長周期地震下大跨RC輕柔拱橋BRB橫向減震研究

邵長江 ，崔皓蒙，漆啟明，王春陽，莊衛(wèi)林

(1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.陸地交通地質(zhì)災害防治技術國家工程研究中心，四川 成都 610031)

輕型大跨拱橋是高烈度艱險山區(qū)的適宜橋型，已在深山峽谷地區(qū)廣泛應用，對其抗震性能的研究已較為充分。早期，項海帆等[1]對若干大跨拱橋典型實例進行分析，明確了拱橋的橫向振動特性及響應規(guī)律，指出橫向抗震驗算的重要性。近些年，李曉莉等[2]對國內(nèi)外拱橋的震害進行分析，總結出拱橋在橫向明顯剛度不足、抗震薄弱。陳寶春[3]研究發(fā)現(xiàn)地震動對拱橋的橫橋向貢獻最大，橋梁基本振型普遍表現(xiàn)為橫向側(cè)彎，動力失穩(wěn)通常以橫向為主，且拱上立柱往往最先發(fā)生破壞。由此可見，拱橋的橫向抗震性能明顯較弱?，F(xiàn)今眾多學者通常會采用屈曲約束支撐(BRB)作為橋梁的橫向減震措施來彌補此類缺陷。USAMI等[4]首次嘗試將BRB 應用于鋼拱橋中，數(shù)值分析表明BRB 作為穩(wěn)定耗能構件能夠大幅提高結構的抗震性能，并顯著降低其在強震下的損傷程度。隨后，BRB同樣成功應用于門式鋼框架橋墩[5]及鋼筋混凝土排架墩[6-10]中。然而近斷層地震動極為復雜，在強烈的速度脈沖下，長周期及減隔震結構具有較大的破壞風險，BRB 的減震作用能否依然充分發(fā)揮尚存在疑問。由此不少學者也對近場地震下BRB 的應用進行了研究。石巖等[11]在近斷層地震下采用BRB 于連續(xù)梁拱橋中，發(fā)現(xiàn)其能顯著控制墩梁相對位移并使橋墩處于彈性狀態(tài)。CHEN 等[12]評估了近斷層地震下BRB 對雙柱式高墩的減震效果，發(fā)現(xiàn)其受高階振型和地震動特性的雙重影響，BRB不僅能有效降低局部構件的地震反應，且對橋梁整體的不利影響較小。UPADHYAY 等[13]將BRB 設置于鋼筋混凝土橋梁中，結果表明遠場地震動對橋梁彎曲峰值和殘余位移比的需求要高于脈沖型地震動。XIANG 等[14]分析得出BRB 在減輕遠場地震下雙柱墩的損傷更明顯。由上可知，BRB 已被廣泛應用于近斷層地區(qū)常規(guī)橋梁的排架墩中，然而對于周期相對較長的大跨鋼筋混凝土(RC)輕柔拱橋在復雜地震區(qū)所頻發(fā)長周期地震下的研究還較少，加之BRB 作為位移相關型耗能減震裝置，其在近場地震動的強烈速度脈沖及其永久位移特性與遠場長周期地震動的豐富低頻分量下的減震反應如何有待深入探究。鑒于此，以某高墩大跨RC 輕柔拱橋為例，將BRB 作為橋梁的橫向減震措施，考慮不同脈沖周期的近場地震動、遠場長周期、近場無脈沖及遠場普通地震動的激勵方式，探究BRB 對橋梁墩柱動力響應的減震效果與損傷狀態(tài)的緩解程度。

1 輕柔拱橋結構特點

隨著拱橋主拱跨徑的增大，拱肋的輕質(zhì)高強化、橋面系的連續(xù)輕型化已成為RC 拱橋的發(fā)展趨勢[15]。上承式拱橋多采用鋼筋混凝土墩柱，且與蓋梁/橫梁形成排架式結構[3]。而當跨徑較大時，靠近拱腳的墩柱高且柔，穩(wěn)定問題十分突出[3,15]。國外某新型大跨RC 拱橋采取了全橋輕柔體系。橋梁全長432 m，其中兩岸引橋均為4 跨連續(xù)梁橋，靠近橋臺的邊跨為16.5 m，其余跨均為19 m；主橋采用上承式RC 拱式體系連續(xù)梁橋，上部跨徑組合為(15×19 m)，下部拱橋計算跨徑278.75 m，計算矢高49.18 m，計算矢跨比為1/5.7；主拱拱肋采用C80/95 高強輕質(zhì)混凝土；主梁采用輕型鋼-混組合結構；引橋過渡墩與拱上立柱采用帶端橫梁的RC箱形截面實心墩，橫向?qū)挾葹?.5 m，順橋向?qū)挾葹?.2～1.6 m，截面尺寸較小，加之最高的墩柱高達56.16 m，結構整體較為輕柔。在橫橋向，由于截面較小、高度較高的實心RC 墩柱與僅有的頂部橫梁形成框架，使排架墩顯的較柔，即橫向剛度相對較低。若在雙柱墩間設置多個RC 系梁連接，這無疑會顯著增大結構自重，從而有悖于“輕型大跨拱橋”的設計初衷。可采用BRB 作為橋梁的橫向減震手段，即可保持拱橋“輕”的特點。經(jīng)布置方案及參數(shù)優(yōu)化后，BRB 在高墩P4，P19 及高柱P5，P18的各墩身間以連續(xù)多個斜撐布置，橋型布置見圖1，其中固定支座為板式橡膠支座，滑動支座為四氟滑板支座。

2 結構建模及地震動選擇

2.1 結構分析模型

基于SAP2000建立全橋空間有限元模型[16]：主梁、橫梁、墩柱及拱肋采用彈性梁單元模擬；固定支座采用線性彈簧單元模擬；滑動支座采用雙線性理想彈塑性單元模擬；BRB 采用非線性連接單元模擬，其等效剛度、屈服承載力、極限承載力及初始屈服變形參考設計資料[17]取值計算。二期恒載轉(zhuǎn)化為質(zhì)量均勻施加在主梁上，結構阻尼比0.05，不考慮樁土相互作用。設置BRB 的有限元模型如圖2所示。

圖2 橋梁結構有限元模型Fig.2 FEM model of the bridge structure

2.2 結構動力特性

新型拱橋體系從根本上改變了結構的力學性能，從而改善了其動力特性[18]。橋梁結構典型橫向振動模態(tài)特性如表1 所示。此輕型大跨RC 拱橋基準模型的橫向剛度較弱，首個振型為梁拱同向橫彎，橫橋向控制抗震設計，對應周期長達3.80 s，橋梁為偏柔性結構。梁拱控制振型共12 個，第13振型是最高過渡墩P4，P19 及最高拱上立柱P18 的對稱側(cè)彎；第24振型為較高墩柱的側(cè)彎。

表1 典型橫向振動模態(tài)特性Table 1 Typical transverse vibration modal characteristics

BRB 在一定程度上提高了結構剛度，首階模態(tài)變?yōu)榭v向振動，首個橫向振型的周期降低為3.52 s；低階振型中梁拱的參與程度提高，墩柱的模態(tài)則相應延后；結構前26 階振型主要由梁拱控制；在第27階振型P4，P19及P18的質(zhì)量參與程度較低，高墩直到第29 階才開始側(cè)傾，且高階振型復雜密集。大跨拱橋橫豎向空間耦合效應顯著，對結構動力響應和損傷狀態(tài)影響較大。鑒于地震動激勵方向是建模過程中最重要的參數(shù)[19]，加之在豎向地震動下立柱與拱肋的振動耦合作用顯著，因此地震動按照橫向+豎向進行加載[16]。

2.3 地震動選擇

在現(xiàn)有地震動記錄中，有2類地震動的長周期特性明顯，其低頻能量較豐富，卓越周期較長，分別是近場脈沖型地震動和遠場長周期地震動[20]。鑒于該橋的自振頻率較低，會對地震動的長周期成分極為敏感，更易激發(fā)出長周期拱橋的基本振型，需深入研究其在長周期地震下的響應及損傷規(guī)律。為避免不同震源機制的影響，并確保計算結果與響應規(guī)律具有一定的統(tǒng)計規(guī)律及普適性，需在同等震源條件下實現(xiàn)長周期地震與普通地震的比較，即所有地震記錄應從同一地震事件中選取，加之速度脈沖周期對近場脈沖地震動的頻譜特性影響較大[20]，根據(jù)已有地震記錄將近場脈沖型地震動劃分為短、中、長脈沖周期；為突出脈沖地震動的近場效應，其斷層距需不大于10 km；為使前者脈沖周期的大小劃分明顯，且考慮多條地震動的隨機性，每種類型地震動分別選擇3條，并取其時程分析結果的最大值[16]。臺灣集集地震的近斷層地震動記錄數(shù)量多、質(zhì)量高，是較好的地震輸入信號[21]。由此，從PEER 地震數(shù)據(jù)庫選取了我國臺灣集集地震中典型的6*3=18 條地震動，基本參數(shù)如表2所示。

表2 所選地震動基本參數(shù)Table 2 Basic parameters of selected ground motions

3 排架墩減震效果分析

3.1 橋跨各墩動力響應

圖3 示出了在各類地震動作用下，設置BRB前后沿橋跨各墩柱的位移及內(nèi)力響應對比。在減震前后各響應最大值對應的地震動未改變，圖4示出了相應地震動的加速度及位移反應譜。不同脈沖周期近場地震動下響應大小規(guī)律為中等脈沖周期＞長脈沖周期＞短脈沖周期，結合圖4(a)加速度譜分析原因，中等脈沖周期地震動的譜值在拱橋首個橫向振型周期范圍內(nèi)明顯大于其他2 類地震動，雖然后幾階譜值的相對大小有所改變，但其質(zhì)量參與系數(shù)較低，高階振型的影響不明顯。長周期地震下排架墩的響應明顯大于普通地震動，響應大小排序為：近場脈沖地震動＞遠場普通地震動＞近場無脈沖地震動。遠場長周期地震動下的響應大于近場長脈沖及短脈沖周期地震動。究其原因，在拱橋的前2階橫向自振周期附近，遠場長周期地震動的譜值要大于長及短脈沖周期地震動，且遠場普通地震動的譜值普遍大于近場無脈沖地震動?？傮w來說，輕柔拱橋在近場地震動速度脈沖成分及遠場長周期地震動豐富低頻分量下的地震需求更大，同時低階振型的影響占據(jù)主要地位。

圖3 橋梁墩柱動力響應對比Fig.3 Comparison of dynamic responses of bridge columns

圖4 各地震動反應譜Fig.4 Spectra of selected ground motions

BRB 的減震效果對不同的墩柱存在明顯差異，表3 詳細給出了設置BRB 的柱P18 及墩P19 與柱P16 及墩P21 在各地震動下的減震率((基準方案地震響應-BRB 方案地震響應)/基準方案地震響應)。設置BRB 后對近場脈沖與遠場長周期地震動下的響應均起到了較好的減震效果，近場無脈沖及遠場普通地震動下則相反。設置了BRB 的墩柱均降低了墩頂位移及墩底彎矩響應；而因前述墩柱整體剛度增大，地震剪力隨之增大，P4，P5 及P19的墩底剪力均大幅增加。

表3 橋梁墩頂位移及墩底內(nèi)力響應的減震率Table 3 Seismic mitigation ratio of top displacement and bottom internal force response of columns

常規(guī)減隔震措施通過降低墩梁連接剛度、延長結構周期來減輕地震反應，但往往不適用于長周期結構。而BRB 不會降低結構剛度，其相對位移反應隨近場地震速度脈沖成分及空間耦合效應而增強，能充分發(fā)揮BRB 耗能減震的作用。由位移反應譜(如圖4(b))，近場無脈沖地震動的譜值始終較低，BRB 的反應不明顯，滯回耗能特性不能充分發(fā)揮，導致采用BRB 后，相應的地震需求普遍增大，遠場普通地震動下的現(xiàn)象類似。而在近場脈沖地震動的永久位移效應與遠場長周期地震動的豐富低頻分量下，BRB減震效果較好。

3.2 墩身動力響應

考慮到此減震方案只是在高墩柱處安裝了BRB，且高階振型對此類墩柱動力響應的影響不可忽略[22]。即為研究不同高度墩柱的墩身動力響應差異，特選取設置了BRB 的最高墩P19(56.16 m)、最高立柱P18(43.92 m)與未設置BRB 的較矮墩P21(30.59 m)、較矮柱P16(22.82 m)進行分析。圖5 給出了采用BRB 前后4 種墩柱的墩身動力響應包絡。在減震前，各類地震動的大小規(guī)律與前文所述基本一致。在減震后，近場脈沖型地震動的永久位移效應對BRB 的反應極其敏感，表現(xiàn)在NLP 下的墩身響應包絡十分迫近FFL，甚至部分工況的響應還出現(xiàn)了超過的現(xiàn)象。

圖5 橋梁墩柱墩身動力響應包絡隨墩高的變化Fig.5 Dynamic response envelopes of bridge columns with different heights

當未采用減震裝置時，全橋呈排架墩受力狀態(tài)，且橫向僅通過頂部單根橫梁連接，相對較柔，導致墩身位移較大。在采用BRB 后，減小了單肢墩柱的自由長度，提高了橫橋向剛度。P19 墩身位移減震效果均較好；BRB對P18墩身中上部的減震效果較優(yōu)；P21 及P16 分別在NNP 及FFS 下整墩身未起到減震效果。

在減震前，4 種墩柱的剪力響應包絡大體均為線性。在減震后，高墩P19在靠近頂部及底部附近均出現(xiàn)剪力的急劇變大。這是由于BRB 的布置位置距墩柱兩端有一段距離，在BRB 分布的位置外，其未起到減震效果；在高柱P18的頂部附近同樣有此類現(xiàn)象，但底部附近的突變明顯較P19小，緣于立柱P18與主拱拱肋的耦合振動作用，使得增加的剪力可通過柱底傳遞至拱肋；而P19 底部為固定，增加的剪力均會累積至此，導致剪力突增；在BRB 的布置范圍內(nèi)，墩身剪力包絡依舊呈現(xiàn)線性分布趨勢，BRB 的存在使得排架墩橫向協(xié)同受力，其承受的軸向力緩解了連接點附近的剪力，在橫橋向重新分配了墩柱的剪力需求；墩P21僅在NNP下未起到減震效果；柱P16在各地震動下均起到了良好的減震效果?？傮w上，設置了BRB 的墩柱墩身剪力會放大，而其余墩柱的剪力響應則會減小。

對于墩身彎矩，在減震前，高低墩柱的高階振型影響均不明顯，彎矩包絡在墩身中部接近于0，再向頂部及底部呈現(xiàn)線性增大趨勢。采用BRB后彎矩響應明顯改善，P19 在各地震動下均起到了良好的減震效果，其余墩柱僅在部分地震動下某些部位出現(xiàn)了負減震率。BRB 的設置改變了排架墩的傳力路徑，導致部分彎矩轉(zhuǎn)化為連接處的剪力與軸力，由此激發(fā)出了高墩的高階振型，表現(xiàn)在P19 及P18 的彎矩包絡為多折線分布，出現(xiàn)了多個拐點，呈現(xiàn)出凹凸交替變化。而未設置BRB 的較矮墩柱P21 及P16 彎矩包絡同樣保持雙折線分布。

3.3 BRB整體耗能分析

BRB 作為一種以全截面承受拉壓且逐步進入屈服狀態(tài)的減震元件，從本質(zhì)上體現(xiàn)了基于“保險絲”的抗震設計理念，在強震中作為次要構件率先屈服，但不發(fā)生屈曲破壞。其輸出荷載與變形能力大，既能保障一定的剛度，又能借助其優(yōu)良的滯回特性耗散地震能量，使主體結構保持彈性狀態(tài)或輕微損傷，并且震后易于修復或更換。這種減震思想可以以較低代價達到預期減震效果。為定量評估BRB 對拱橋的整體耗能效果，表4 量化了在各地震動不同PGA 下BRB 的累計滯回耗能，圖6繪出了同一位置處BRB的滯回曲線。

表4 BRB累計滯回耗能Table 4 Cumulative hysteretic energy consumption of BRB

圖6 BRB滯回曲線Fig.6 Hysteresis curves of BRB

不同地震動下BRB 的累計滯回耗能有顯著區(qū)別，并且耗能大小規(guī)律與前文所述動力響應的大小規(guī)律也出現(xiàn)了差別。BRB 在FFL 下的耗能能力大于NMP；在NSP 下大于NLP。這是由于BRB 的耗能能力不僅與地震動所產(chǎn)生的地震反應大小有關，還與BRB 的屈服強度相關。BRB 的屈服強度會影響其在不同地震動作用下的塑性耗能作用，從而直接影響最終的減震效果。由此對于不同類型的地震動，在保證橋梁結構在小震下處于彈性狀態(tài)和極限穩(wěn)定性的基礎上，對BRB 的屈服強度進行適當?shù)恼{(diào)整，可增大其滯回環(huán)面積，使之在大震下的滯回曲線更加飽滿，有利于提高結構整體減震效率，耗能能力更加優(yōu)良。

如圖6，拱橋大部分BRB 在NNP 下剛達到屈服，可提供正常的承載能力，累計滯回耗能較小。在FFS 下BRB 逐漸進入屈服狀態(tài)，滯回曲線表現(xiàn)出了往復特性，通過反復軸向拉壓塑性變形，累計滯回耗能大幅增加。在長周期地震動作用下，滯回曲線飽滿穩(wěn)定，累計耗能充分，且沒有發(fā)生捏縮效應，說明構件未發(fā)生屈曲破壞，能夠顯著改善結構在強震下的整體受力性能。并且可以看出BRB 在拉壓2 個方向的強度和剛度基本一致，材料性能得以充分發(fā)揮，減震效果優(yōu)良。

4 排架墩損傷演化分析

4.1 損傷指標確定

汶川地震中，橋梁排架墩震害普遍嚴重，類似現(xiàn)象也出現(xiàn)在拱上立柱中[23]。采用BRB 可改善排架墩的橫向抗震性能，降低其損傷程度。通過比較抗彎承載力和彎矩需求判斷墩柱的損傷狀態(tài)，分析P20 及P19 抗彎能力包絡圖，并分別繪出設置BRB 前后近場短脈沖周期地震動下的M-N 需求曲線，如圖7 所示。當不設BRB 時，P20 墩底截面彎矩需求大于抗彎能力，表明截面發(fā)生了損傷，墩P19 則未損傷；設置BRB 后，P20 墩底截面為彈性狀態(tài)，而墩P19產(chǎn)生了損傷。

圖7 P20及P19墩底截面M-N曲線Fig.7 M-N curves of P20 and P19 column bottom sections

抗震性能目標依托于相應的抗震設防水準，需兼顧墩柱在地震作用下的使用功能性與結構安全性[24]。為定量描述墩柱的損傷狀態(tài)，采用基于M-N 相關曲線的抗彎能力需求比(CDR)作為損傷指標，結合IDA 方法來量化排架墩的損傷演化過程。其中，CDR 為墩柱截面的抗彎能力與相應彎矩需求的比值。

4.2 控制截面選取

選取墩柱P19，P18，P20 和P16 為研究對象，圖8 繪制出了在NSP 激勵下減震前后的墩身CDR包絡。設置BRB后，P19墩身底部及中部附近未起到損傷降低效果，PGA 較大時更為明顯，且在PGA 為0.8g時，墩底附近截面受到了損傷；P18墩頂截面轉(zhuǎn)變?yōu)閺椥誀顟B(tài)，在PGA 較小時，底部截面損傷程度降低，隨著PGA 增加，其損傷程度同樣會加大。此外，P18及未設BRB 的P16除墩身中部外BRB 均起到了較好的損傷緩解效果；墩P20雖同樣未設BRB，但因高階振型的影響，導致墩身大部分均未得到損傷緩解，僅墩身中部有較輕微的緩解效果。

圖8 NSP作用下墩身CDR包絡Fig.8 CDR envelopes of column shaft under NSP

P19 和P18 在減震前的墩身CDR 包絡曲線與P20 和P16 減震前后的變化趨勢一致，皆是在墩身中部最大，并向墩身兩端呈現(xiàn)單調(diào)減小趨勢。而P19 及P18 在設置BRB 后墩身CDR 包絡出現(xiàn)了多個突變點，表現(xiàn)為多折線分布，這不僅是因高階振型的影響，還與BRB 的分布位置相關。由圖5可知，原P19 及P18 墩身的彎矩包絡呈現(xiàn)雙折線分布，而設置BRB 后同樣出現(xiàn)了多個拐點。因CDR與彎矩需求及抗彎能力有關，且抗彎能力與軸力密切相關，圖9 給出了PGA 為0.4g時，P19 及P18沿墩身的彎矩與軸力減震率。結合圖8可明顯看出三者包絡曲線的突變點均大都出現(xiàn)在BRB 的連接節(jié)點處，BRB 會將部分彎矩轉(zhuǎn)化為連接點處的剪力與軸力，且此轉(zhuǎn)化能力與BRB的塑性變形有關，即與墩身截面所在的高度相關，由此會導致墩身CDR的突變。

圖9 NSP作用下墩身彎矩及軸力減震率Fig.9 Moment and axial force reducing ratio of column shaft under NSP

對比含BRB 墩柱P19 和P18 頂?shù)撞康臏p震效果，P19 墩底截面的彎矩減震效果較佳，而此時雖軸力減震率為正值，但其實際意義為原墩底截面受到的是壓力，在減震后反而受到了拉力，且拉力值較大，由墩P19 的M-N 包絡圖(如圖7 所示)可知，其抗彎能力會大大減小，由此會出現(xiàn)損傷放大的現(xiàn)象。而P18的墩底截面反而降低了損傷，雖然此時彎矩有大幅的降低，但這不是主要原因，而此時的軸力減震率較P19小，實際上是減震后產(chǎn)生的拉力值較小，這是由于立柱與主拱拱肋的耦合振動作用，在地震動的PGA 較小時，立柱的豎向振動會傳遞給拱肋部分拉力，導致立柱底部截面拉力的增加較小，從而截面抗彎能力的減小程度較弱，加之彎矩響應降低明顯，最終會降低損傷。但在PGA 較大時，拱肋同樣會產(chǎn)生拉力，由此導致立柱傳遞給拱肋的拉力大幅減少，從而又會導致截面的損傷增大。采用BRB后P19及P18墩頂截面的軸力減震率為負值，即墩頂截面依然為受壓狀態(tài)，且壓力值增大，雖會導致其抗彎能力的減弱，但BRB 對彎矩均有較好的減震效果，最終降低了墩頂截面的損傷。

4.3 損傷過程分析

選取各墩柱中CDR 最小值處作為控制截面，繪制各類地震動下墩柱P19，P18，P16 及P20 的CDR 與PGA 的IDA 關系曲線(如圖10 所示)?？梢夿RB并未有效緩解P19墩底截面的損傷程度，而墩頂截面的損傷顯著降低；P18墩頂截面與PGA較小時的墩底截面損傷緩解效果均較優(yōu)；P16 墩底及墩頂截面損傷顯著降低；而因高階振型的影響，在NSP 及NNP 下P20 墩頂及墩底截面的損傷會增大。

圖10 墩柱CDR與PGA的IDA關系Fig.10 Relationship between column CDR and IDA of PGA

根據(jù)CDR指標評估橋梁結構的地震損傷狀態(tài)，排架墩柱在近場中等脈沖周期地震動下減震前后的損傷演化過程如圖11 所示。在減震前，最高拱上立柱P5 及P18 與過渡墩P20 在PGA 為0.3g時產(chǎn)生損傷；PGA=0.4g時，高墩P3，P4 和P19 就受到損傷；隨著PGA 的增大，較矮墩逐漸開始受到損傷。采用減震措施后，墩身未設有BRB 的墩柱皆緩解了損傷，導致其開始破壞的PGA上升了0.1g～0.2g；設有BRB 的過渡墩P4 及P19 頂部截面的損傷緩解程度稍弱，墩底截面甚至出現(xiàn)了損傷放大的現(xiàn)象；而設有BRB 的立柱P5 及P18 頂部截面的損傷降低程度較強，同時底部截面損傷降低。

圖11 全橋排架墩損傷演化過程Fig.11 Damage evolution process of bent pier of the whole bridge

5 結論

1) 高墩大跨輕柔拱橋的自振周期較長，橫向剛度較弱，在長周期地震動作用下的地震需求更高。

2) BRB 能夠有效降低排架墩的變形與彎矩需求，但會在一定程度上增加設置BRB 墩柱的底部剪力。

3) 位移相關型耗能裝置BRB 應用于輕柔體系拱橋中，近場脈沖地震動的永久位移效應與遠場長周期地震動的豐富低頻成分對其的反應十分敏感，使得BRB 在該2 類地震動下有很好的減震效果，耗能突出；而近場無脈沖及遠場普通地震動的位移譜值始終較低，在前述工況下會普遍出現(xiàn)響應放大的情況。

4) BRB 的設置改變了排架墩的傳力路徑，導致部分彎矩轉(zhuǎn)化為連接處的剪力與軸力；高墩高階振型的影響致使其彎矩包絡沿墩身存在突變。

5) BRB 的滯回耗能能力與地震動對結構的劇烈程度及其屈服強度相關；BRB 的選型應兼顧地震動的類型和劇烈程度，并合理調(diào)整BRB 的屈服強度，可增大其在大震下的滯回環(huán)面積，耗能能力更加優(yōu)良。

6) 采用BRB 后，能避免未設BRB 墩柱的破壞，而由于高階振型的影響，高墩的損傷降低程度較小，甚至損傷會增大；設置BRB 的過渡墩底部截面損傷會放大，頂部截面損傷會降低；而設置BRB 的立柱頂部截面損傷同樣會降低，因立柱與拱肋的耦合振動效應，其底部截面在小震下?lián)p傷也會緩解，但在大震下會加大損傷。在抗震分析時應充分考慮豎向地震動的作用，且需特別關注高墩柱的損傷狀態(tài)變化趨勢。