韓 彰,韓振峰

（1. 安徽交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院土木工程系,安徽合肥 230051;2.合肥學(xué)院建筑工程系，安徽合肥 230601）

千米級(jí)斜拉橋的橫向減震體系研究

韓 彰1,韓振峰2

（1. 安徽交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院土木工程系,安徽合肥 230051;2.合肥學(xué)院建筑工程系，安徽合肥 230601）

為了確定千米級(jí)斜拉橋合理的橫向減震體系，首先建立了千米級(jí)斜拉橋有限元模型，對(duì)其進(jìn)行了橫橋向的地震易損性分析，得到了橫向地震易損性部位；然后在邊墩、梁之間分別采用：滑動(dòng)摩擦型支座，滑動(dòng)摩擦型支座+液體粘滯阻尼器，F(xiàn)PI(Friction Pendulum Isolation) 支座+液體粘滯阻尼器的三種方式建立了三種橫向減震體系；其次分別對(duì)上述三種橫向減震體系，進(jìn)行了非線性動(dòng)力時(shí)程分析，并且研究了橫向減震參數(shù)的設(shè)置；最后進(jìn)行了數(shù)據(jù)的分析，提出橫向減震體系的設(shè)計(jì)要求，液體粘滯阻尼器設(shè)置的正確位置，并建議選用千米級(jí)斜拉橋的最合理的橫向防震體系和分析方法。

斜拉橋；橫向；減震；FPI支座；液體粘滯阻尼器

0 引 言

斜拉橋有著其他類型橋梁所不能比擬的優(yōu)勢(shì)和長處，所以斜拉橋在這些年里以其造價(jià)低廉，形式多樣的特點(diǎn)迅速發(fā)展。當(dāng)然有優(yōu)勢(shì)的同時(shí)也有缺點(diǎn)的存在，斜拉橋的延展性并不占有優(yōu)勢(shì)，在受力方面出現(xiàn)問題，構(gòu)件改變后塔頂會(huì)產(chǎn)生較大變形，導(dǎo)致地震后極難恢復(fù)。針對(duì)這一問題，工程技術(shù)人員達(dá)成了共識(shí)-超長的斜拉橋在地震中減小結(jié)構(gòu)的塑性增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的彈性。通常人們會(huì)采用隔震技術(shù)[1-4]，這種技術(shù)能極大的減弱這一缺陷。對(duì)于千米斜拉橋在各方面肯定與其他斜拉橋存在一定差異，例如在其柔韌性和在抗震的損壞等方面。自然處理橋面的方式也與其他的斜拉橋有所不同[4]。千米級(jí)超大跨度斜拉橋的縱橋向減震已有學(xué)者進(jìn)行了研究[5]，而對(duì)其橫橋向減震體系的研究，目前還很少，只有少數(shù)高校和學(xué)者對(duì)其進(jìn)行過研究。

千米級(jí)斜拉橋的橫向減震體系研究，主要是要找到最佳的橫向減震模式，對(duì)于橫橋向抗震來說最有利。為此目的，首先建立了千米級(jí)斜拉橋有限元模型，對(duì)其進(jìn)行了橫橋向的地震易損性分析，得到了橫向地震易損性部位；然后在邊墩、梁之間分別采用：①滑動(dòng)摩擦型支座，②滑動(dòng)摩擦型支座+液體粘滯阻尼器，③FPI(Friction Pendulum Isolation) 支座+液體粘滯阻尼器的三種方式建立了三種橫向減震體系；其次分別對(duì)上述三種橫向減震模式進(jìn)行非線性動(dòng)力時(shí)程分析。此外，對(duì)于問題能進(jìn)一步的加深理解和討論結(jié)果的準(zhǔn)確性。最終對(duì)于上面提到的三種情況獲得的結(jié)果，進(jìn)行了數(shù)據(jù)分析，研究并對(duì)成果進(jìn)一步研討，選用千米級(jí)斜拉橋的最合理的防震體系結(jié)構(gòu)。

1 地震易損性分析

1.1 分析方法

研究千米級(jí)斜拉橋的地震易損性是選擇正確的抗震對(duì)策、進(jìn)行有效抗震設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)。目前，橋梁的地震易損性分析方法有兩種：第一種是基于能力/需求比或倒塌分析進(jìn)行的地震易損性分析；第二種是基于地震易損性曲線進(jìn)行地震易損性分析。

對(duì)于千米級(jí)斜拉橋的地震易損性分析，較為實(shí)用的是能力/需求比方法[6-8]。因?yàn)槌罂缍刃崩瓨驍?shù)量很少，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，沒有震害資料，地震反應(yīng)也非常復(fù)雜，因此要生成地震易損性曲線非常困難，另外每座斜拉橋的地震反應(yīng)均有自己的特點(diǎn)，即使花巨大代價(jià)生成了地震易損性曲線，也只適用于一座橋，不能推廣應(yīng)用。另一方面，基于橋梁整體結(jié)構(gòu)倒塌分析的地震易損性分析方法目前也只適用于規(guī)則橋梁，對(duì)于超大跨度斜拉橋，倒塌分析中很難確定一個(gè)合適的荷載模式，而且無法模擬超大跨度斜拉橋中采用的一些減震裝置如液壓粘滯阻尼器等的力學(xué)特性。此外，對(duì)于千米級(jí)斜拉橋，往往要求結(jié)構(gòu)在地震下基本保持彈性工作狀態(tài)，抗震設(shè)計(jì)中更關(guān)心的是各構(gòu)件的強(qiáng)度。因此，對(duì)于實(shí)際的千米級(jí)斜拉橋，采用基于構(gòu)件的能力/需求比的地震易損性分析是比較合理的。本文基于能力/需求比分析，對(duì)千米級(jí)斜拉橋的橫橋向地震易損性做定量分析，研究千米級(jí)斜拉橋的橫橋向地震易損部位，為橫向減震體系設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

美國《公路橋梁抗震加固手冊(cè)》中，構(gòu)件的地震需求采用彈性反應(yīng)譜方法計(jì)算[9]；構(gòu)件能力直接取名義強(qiáng)度和位移能力，不采用能力折減系數(shù)進(jìn)行修正。對(duì)于千米級(jí)斜拉橋的地震易損性分析，構(gòu)件的地震需求采用反應(yīng)譜方法計(jì)算是不夠的，國內(nèi)外現(xiàn)行的橋梁抗震規(guī)范普遍指出，對(duì)于復(fù)雜橋梁，建議采用時(shí)程分析法。因此，本文建議構(gòu)件的地震需求采用非線性時(shí)程分析法計(jì)算，至少采用5條以上的地震加速度時(shí)程進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果取平均值。而構(gòu)件的名義強(qiáng)度，可根據(jù)現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算，但不考慮規(guī)范中的安全系數(shù)。

1.2 模型描述

斜拉橋的跨徑布置如圖1所示，采用連續(xù)鋼箱梁。主索塔采用倒Y形鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，索塔高297.7 m[5]，其中錨索區(qū)位于上塔柱，中、下塔柱分離成兩個(gè)傾斜塔柱，橋面下布置下橫梁。下橫梁上無支座。主索塔基礎(chǔ)采用131根D2.8 m/ D2.5 m變直徑鉆孔灌注樁基礎(chǔ)和啞鈴型變厚度承臺(tái)。邊墩墩頂布置縱向滑動(dòng)球型鋼支座，并且邊墩采用了遠(yuǎn)、近輔助墩和過渡墩構(gòu)成。

圖1 斜拉橋模型立面圖（單位 米）

建模細(xì)節(jié)[10-11]：如圖2用ADINA軟件建立三維有限元模型，主梁、塔、邊墩用梁單元搭建，斜拉索用桁架單元搭建；主梁節(jié)點(diǎn)和斜拉索吊點(diǎn)采用剛接；主梁在主塔處縱向設(shè)置模擬減震裝置連接單元；主梁與邊墩縱向相對(duì)自由，均為橫向主從；進(jìn)行動(dòng)力非線性反應(yīng)分析。

上部的橋跨部分是我們主要討論計(jì)算的部分，所以在穩(wěn)定性方面對(duì)橋墩臺(tái)底部進(jìn)行了固結(jié)，對(duì)于拉索并不是這次研究討論的關(guān)鍵所在。

圖2 三維有限元模型

圖3 水平向地震加速度時(shí)程

1.3 地震波的選擇

地震輸入值主要是使用了蘇通大橋橋址處重現(xiàn)期為2500年的地震的相關(guān)參數(shù)。正如我們所見到的圖3曲線。我們以此曲線擬合10組加速度時(shí)程作為最終的地震輸入，并以此作為研究。

1.4 分析結(jié)果

該斜拉橋模型的地震反應(yīng)采用時(shí)程法進(jìn)行計(jì)算，地震輸入方式為：橫向＋豎向。對(duì)2500年重現(xiàn)期所得到的數(shù)據(jù)都經(jīng)過了研究討論，并在討論后對(duì)結(jié)果取平均值。最終可由表1、表2得出支座、塔墩及其基礎(chǔ)的能力/需求比，以便進(jìn)一步做橫向比較。

表1 各支座的能力/需求比

表2 塔、墩及其基礎(chǔ)的能力/需求比

分析結(jié)果表明，北近塔輔助墩頂滑動(dòng)支座的位移能力/需求比和樁基礎(chǔ)最不利單樁的抗彎能力/需求比小于1，在地震下可能會(huì)遭受局部破壞。從理論上說，橋梁結(jié)構(gòu)各部分遭受地震破壞的先后順序?yàn)楸苯o助墩及其基礎(chǔ)、支座、主塔及其群樁基礎(chǔ)、其它邊墩基礎(chǔ)、邊墩柱。橫橋向的地震易損部位位于支座、主塔、邊墩及其基礎(chǔ)等處，這些部位是橫向減震設(shè)計(jì)的重點(diǎn)研究對(duì)象。

2 橫向減震體系

在斜拉橋橫橋向，一般都采用抗風(fēng)支座來制約梁、塔之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，塔、梁在橫向是固定約束關(guān)系。前述的地震易損性分析表明，邊墩上的支座、邊墩及其基礎(chǔ)在橫橋向是抗震的薄弱部位，因此，斜拉橋橫向減震體系要在邊墩上做文章。

對(duì)于千米級(jí)斜拉橋，一個(gè)比較理想的邊墩、梁橫向減震體系，既要能提供正常使用荷載和風(fēng)荷載所需要的剛度，又要盡量減小邊墩及其基礎(chǔ)的內(nèi)力反應(yīng)，還要將墩、梁間的相對(duì)位移限制在合理的范圍內(nèi)。因此，有效的橫向減震體系應(yīng)該具有一定的剛度，減小結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)內(nèi)力，并且能限制橋梁橫向位移。

在研究中，為了使斜拉橋的抗震能力、橫向力學(xué)性能得到進(jìn)一步的改善，所以增加一些約束方式在墩與梁連接時(shí)以供選擇，然而在此我們選擇了以下：①滑動(dòng)摩擦型支座（體系1），②滑動(dòng)摩擦型支座+液體粘滯阻尼器（體系2），③FPI(Friction Pendulum Isolation) 支座 +液體粘滯阻尼器（體系3）的具體方法，并且根據(jù)上述的三種形式構(gòu)建了相對(duì)應(yīng)的能夠減小震損的體系。

3 橫向減震裝置

3.1 滑動(dòng)摩擦型支座

滑動(dòng)摩擦型支座的恢復(fù)力模型如圖4所示。下面公式中的 F(x)、x、Fmax、xy、K、μ和N分別代表的物理量為支座剪切力、上部結(jié)構(gòu)與墩頂?shù)南鄬?duì)位移、臨界摩擦力、臨界位移、支座剛度，滑動(dòng)摩擦系數(shù)和支座所承擔(dān)的上部結(jié)構(gòu)恒載反力.即：

該類型支座的核心參數(shù)是：摩擦系數(shù)f和臨界位移xy。其中恢復(fù)彈性的最大力和滑動(dòng)摩擦力的臨界值相等。

3.2 FPI裝置

其中，R為滑動(dòng)曲面的曲率半徑，sgn(.)是正負(fù)號(hào)函數(shù)。上式第一項(xiàng)為上部結(jié)構(gòu)沿曲面滑動(dòng)上升時(shí)所產(chǎn)生的水平恢復(fù)力，第二項(xiàng)為摩擦力。該類型裝置的核心參數(shù)是：摩擦系數(shù)μ和滑動(dòng)曲面的曲率半徑R。

圖4 滑動(dòng)支座的恢復(fù)力模型

圖5 FPI 減震裝置構(gòu)造示意圖

3.3 流體粘滯阻尼裝置

流體粘滯阻尼器[13]的阻尼力和速度代表字母為F、V之間的關(guān)系式如下：

上述關(guān)系式中，C、α、sgn(.)分別代表通過試驗(yàn)確定的阻尼系數(shù)，指數(shù)表征流體粘滯阻尼器的非線性特性，正負(fù)號(hào)函數(shù)。

在圖6中我們可以清晰的看出線性阻尼器的特點(diǎn)，同時(shí)能夠得到結(jié)構(gòu)的形變成程度與阻尼器的阻尼力之間是成相反趨勢(shì)變化，同時(shí)對(duì)彈性力也存在著明顯的聯(lián)系。阻尼力值越大時(shí)，變形值反而小，這種現(xiàn)象在極端的條件下表現(xiàn)的越加明顯，甚至?xí)吔诹?。在上述所說的兩個(gè)力之間有著將近π/2相差，但這種情況是在結(jié)構(gòu)力不改變的條件下成立的。液壓粘滯阻尼器會(huì)對(duì)震動(dòng)類型的運(yùn)動(dòng)的動(dòng)力起到一定的減弱或減緩的作用，但對(duì)于一些慢性的運(yùn)動(dòng)是沒有影響作用的。該類型裝置的核心參數(shù)是：阻尼系數(shù)C和指數(shù)α。

圖6 粘滯阻尼器的滯回曲線

圖7 Maxwell模型

4 分析方法與減震參數(shù)設(shè)置

4.1 分析方法

在圖1建立的千米級(jí)斜拉橋計(jì)算模型的基礎(chǔ)上，通過改變邊墩與主梁的連接方式（設(shè)置連接單元）來實(shí)現(xiàn)上述三種橫向減震體系，同時(shí)進(jìn)行非線性時(shí)程分析[14-16]。

實(shí)驗(yàn)過程中,首先確定隱藏層層數(shù),根據(jù)數(shù)據(jù)的特點(diǎn)和經(jīng)驗(yàn)設(shè)置模型參數(shù),選擇批次為1440,輸入步長為15,學(xué)習(xí)率為0.03,訓(xùn)練步數(shù)為1000。在該模型參數(shù)條件下,選擇不同的隱藏層層數(shù),通過觀察訓(xùn)練集擬合的RMSE和測(cè)試集預(yù)測(cè)的RMSE,確定最佳隱藏層層數(shù)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

下述的方程式（4）是由假設(shè)的一個(gè)在不同位置分布有多個(gè)液體粘滯阻尼器并具有多個(gè)自由度的橋梁結(jié)構(gòu)的地震震動(dòng)方式

上述方程式中，Ms、Cs、K&& ( t)、Is、P>d(t)、 rd、xs(t)各個(gè)物理量是n×n的結(jié)構(gòu)質(zhì)量、阻尼、剛度矩陣、地震地面運(yùn)動(dòng)加速度時(shí)程、n維的地面運(yùn)動(dòng)影響系數(shù)列陣、結(jié)構(gòu)的動(dòng)力位移列陣、為第d個(gè)位置的阻尼器阻尼力、為n維的阻尼力影響列陣。

從圖7中我們可以看出，阻尼器和彈簧這兩部分構(gòu)成的是經(jīng)常見到的Maxwell模型模擬阻尼器，其力和變形分別是：力：

,變形：d=dk+dc,其中,dc為阻尼器的變形，dk為彈簧的變形。實(shí)驗(yàn)中的阻尼器對(duì)實(shí)驗(yàn)的影響也很大，只有滿足理想的純度極高的儀器和彈簧k足夠大的條件下，才能忽略彈簧對(duì)實(shí)驗(yàn)的影響。方程（4）是一個(gè)非線性方程，對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行研究時(shí)，最好采取力控制法進(jìn)行操作，迭代算法采用Newton Raphson方法。

4.2 液體粘滯阻尼裝置參數(shù)

液體粘滯阻尼器對(duì)千米級(jí)斜拉橋的減震效果主要取決于液體粘滯阻尼器的設(shè)置方式和合理參數(shù)選擇。為了分析阻尼器參數(shù)對(duì)橋梁減震效果的影響，對(duì)以下兩種阻尼器設(shè)置方式進(jìn)行了研究。方式I: 在每個(gè)邊墩墩柱上均設(shè)一個(gè)阻尼器，設(shè)定了α=0.4、0.5兩個(gè)值，阻尼系數(shù)C設(shè)定為0、1000、2000、3000、4000、5000共6個(gè)值，總共12組參數(shù)；方式II: 僅在過渡墩的每個(gè)墩柱上設(shè)一個(gè)阻尼器，設(shè)定了α= 0.4、0.5兩個(gè)值，阻尼系數(shù)C設(shè)定為0、1000、3000、6000、9000、12000共6個(gè)值，并記錄有12組數(shù)據(jù)。對(duì)于上述的每組數(shù)據(jù)所研究計(jì)算的結(jié)論中都要計(jì)算其最后的平均值，而平均值的計(jì)算是從上述的每組中各取出10組結(jié)果。

圖8到圖13分別顯示了阻尼器的位置、以及阻尼器參數(shù)對(duì)各邊墩、梁相對(duì)位移，梁端位移，各邊墩底彎矩，各阻尼力的影響。由圖可知，α對(duì)反應(yīng)結(jié)果影響很小，主要是由于以邊墩振動(dòng)為主的振型周期較短，阻尼器的最大速度大于1 m/s。伴隨阻尼系數(shù)C的增加，阻尼器位移、梁端位移、墩梁相對(duì)位移單調(diào)減小，墩底彎矩與阻尼力的變化形式是截然不同的，對(duì)于阻尼力是呈單方向一直增加的，而墩底彎矩是呈v字的變化形式，是先降低到最小在隨之增加的。與阻尼器設(shè)置方式I相比，設(shè)置方式II效果較差；阻尼器設(shè)置方式I能有效減小梁端位移，各邊墩、梁相對(duì)位移，以及各邊墩的墩底彎矩。

圖8 阻尼器參數(shù)對(duì)北過渡墩、梁相對(duì)位移的影響

圖9 阻尼器參數(shù)對(duì)北過渡墩頂阻尼器的阻尼力的影響

圖10 阻尼器參數(shù)對(duì)北過渡墩底彎矩的影響

圖11 阻尼器參數(shù)對(duì)北近塔輔助墩、梁相對(duì)位移的影響

圖12 阻尼器參數(shù)對(duì)北近塔輔助墩墩底彎矩的影響

圖13 阻尼器參數(shù)對(duì)近塔輔助墩頂阻尼器的阻尼力的影響

綜合考慮圖8至圖13所有參數(shù)的變化情況，以限制梁端位移到30 cm為目標(biāo)，建議在每個(gè)邊墩墩柱上均設(shè)一個(gè)阻尼器，阻尼器的阻尼系數(shù)C 為3000，指數(shù)α為0.5。

4.3 滑動(dòng)摩擦型支座參數(shù)

在實(shí)驗(yàn)中通常會(huì)使用滑板和鋼板作為摩擦的工具，而摩擦中相對(duì)應(yīng)的會(huì)產(chǎn)生滑動(dòng)的相對(duì)位移，而滑動(dòng)摩擦型支座參數(shù)的相對(duì)位移很小，最大的邊界xy僅有0.2 cm。通常情況下滑板會(huì)選用聚四氟乙烯作為材料，而鋼板會(huì)采用不銹鋼為材質(zhì)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。

4.4 FPI裝置參數(shù)

實(shí)踐中FPI裝置的摩擦系數(shù)μ與承受壓力和滑動(dòng)速度有關(guān)，通?？梢匀?%，滑動(dòng)曲面的曲率半徑R可以按照來取值，計(jì)算模型的第二階振型為側(cè)彎振型，周期為10 秒，由此可以算出R約為25 m。

5 結(jié)果與討論

在合理選擇參數(shù)的前提下，對(duì)三種橫向減震體系：①滑動(dòng)摩擦型支座（體系1）：②滑動(dòng)摩擦型支座+液體粘滯阻尼器（體系2）；③FPI支座+液體粘滯阻尼器（體系3），分別進(jìn)行了橫橋向非線性時(shí)程分析，得到相應(yīng)的結(jié)果。其中，液體粘滯阻尼器C=3000，α=0.5；活動(dòng)摩擦型支座的摩擦系數(shù)為2%，臨界位移xy為2 mm；FPI裝置的摩擦系數(shù)μ為6%，R為25 m。

表3-表6對(duì)三種橫向減震體系的減震效果進(jìn)行了比較。表中數(shù)據(jù)表明：體系1與體系2相比，由于在滑動(dòng)體系上設(shè)置阻尼器后，梁端位移以及各墩梁相對(duì)位移顯著減?。ㄆ骄憾宋灰坪投樟合鄬?duì)位移減小了61%），同時(shí)各邊墩及其基礎(chǔ)的內(nèi)力反應(yīng)也明顯減小（平均墩底剪力減小了37%，墩底彎矩減小了26%，平均承臺(tái)底剪力減小了23%，承臺(tái)底彎矩減小了33%）。體系2與體系3相比，把滑動(dòng)摩擦型支座替換成FPI支座后，梁端位移及各墩梁相對(duì)位移進(jìn)一步減?。ㄆ骄憾宋灰坪投樟合鄬?duì)位移又減小了24%），同時(shí)各邊墩及其基礎(chǔ)的內(nèi)力反應(yīng)也進(jìn)一步減?。ㄆ骄盏准袅τ譁p小了16%，墩底彎矩又減小了13%，平均承臺(tái)底剪力又減小了22%，承臺(tái)底彎矩又減小了7%），主要是由于FPI支座具有一定摩擦耗能作用，減小了地震反應(yīng)。另外，由FPI支座的性能參數(shù)可知，三個(gè)橫向減震體系中，體系3的殘余位移量最小，其余兩個(gè)都有殘余位移存在。

由上可知，千米級(jí)斜拉橋合理的橫橋向減震結(jié)構(gòu)體系應(yīng)該采用類似體系3的結(jié)構(gòu)抗震體系。

表3 各邊墩墩底截面內(nèi)力最大值

表4 各邊墩承臺(tái)底截面內(nèi)力最大值

表5 各支座反應(yīng)最大值

表6 關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)縱向位移最大值（m）

6 總 結(jié)

（1）基于能力/需求比分析，對(duì)千米級(jí)斜拉橋的地震易損性做定量分析，研究其橫橋向地震易損部位，為減震 設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。

（2）有效的橫向減震體系應(yīng)該具有一定的剛度，減小結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)內(nèi)力，并且能限制橋梁橫向位移。

（3）液體粘滯阻尼器設(shè)置在每個(gè)邊墩墩柱上比僅設(shè)置在過渡墩的每個(gè)墩柱上的減震效果要好。

（4）在邊墩、梁之間采用FPI支座與液體粘滯阻尼器組合的橫向減震體系的減震效果最好，是比較合理的。本文中的所闡述的對(duì)橫橋向減震的相關(guān)研究和數(shù)據(jù)結(jié)果適用于超千米的斜拉橋，并可以在千米級(jí)斜拉橋的橫向減震體系建設(shè)實(shí)踐中作為參考。

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Research on the lateral earthquake-reduction system of kilometer-scale cable-stayed bridge

HAN Zhang1, HAN Zhenfeng2

(1. Department of Architectural Engineering of Anhui Communications Vocational & Technical College, Anhui Hefei 230601,China; 2. Department of Architectural Engineering of Hefei University, Anhui Hefei 230601,China)

In order to establish the lateral earthquake-reduction system of the long span cable stayed bridges (CSBs) over one kilometer, firstly a finite element model of CSBs longer than 1 km is set, on which the lateral seismic vulnerability analysis are performed, and the lateral seismic vulnerability parts of the bridge are obtained. Secondly,the sliding bearing,the sliding bearing + liquid viscous damper, and the friction pendulum isolation +liquid viscous damper,have been applied,between the side pier and beam to achiere, three lateral earthquake-reduction systems.Then several nonlinear time history analyses on the above three lateral earthquakereduction systems are conducted and the parameters of lateral earthquake-reduction have been determined.Last, the compute results of the model are discussed and compared and the rational lateral earthquake-reduction system and the analysing methods of CSBs longer than 1km are recommended.

cable-stayed bridge；lateral；earthquake reduction; FPI bearing；liquid viscous damper

U448.27

A

2095-8382(2016)06-001-07

10.11921/j.issn.2095-8382.20160601

2016-02-23

安徽省高校自然科學(xué)研究重點(diǎn)項(xiàng)目（KJ2015A249）。

韓彰（1981-），男，碩士，講師，主要研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)數(shù)值模擬。