張菊輝， 梁 磊， 管仲國

(1. 上海理工大學 環(huán)境與建筑學院，上海 200093；2. 同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

城市高架匝道橋部分隔震體系地震響應分析

張菊輝1， 梁 磊1， 管仲國2

(1. 上海理工大學 環(huán)境與建筑學院，上海 200093；2. 同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

針對城市高架匝道橋，提出僅在矮墩上設置隔震裝置的部分隔震設計方案。以上海嘉閔高架某直線匝道橋為例，系統(tǒng)對比了“完全延性”、“完全隔震”與“部分隔震”體系下的結構地震響應。結果表明，相比“完全延性”設計，將固定墩改為活動墩的“部分隔震”設計，能有效降低縱向固定墩的地震強度和變形需求近70%，減小過渡墩伸縮縫的變形需求約21%～34%，降低主梁橫向的地震動加速度約20%～39%；同時相比“完全隔震”設計，在墩底內(nèi)力響應、支座變形以及伸縮縫變形方面基本相當。此外，固定墩改為活動墩的“部分隔震”設計，相較仍設固定墩的“部分隔震”設計，能顯著降低縱向固定墩的地震響應以及主梁的縱向地震加速度近56%與38%，具有相對更優(yōu)的性能。

部分隔震；延性；完全隔震；匝道橋；地震響應

汶川地震以后，我國在總結多年理論與實踐以及研究成果的基礎上，頒布了《公路橋梁抗震設計細則》[1]和《城市橋梁抗震設計規(guī)范》[2]。新規(guī)范除了完善結構延性設計以外，還首次系統(tǒng)給出了減、隔震體系的相關要求，在很大程度上推進了減、隔震技術在我國橋梁工程中的應用。作為一種廣泛認可的抗震技術，隔震裝置通常設置在上、下部結構之間的連接處(如橋墩上、橋臺上)，使得橋梁在橫橋向和縱橋向均能充分隔震。然而，許多與“完全隔震”方法相偏離的應用出現(xiàn)在實踐中。免震設計在日本很常見，橋梁在縱橋向進行隔震，但是橫向運動是被約束的[3-4]。比如Yama-age橋梁，在每個橋墩上的兩個隔震支座之間放置了一個鉸形式的橫向擋塊[5]。在臺灣，絕大多數(shù)隔震橋梁的上部結構兩端的橫向運動是被約束的，它們定義為部分約束的隔震橋梁(Partially Restrained Seismically Isolated，PRSI)。CHANG等[6]基于測得的加速度響應，驗證了PRSI橋梁在縱橋向隔震的有效性。TSAI[7]基于理論推導評估了PRSI橋梁在橫橋向隔震的有效性，通過對比分析非隔震、完全隔震以及部分隔震規(guī)則橋梁的地震響應，指出采用PRSI橋梁能有效降低橋墩剪力，但會提高橋臺在地震作用下的剪力和彎矩需求。TUBALDI等[8]則通過基于復模態(tài)疊加法的精確求解方法與基于位移場的近似方法進行對比分析，提出簡化理論公式對PRSI橋梁進行抗震分析，該理論公式基于簡支梁模型建立，通過在梁內(nèi)設置多點黏彈性支承來描述橋墩與隔震裝置之間的約束關系。PRSI橋梁的例子包含臺灣的Bai-Ho橋[9]以及智利的Marga-Marga 橋梁[10]。此外，HU[11]通過靜力分析方法，對基于常規(guī)設計、“完全隔震”與“部分隔震”設計的橋梁的地震響應進行對比分析，指出在橋梁加固中，當橋臺是整體連接時，部分隔震(即僅在橋墩上安裝隔震裝置)作為一種有效的手段可降低橋墩的位移需求。

在本文中，部分隔震指的是僅在橋跨的某些橋墩處設置隔震裝置。即減、隔震裝置主要設置在矮墩上，在高墩上不設，高墩采用延性進行抗震。這種部分隔震橋梁本質(zhì)上是存在的，比如城市高架橋的上、下匝道，多為多跨連續(xù)梁橋，具有較大的縱坡(6%)，同一聯(lián)橋內(nèi)的墩高差異較大[12]。當不同抗震體系的分界點位于某聯(lián)橋內(nèi)的最大、最小墩高范圍內(nèi)時，其合理抗震體系應如何選擇，是從高選擇延性體系，或者從低選擇減隔震體系(完全隔震)，亦或是僅將其中的矮墩按減隔震進行設計，高墩利用自身延性進行抗震，形成一種部分隔震體系，這值得研究者和工程師們進行探討。

因此，本文以嘉閔高架線工程為背景，選取某平行直線匝道橋，分別基于延性和減隔震(完全隔震)對全橋進行抗震設計，提出合理的部分隔震設計方案，然后將部分隔震設計方案與完全延性、完全隔震設計方案進行對比，通過分析支座、墩柱、主梁以及伸縮縫等主要構件的抗震性能，驗證部分隔震體系在城市高架匝道橋應用的可行性和有效性。

1 橋梁概況與結構建模

以上海嘉閔高架線建設工程為依托，選取某平行匝道橋，跨徑布置為2×30 m+3×30 m+3×30 m連續(xù)梁；橋面縱坡6%。上部結構為預制小箱梁，橋寬8.5 m(見圖1)；下部結構為1.5 m×2 m的矩形截面獨柱墩，倒T形蓋梁；基礎為樁基，樁徑0.8 m，樁長40 m。場地類別為四類軟土場地，整體穩(wěn)定性較好，可不考慮軟土震陷影響。地震設防烈度7度，設計基本加速度為0.1g，場地系數(shù)1.4，特征周期0.65 s。E1、E2兩級地震下的結構抗震重要性系數(shù)分別為0.5和1.7，圖2為兩級水平地震動反應譜。

根據(jù)連續(xù)梁橋的特點，基于SAP2000軟件平臺，建立結構三維有限元動力分析模型。主梁、蓋梁以及橋墩均采用空間梁單元模擬，二期恒載模擬為附加分布質(zhì)量，承臺模擬為質(zhì)點，樁基采用等效土彈簧模擬樁土相互作用[13]。圖3所示為有限元模型示意，1#為橋臺，9#墩與主線相連。為進行非線性時程分析，地震波輸入選取3條根據(jù)目標譜擬合的人工波[14]，如圖4所示。根據(jù)我國《公路橋梁抗震設計細則規(guī)定，直線橋梁可分別考慮順橋向X和橫橋向Y的地震作用。因此，本文中，結構在E1、E2兩級地震作用下分別進行縱、橫向地震輸入下的地震響應分析。

圖2 設計反應譜Fig.2 Design spectrum

圖3 有限元模型 (h表示墩高)Fig.3 Finite element model (h: pier height)

圖4 E1地震作用時程樣本Fig.4 Artificial time history samples (under E1 earthquake)

2 部分隔震設計方案的提出

首先按照現(xiàn)行兩級設防的新規(guī)范標準，分別對全橋基于延性[15]和減隔震設計[16]進行抗震分析。延性設計體系全橋采用普通盆式支座，主從約束模擬，在2#、5#以及8#墩處設置固定墩，如圖3所示；減隔震設計體系所有橋墩及橋臺上均設置鉛芯橡膠支座J4Q520×520，鉛芯橡膠支座的本構關系采用雙線性[17]模擬，具體性能參數(shù)見表1。墩柱縱筋配筋率為1%，箍筋體積配箍率4‰，橋墩抗彎能力采用截面等效屈服彎矩。

表1 鉛芯橡膠支座基本參數(shù)

2.1 延性設計

圖5給出了基于反應譜分析得到的各墩墩底截面對應E1、E2兩級地震作用，分別在縱、橫向地震輸入下的抗彎能力需求比。由于在縱向地震輸入下，固定墩和活動墩的能力需求比差異較大，近2個數(shù)量級，為更清楚地對比各墩的能力需求比情況，圖中縱軸采用對數(shù)坐標形式。

從圖5可知，在E1地震作用下，各墩柱在縱、橫向的抗彎能力需求比均>1，表明各墩柱均處于彈性狀態(tài)，且有一定的安全度。但在E2地震作用下，2#、5#、8#固定墩在縱向地震輸入下，以及3#～8#墩在橫向地震輸入下，將進入塑性狀態(tài)。獨柱墩潛在塑性鉸部位通常位于墩底，在墩底處設置集中塑性鉸單元，采用非線性時程分析方法進行分析，并進一步對墩身延性能力進行檢算，結果表明，除2#墩(因墩身高寬比僅為1.87，參照美國Caltrans規(guī)范[18]進行驗算，發(fā)生剪切破壞)以外，其余墩位處的延性能力/需求比均>1，滿足性能目標要求。

延性體系下的基礎按能力保護原則進行設計：即未進入延性的墩柱，基礎受力直接采用彈性地震響應結果；已進入延性的墩柱，基礎受力考慮1.2的超強系數(shù)，按能力保護原則進行確定?；A的性能驗算結果見表2。本文中的基礎布置方案考慮兩種，如圖6所示，其中5根樁是常規(guī)荷載所必須的樁數(shù)，延性設計中所有單樁的配筋率為2%。可以看出，5根樁無法滿足基礎的強度需求，6根樁布置僅可滿足4#～8#墩、高墩區(qū)的基礎強度需求，2#和3#墩仍無法滿足。

圖5 反應譜分析下各墩的抗彎能力需求比Fig.5 Capacity/Demand(C/D) ratio of piers on flexural capacity under response spectrum analysis

墩號墩高/m6根樁E2-XE2-Y5根樁E2-XE2-Y2#2.80.441.780.121.173#4.64.220.523.470.144#6.44.471.023.730.365#8.21.571.361.140.546#10.02.641.672.080.717#11.83.141.782.560.798#13.62.021.941.550.87注:延性設計中單樁配筋率均為2.0%

(a)5根樁布置 (b)6根樁布置 圖6 樁基布置方案 (單位：mm)Fig. 6 Pile layouts (unit: mm)

2.2 減隔震(完全隔震)設計

減隔震體系下，除隔震支座外，主體結構各部分均應保持彈性。采用非線性時程分析方法對結構在E2地震作用下分別進行縱、橫向地震輸入下的地震響應分析。按照前述配筋方案，對各墩底關鍵截面的抗彎承載力進行驗算，結果如圖7所示，可以看出，矮墩的墩柱能力可以得到很好地滿足，但高墩區(qū)，7#和8#墩的抗彎能力需求比均<1，墩柱進入屈服狀態(tài)。

單樁強度檢算如表3所示，減隔震設計中單樁的配筋率為1.5%?？梢钥闯?，樁數(shù)較少的5根樁方案，可以滿足2#～5#墩位的基礎強度檢算，6#～8#墩位則需要采用6根樁方案。此外，所有減隔震支座的側向地震位移均<±100 mm(見表4)。J4Q520×520鉛芯橡膠減隔震支座，橡膠層總厚度為66 mm，支座極限變形達±165 mm(按250%極限剪應變計)，可滿足變形驗算要求。

2.3 部分隔震體系的提出

通過對以上兩種不同抗震體系設計下的墩柱、基礎、支座性能的比較，可以看出，延性抗震體系適用于高墩區(qū)，減隔震體系適宜矮墩區(qū)。

圖7 減隔震體系墩底地震響應Fig.7 Seismic response at the pier bottom for isolation system

表3 減隔震體系下的單樁能力需求比

表4 支座位移

綜合表2和表3、圖5和圖7的分析結果，建議第一聯(lián)橋(1#橋臺和2#、3#橋墩)宜采用減隔震設計，墩柱在E2地震下可保持彈性，樁基采用5根樁，單樁配筋率可采用1.5%；第三聯(lián)橋(6#～8#橋墩)則宜采用延性設計，墩柱在E1地震下保持彈性，在E2地震下進入延性，樁基采用6根樁，單樁配筋率2.0%。但對于第二聯(lián)橋(3#～6#墩)，根據(jù)分析結果，若統(tǒng)一采用延性抗震體系(簡稱DS)，3#和4#墩下的樁基礎需要進行加強，其中較矮的3#墩即使采用6根樁，單樁配筋率2.0%仍不能滿足強度要求；而若統(tǒng)一采用減隔震體系(即完全隔震，簡稱IS)，5#和6#墩所在的樁基礎卻并不能降低，仍需采用6根樁方案，并且6#墩因抗彎能力需求比接近1，仍存在墩柱屈服，結構進入塑性狀態(tài)的較大風險，與減隔震體系中主體結構應保持彈性的設計原則相違背。

為此，針對第二聯(lián)橋(3#～6#墩)，本文提出部分隔震設計方案(Partial Isolation System，PIS)，即在一聯(lián)橋跨內(nèi)，只在3#與4#墩處設置鉛芯橡膠支座進行隔震，而5#與6#墩處設置普通盆式橡膠支座，按延性進行設計。表5給出了中間聯(lián)橋分別按減隔震體系(完全隔震)、部分隔震體系和完全延性體系進行設計的相關支座及樁基布置方案。此外，5#墩在常規(guī)設計中為縱向固定墩，以滿足結構在縱向上的制動需要[19]，但采用部分隔震設計以后，3#和4#墩上的鉛芯橡膠支座可以承擔該聯(lián)橋梁縱向制動的功能。為此，進一步考慮了兩種不同的部分隔震設計方案：一種是5#墩設置縱向固定支座，記為PIS-GD；另一種是5#墩設置縱向滑動盆式支座，記為PIS-DX(其中GD表示5#墩設為固定墩，DX表示5#墩設為活動墩)。圖8所示為兩種部分隔震設計方案的全橋約束條件。

表5 不同抗震體系下支座和樁基的布置

(a)PIS-GD方案

(b)PIS-DX方案 注：□×表示鉛芯橡膠支座；?表示普通盆式支座中的固定支座；⊕表示普通盆式支座中的雙向活動支座；?分別表示普通盆式支座中的縱向活動及橫向活動支座圖8 兩種部分隔震設計方案的支座布置圖Fig.8 Layout of bearings under two kinds of partial isolation systems

3 不同抗震方案下結構的地震響應對比分析

基于非線性時程分析方法，針對上述各抗震設計方案，對全橋進行E1、E2兩級地震作用下以及縱、橫向地震輸入下的地震響應分析，并選取主要構件如支座、墩柱、主梁以及伸縮縫的動力響應進行對比分析。為簡化起見，僅針對第二聯(lián)匝道橋的主要地震響應進行對比。

3.1 支座位移

圖9(a)與圖9(b)分別為不同抗震方案下各墩支座在E2地震作用下的縱向和橫向位移比較。注意此處給出的位移是支座上下板之間的位移，即主梁相對于墩頂?shù)奈灰?。圖中各系列曲線的含義為：地震作用(E1、E2)-地震動輸入方向(X-縱向，Y-橫向)-不同抗震體系(PIS-GD、PIS-DX、IS、DS共四種)。根據(jù)建模結果表明，在縱向地震輸入下，延性設計方案(Ductility System，DS)得到的3#、4#與6#墩的盆式橡膠支座縱向位移最大，其次是將5#墩設為活動墩的部分隔震體系(PIS-DX)?；赑IS-DX方案得到的3#、4#墩上的支座縱向位移分別為0.119 m與0.084 m，比完全隔震方案(Isolation System，IS)分別大41.5%與23.6%，而PIS-GD方案下3#、4#墩的結果與IS方案很接近，僅略大5.6%與3.1%。5#墩柱在PIS-DX方案下有0.154 m的縱向位移；而6#墩柱，基于PIS-DX方案得到的支座縱向位移(0.184 m)介于PIS-GD(0.159 m)與DS方案(0.213 m)之間。顯然，延性設計方案(DS)中6#墩的支座縱向位移最大(0.213 m)，需要通過選擇合適的盆式橡膠支座型號，防止落梁的發(fā)生。

在橫橋向，因PIS-GD與PIS-DX方案在支座約束條件上是一致的，統(tǒng)一按PIS方案給出，此外，延性體系DS下，由于各墩梁之間在橫橋向均為固定約束，各支座橫向變形均為0，故未列出。從圖9(b)可以看出，均設置有隔震支座的3#與4#墩，采用PIS方案得到的支座變形與IS方案基本相當，其中3#過渡墩的支座變形為0.070 m，較IS方案(其值為0.062 m)大14.1%，而4#墩處的支座變形為0.048 m，較IS方案(其值為0.062 m)小22.4%。由此可見，采用部分隔震體系并不會顯著增加減隔震支座的變形需求，相比支座的極限變形能力0.165 m(按250%剪應變計)，均具有足夠的安全余度。

(a)縱向

(b)橫向圖9 不同抗震方案下各墩支座變形對比(E2地震)Fig.9 Bearing deformation of each pier under different seismic resistant schemes(E2 earthquake)

3.2 墩柱偏移率

圖10(a)與圖10(b)分別為不同抗震方案下各墩在E2地震作用下的縱向和橫向偏移率(偏移率為各墩墩頂位移與墩高之比值)比較?？v向輸入下，采用PIS-GD方案得到的3#、4#墩的偏移率分別為0.66%與0.73%，與IS方案保持一致；而采用PIS-DX方案得到的3#、4#墩，其縱向偏移率分別為0.6%與0.85%，比IS方案分別減小7%與增大18%。至于5#墩，采用PIS-DX方案得到的縱向偏移率最小，為0.55%，僅為DS方案值(1.89%)的29%，PIS-GD方案值(1.28%)的43.3%。而6#墩，在PIS-GD、PIS-DX與DS三種不同方案下，得到的值基本相同，均為7.3%。橋墩偏移率的大小，一定程度上反映了墩柱在地震作用下的變形及其損傷程度。結果表明采用PIS-DX方案，能大幅降低5#墩柱的縱向偏移率，改善5#墩柱的受力狀態(tài)。

同前所述，PIS-GD和PIS-DX方案的橫橋向支座約束條件一致，統(tǒng)一按PIS方案給出。如圖10(b)所示，PIS體系下的3#與4#墩柱的側向偏移率分別為0.72%與0.7%，僅比IS方案大9.1%與4.4%。而PIS體系下的5#、6#墩柱的側向偏移率則分別為0.96%與0.84%，與DS方案(其值分別為0.77%與1.04%)在數(shù)量上基本相當，但在最大偏移率上，降低了約24%。此外，PIS方案在較矮的5#墩上的響應要大于較高的6號墩，而DS方案則恰好相反。究其原因，常規(guī)的延性抗震設計方案，主梁橫向位移與墩頂一致，約束剛度受墩柱側向剛度控制，矮墩區(qū)側向剛度很大，而高墩區(qū)側向剛度很低，進而導致高墩區(qū)主梁存在一定的“鞭梢”效應，造成主梁橫向位移和墩柱偏移率隨墩高的增加而急劇增加；而當采用部分隔震體系，矮墩區(qū)因為采用減隔震降低了主梁的側向約束剛度，使之與高墩區(qū)更為接近，進而減弱高墩區(qū)的“鞭梢”效應。

由此可見，采用部分隔震體系方案，其矮墩減隔震部分的墩柱響應與完全隔震方案基本相當；高墩部分當5#墩改用滑動約束后，可明顯降低該墩的縱向地震損傷，橫橋向有助于改善主梁的橫向約束剛度分布，進而改善高墩部分變形過大的特點。

3.3 墩底彎矩(E1地震)

考慮到E2地震作用下，完全延性設計下的結構會進入塑性狀態(tài)。因此為考察結構在不同抗震設計方案下的初始內(nèi)力分配，圖11(a)與圖11(b)給出了各墩位在E1地震作用下的縱向和橫向墩底彎矩比較。從圖中可以看出，采用PIS-GD、PIS-DX與IS三種方案得到的3#、4#、6#墩柱的墩底縱向彎矩基本一致；而對比5#墩，結果表明，采用PIS-DX方案，能大幅度降低該墩承受的縱向地震慣性力，僅為2 650.58 kN·m，該值只有PIS-GD方案(5 932.83 kN·m)的44.6%，DS方案(8 550.25 kN·m)的31%。

(a)縱向

(b)橫向圖10 不同抗震方案下各墩偏移率對比(E2地震)Fig.10 Drift at the pier top under different seismic resistant schemes (E2 earthquake)

至于橫橋向，同前所述，統(tǒng)一按PIS方案給出，所得到的3#與4#墩柱的墩底橫向彎矩(其值分別為3 490.98 kN·m與4 331.43 kN·m)，相較IS方案非常接近，僅分別大2.5%與6.4%；5#與6#墩柱(其值分別為7 487.43 kN·m與6 838.4 kN·m)，相較采用DS方案，則一個增大18.6%，一個減小18%，總體基本相當。但DS方案的最大墩底彎矩發(fā)生在6#墩，為8 336.25 kN·m，PIS方案的最大墩底彎矩發(fā)生在5#墩，為7 487.43 kN·m，采用部分隔震設計比延性設計可減小最大彎矩10.2%。

3.4 伸縮縫處的縱向位移

圖12為不同抗震方案下各聯(lián)伸縮縫在E2地震作用下的縱向位移對比。從圖12可知，采用DS方案得到的各聯(lián)伸縮縫處的縱向位移最大?；赑IS-GD與PIS-DX方案得到的3#過渡墩伸縮縫處的縱向位移分別為0.059 m 與0.110 m，介于IS方案(0.045 m)和DS(0.166 m)方案之間；而6#過渡墩處，采用PIS-DX方案得到的縱向位移最小，為0.253 m，比IS方案小5%，比DS方案小21.1%，至于PIS-GD方案，其結果與IS方案基本接近。

(a)縱向

(b)橫向圖11 不同抗震方案下各墩墩底彎矩對比(E1 地震)Fig.11 Bending moments at the pier bottom under different seismic resistant schemes(E1 earthquake)

圖12 不同抗震方案下的伸縮縫縱向變形(E2 地震)Fig.12 Longitudinal displacements of expansion joints under different seismic resistant schemes(E2 earthquake)

3.5 主梁加速度

圖13給出了中間聯(lián)橋基于不同抗震設計方案得到的E2地震作用下的主梁縱、橫向加速度分布。從圖中可以看出，在縱向地震輸入下，由于主梁剛體作用，地震加速度基本保持一致，采用PIS-GD方案得到的主梁加速度最大約為1.81 m·s2，DS方案最小約為0.87 m·s2。PIS-GD方案與IS方案(平均值為1.75 m·s2)的結果基本一致；而PIS-DX方案得到的主梁加速度(平均值1.11 m·s2)介于IS與DS方案之間，比IS方案減小36.6%，比DS方案增大27.6%。這主要跟縱向地震輸入下，PIS與IS方案下參與縱向制動的橋墩要比DS方案多有關。同時，當5#墩改用滑動約束后，PIS-DX方案相較PIS-GD方案，能大幅降低主梁的縱向地震動加速度達38%。

圖13 不同抗震方案下的主梁加速度對比(E2 地震)Fig.13 Comparison on acceleration of girders under different seismic resistant schemes(E2 earthquake)

相比主梁的縱向加速度響應，各方案下的主梁橫向加速度響應則明顯偏高。同前所述，橫向部分隔震方案統(tǒng)一按PIS給出?？梢钥闯?，PIS方案所得到的主梁的加速度值介于DS和IS方案之間，且其變化趨勢與IS方案基本一致。以3#過渡墩處為例，采用PIS方案得到的橫向地震動加速度為2.67 m·s2，相較IS方案(2.01 m·s2)增大32.5%，相較DS方案(3.46 m·s2)降低22.9%。由此可見，相比延性設計，采用部分隔震方案有助于降低主梁的橫向加速度響應，這對于確保非結構構件以及地震發(fā)生時刻的行車安全具有重要的意義。

4 結 論

(1) 匝道橋作為城市高架橋體系不可分割的組成部分，因具有較大的縱坡，一聯(lián)橋中墩高差異較大。針對此類橋梁，提出僅在矮墩上設置隔震裝置的部分隔震設計方案是合理可行的。

(2) “部分隔震”設計，相比“完全延性”設計，能有效降低支座的縱向變形、固定墩的縱向地震強度與變形需求，改善匝道橋因縱坡布置而導致的主梁側向剛度分布不均、高墩部分變形過大問題；相比“完全隔震”設計，在墩底內(nèi)力響應、支座變形以及伸縮縫變形等方面基本相當。

(3) 兩種“部分隔震”設計方案的對比分析顯示，固定墩改為活動墩的“部分隔震”設計，相較仍設固定墩的“部分隔震”設計，盡管會增大矮墩的縱向支座變形和伸縮縫縱向變形，但能有效降低縱向固定墩的地震響應以及主梁的縱向地震加速度，減震效果更優(yōu)。

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Seismic response analysis of a viaduct ramp bridge with partial vibration isolation

ZHANG Juhui1, LIANG Lei1, GUAN Zhongguo2

(1.College of Environment and Arthitecture, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China；2.State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

A partial vibration isolation system in which only short bridge columns are isolated was proposed for the a seismic design of ramp bridges. A parallel ramp bridge on the Jia-min Elevated Route in Shanghai was taken as a study object, and the structural seismic responses under three kinds of seismic resistant systems including a full ductility resistant system, a full vibration isolation system, and a partial vibration isolation system were analyzed. It was shown that compared with the full ductility resistant system, using the partial vibration isolation system in which the traditional fixed pier is changed into a movable pier, the earthquake intensity and deformation demand of the fixed pier along the longitudinal direction are effectively reduced by nearly 70%, the deformation demands of expansion joints at transition piers are reduced by almost 21%-34% , and the acceleration of girders under the transverse earthquake input is also greatly reduced by 20%-39%; compared with the full vibration isolation system, simulation results for the 2nd design and the 3rd one are very close in aspects, such as, internal forces at pier bottom, bearing deformation and longitudinal displacements of expansion joints at transition piers; furthermore, two kinds of partial vibration isolation schemes with and without the arrangement of the fixed pier are compared, the latter has more superior performances, the latter can reduce the longitudinal seismic response of the fixed pier and the longitudinal acceleration of the main girders 56% and 38%, respectively.

partial vibration isolation; ductility; full vibration isolation; ramp bridge; seismic response

國家自然科學基金(51408359；51378384)

2016-04-20 修改稿收到日期：2016-08-15

張菊輝 女，博士，講師，1981年6月生

管仲國 男，博士，副教授，1976年10月生

U448.17；U442.55

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.07.022