相关研究。随着我国高速铁路(客运专线)路网的不断加密，部分线路很难绕避活动断层，滑冲效应地震作用下高铁桥梁的结构安全及行车安全亟待研究且意义重大。本文以某高铁多跨简支梁桥为研究对象，建立线路-桥梁的一体化精细数值模拟模型，引入人工合成方法生成跨断层地震动，系统讨论多遇、设计及罕遇地震下桥梁、轨道结构的响应特性与结构安全，基于轨道水平变形开展行车安全性评价，并讨论了跨断层轨道结构的优化设计。

1 跨断层桥梁及其非线性分析模型

1.1 高铁简支梁桥概况

某高速铁路位于路桥过渡段处的8 跨32 m 双线PC 箱梁桥，II 类场地，8 度设防，垂直跨越某走滑型活动断层，如图1 所示。为方便叙述，桥墩由左向右依次编号为P1、P2、···、P8、P9 墩，简支梁由左向右依次为D1、D2、···、D7、D8 梁。如图1 所示，断层迹线位于P4、P5 墩中间，下文称P4、P5 墩为紧邻断层墩，其他墩为远离断层墩，D4 梁为断层跨，D3、D5 梁分别为断层跨左、右侧邻跨，其余为远离断层跨。对于走滑断层，通常可认为在平行断层方向(fault parallel，FP)上P1 墩～P4 墩所受激励与P5 墩～P9 墩大小相等、方向相反[11]。以P4 墩截面质心为纵桥向坐标原点，向左为负、向右为正。

图1 桥梁平面布置及地震动激励方向示意图Fig.1 Diagram of the bridge plane layout and seismic excitation direction

主梁为32 m 跨单箱单室简支PC 箱梁。圆端型实体墩高10 m，截面尺寸为2 m×6 m，纵筋采用HRB400 钢，直径20 mm，箍筋采用HRB335钢，直径12 mm。主梁与桥墩分别采用C50、C35混凝土，墩顶支座垫石采用C40 现浇混凝土。支座为KTPZ5500 型盆式橡胶支座，每跨共设置4 个支座，即固定型(GD)、横向活动型(HX)、纵向活动型(ZX)及多向活动型(DX)各一个。CRTSII型板式无砟轨道，钢轨为CHN60 轨，采用WJ-8 型扣件，无缝长钢轨、底座板和轨道板均为纵桥向连续结构。

1.2 非线性数值模型

对于靠近路基处的梁体，其在地震下的惯性力很大程度由其上部的钢轨承担并传递，而远离路基处梁体的惯性力则更多由桥墩承担，远离路基方向钢轨所受轴力逐渐减小并趋近于零，其约束作用也大幅降低，这一认识和UIC 规范[12]及文献[13]相一致。因此，本文所建模型中钢轨向桥台外侧路基方向延伸100 m 作为钢轨锁定点，对于中跨方向，考虑实际受力和最不利情况，对钢轨端部不予约束。图2 为本文线路-桥梁一体化模拟模型的示意图。

图2 纵连板式无砟轨道无缝线路-桥梁一体化结构模型示意图Fig.2 Mechanical model of longitudinally connected slab ballastless track continuously welded rail on bridge

有限元模型中，箱梁、轨道板与底座板采用弹性梁单元模拟；桥墩和钢轨采用非线性纤维梁柱单元模拟[14]，桥墩混凝土和纵筋的本构关系分别采用Mander 模型和修正的Giuffre-Menegotto-Pinto 模型。轨道滑动层[15]、CA 砂浆层[16]、剪力齿槽[17]、剪切钢筋[17]、侧向挡块[18]、扣件[19]等采用理想弹塑性单元模拟，其参数按照相关规范或测试结果确定。盆式橡胶支座按固定支座和活动支座分别进行模拟[20]，对于活动支座，其力学行为接近理想弹塑性模型(图3(d)黑线部分)，屈服荷载即为滑动摩擦力，滑动摩擦因数取为0.03，屈服位移取为2 mm；对于固定支座，剪切破坏前保持弹性(图3(d)加粗的灰线部分)，其抗剪承载力为竖向承载力的30%，即1650 kN，剪切破坏位移参照设计说明取为1 mm，剪切破坏后仅存在摩擦作用。考虑车辆活载的作用，横桥向作用于轨顶以上2 m 处。按照工程实际，扣件、CA 砂浆层、滑动层弹簧单元的间距均取为0.65 m。对于本桥群桩基础，暂不考虑土-结相互作用的影响，按墩底固结模拟。各主要构件的力学模型如图3所示。

为了验证所建立OpenSEES 数值模型的可靠性，本文采用ABAQUS 大型有限元软件同时建立了该桥的线路-桥梁一体化模型，如图4 所示。OpenSEES 模型、ABAQUS 模型的首阶自振周期分别为0.52 s 和0.54 s，前10 阶自振周期的差别率最大为5.88%，且两种模型各阶振型的振动形态均相一致，较好证明了所建立有限元模型的合理性。

2 跨断层地震地面运动生成

由于跨断层滑冲效应地震记录非常有限，采用人工方法进行合成模拟是行之有效的办法[2]。本文在文献[5]生成近断层地震动的“分解-叠加”方法基础上，识别并保留所选底波的次低频成分，分别合成了多遇、设计与罕遇地震下FP 方向的地震动。具体方法如下：

图3 主要构件的力学模型Fig.3 Mechanical models of main components

图4 线路-桥梁一体化有限元模型Fig.4 Integrated finite element model of the line-bridge

1) 根据场地条件和断层类型，选择与我国现行《铁路工程抗震设计规范》[21]设计谱形状相匹配的脉冲型近断层地震记录。

2) 对所选记录滤波处理，对于高频部分BGR(background record，BGR)，按规范设计谱调幅，对于低频部分PTR(pulse-type record，PTR)，采用人工脉冲波APT(artificial pulse-type motion，APT)模拟其主脉冲部分，可满足特定场地下的参数需求，并从PTR 中减去APT 得到次低频成分。

3) 将调幅后的高频波、次低频成分与人工脉冲波在原记录主脉冲速度峰值到达时刻相叠加。

2.1 脉冲型地震记录选取

根据算例桥梁桥址场地类型[22]、断层类型，在太平洋地震工程研究中心强震数据库(PEER 数据库)[23]中，按照下述标准选取近断层地震动：1) 所属断层类型为走滑型断层；2) 断层距小于10 km；3) 场地剪切波速为250 m/s～500 m/s；4) 地震动加速度谱形状与我国铁路规范设计谱相匹配。所选取的8 条地震记录见表1。

表1 所选近断层地震记录Table 1 Near-fault earthquake ground motion records selected

2.2 脉冲型地震动分解

脉冲型地震动包含了丰富的高、低频成分，本文采用Butterworth 滤波器进行滤波处理：

式中：H(f)为滤波响应函数；f、fc分别为输入频率、截止频率；n为滤波阶数，参照文献[5]取为4。为了体现合成地震动的频谱差异性，经验系数α1取为0.25[24]；dt为时间步长。在截止频率fc下，分别采用高通滤波和低通滤波可得到BGR 和PTR，对所得BGR 进行调幅，使其加速度谱与目标谱相符。

滤波得到的PTR 中除含有主脉冲外，还存在一定比例的次低频成分，因此，本文参考Mavroeidis等[2]提出的速度脉冲模拟模型(式(3))，拟合得到PTR 中包含的主脉冲APT，再从PTR 中减去APT，即可得到原始记录中的次低频成分。

式中：A为脉冲(滑冲)速度峰值；fp为脉冲(滑冲)频率；v为谐函数相位；γ 为脉冲(滑冲)形状参数；t0为脉冲(滑冲)峰值到达时刻。限于篇幅，图5 给出了表1 中1#、6#和8#波的PTR 及模拟得到的APT，可看出，APT 与PTR 中的主脉冲吻合良好，可很好地替代PTR 中的主脉冲。

2.3 跨断层滑冲效应地面运动合成

为讨论高铁线-桥体系在不同地震动强度下的结构与行车安全性，需合成得到多遇、设计及罕遇三种水平下的地震动。与地震动水平相匹配的断层平均滑冲距离Dfault、脉冲位移幅值Dsite可分别由式(4)、式(5)计算，滑冲周期Tfling(1/fp)可由式(6)计算[11]：

式中：Mw为震级；R为断层距(km)；α2为经验系数，取0.22[11]。

以1#波为例，将经调幅的BGR、次低频分量与APT 在原记录主脉冲速度峰值到达时刻相叠加，即可得到具有滑冲效应的跨断层地震动速度时程。再分别经微分与积分处理，可得到对应的加速度、位移时程，罕遇地震下的时程曲线如图6所示。本文以FP 方向位移时程为输入开展非线性动力分析。图7 给出了人工合成波ANR(artificial near-fault records，ANR)与所选近断层记录的加速度谱、拟速度谱对比，可发现，两种谱高度吻合，进一步从频谱角度验证了地震波合成方法的合理性。

图5 PTR 与APT 对比Fig.5 Comparison of PTR and APT

3 跨断层高铁桥梁及轨道地震响应特性与安全性评价

3.1 损伤状态定义

图6 1#合成地震动时程Fig.6 Time history of 1# synthetic wave

为了量化评定高铁桥墩的损伤状态，参照Hwang 等[25]的方法，以墩底截面曲率为指标，将地震下桥墩的损伤状态分为“完好状态”、“轻微损伤”、“中等损伤”、“严重损伤”和“完全破坏”5 种。因各墩截面尺寸及配筋均相同，各墩墩底截面的弯矩-曲率曲线如图8 所示。图8中，按照包络曲线面积相等原则，给出了其等效双折线及关键参数取值。Φ1、Φy、Φb和Φu分别为5 种损伤状态的分界曲率。对于橡胶支座，多以剪应变作为其损伤指标，本文参考文献[26]，分别以剪应变达到100%、150%、200%、250%作为支座五种损伤状态的界限。

在铁路工程领域，对于轨道结构尚未建立完善的损伤指标。文献[18]对CRTSII 型板式无砟轨道的地震损伤特性开展了研究，以变形为指标，定义了轨道结构的5 级损伤状态，可为本文所借鉴。表2 列出了桥梁、轨道结构主要易损构件不同损伤状态的界限值。

3.2 桥梁结构构件损伤

基于所合成的8 条沿FP 方向的地震动位移时程，从断层两侧各墩墩底沿横桥向等幅值对向输入(如图1 所示)，以所得地震响应的均值为指

图7 1#波实际纪录及合成地震动的反应谱对比Fig.7 Comparison of response spectra between 1# record and corresponding synthetic wave

图8 各墩墩底截面的弯矩-曲率关系Fig.8 Moment-curvature relation of the bottom section for each pier

标，本节讨论多遇、设计与罕遇3 种地震动水平下桥梁支座、桥墩地震响应的分布特征，并量化评价结构构件的地震安全性。

表2 桥梁和轨道结构各类构件不同损伤状态的界限值Table 2 Threshold values of different damage states for various components of bridge and track structures

3.2.1 支座

不同地震水平下各支座的横桥向剪切应变峰值如图9 所示。可看出，随着地震动强度的增大，各支座变形显著增加，且紧邻断层支座的变形明显高于远离断层跨，P4 墩、P5 墩墩顶远离断层侧支座的变形次之，分布规律明显。具体的，多遇地震下，所有支座的最大剪应变不超过35%，均未发生破坏；设计地震下，紧邻断层支座最大剪应变超过130%，进入“轻微损伤”状态；罕遇地震下，紧邻断层支座最大剪应变超过300%，完全破坏，P4 墩、P5 墩墩顶远离断层侧支座接近“中等损伤”状态，其他支座损伤轻微。

对比表明，地震作用下不同位置支座的损伤程度差异显著，紧邻断层支座的剪切应变及破坏水平均明显高于其他各墩。这是由于断层错动时断层两侧桥墩(P4 墩、P5 墩)遭受方向相反的地震惯性力，断层跨(D4 梁)一侧梁端会受到另一侧梁端反方向运动的干扰，导致该梁端的横向绝对位移减小，但墩梁相对位移则增大，即支座横向剪切应变增大。

3.2.2 桥墩

图10 为各墩墩底曲率响应峰值的分布。三种地震水平下，紧邻断层的P4 墩、P5 墩墩底截面的曲率相接近，均明显大于远离断层各墩，且随着地震动强度的增大差异更加明显。P4 墩、P5 墩墩底曲率对地震动强度的敏感程度更高，罕遇地震下约为设计地震下的2.5 倍，约是多遇地震下的10倍。具体地，多遇地震下，各墩墩底曲率均小于0.00048 m−1，均未进入屈服阶段；设计地震下，P4 墩、P5 墩墩底截面曲率略超过或接近0.002 m−1，进入“中等损伤”状态，除最外侧墩外，其他各墩进入“轻微损伤”状态；罕遇地震下，P4 墩、P5 墩墩底截面曲率超过0.0045 m−1，进入“严重损伤”状态，除最外侧两墩外，其他桥墩进入“中等损伤”状态。不同地震水平下，距断层最远的P1 墩、P9 墩的地震响应最小，仅罕遇地震下进入“轻微损伤”状态，差别明显。

图9 全桥支座横桥向峰值剪切分布Fig.9 Distribution of transverse peak shear strains of all bearings of the bridge

图10 全桥各墩墩底曲率峰值分布Fig.10 Distribution of transverse peak curvatures at the bottom sections of all the bridge piers

相应地，以1#合成波计算结果为例，图11 给出了三种地震水平下紧邻断层的P4 墩与远离断层的P3 墩墩底横桥向弯矩-曲率滞回曲线的对比。由图11 可看出，三种地震水平下，P3 墩墩底弯矩和曲率响应随地震强度的增大有小幅增加，其滞回曲线在零线两侧对称分布，桥墩基本处于弹性状态。而对于P4 墩，不同地震水平下墩底弯矩响应的增大幅度不明显，但曲率响应显著变大，进入不同程度的损伤状态，且非线性变形主要集中在零线的一侧，充分展现了跨断层地震动的单边滑冲效应。

3.3 轨道结构构件损伤

图12 给出了滑动层、侧向挡块、CA 砂浆层、剪切钢筋以及扣件等CRTSII 型板式无砟轨道构件在不同地震水平下的变形包络图。可看出，轨道各构件均在梁缝处产生明显变形，随地震动水平的提高而显著增大，且断层跨D4 梁梁端的轨道构件变形最大。

图11 P3 墩与P4 墩墩底横桥向滞回曲线Fig.11 Transverse hysteretic curves of the bottom sections for P3 and P4 piers

图12(a)～图12(c)为不同强度地震作用下全桥轨道滑动层、侧向挡块的横向变形包络图。三种地震水平下，滑动层变形均在简支梁各跨右侧梁端处达到峰值，而左侧梁端变形几乎为零，这是因为CRTSII 型板通过刚度很大的剪力齿槽将底座板锚固在梁体左端(固定支座处)，因此左侧梁端处滑动层变形很小，而在右侧梁端处则达到变形峰值。对比表明，D3 梁、D4 梁上滑动层变形远大于其他各跨，同样也是由于跨断层地震动的单边滑冲效应。罕遇地震下，D3 梁、D4 梁上滑动层变形峰值远大于设计地震与多遇地震，罕遇地震下滑动层最大变形约是多遇地震下的10 倍。同一位置处侧向挡块的横桥向变形与滑动层保持一致，呈现相似的分布规律。

全桥CA 砂浆层、剪切钢筋的横桥向变形包络图如图12(d)～图12(f)所示，由于CA 砂浆层刚度更大，且受到下部滑动层的保护，因此其变形量明显小于滑动层。地震作用下简支梁梁端错动导致CA 砂浆层在各跨梁端处的变形显著高于跨中处，断层跨及其邻跨错位最大，因此，D3 梁、D4 梁、D5 梁上CA 砂浆层变形高于全桥其他部位，是本桥CA 砂浆层的易损部位。罕遇地震下，D4 梁上CA 砂浆层变形峰值约是设计地震下的2.1 倍，是多遇地震下的13.8 倍。同一位置处剪切钢筋的横桥向变形与CA 砂浆层保持一致，剪切钢筋同样在断层跨D4 梁两侧梁缝处达到变形峰值。对比可发现，由于地震作用下滑动层发挥了保护其上部结构和减震耗能的作用，有效地保护了底座板免于破坏。

图12(g)～图12(i)为不同地震水平下全桥范围内轨道扣件的横向变形包络图。同前述构件类似，各跨扣件的变形峰值均出现在简支梁梁端处，且D4 梁梁端扣件变形达到最大值。罕遇地震下扣件横向变形虽明显大于设计地震与多遇地震，但除个别位置外仍总体较低，这和文献[19]的研究结论相符合，即CRTSII 型轨道结构的底座板代替钢轨成为主要的水平荷载承力部件，扣件在地震中通常不会产生过大的变形。

按照表2 定义的轨道结构损伤标准，统计得到不同地震水平下各轨道构件的损伤比例，见表3。

图12 轨道结构各构件的变形包络图Fig.12 Deformation envelopes of each component of the track structure

表3 轨道结构各构件损伤比例 /(%)Table 3 Damage ratios of track components

多遇地震下，26.47%的滑动层进入“完全破坏”状态，超过40%处于“中等损伤”状态，D3 梁、D4 梁上超过半数的滑动层进入“完全破坏”状态；对于侧向挡块，75%处于无损伤状态，仅D3 梁、D4 梁部分侧向挡块完全破坏；全桥92.16%的CA 砂浆层处于无损伤状态；37.5%的剪切钢筋处于正常工作状态；扣件均处于正常工作状态。

设计地震下，52.45%的滑动层完全破坏，而D3 梁、D4 梁上滑动层进入“完全破坏”状态的比例高达96.08%；37.5%的侧向挡块完全破坏，D3 梁、D4 梁上的8 对侧向挡块中有7 对完全破坏；全桥13.73%的CA 砂浆层进入“完全破坏”状态，其中，D4 梁上进入“完全破坏”状态的CA 砂浆层达到54.9%；全桥仅12.5%的剪切钢筋未出现损伤；1.47%的扣件出现“轻微损伤”或“中等损伤”。

罕遇地震下，67.40%的滑动层达到“完全破坏”状态，D3 梁、D4 梁上98.04%的滑动层遭到完全破坏；全桥完全破坏的侧向挡块达到50%，D3 梁、D4 梁上的8 对侧向挡块均处于“完全破坏”状态；全桥20.10%的CA 砂浆层完全破坏，其中，D4 梁高达78.43%；87.5%的剪切钢筋严重损伤或完全破坏；4.41%的扣件进入不同程度的损伤状态，但无扣件完全破坏。

4 基于轨道水平变形的行车安全性评价

强地震动不仅可能造成桥梁结构的严重破坏，还可能威胁行车安全。尤其对于高铁简支梁桥，跨断层地震下梁体横向位移不一致会引起梁端错动，导致钢轨在梁缝处产生较大的变形与转角，危及行车的平稳性和安全性。魏峰等[27]针对地震作用下高速铁路桥上线路的行车安全性问题，开展车辆-轨道-桥梁大型振动台台阵缩尺模型试验和数值模拟，讨论了不同地震强度等级下列车运行的速度阈值。

规范方面，我国尚缺乏地震作用下高铁轨道变形限值的具体规定。我国现行《铁路工程抗震设计规范》[21]未涉及相关内容，《高速铁路设计规范》(TB 10621−2014)[28]仅规定了正常运营条件下桥面处梁端的水平折角限值，《城市轨道交通结构抗震设计规范》(GB 50909−2014)[29]给出了地震下轨道水平折角、错位的限值，但仅适用于车速较低的城轨线路。基于大量理论与试验研究，日本规范《铁道构造物等设计标准·同解说-耐震设计》[30]给出了地震作用下高速列车车速与轨道变形限值间的函数关系。本文参考该日本规范，计算得到地震时行车速度分别为100 km/h、200 km/h和300 km/h 下轨面错位、折角的限值，见表4。轨面错位、平行转角及折转角的定义见图13。

表4 地震下轨面错位、折角限制值Table 4 Limit values of track dislocation and folding angle under earthquake

图13 轨面错位、平行转角和折转角示意图Fig.13 Diagram of track dislocation, parallel turning angle and folding angle

图14(a)～图14(c)给出了地震作用下各墩墩顶梁缝处钢轨错位峰值。可看出，紧邻断层的P4 墩、P5 墩墩顶梁缝处钢轨错位最大。当列车时速300 km/h时，多遇地震和设计地震下，钢轨错位均未超出规范限值；罕遇地震下，P4 墩、P5 墩墩顶梁缝处轨道错位均超出了规范限值。当列车时速200 km/h时，仅罕遇地震下P4 墩与P5 墩墩顶梁缝处轨道错位不满足规范要求。当列车时速100 km/h 时，仅罕遇地震下P4 墩墩顶梁缝处轨道错位超限，威胁行车安全。

图14(d)～图14(f)是不同强度地震下各跨轨面平行转角峰值的分布。当列车速度300 km/h 时，多遇地震下，轨道平行转角最大值出现在断层跨D4 梁，未超出限值；设计地震下，D3 梁～D5 梁轨道平行转角均不能满足行车安全性要求；罕遇地震下，D3 梁～D5 梁平行转角均大于设计地震下，且明显超过规范限值。当列车速度200 km/h时，多遇地震下，均能满足行车安全要求；设计地震下，D3 梁、D4 梁超出规范限值；罕遇地震下，D3 梁～D5 梁均不能保证行车安全。当列车速度100 km/h 时，多遇与设计地震下，各跨平行转角均能满足规范要求，而罕遇地震下，D3 梁、D4 梁仍超出规范限值。

图14 轨道水平变形Fig.14 Horizontal deformations of track structure

图14(g)～图14(i)所示为多遇、设计与罕遇地震下各墩墩顶轨道折转角。由前文可知，不同跨上轨道平行转角存在显著差异，因此梁缝处必然存在较大折转角。D3 梁、D4 梁上轨道平行转角最大，因此，D2 梁与D3 梁，D4 梁与D5 梁上轨道的平行转角存在较大差值，即P3 墩与P5 墩墩顶轨道折转角较大，而P4 墩上轨道折转角则会相对较小。当列车速度300 km/h 时，多遇地震下，P5 墩上部轨道折转角最大，尚未超过行车安全限值；设计地震下，P3 墩～P6 墩上部轨道折转角均不满足行车安全要求；罕遇地震下，P3 墩～P6 墩上部轨道折转角远大于设计地震，明显高于规范限值。当列车速度为200 km/h 时，设计地震动下P3 墩、P5 墩上部轨道折转角超出规范限值；罕遇地震下，P3 墩～P6 墩折转角均不满足规范要求。当列车速度为100 km/h 时，仅罕遇地震下P3 墩、P5 墩上部轨道折转角超出规范限值。

5 轨道结构优化设计研究

前文计算结果表明，断层跨及其邻跨的地震响应显著高于其他跨，且面临更大的行车安全风险。多遇与设计地震下，轨道结构地震响应相对较小，行车安全的风险较低，罕遇地震下，断层跨及其邻跨轨道的错位与转角超过规范限值的概率急剧增大。由于轨道侧向挡块能有效约束滑动层的变形，抑制梁板间相对运动，进而限制梁缝错位与梁体转动，因此，本节重点探讨罕遇地震下侧向挡块数量对轨道水平变形的影响规律及合理取值。

以断层跨及其邻跨上轨道结构为对象，在保持单个侧向挡块力学性能不变的前提下，分别调整每跨单线上的数量分别为4、5、···、13 对并均匀布置，其他各跨侧向挡块数目仍为4 对不变。

因P4 墩、P5 墩顶的钢轨错位最严重，图15(a)给出了P4 墩、P5 墩顶钢轨错位随侧向挡块数量增加的分布。由图可知，当侧向挡块增加到6 对时，墩顶钢轨错位明显降低，随着挡块数量的进一步增加，错位值最终处于10.5 mm～11.5 mm，可满足行车速度为100 km/h 的规范限值，但仍略高于行车速度为200 km/h 的规范限值。

图15 轨道水平变形随侧向挡块数量增加的散点分布Fig.15 Distribution of horizontal deformations of track structure with increase of lateral chock block

由于D3 梁、D4 梁上轨道的平行转角最大，图15(b)给出了D3 梁、D4 梁上轨道平行转角随侧向挡块增加的分布。可发现，当侧向挡块由5 对增加到6 对时，平行转角的降低幅度明显，此后逐渐趋于稳定，D3 梁、D4 梁上轨道平行转角分别趋近于0.013 rad 和0.019 rad。D3 梁上轨道平行转角满足行车安全要求，而D4 梁在各计算工况下均难以满足规范限值。

因P3 墩、P5 墩上部轨道的折转角最大，图15(c)给出了P3 墩与P5 墩上轨道折转角随侧向挡块数量增加的分布。由图中可看出，轨道折转角随侧向挡块增多而不断降低，当侧向挡块增加到一定数目时，折转角数值趋于稳定，此时P3 墩、P5 墩上轨道折转角趋近于0.006 rad。当侧向挡块增加到6 对时，两墩墩顶轨道折转角均满足行车速度为100 km/h 的规范限值；随着侧向挡块的增加，折转角继续减小并趋于稳定，但仍高于200 km/h的行车安全限值。

6 结论

本文以某高铁8 跨32m 标准跨径双线预应力简支箱梁桥为对象，建立考虑梁轨相互作用的精细化非线性数值模型，以所合成的跨断层滑冲效应地震动为输入，研究了跨断层高铁桥梁结构、轨道结构的地震响应规律，基于轨道水平变形开展了行车安全性评价，并讨论了轨道结构的优化设计。本文的主要研究成果如下：

(1) 紧邻断层支座的横桥向变形显著高于远离断层处。多遇地震下，全桥支座最大剪应变不超过35%，均未发生破坏；设计地震下，紧邻断层支座最大剪应变超过130%，进入“轻微损伤”状态；罕遇地震下，紧邻断层支座最大剪应变超过300%，达到“完全破坏”水平，而P4 墩、P5 墩墩顶远离断层侧支座接近“中等损伤”状态，其他支座损伤轻微。

(2) 紧邻断层桥墩的曲率响应显著高于其他各墩。多遇地震下，全桥各墩均未进入屈服状态；设计地震下，紧邻断层墩墩底截面曲率略超过或接近0.002 m−1，进入“中等损伤”状态，除最外侧两墩外其他各墩进入“轻微损伤”状态；罕遇地震下，紧邻断层墩墩底截面曲率超过0.0045 m−1，进入“严重损伤”状态，除最外侧两墩外，其他桥墩进入“中等损伤”状态。不同地震水平下，距离断层最远的P1 墩、P9 墩的地震响应最小。

(3) 滑动层是轨道结构的易损部件，地震下破坏严重。各跨左侧梁端处滑动层因受剪力齿槽的保护，变形极小，单跨梁上滑动层变形从左往右逐渐增大并在右侧梁端达到峰值。罕遇地震下，67.40%的滑动层单元达到“完全破坏”状态，断层跨及其左侧邻跨变形最大，且接近100%的滑动层单元遭到完全破坏。此外，滑动层起到了保护底座板及减震耗能的作用，有效地避免了底座板遭受破坏。

(4) CA 砂浆层在滑动层的保护下变形相对较小，均在各跨梁缝处出现变形峰值，且其在断层跨两侧梁缝处的变形远大于其他各跨。罕遇地震下，对于全桥及断层跨的CA 砂浆层单元，达到“完全破坏”状态的比例分别为20.10%和78.43%。

(5) 由于底座板代替钢轨成为主要承力部件，扣件在地震中得到较好的保护，未产生过大变形，罕遇地震下仅4.41%的扣件进入损伤状态。

(6) 地震作用下轨道水平变形明显，存在行车安全隐患的位置主要集中在断层跨及其两侧邻跨。多遇地震下，能满足三种速度工况的行车安全需求；设计地震下，仅在车速为100 km/h 及以下时，可满足行车安全需求；罕遇地震下，均不能满足高铁行车安全需求。

(7) 增加侧向挡块可有效降低轨道水平变形，罕遇地震下，断层跨及其两侧邻跨上的侧向挡块数目增加至每跨每线6 对时，除断层跨处轨道平行转角仍超出限值外，其余各处的轨道水平变形指标均能满足100 km/h 时的规范要求。

需说明的是，本文采用轨道水平变形来判断线路的行车安全性，是间接评判方法。此外，作者还讨论了轨道板剪切钢筋数目对地震下轨道水平变形的影响，发现其作用不明显，文中未作赘述。