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E2地震作用下桥墩底部内力大响应对比见图4,5o
从图4可以看出，墩底剪力在1 ,5号桥墩处工况2,3比工况1增大了10%，边墩受力有所增加，有效分担了上部结构产生的地震力;墩底剪力在2,3,4号桥墩处工况2比工况1减少了30 %，有效减小了桥墩的受力，使各桥墩受力更加合理。从图5可以看出，墩底弯矩工况2,3明显小于工况1，约减少30 %，减隔震效E2地震作用下梁端及LNR水平力分散型橡胶支座处位移响应见图6,70
隔震桥梁能量反应分析模型
在地震作用下，隔震桥梁结构的响应与传统建筑结构和桥梁结构响应的区别在于隔震桥梁结构的塑性变形主要由隔震支座承担。在桥墩没有进入塑性的前提下，由于LNR水平力分散型橡胶支座具有双线性特性，因此桥墩与隔震支座串联系统也具有双线性特性。对于一般的隔震桥梁结构，桥墩刚度k。都远大于LNR水平力分散型橡胶支座的等效刚度kb，且多数桥梁的上部结构质量n2s大，下部结构质量n2}小。因此，在桥墩没有进入塑性的前提下，隔震桥梁系统大都可以简化为双线性单自由度系统。以LNR水平力分散型橡胶支座的屈服作为双线性单自由度隔震桥梁系统屈服的标志、LNR水平力分散型橡胶支座的屈服力F，作为隔震系统的屈服力。如果用k。和ka分别表示隔震支座的屈服前刚度和屈服后刚度(隔震支座屈服比}1=kalk )，则单自由度隔震桥梁系统的屈服前刚度为k} = k}k}l (k} } k} >>隔震桥梁系统的屈服后刚度为kz = kak,}l (ka } k,} )，双线性单自由度隔震桥梁系统的模型如图1所示。
定义双线性单自由度隔震桥梁系统的位移延性比气一du}dy，其中d，为LNR水平力分散型橡胶支座的屈服位移，d}为系统在地震波作用下的大位移。LNR水平力分散型橡胶支座的阻尼比与位移延性比Nv相关，假定桥梁结构本身的阻尼比F为500，可以按照文献[10]一文献[ 12]的公式计算得到01- 0. 15, f5,为1到50时隔震桥梁系统的等效阻尼比F。计算结果如图3所示。
由于等效隔震度Ib(隔震桥梁第1周期与未隔震桥梁第1周期的比值)是衡量隔震效果的重要指标!16}，因此将Ib定为隔震目标。然后根据隔震系统参数，结合前面得到的地震输入总能量谱计算隔震桥梁系统的地震输入总能量，依据基于能量法的隔震桥梁破坏准则，初步确定LNR水平力分散型橡胶支座的设计参数。然后反复进行隔震桥梁地震响应计算并调整隔震支座的设计参数，直到隔震支座参数的选择达到隔震目标的要求，并且满足LNR水平力分散型橡胶支座位移延性比和桥墩位移延性比的限制条件，从而得到隔震支座合理的设计参数。
(1 >要使LNR水平力分散型橡胶支座隔震装置能够有效降低地震力从而起到保护桥墩的作用，隔震桥梁系统的隔震度不应小于3。
(2)采用与桥梁场地条件和设计烈度对应的加速度设计谱对隔震桥梁系统进行地震能量反应分析。对于特别重要的桥梁，应成用7条以上场地条件类似并按照设计烈度调幅后的地震波作为激励!mi，通过对隔震桥梁系统进行非线性能量反应时程分析，验证LNR水平力分散型橡胶支座是否满足位移延性比的限制要求。
(1 >依据能量平衡原理，建立了隔震桥梁系统的能量反应方程。将桥墩与LNR水平力分散型橡胶支座串联，构建了隔震桥梁能量反应分析模型。
(2)通过单自由度隔震桥梁模型的参数分析，确定了用LNR水平力分散型橡胶支座的刚度比近似代替单自由度隔震桥梁系统屈服后刚度与屈服前刚度的比值'1}的简化计算方法，并给出了LNR水平力分散型橡胶支座的阻尼比与位移延性比的关系曲线。