中国西部地区活动断裂带分布密集，近年来地震活动频繁，2022年以来四川省已发生6级以上地震4次，其中泸定县地震6.8级、芦山地震6.1级、马尔康地震6.0级、泸县地震6.0级。地震已经严重威胁到人民群众的生命和财产安全。而中国已建成的“四纵四横”高速铁路网均处于地震区，在建和新规划的“四纵四横”在空间和时间上都无法完全避开潜在地震区域，正在设计建设的成兰铁路、渝昆高速、渝西高铁等将穿过数条活动地震断裂带，穿越了九度近断层地震区，近断层区域由于离震源距离短，来不及预警，是地震预警盲区。而西部山区高速铁路线的桥梁占比往往较大，同时随着列车运营速度的提高，高速铁路的“公交化”运营趋势已经显现，高速铁路最小追踪间隔已经缩短至4 min。因此高速铁路桥梁及桥上行车安全面临显著地震威胁。

为了保证强震区高速铁路桥梁的运营安全，众多学者从理论层面开展了强震区高铁桥梁减隔震技术的研究。文献[1]针对某8度0.3g地震区高速铁路(60+100+100+60)m大跨度连续梁桥，开裂了Lock-up装置、减隔震支座、粘滞阻尼器的各种减隔震技术的影响分析，研究了不同减隔震技术的减震效果及在高烈度区的适应性。文献[2]以某高速铁路8度0.2g地震区双线32 m跨简支箱梁为工程背景，研究了一种新型减隔震装置作用下桥梁的抗震性能。文献[3]针对某8度0.3g地震区高铁简支梁桥，开展了一种同球向双球面支座阻尼间隙的减隔震体系对桥梁抗震性能的分析研究。文献[4]针对九度0.4g地震区简支梁桥减隔震支座体系开展了适应性研究。文献[5]针对九度0.4g地震区高速铁路桥梁开展了合理减隔震体系的研究工作，对5种不同的减隔震方案下典型32 m跨高铁简支梁的抗震性能进行了对比，研究了合理的减隔震方案。

随着中国振动台实验室的不断增加，学者们开展了减隔震桥梁的全桥振动台试验研究。文献[6]开展了单跨简支梁桥振动台试验研究，采用了3种滑动摩擦支座研究桥梁的减震性能，验证减隔震技术的可行性。文献[7]针对铁路简支梁桥开展了振动台试验研究，研究了摩擦摆支座对桥梁抗震性能的影响。文献[8]以8度地震区铁路简支梁桥为研究对象，开展了2跨全桥振动台试验研究，对比研究了普通支座与减隔震支座对铁路桥梁的影响。文献[9]以典型三跨铁路连续梁为研究对象，研究了地震下摩擦摆隔震支座在连续梁桥中的减隔震效果及动力行为。上述研究主要针对7度、8度地震区铁路桥梁开展全桥振动台试验研究，针对九度地震区铁路桥梁减隔震技术的试验研究工作相对较少。

本文以某西部山区高速铁路九度地震区典型32 m跨简支箱梁为原型，按1∶10设计了全桥试验模型，开展了九度地震区一种组合减隔震体系铁路桥梁的振动台试验研究，研究组合减隔震体系的适应性和可行性，为九度强震区铁路简支梁桥减隔震设计提供参考。

1 试验概况 1.1 桥梁原型

原型桥梁为某高速铁路跨越九度地震区3×32 m跨简支梁桥，桥梁线路跨越西南地区小江断裂带，主梁为单箱单室简支梁，设计使用寿命100 a，具体构造参考通图《通桥(2016)2322A-II-1》，采用C50混凝土，桥宽12.6 m，桥长32.6 m，计算跨度31.5 m。箱梁恒载包括结构自重和二期恒载，自重822 t，二期恒载取140 kN/m，活载按ZK标准静活载考虑。桥墩是实心圆端形桥墩，墩高15 m，其具体构造参数见图 1，墩身纵横向采用45∶1边坡，桥墩采用HRB400钢筋，墩底截面钢筋总数为166根，直径32 mm。

1.2 原桥组合减隔震体系

为了保证九度地震区高速铁路简支箱梁的抗震性能，项目组以某高速铁路九度地震区简支梁为工程背景，开展了组合减隔震体系研究工作。由于地震安评报告提供的桥址区设计、罕遇地震波反应谱特征周期达到0.9 s和1.1 s，而对应规范反应谱特征周期仅0.45 s，此时桥梁结构承受的地震力将剧增，为此项目组结合相关规范^[10-11]，有针对性的开展了九度地震区高铁桥梁组合减隔震体系研究工作^{[6, 12-13]}，提出了九度区高铁减隔震体系桥梁的性能目标：1)9度多遇地震，桥墩、桩基保持弹性状态，为保证高速列车行车安全，同时结合相关规范，对列车行车安全指标规定多遇横向+竖向地震下梁体横向水平加速度限值取0.3g，竖向加速度限值取0.5g；2)9度设计地震，组合减隔震体系发挥作用，支座滑动耗能，但不发生破坏，金属耗能阻尼器进入工作状态，控制墩梁相对位移在200 mm内，桥墩延性比控制在1.5以下；3)9度罕遇地震，桥墩延性比控制在3.0以下，金属耗能阻尼器和限位措施稳定工作，防落梁初始间隙按200 mm设计，防落梁发挥限位作用，防落梁不失效，主梁不落梁。

围绕上述设防原则，项目组采用数值模拟方法开展了九度区简支梁(墩高为5~30 m)合理减隔体系研究^{[6, 14]}，通过大量计算分析，推荐简支梁在九度地震区采用多级组合减隔震体系(图 2)，提出了关键设计参数，即：双曲面减隔震支座+榫形金属减震耗能装置+钢防落梁装置。每个桥墩减隔震支座、榫形金属减震耗能装置、钢防落梁均为4个。双曲面球型减隔震支座、榫形金属减震耗能装置、防落梁的原桥设计参数见表 1。减震耗能装置初始刚度为15 320 kN/m，屈服力为376.9 kN，屈服后刚度比为0.1，初始间隙为20 mm，极限位移>200 mm。防落梁纵横向设置间隙为20 cm，水平承载力为2 560 kN。

1.3 试验模型设计

试验模型桥设计为三跨简支梁，模型主要用于工程验证性试验，故模型材料使用与原型材料一致。综合考虑原型桥墩高范围以及振动台自身承载能力，取桥梁模型的相似比为1/10，即长度相似常数S_l=1/10。根据地震试验一致相似律原理，模型桥相似常数以尺寸、材料和试验加速度为主要控制参数，设计出模型桥与原桥主要物理量的相似系数，具体设计参数见表 2。

试验重点研究减隔震体系下桥梁结构响应，因此对主梁进行了适当简化，原桥空心箱形截面用实心箱型截面等效替代。原桥单跨主梁梁重1 278.4 t，根据质量相似比，试验模型桥主梁梁重(自质量+配重)为10.227 t。下部结构包括盖梁、桥墩和承台，模型墩与原桥一致设计为圆端形实心墩，墩顶和墩底尺寸分别为0.6 m×0.23 m和0.653 m×0.283 m，墩高为1.2 m。综合考虑模型、支座安装、配重和动力特性等效^[9]，盖梁设计为0.3 m×1.2 m×1.5 m的长方体。承台尺寸为1.5 m×1.5 m×0.3 m，并预留锚固孔道用于模型与振动台面锚固连接。根据规范^[10]对模型桥主梁和桥墩进行配筋，主梁、桥墩构造及配筋见图 3，主梁纵筋采用4820，箍筋直径8，间距为2 cm。桥墩配筋率为1.09%，纵筋采用2410，箍筋配筋率为0.4%，直径8，间距为4 cm。模型桥墩滞回曲线如图 4所示，模型桥墩纵向、横向屈服位移分别为9.5 mm和4.7 mm。模型桥加工全过程见图 5。

1.4 支座、耗能装置、防落梁设计及性能参数 1.4.1 双曲面球型减隔震支座设计

参考铁路和公路桥梁支座相关设计规范^[15-16]，并结合周期相似常数进行减隔震支座设计。双曲面减隔震支座周期计算公式为

$ T \approx 2 \pi \sqrt{\frac{R}{g}} $

(1)

双曲面球型减隔震支座的铅垂半径计算公式为

$ R=T^2 \times g /\left(4 \pi^2\right) $

(2)

则原型支座和模型支座的铅垂半径比值为

$ R_{\mathrm{m}} / R_{\mathrm{p}}=T_{\mathrm{m}}^2 / T_{\mathrm{p}}^2=S_{\mathrm{T}}^2=S_{\mathrm{l}} / S_{\mathrm{a}} $

(3)

式中：R_m表示原型支座铅垂半径，R_p表示模型支座铅垂半径，S_T代表周期相似比。

故模型桥支座的铅垂半径为

$ R_{\mathrm{m}}=S_{\mathrm{l}} / S_{\mathrm{a}} \times R_{\mathrm{p}}=0.1 / 1.25 \times R_{\mathrm{p}}=208 \mathrm{~mm} $

模型桥支座摩擦系数与原桥支座摩擦系数相同。为保证支座在整个试验过程中不发生破坏，采用数值模拟方法开展了模型桥(仅减隔震支座+金属耗能减震装置+防落梁)地震时程分析，在罕遇地震工况下墩梁最大相对位移为30.4 mm，模型支座设计地震位移为30 mm。支座竖向承载力、支座固定方向的限位销钉剪断力完全遵循相似理论，由原桥进行相似比缩放，具体模型桥支座设计参数见表 3, 图 6给出了支座布置及实物照片。

1.4.2 金属减震耗能装置、防落梁挡块设计

榫形金属减震耗能装置按装置荷载相似比进行设计，装置材质与原桥一致，设计水平屈服承载力3.8 kN，设计水平向初始间隙±2 mm，屈服后刚度比0.01，设计位移20 mm。

防落梁挡块按荷载相似比进行设计，材质与原桥一致，设计屈服承载力为25.6 kN，水平初始间隙为±20 mm，地震位移量为±20 mm(为防止主梁与防落梁碰撞后防落梁失效，出现落梁风险，在防落梁发生20 mm位移后，设置了刚性挡块，其承载力远大于模型防落梁)。图 7给出了榫形金属减震耗能装置与钢防落梁挡块的实物照片，图 8给出了组合减隔震体系在模型桥中的具体布置形式。

1.5 试验模型桥的控制目标

根据原桥组合减隔震体系对桥梁结构地震响应控制目标，以及相似比，确定模型桥地震响应控制目标：1)9度多遇地震，桥墩、桩基保持弹性状态，多遇横向+竖向地震下梁体横向水平加速度限值取0.375g，竖向加速度限值取0.625g；2)9度设计地震，组合减隔震体系发挥作用，支座滑动耗能，但不发生破坏，金属耗能阻尼器进入工作状态，控制墩梁相对位移在20 mm内，桥墩延性比控制在1.5以下; 3)9度罕遇地震，桥墩延性比控制在3.0以下，金属耗能阻尼器和限位措施稳定工作，防落梁发挥限位作用，防落梁不失效，主梁不落梁，墩梁相对位移控制在40 mm。

1.6 地震输入及测试方案

本次全桥振动台试验在中南大学高速铁路建造技术国家工程研究中心进行试验，采用4台联振，单个振动台台面尺寸4 m×4 m，单台最大试件承受质量30 t，水平向最大位移±25 cm，竖向最大位移±16 cm，20 t荷载时，台面水平向加速度可达±1.0g，竖向加速度可达±2.0g，工作频率0.1~50 Hz，满足本次试验的相关要求。

结构的动力反应除了与结构的自振周期相关外，还和输入的地震波密切有关。原桥位于九度地震区，穿越近断层区域，故试验输入地震波需满足近断层地震波特点，为此选取了3种类型的地震波，即安评地震波、人工地震波、实测地震波。安评地震波和人工地震波按多遇、设计、罕遇地震各选取一条，共计6条地震波，人工波反应谱与安评报告提供的反应谱一致。实测地震波的选取要与桥址地震场地条件相匹配，含近断层特性，按多遇、设计、罕遇地震各选取3条，共计9条地震波。具体选波结果参见表 4。

由于工程背景桥梁跨越小江断裂带，属于九度近断层地震区桥梁，故根据规范^[11]需考虑竖向地震动作用。而结合桥址区安评报告结论可知：竖向地震波与水平向地震波采用相同地震波，且峰值加速度竖向与水平向相同，试验地震输入工况表见表 5。

在试验开始前应根据实际需要对上述地震波分级调幅，并按照设定的时间相似比对时间步进行压缩，按照加速度相似比对加速度值进行放大^[17](试验地震多遇、设计、罕遇对应PGA分别为0.175g、0.5g、0.8g)，得到在试验中使用的振动台台面地震激励，由于篇幅有限，这里仅给出部分试验输入地震波, 如图 9所示。图 10给出了安评波、人工波对应反应谱曲线。

本次全桥振动台试验测试内容包括：桥墩钢筋应变、桥墩表面混凝土应变及裂缝、桥墩和主梁加速度与位移, 加速度与位移传感器布置如图 11所示。桥墩纵向钢筋、混凝土应变传感器沿墩底往墩顶方向布置，截面纵向和横向外侧中心位置处均布置应变传感器，以承台顶面为基准面，布置高度分别为-0.1、0、0.1、0.2、0.3、0.4 m。

2 试验结果分析 2.1 试验现象

在9度多遇地震下，模型桥均未出现肉眼可见的裂缝，结构基本处于弹性阶段，卸载路径与加载路径基本重合。在纵向+竖向地震下，固定支座销钉未剪断。在横向+竖向地震下，活动支座和固定支座的横向销钉剪断，震后主梁复位，未见残余位移。试验结果如图 12所示。

在9度设计地震下，其支座纵桥向销钉被剪断，桥墩墩底混凝土小范围内出现细微裂缝。在9度罕遇地震下，墩底表面出现少许保护层混凝土剥落，出现可见的环状裂缝，但震后墩顶无残余变形。榫形形金属减震限位装置发生塑性变形耗散地震能量，钢防落梁与主梁发生碰撞变形，地震过程中墩梁发生明显相对位移，横向地震时主梁有轻微的绕纵桥向扭转跳动现象，此时榫形减震限位装置发挥了竖向抗拔作用。桥墩、榫形金属减震限位装置试验前后变形损伤实物照片见图 13、14。

2.2 模型桥频率结果分析

为研究组合减隔震体系对桥梁的影响，分析在地震后结构的整体性能和损伤情况，采用结构频率分析与试验现象相匹配的方法开展研究，对7种白噪声工况(W1~W7)实测桥梁加速度响应进行傅里叶变换得到频谱图，图 15给出了各工况实测结构一阶频率变化趋势图。图 16为7种白噪声工况下结构频谱图。由图 16分析可知：1)地震输入前，W1工况对应模型桥一阶频率为3.861 Hz。在多遇横向+竖向工况5条地震波逐个输入后，一阶变为3.653 Hz，一阶频率降低幅度约6%，主要原因支座横向剪力键销钉剪断，横向约束降低，桥墩未发生损伤。在多遇纵向+竖向工况5条地震波逐个输入后，W3工况下结构一阶频率相比W2工况结果未发生明显变化，支座纵向剪力键销钉未剪断，说明主梁、桥墩未发生地震损伤。2)在设计地震横向+竖向工况5条地震波逐个输入后，W4工况下结构一阶频率为3.246 Hz，相对于W3工况桥梁状态，频率下降11.2%，主梁发生了横向残余变形，桥墩墩底局部出现细微开裂，榫形金属减震限位装置屈服耗能。3)在设计地震纵向+竖向工况5条地震波逐个输入后，支座纵向剪力键销钉剪断，圆端形2#桥墩墩底长边出现局部开裂现象，榫形金属减震限位装置屈服耗能, W5工况对应结构一阶频率为2.416 Hz，相比W4工况桥梁状态，W5工况结构一阶频率下降20.46%，频率降低的主要原因是固定支座销钉剪断，固定支座变活动支座，开始滑移，墩梁之间连接刚度降低，支座延长了桥梁周期，其次是桥墩局部开裂导致。4)在罕遇地震横向+竖向工况5条地震波逐个输入后，钢防落梁发挥限位功能，限制主梁发生过大位移，W6工况下结构一阶频率为2.414 Hz，此时结构的频率相比W5未发生变化，这表明桥梁状态未进一步发生明显损伤。在罕遇地震纵向+竖向工况5条地震波逐个输入后，桥墩墩底出现可见的环状裂缝，相邻两片梁之间发生碰撞，W7工况下结构一阶频率为2.256 Hz，相比W6工况结构频率降低6.54%，这说明组合减隔震体系发挥了良好的减震、耗能作用，使桥梁不发生过大的地震损伤。

2.3 桥梁模型抗震试验结果分析 2.3.1 支座位移地震响应

图 17和图 18给出了纵向+竖向安评地震下5#固定支座与7#活动支座地震响应时程曲线。由图 17、18分析可知：多遇安评地震作用下，固定支座销钉未剪断，支座位移较小，活动支座发生2.5 mm的滑移，此时金属减震限位装置未发挥作用。在设计安评地震下，固定支座销钉剪断开始滑移，最大位移为12.1 mm，活动支座最大位移达到18.8 mm，金属减震限位装置屈服变形，耗散地震能量，位移控制在20 mm内，震后无主梁漂移，摩擦摆支座复位。在罕遇安评地震下，固定支座、活动支座位移达到24.5 mm和29.5 mm，钢防落梁发挥作用限制主梁发生过大位移，震后出现主梁漂移现象，位移可控，无落梁风险。

为了进一步分析其他工况试验测试结果，将多遇、设计、罕遇工况所有试验测试结果数据进行统计分析。图 19和图 20分布给出了纵向+竖向和横向+ 竖向地震输入下，支座地震响应在不同地震下的箱型分布。同时表 6给出了不同地震工况下支座响应平均值和最大值统计数据。由试验结果分析可知：

1) 9度多遇地震试验结果(工况编号D1_YZ~D5_YZ、D1_XZ~D5_XZ)表明, 在纵向+竖向地震下，支座剪力键销钉并无剪断，纵向活动支座平均位移2.9 mm，在横桥向+竖向多遇地震下支座限位销钉发生了剪断，双曲面减隔震支座开始滑移，固定支座、活动支座水平位移平均值均为5.4 mm，震后支座复位，金属限位耗能装置发挥限位作用。

2) 9度设计地震试验结果(工况编号S1_YZ~S5_YZ、S1_XZ~S5_XZ)表明, 纵向+竖向地震下，固定支座销钉剪断开始滑移，固定支座、活动支座地震位移平均值分别为10.5、17.7 mm，金属限位耗能装置屈服变形，耗散地震能量。组合减隔震体系将墩梁位移可控制在20 mm以下。横向+竖向地震下，固定支座与活动支座地震水平位移平均值分别为20.8、22.4 mm，分别对应支座竖向地震位移平均值3.6、4.1 mm，无跳梁危险。金属限位耗能装置发生塑性变形，与减隔震支座一并消耗地震能量。

3) 9度罕遇地震设计试验结果(工况编号H1_YZ~H5_YZ、H1_XZ~H5_XZ)表明, 纵向+竖向地震下固定支座与活动支座地震位移均值分别为25.4、32.1 mm；横向+竖向地震下，固定支座与活动支座地震位移均值分别为28.9、32.2 mm；钢防落梁装置发挥了限位功能，未失效，无落梁风险，金属限位耗能装置耗散地震能量的同时也提供了限位作用。支座竖向位移最大为8 mm，金属限位耗能装置发挥了竖向抗拔功能，防止了跳梁震害。

此外，虽然罕遇地震下金属限位耗能装置超过了设计位移，发生了弹塑性变形，但装置未发生断裂，其延性变形能力良好，根据装置拟静力试验得到其极限位移约为设计位移的2.5~3倍；而模型桥支座地震设计位移为30 mm，虽试验过程中支座变形大于地震设计位移，但由于是双曲面摩擦摆支座，试验过程中摩擦副未滑出上支座板，故支座未发生破坏，其极限位移约6 cm。

综上所述，采用组合减隔震体系后，模型桥梁可以实现1.5节提出的位移性能控制目标，保证桥梁不落梁，防止跳梁震害。

2.3.2 桥墩墩顶位移地震响应

图 21给出了部分纵向+竖向地震波输入下实测2#墩顶地震位移时程曲线。由图 21分析可知，墩顶位移随着地震强度的增加而增加，震后墩顶未出现残余变形。图 22给出了所有试验地震工况下2#墩墩顶最大位移地震响应值箱型分布，并结合规范^[10]求解出桥墩在不同地震强度下的平均位移延性比。由计算结果可知：多遇地震工况，纵桥向、横桥向桥墩平均位移延性比分别为0.45和0.38，此时桥墩处于弹性状态，未发生地震损伤。设计地震工况，纵桥向、横桥向平均墩顶位移分别为11.1 mm和4.9 mm，对应位移延性比为1.16和1.04，此时桥墩钢筋屈服，墩底局部出现细微裂缝，震后墩顶未出现残余位移。罕遇地震工况，墩顶纵桥向、横桥向平均位移为20.2 mm和8.8 mm，对应位移延性比为2.12和1.88，桥墩延性比控制在3.0以下，桥墩地震损伤为中等损伤^[18]，组合减隔震体系发挥了良好减震耗能作用，实现了1.5节提出的桥墩抗震性能目标。

2.3.3 主梁加速度地震响应

为了保证多遇地震下桥上列车的行车安全，规范^[11]对主梁加速度进行限制要求。图 23给出了横向+竖向地震工况下第二跨主梁两侧梁端和跨中横向加速度实测曲线。图 24给出了横向+竖向多遇地震输入下第二跨主梁跨中竖向加速度实测曲线。

由图 23分析可知，9度多遇地震工况下，主梁横向加速度实测结果在0.159g~0.316g之间，所有工况实测结果平均加速度为0.267g，均小于0.375g。

由图 24分析可知，9度多遇地震输入下，第二跨主梁跨中竖向加速度测试结果在0.455g~0.503g之间，竖向最大加速度出现在美国北岭地震波输入工况，平均主梁竖向加速度测试结果为0.474g < 0.625g。

综上分析可知，组合减隔震体系发挥了作用，使主梁横向与竖向加速度满足设计要求，桥上行车安全得到了保障。

2.3.4 墩底钢筋应变地震响应

图 25给出了9度多遇、设计、罕遇地震输入下2#墩底截面纵向钢筋最大地震应变响应(拉应变、压应变)箱型分布图。由图 25分析可知：1)9度多遇地震试验(工况编号D1_YZ~D5_YZ、D1_XZ~D5_XZ)结果表明, 纵向+竖向和横向+竖向工况地震作用下，墩底钢筋最大拉应变实测平均值分别为743×10^-6和733×10^-6，钢筋压应变实测平均值分别为-404× 10^-6和-459×10^-6，均小于钢筋的屈服应变2 000× 10^-6，说明9度多遇地震作用下，桥墩保持弹性状态。2)9度设计地震试验(工况编号S1_YZ~S5_YZ、S1_XZ~S5_XZ)结果表明, 纵向+竖向和横向+竖向工况地震作用下墩底钢筋最大拉应变实测平均值分别为2 174×10^-6和2 731×10^-6，钢筋压应变实测平均值分别为-1 057×10^-6和-1 457×10^-6，钢筋拉应变超过了钢筋屈服应变，桥墩屈服，墩底局部范围内出现开裂，桥墩发生轻微损伤。3)9度罕遇地震试验(工况编号H1_YZ~H5_YZ、H1_XZ~H5_XZ)结果表明, 纵向+竖向和横向+竖向工况地震作用下墩底钢筋最大拉应变实测平均值分别为3 186×10^-6和2 731×10^-6，钢筋压应变实测平均值分别为-1 913×10^-6和-459× 10^-6，桥墩出现环向裂缝，桥墩进入塑性状态，震后未出现残余位移。

综上分析可知：组合减隔震体系在设计、罕遇地震作用下降低了桥墩地震力，保护了桥墩，防止其发生过大损伤，间接减小了桩基础地震力，达到了设计要求。

3 结论

1) 在9度多遇地震下，模型桥未出现裂缝，结构基本处于弹性状态，在横向+竖向地震下，活动支座销钉剪断，无残余位移，主梁横向、竖向实测加速度均有效控制在规定范围内，保障了列车行车安全。

2) 在9度设计地震下，采用双曲面减隔震支座+ 榫形金属减震限位装置+钢防落梁组合减隔震体系后的模型桥梁，榫形金属减震限位装置发生塑性变形，与支座一同耗散地震能量，墩梁相对位移控制在20 mm以下，桥墩墩底保护层混凝土局部出现裂缝，墩底纵筋屈服，桥墩位移延性比小于1.2，桥墩仅为轻微损伤，组合减隔震体系实现了9度设计地震下桥梁的性能目标。

3) 在9度罕遇地震作用下，采用双曲面减隔震支座+榫形金属减震限位装置+钢防落梁组合减隔震体系后的桥梁模型，其桥墩墩底表面虽出现环向裂缝，但桥墩延性比控制在2.2以下，桥墩仅为中等损伤，桩基得到保护，震后墩顶残余位移小。钢防落梁未失效，墩梁相对位移控制在设计范围内，为发生落梁震害，同时榫形金属减震限位装置发挥竖向抗拔作用，主梁跳梁风险得到控制。组合减隔震体系实现了9度罕遇地震下桥梁的性能目标。

4) 模型桥振动台试验结果表明：双曲面减隔震支座+榫形金属减震限位装置+钢防落梁组合减隔震体系可以满足九度地震区32 m跨度简支箱梁的抗震需求，保障桥梁及列车行车安全。推荐采用该组合减隔震体系作为九度强震区典型简支梁桥的减隔震措施。