大跨連續(xù)梁橋縱向減震機(jī)理和減震效果分析

毛玉東， 李建中

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092)

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大跨連續(xù)梁橋縱向減震機(jī)理和減震效果分析

毛玉東， 李建中

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092)

基于一座實(shí)際大跨度連續(xù)梁橋，分析比較了采用動(dòng)力鎖定裝置、黏滯阻尼器和雙曲面減隔震支座的減震機(jī)理和減震效果，討論了這些減震裝置的適用范圍.結(jié)果表明：動(dòng)力鎖定裝置不耗散地震能量，在活動(dòng)墩處設(shè)置該裝置，可以合理分配梁體的地震慣性力，但同時(shí)結(jié)構(gòu)周期減小,可能增加梁體總的慣性力；黏滯阻尼器不改變結(jié)構(gòu)的周期、振型等動(dòng)力特性，主要通過阻尼力消耗地震能量，減小結(jié)構(gòu)動(dòng)力反應(yīng)；采用雙曲面減隔震支座后結(jié)構(gòu)的周期延長(zhǎng)，阻尼耗能能力增加，相對(duì)于基準(zhǔn)模型，顯著減小了固定墩的內(nèi)力，但同時(shí)增加了活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移.

大跨度連續(xù)梁橋； 減震裝置； 減震機(jī)理； 減震效果； 梁體慣性力

對(duì)于大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)，梁體自重大、結(jié)構(gòu)剛度大，而且縱橋向支座布置一般在每聯(lián)設(shè)置一個(gè)固定支座，其余墩上均設(shè)置活動(dòng)支座，在縱橋向地震輸入下，由于活動(dòng)支座發(fā)生滑動(dòng)，固定墩將承受大部分上部結(jié)構(gòu)傳遞下來的慣性力，使得各橋墩地震力分配嚴(yán)重不均勻，如何減小固定墩縱橋向地震反應(yīng)是減震設(shè)計(jì)的關(guān)鍵[1-2].工程中可以采用兩種方式：①在活動(dòng)墩處附加動(dòng)力鎖定裝置(以下簡(jiǎn)稱Lock-up裝置)或黏滯阻尼器.由于阻尼器和Lock-up裝置的特有性能在溫度作用下，活動(dòng)支座處梁-墩之間縱橋向的約束很弱，不影響活動(dòng)支座的滑動(dòng)；縱向地震作用下，梁-墩之間有較強(qiáng)的約束，各墩共同承受水平地震荷載，以減小固定墩所承受的地震力.②采用減隔震支座.雙曲面球型減隔震支座由于具有較高的豎向承載能力在大跨度連續(xù)梁橋中得到廣泛應(yīng)用，該支座主要通過結(jié)構(gòu)自重提供所需的自復(fù)位能力，幫助上部結(jié)構(gòu)回到原來的位置，利用鐘擺機(jī)理延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的自振周期，通過球型面滑動(dòng)摩擦耗能.

文獻(xiàn)[3-7]對(duì)減隔震橋梁的地震反應(yīng)和不同減隔震裝置的效果進(jìn)行研究，對(duì)比分析了橋墩和橋面的柔性對(duì)減隔震橋梁地震反應(yīng)的影響.文獻(xiàn)[8-14]分析了不同減震裝置的分析模型和減震效果，研究了連續(xù)梁橋固定墩減震設(shè)計(jì)的不同方法.研究結(jié)果表明，通過合理的減隔震設(shè)計(jì)，減震裝置或改變結(jié)構(gòu)局部構(gòu)件間的傳力方式和途徑、或增加結(jié)構(gòu)的阻尼耗能能力、或延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的基本周期，避開地震能量集中的范圍，從而使下部結(jié)構(gòu)關(guān)鍵構(gòu)件保持彈性，在預(yù)期地震荷載作用下達(dá)到較好的抗震性能.上述研究多針對(duì)中小跨度橋梁，且只分析了不同減震裝置的減震效果，對(duì)大跨度連續(xù)梁橋，缺乏從減震機(jī)理上對(duì)比分析不同減震裝置的減震效果.

本研究以高烈度區(qū)某大跨度連續(xù)梁橋?yàn)楣こ瘫尘?，結(jié)合大跨度連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)特點(diǎn)，從減震裝置對(duì)結(jié)構(gòu)基本周期的變化和阻尼耗能的角度分析動(dòng)力Lock-up裝置、黏滯阻尼器及雙曲面球型減隔震支座的減震機(jī)理，研究減震裝置對(duì)大跨度連續(xù)梁橋的減震效果，并討論各減震裝置的適用范圍，為工程設(shè)計(jì)提供了重要的參考.

1　計(jì)算模型、地震動(dòng)輸入和分析工況

1.1背景工程和基準(zhǔn)模型

圖1為100 m+160 m+100 m的三跨變截面連續(xù)梁橋，P1，P2，P4墩為活動(dòng)墩，P3墩為固定墩，主梁采用C50混凝土，跨中梁高3.5 m，支點(diǎn)截面高9.5 m，主梁重45 773 t，邊、主墩均為鋼筋混凝土矩形實(shí)體橋墩，C40混凝土，主墩(P2，P3)和邊墩(P1，P4)墩高均為20 m，邊墩和主墩墩身厚度分別為3.2，4.0 m，墩身寬度均為12.6 m；P1，P4墩均為分離式承臺(tái)，承臺(tái)截面長(zhǎng)度和寬度分別為18.3，6.6 m，高度為2.5 m，P2，P3墩承臺(tái)均為整體式承臺(tái)，承臺(tái)高度均為5 m，長(zhǎng)度均為41.5 m，承臺(tái)寬度分別為24.4和29.6 m，樁基礎(chǔ)為群樁基礎(chǔ)，邊墩、主墩處樁徑分別為1.5，2.0 m.

圖1　連續(xù)梁橋立面布置圖(單位：cm)Fig.1　Elevation of a three-span continuous bridge (unit: cm)

計(jì)算采用美國(guó)加州大學(xué)伯克利分校的動(dòng)力非線性反應(yīng)程序SAP 2000，主梁、橋墩采用梁?jiǎn)卧M，梁?jiǎn)卧|(zhì)量堆聚在桿端相應(yīng)的節(jié)點(diǎn)上，承臺(tái)近似按剛體模擬，其質(zhì)量堆聚在承臺(tái)質(zhì)心，墩底與承臺(tái)中心及樁頂中心節(jié)點(diǎn)主從相連，二期恒載以均布質(zhì)量形式加在主梁?jiǎn)卧?基準(zhǔn)模型的P1，P2，P4墩頂端橫橋向與主梁固結(jié)，縱橋向采用活動(dòng)支座，P3墩縱橋向與橫橋向固接.活動(dòng)支座的摩擦作用效應(yīng)可采用雙線性理想彈塑性彈簧單元模擬，其恢復(fù)力模型見圖2.圖中，F(xiàn)max為活動(dòng)支座臨界滑動(dòng)摩擦力，xy為活動(dòng)支座臨界滑動(dòng)時(shí)的位移.計(jì)算分析時(shí)假定橋墩和主梁保持彈性，采用線性單元模擬，固定支座在地震作用下不發(fā)生破壞.在承臺(tái)底加6個(gè)方向的彈簧來模擬樁基礎(chǔ)的作用.

圖2　活動(dòng)支座滑動(dòng)支座的滯回模型Fig.2　Hysteretic model of sliding bearing

1.2地震動(dòng)輸入

1.3分析工況

在基準(zhǔn)模型的活動(dòng)支座處附加Lock-up裝置、黏滯阻尼器或采用雙曲面減隔震支座分別形成Lock-up模型、黏滯阻尼器模型和雙曲面支座模型，如表1所示.本文中主要研究縱橋向地震作用下連續(xù)梁橋的減隔震問題，故表1中墩-梁之間的約束方式均為縱橋向的約束，橫橋向梁與墩之間為固結(jié).

為了進(jìn)一步分析結(jié)構(gòu)周期的改變對(duì)減震效果的影響，通過改變橋墩的高度來改變橋梁的縱向基本振動(dòng)周期，在上述20 m墩高模型的基礎(chǔ)上將橋墩高度分別變?yōu)? m和40 m，分別形成5 m和40 m墩高的基準(zhǔn)模型和減震模型.

圖3　7條人工波加速度反應(yīng)譜Fig.3　Acceleration response spectrum for seven simulated earthquake waves表1　分析模型及墩梁連接關(guān)系Tab.1　Analysis models and pier-girder connection relations

分析模型連接方式P3墩-主梁P1,P2,P4墩-主梁基準(zhǔn)模型固定支座活動(dòng)支座Lock-up裝置模型固定支座活動(dòng)支座+Lock-up裝置黏滯阻尼器模型固定支座活動(dòng)支座+黏滯阻尼器雙曲面支座模型雙曲面減隔震支座雙曲面減隔震支座

圖4a為動(dòng)力荷載作用下Lock-up裝置隨時(shí)間的變化曲線，當(dāng)受到突加動(dòng)力荷載時(shí)，在很短的時(shí)間內(nèi)Lock-up裝置就起到了固結(jié)作用，將荷載傳給相連接的構(gòu)件，各部分結(jié)構(gòu)共同承受水平地震荷載.因此，在模型中采用墩頂節(jié)點(diǎn)與其對(duì)應(yīng)主梁節(jié)點(diǎn)主從約束模擬Lock-up裝置的作用.

黏滯阻尼器的阻尼力與活塞運(yùn)動(dòng)速度之間的關(guān)系可表示為：F=CVα.其中，F(xiàn)為阻尼器阻尼力，C為阻尼系數(shù)，V為活塞運(yùn)動(dòng)速度，α為速度指數(shù).阻尼系數(shù)C的增加意味著阻尼力和耗能能力的增加，α表征流體黏滯阻尼器的非線性特性，α對(duì)阻尼力和耗能能力的影響與速度V有關(guān)(圖4b).本文阻尼系數(shù)和阻尼指數(shù)分別取C=8 000 kN·(m·s-1)-0.2，α=0.2.

雙曲面球型減隔震支座的滯回特性是非線性的，通常情況下采用雙線性模型模擬該支座的恢復(fù)力模型,見圖4c.圖中，F(xiàn)y為屈服強(qiáng)度，F(xiàn)y=μdW；K0為初始剛度,K0=μdW/δy；Fd為屈后剛度，F(xiàn)d=W/R，其中，W為上部結(jié)構(gòu)的豎向荷載，本文邊墩、主墩處上部結(jié)構(gòu)豎向荷載分別為10 800,83 800 kN；δy為支座的屈服位移，本文取0.002 m；R為滑動(dòng)球面與轉(zhuǎn)動(dòng)球面之間的球心距，本文取3 m；μd為滑動(dòng)球面的摩擦因數(shù)，本文取0.02.

a Lock-up裝置

b 黏滯阻尼器

c 雙曲面減隔震支座圖4　不同減震裝置的恢復(fù)力特性曲線Fig.4　Hysteretic characteristics of different seismic mitigation devices

2　不同減震裝置的減震效果與機(jī)理分析

以下分析均以基準(zhǔn)模型的縱向地震響應(yīng)為基準(zhǔn)，采用減震裝置模型地震響應(yīng)與基準(zhǔn)模型地震響應(yīng)之差除以基準(zhǔn)模型地震響應(yīng)為指標(biāo)，分析不同減震裝置的減震效果與減震機(jī)理.

2.1Lock-up減震效果與機(jī)理分析

根據(jù)上節(jié)定義的地震動(dòng)輸入，對(duì)不同墩高的基準(zhǔn)模型、Lock-up模型進(jìn)行非線性時(shí)程分析.表2給出了不同墩高模型設(shè)置Lock-up裝置前后結(jié)構(gòu)的縱向一階周期、活動(dòng)墩墩梁縱向相對(duì)位移、各墩墩頂縱向剪力和梁體水平慣性力的變化.

由表2中數(shù)據(jù)可知，活動(dòng)墩設(shè)置Lock-up后，地震荷載作用下裝置鎖定，活動(dòng)墩與固定墩一起共同分擔(dān)梁體地震水平慣性力，活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移減小為零，但活動(dòng)墩墩頂縱向剪力增加.固定墩墩頂縱向剪力有不同程度減小，其減小程度與墩高有關(guān).5 m墩高模型減小最多，達(dá)43%;40 m墩高模型其次，為22%;20 m墩高模型減小最少，為12%.其主要原因是活動(dòng)墩設(shè)置Lock-up裝置后，相當(dāng)于增加了固定墩的數(shù)量，提高了橋梁縱向剛度，橋梁結(jié)構(gòu)縱向一階周期縮短，梁體總水平地震慣性力增加，且其增加程度與結(jié)構(gòu)一階周期的減小有關(guān).5 m墩高模型梁體總水平慣性力增加最少，為21%；40 m墩高模型其次，為36%；20 m墩高模型增加最多，達(dá)55%.因此，相對(duì)于基準(zhǔn)模型，設(shè)置Lock-up裝置后梁體總水平地震慣性力增加較少時(shí)固定墩墩頂縱向剪力減小較多，對(duì)固定墩內(nèi)力的改善效果較好.

表2　不同墩高模型的縱向最大地震響應(yīng)(基準(zhǔn)模型和Lock-up模型)Tab.2　Longitudinal peak seismic responses for different heights of pier (reference model and Lock-up model)

圖5給出了3種不同墩高模型設(shè)置Lock-up裝置前后反應(yīng)譜譜值的變化.

圖5　設(shè)置Lock-up裝置前后反應(yīng)譜譜值變化Fig.5　Changes of response spectrum value with and without Lock-up devices

從圖中可以看出，設(shè)置Lock-up裝置前后，橋梁的基本周期變化位于反應(yīng)譜曲線平緩段(圖中的5 m墩高和40 m墩高模型)，橋梁結(jié)構(gòu)基本周期的減小沒有引起梁體總的地震慣性力的顯著增加，活動(dòng)墩與固定墩共同承擔(dān)梁體地震慣性力，可以有效減小固定墩所受的地震水平力；設(shè)置Lock-up裝置前后，橋梁結(jié)構(gòu)基本周期的變化位于設(shè)計(jì)反應(yīng)譜的加速下降段(如20 m墩高模型)，梁體地震慣性力顯著增加，盡管分擔(dān)梁體慣性力的橋墩數(shù)量增加，但由于梁體總的地震慣性力也增加較多，不能達(dá)到有效降低固定墩所受的地震水平力.因此，設(shè)置Lock-up前后橋梁的基本周期位于反應(yīng)譜平緩段(墩高較矮處于平臺(tái)段或墩高較高處于長(zhǎng)周期段，如40 m以上橋墩)的橋梁結(jié)構(gòu)，Lock-up裝置可以起到較好的減震效果.

2.2黏滯阻尼器的減震效果與機(jī)理分析

根據(jù)上節(jié)定義的地震動(dòng)輸入，對(duì)不同墩高的黏滯阻尼器模型進(jìn)行非線性時(shí)程分析.表3給出了不同墩高模型設(shè)置黏滯阻尼器前后活動(dòng)墩墩梁縱向相對(duì)位移、各墩墩頂縱向剪力和梁體水平慣性力的變化.

表3　不同墩高模型的縱向最大地震響應(yīng)(基準(zhǔn)模型和黏滯阻尼器模型)Tab.3　Longitudinal peak seismic responses for different heights of pier (reference model and fluid viscous damper model)

由表3中數(shù)據(jù)可知，設(shè)置黏滯阻尼器后，活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移減小，P1,P4墩墩梁相對(duì)位移減小程度相同.相對(duì)基準(zhǔn)模型，5 ,20和40 m黏滯阻尼器模型的P1墩墩梁相對(duì)位移分別減小42%,83%和87%，而P2墩墩梁相對(duì)位移分別減小32%,45%和41%.其原因是由于P1和P2墩的截面特性不同，兩墩自身的動(dòng)力特性相差較大，如40 m墩高模型，P1墩自身的縱向基本振動(dòng)周期(假設(shè)為單懸臂)為0.782 s，P2墩為1.464 s，地震荷載作用下P1墩與主梁發(fā)生同向振動(dòng)，而P2墩與主梁發(fā)生非同向振動(dòng)，所以兩者的墩梁相對(duì)位移相差較大.同時(shí)活動(dòng)墩墩頂縱向剪力增加，固定墩墩頂縱向剪力減小，3種墩高模型的固定墩墩頂縱向剪力分別減小了32%,39%和16%.

活動(dòng)墩處設(shè)置黏滯阻尼器不改變橋梁結(jié)構(gòu)的周期、振型等動(dòng)力特性，活動(dòng)墩所受地震水平力增加，固定墩所受的地震水平力減小.一方面原因是活動(dòng)墩分擔(dān)了固定墩所承受的地震水平力，兩者共同承擔(dān)梁體水平地震慣性力；另一方面黏滯阻尼器主要通過阻尼力消耗地震能量，梁體總的水平地震慣性力減小.5,20和40 m黏滯阻尼器模型的梁體水平地震慣性力分別減小20%,18%和12%.

2.3雙曲面減隔震支座的減震效果與機(jī)理分析

根據(jù)上節(jié)定義的地震動(dòng)輸入，對(duì)不同墩高的雙曲面支座模型進(jìn)行非線性時(shí)程分析.表4給出了不同墩高模型設(shè)置雙曲面支座前后活動(dòng)墩墩梁縱向相對(duì)位移、各墩墩頂縱向剪力和梁體水平慣性力的變化.

表4　不同墩高模型的縱向最大地震響應(yīng)(基準(zhǔn)模型和雙曲面支座模型)Tab.4　Longitudinal peak seismic responses for different heights of pier (reference model and double spherical bearing model)

由表4中數(shù)據(jù)可知，相對(duì)基準(zhǔn)模型，采用雙曲面減隔震支座后，活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移增大，墩高越矮墩梁相對(duì)位移增加越多.5,20和40 m雙曲面支座模型的P1墩(P4墩)墩梁相對(duì)位移分別增加360%(562%),41%(52%)和14%(15%)，P2墩墩梁相對(duì)位移分別增加373%,79%和1.3%；活動(dòng)墩墩頂縱向剪力顯著增加，P1,P4墩增加幅度相近，3種墩高模型墩頂縱向剪力分別增加42%(44%),17%(17%),36%(37%)，P2墩墩頂縱向剪力分別增加199%,192%和85%.固定墩墩頂產(chǎn)生較大的墩梁相對(duì)位移，固定墩墩頂縱向剪力顯著減小，其減小程度與墩高有關(guān)，墩高越矮固定墩墩頂剪力減小越多，如5,20和40 m 3種墩高模型固定墩墩頂縱向剪力分別減小了94%,88%和60%.其主要原因是采用雙曲面減隔震支座后，梁體總的水平地震慣性力減小，5 m墩高模型梁體總水平慣性力減小最多，為83%;20 m墩高模型其次，為69%;40 m墩高模型減小最少，達(dá)37%.

圖6給出了橋梁結(jié)構(gòu)采用雙曲面減隔震支座后加速度反應(yīng)譜值隨結(jié)構(gòu)基本振動(dòng)周期、等效阻尼的變化.圖中Tg為加速度反應(yīng)譜的特征周期.由圖6可以看出，采用減隔震支座前加速度譜值為S1，采用減隔震支座后，隨結(jié)構(gòu)周期的增加，加速度譜值減小至S2，同時(shí)由于減隔震支座的耗能，橋梁結(jié)構(gòu)的等效阻尼比增大，加速度反應(yīng)譜值進(jìn)一步減小至S3.

圖6　采用雙曲面減隔震支座后反應(yīng)譜譜值的變化Fig.6　Changes of response spectrum value with and without double spherical seismic bearing

3　三種減震裝置的減震效果對(duì)比分析

根據(jù)不同墩高減震裝置模型的計(jì)算結(jié)果，對(duì)比分析3種減震裝置對(duì)各橋墩的墩梁縱向相對(duì)位移和墩頂縱向剪力的影響.圖7給出了基準(zhǔn)模型和不同減震裝置模型的地震響應(yīng)對(duì)比情況.

由圖7可知，相對(duì)于基準(zhǔn)模型，設(shè)置Lock-up裝置后各活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移減小為零，Lock-up裝置對(duì)活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移的減小效果最優(yōu)，黏滯阻尼器也顯著減小了活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移，而雙曲面支座增加了活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移，原固定墩處出現(xiàn)較大的墩梁相對(duì)位移.采用雙曲面支座后，原固定墩墩頂縱向剪力大幅減小，其對(duì)固定墩墩頂縱向剪力的減小效果最優(yōu)，黏滯阻尼器也顯著減小了固定墩墩頂縱向剪力，而Lock-up裝置對(duì)固定墩內(nèi)力的減小程度與墩高有關(guān)，當(dāng)橋梁結(jié)構(gòu)的縱向一階周期處于反應(yīng)譜曲線的平臺(tái)段或長(zhǎng)周期段時(shí)，對(duì)固定墩內(nèi)力的改善較顯著.

a 5 m墩高模型墩梁相對(duì)位移對(duì)比

b 20 m墩高模型墩梁相對(duì)位移對(duì)比

c 40 m墩高模型墩梁相對(duì)位移對(duì)比

d 5 m墩高模型墩頂縱向剪力對(duì)比

e 20 m墩高模型墩頂縱向剪力對(duì)比

f 40 m墩高模型墩頂縱向剪力對(duì)比圖7　基準(zhǔn)模型和不同減震裝置模型的地震響應(yīng)對(duì)比Fig.7　Seismic response comparison between reference model and different seismic mitigation device models

4　結(jié)論

強(qiáng)震作用下，連續(xù)梁橋的固定墩將承受較大的地震力，對(duì)下部結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)造成較大的困難.針對(duì)這一問題，對(duì)一座大跨度連續(xù)梁橋采用減震裝置后的抗震性能進(jìn)行對(duì)比分析，得出以下結(jié)論：

(1) 設(shè)置Lock-up裝置或黏滯阻尼器改變了結(jié)構(gòu)的地震力分配和傳力路徑，活動(dòng)墩與固定墩一起共同承擔(dān)地震荷載，可以同時(shí)降低固定墩內(nèi)力和活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移，但其對(duì)固定墩內(nèi)力的改善效果不如雙曲面減隔震支座.

(2) Lock-up改變了結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性，增加了上部結(jié)構(gòu)總的慣性力，其本身并不耗散能量，且當(dāng)橋梁結(jié)構(gòu)的縱向一階周期處于反應(yīng)譜曲線的平臺(tái)段或長(zhǎng)周期段時(shí)，對(duì)固定墩內(nèi)力的改善較顯著；在考慮采用Lock-up裝置時(shí)，一定要結(jié)合橋梁結(jié)構(gòu)的自身特點(diǎn)，分析后再選用.

(3) 黏滯阻尼器并不改變結(jié)構(gòu)的周期、振型等動(dòng)力特性，主要通過活塞與油缸之間發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生阻尼力，消耗地震能量，減小結(jié)構(gòu)動(dòng)力反應(yīng).

(4) 相對(duì)于基準(zhǔn)模型，采用雙曲面減隔震支座后結(jié)構(gòu)的整體剛度降低，縱向基本周期延長(zhǎng)，結(jié)構(gòu)的阻尼增加，固定墩內(nèi)力得到顯著改善，卻增加了活動(dòng)墩墩梁相對(duì)位移.

[1]范立礎(chǔ), 王志強(qiáng). 橋梁減隔震設(shè)計(jì)[M]. 北京: 人民交通出版社, 2001.

FAN Lichu, WANG Zhiqiang. Bridge seismic damping or isolation system design [M]. Beijing: China Communications Press, 2001.

[2]葉愛君, 管仲國(guó). 橋梁抗震[M]. 北京: 人民交通出版社, 2011.

YE Aijun, GUAN Zhongguo. Seismic design of bridges [M]. Beijing: China Communications Press, 2011.

[3]Kunde M C, Jangid R S. Effects of pier and deck flexibility on the seismic response of isolated bridges [J]. Journal of Bridge Engineering, 2006, 11(1): 109.

[4]Jangid R S. Seismic response of isolated bridges [J]. Journal of Bridge Engineering, 2004, 9(2): 156.

[5]Jangid R S. Stochastic response of bridges seismically isolated by friction pendulum system[J]. Journal of Bridge Engineering, 2008, 13(4): 319.

[6]Tsopelas P, Constantinou M C. Study of elastoplastic bridge seismic isolation system [J]. Journal of Bridge Engineering, 1997, 123(4): 489.

[7]Imbsen R A. Use of isolation for seismic retrofitting bridges[J]. Journal of Bridge Engineering, 2001, 6(6): 425.

[8]湯虎, 張潔, 李建中. 近斷層區(qū)橋梁組合使用板式橡膠支座和黏滯阻尼器方法探討[J]. 結(jié)構(gòu)工程師, 2012, 28(5): 89.

TANG Hu, ZHANG Jie, LI Jianzhong. Study on application of viscous dampers installed in continuous bridges on elastomeric pad bearings in near-fault regions [J]. Structural Engineers, 2012, 28(5): 89.

[9]湯虎，李建中. 板式橡膠支座橋梁地震位移控制方法[J]. 中國(guó)公路學(xué)報(bào), 2013, 26(3): 110.

TANG Hu, LI Jianzhong. Displacement control method for continuous bridge on laminated rubber bearings under earthquake excitation [J]. China Journal of Highway and Transport, 2013, 26(3):110.

[10]湯虎, 李建中. 連續(xù)梁橋固定墩減震設(shè)計(jì)方法研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2011, 44(12): 64.

TANG Hu, LI Jianzhong. Study of earthquake-reduction design for the fixed pier of continuous bridges [J]. China Civil Engineering Journal, 2011, 44(12):64.

[11]焦馳宇, 胡世德, 管仲國(guó). FPS抗震支座分析模型的比較研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2007, 26(10): 113.

JIAO Chiyu, HU Shide, GUAN Zhongguo. Comparison study on analysis models of FPS seismic isolation support [J]. Journal of Vibration and Shock, 2007, 26(10): 113.

[12]張永亮, 陳興沖, 顏志華. Lock-up裝置在連續(xù)梁橋上的減震性能研究[J]. 世界地震工程, 2010, 26(2): 48.

ZHANG Yongliang, CHEN Xingchong, YAN Zhihua. Research on seismic reduction performance of Lock-up device applied to continuous girder bridge[J]. World Earthquake Engineering, 2010, 26(2): 48.

[13]吳陶晶, 李建中, 管仲國(guó). 減隔震裝置作用機(jī)理及其在大跨度連續(xù)梁橋中的應(yīng)用[J]. 結(jié)構(gòu)工程師, 2009, 25(4): 102.

WU Taojing, LI Jianzhong, GUAN Zhongguo. Mechanism of seismic isolation devices and applications in a long-span continuous bridge [J]. Structural Engineers, 2009, 25(4): 102.

[14]王志強(qiáng), 葛繼平. 黏滯阻尼器和Lock-up裝置在連續(xù)梁橋抗震中應(yīng)用[J]. 石家莊鐵道學(xué)院學(xué)報(bào), 2006, 19(1): 5.

WANG Zhiqiang, GE Jiping. Application of viscous damper and Lock-up devices in the seismic design of continuous girder bridges[J]. Journal of Shijiazhuang Railway Institute, 2006, 19(1): 5.

Analysis of Seismic Mitigation Mechanism and Effect on Longitudinal Direction of Long-Span Continuous Bridges

MAO Yudong， LI Jianzhong

(College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Based on an actual long-span continuous bridge, the seismic mitigation mechanism and effect of Lock-up device, fluid viscous damper and double spherical seismic bearing were investigated and the applicable condition of these seismic mitigation devices are disscussed. The results show that lock-up devices do not dissipate seismic energy and can reasonably distribute the seismic inertial force of girder, but may increase the total inertial forces of girder. Fluid viscous dampers, which do not change the structural dynamic characteristics such as structural period and vibration shape, mainly dissipate the seismic energy and reduce structural dynamic response by damping force. Double spherical seismic bearings provide flexibility to lengthen the natural period of the bridge and increase the energy dissipation capacity. However, compared with the response of corresponding non-isolated bridges, the relative displacements between girder and pier increase while decreasing seismic forces of the fixed pier.

long-span continuous bridge; seismic mitigation devices; seismic mitigation mechanism; seismic mitigation effect; inertia force of girder

2015-03-19

國(guó)家自然科學(xué)基金(51278371)

毛玉東(1987—)，男，博士生，主要研究方向?yàn)闃蛄嚎拐鸷徒Y(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué).E-mail: 1310200@#edu.cn

李建中(1963—)，男，教授，博士生導(dǎo)師,工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)闃蛄嚎拐鸷徒Y(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué).E-mail: lijianzh@#edu.cn

U448.14

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