不同墩高鐵路連續梁橋 MTC裝置減震適用性研究

陳士通, 許鑫祥, 張茂江, 李 然

( 1.石家莊鐵道大學 省部共建交通工程結構力學行為與系統安全國家重點實驗室，石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學 河北省交通應急保障工程技術研究中心，石家莊 050043；3.石家莊鐵道大學 土木工程學院，石家莊 050043)

為滿足正常使用需求，大跨鐵路連續梁橋的梁體自質量與橋墩剛度均設置較大，且一聯僅設一個固定墩，導致地震作用下上部結構產生的縱向荷載幾乎全部由固定墩承擔[1]，引發了較多震害：Jiang等[2]以某高速鐵路連續梁橋為工程背景制作縮尺模型進行了振動臺試驗，發現當地震力超過一定數值時，固定墩墩底將發生彎剪破壞；李承根等[3]以汶川大地震統計資料為基礎，分析發現鐵路橋梁出現的震害主要集中在支座破壞和墩臺破壞兩個方面，其直接原因為墩梁順橋向位移過大；劉正楠等[4]以某鐵路連續梁及32 m簡支梁為分析對象，探究了考慮行波效應時橋梁的縱向地震響應，發現行波效應引起的墩梁相對位移增大現象應予以考慮，以防止梁間碰撞等不利現象的發生。設置減隔震支座或限位裝置可減小鐵路連續梁橋固定墩順橋向地震響應及墩梁相對位移，起到減震效果：石巖等[5]采用SAP2000軟件建立了某鐵路連續梁橋彈塑性模型，分析發現采用減震榫與拉索限位器的組合可起到較好減震效果；劉正楠等[6]探究了在鐵路連續梁橋上應用摩擦擺支座后減震體系的受力狀態，對摩擦擺支座的實際應用提出了合理建議；張常勇等[7]進一步探究了摩擦擺支座在鐵路連續梁橋上應用時的能量耗散機理；Peng等[8]分析了雙曲球面減隔震支座在鐵路連續梁橋上應用的受力性能；董俊等[9]提出一種大跨鐵路橋梁金屬限位減震裝置，并對其力學性能進行了深入探究；白全安[10]提出一種新型減隔震限位裝置，并對其在鐵路橋梁上的適用性做了深入探究；顏志華等[11]分析了Lock-up裝置在津秦客運專線上的工作狀態，從設計參數和減震效果兩個方面研究了裝置的應用情況，對Lock-up裝置在我國鐵路連續梁橋上的應用具有指導意義；李曉波[12]將Lock-up裝置和雙曲球面減隔震支座的減震效果做了對比，為高速鐵路高墩大跨連續梁橋的減震設計提供了依據；Fang等[13]提出一種橋梁安全帶減震裝置，并以一座五跨等高連續梁橋為例分析了裝置的減震機理，對裝置參數進行了合理優化；Fang等[14-15]分析了利用加速度激活的鎖死銷應用于連續梁橋的減震效果，并對其減震原理及適用性進行了研究，提出了裝置的減震優化具體措施；張文學等[16]對鎖死銷在非規則連續梁橋上的應用情況進行了深入探究，研究結果為鎖死銷在復雜地形條件下連續梁橋上的應用提供了技術支撐；李鋒等[17]提出了一種慣性力激活的IFA減震裝置，分析了裝置的工作原理及其對等高與非等高連續梁橋減震性能的影響；李鋒[18]提出一種位移激活的分階段適時控制連接裝置(multi-stage timely control connection，MTC)，并對其作用原理、減震效果以及連續梁橋MTC減震體系地震響應情況進行了探究。

既有研究表明，在活動墩上安裝MTC裝置可有效提高連續梁橋的抗震性能，但既有研究多以具體橋梁為研究對象，且研究內容集中于減震效果、減震機理及裝置參數影響。為使研究成果更具普適性，本文在李鋒的研究基礎上，以鐵路連續梁橋為研究對象，以地震作用下固定墩、活動墩及梁體內力響應為評判指標，探討不同場地類型、不同地形條件、不同橋墩高度情況下MTC裝置減震適用情況，同時，針對減震效果不佳及活動墩響應較大的橋梁提出合理的減震優化措施。

1 MTC裝置及力學模型

MTC裝置是一種利用墩梁相對位移激活的減震裝置，主要由水平連桿，鎖緊螺母，限位裝置和連接牛腿構成，具體構造如圖1(a)所示。限位裝置位于活動墩上，為空心箱型結構，分為I區限位裝置和II區限位裝置。水平連桿穿過限位裝置的空心區域，兩端與牛腿鉸接，牛腿固定于梁體上。鎖緊螺母與I區和II區限位裝置之間分別預留間隙Δ1和Δ2，且Δ1<Δ2。

裝置工作時，限位裝置與鎖緊螺母接觸，墩梁間通過限位裝置中的軟鋼擋板、金屬橡膠、彈簧等實現彈性連接，具體連接方式及細部結構如圖1(b)所示。MTC裝置激活后可限制活動墩與梁體之間的相對運動，從而發揮活動墩的抗震潛力，同時實現耗能減震。正常狀態下，Δ1可滿足連續梁橋的最大墩梁相對位移需求，中小震下，墩梁相對位移大于Δ1，I區限位裝置激活并限制墩梁相對運動；地震力進一步增大時，墩梁相對位移大于Δ2，II區限位裝置激活，此時I、II區限位裝置同時發揮減震耗能作用，實現了根據地震力大小分級減震。

1.水平連桿；2.鎖緊螺母；3.I區限位裝置；4.II區限位裝置；5.牛腿；6.活動墩;7.梁體。

圖1(c)為MTC裝置力學模型，Δi,fsi,ci(i=1,2)分別為I、II區限位裝置的激活間隙、屈服力、阻尼；kmn(m=1,2；n=1,2)為限位剛度值，其中:m=1,2分別代表I,II區限位裝置;km1為限位裝置中的彈簧剛度;km2+km3,km3分別為軟鋼擋板及金屬橡膠組合的初始剛度和屈服后剛度；S1,S2為I,II區限位裝置激活識別條件。

2 工程概況及分析模型

2.1 工程概況

本文以某鐵路連續梁橋為工程背景，該橋梁體采用單箱單室變高度直腹板箱型截面，主墩墩頂梁高9.6 m，跨中及邊墩墩頂梁高5.8 m，梁高變化采用1.8次拋物線，箱梁頂寬13.4 m，底寬6.7 m，梁體混凝土彈性模量為3.55×107kN/m2；采用8.8 m×3.8 m實體圓端形橋墩，截面積為30.34 m2，縱向抗彎慣性矩為33.10 m4，墩身混凝土彈性模量為3.0×107kN/m2，墩梁截面形式如圖2所示。跨徑布置為(75+2×120+75)m，如圖3所示。1#～5#橋墩高度分別用H1～H5表示，其中3#墩為固定墩，其余墩為活動墩。

(a) 主墩墩頂梁體

圖3 連續梁橋計算簡圖(m)

2.2 有限元模型及地震動輸入

用ANSYS軟件建立橋梁有限元模型，墩和梁分別采用梁單元beam3和beam54模擬，MTC裝置采用彈簧單元combin40和連桿單元link1組合模擬，其中彈簧單元模擬MTC裝置的阻尼特性和剛度特性，通過對連桿單元應用生死單元法以控制裝置激活。橋墩與地面按固接處理，分析時假定梁、墩處于彈性范圍內。

為探究MTC裝置減震適用性，在四類場地條件中各取5條地震波順橋向輸入。圖4所示為20條地震波的加速度反應譜，可以看出所選地震波種類豐富，可模擬較為普遍的地震狀況。

圖4 加速度反應譜

采用兩種工況以便于分析減震效果：工況1為原橋模型，即3#墩設固定支座，其他墩縱向均設滑動支座；工況2為設MTC裝置的模型，即2#,4#墩墩頂設MTC裝置，其余橋墩墩頂設置同工況1。以減震率λ表示MTC裝置對固定墩的減震效果

式中:Rmax,1為工況1結構最大地震響應參數；Rmax,2為工況2結構最大地震響應參數。

3 不同地形下MTC裝置墩高適用性探究

3.1 不同地形下墩高對減震效果影響分析

大跨鐵路連續梁橋可能建立在跨谷、斜坡、等高和跨坡這4種較典型的地形之上，4種地形條件下連續梁橋的差異主要在于墩高組合形式不同，減震效果也將有所差異。為探究不同地形下MTC裝置的減震效果，以固定墩高度H3為基準(以下稱H3為基準高度)，建立表1所示4種地形下的連續梁橋模型。為體現橋墩高度變化對MTC裝置減震效果的影響，保持橋墩截面性質不變，H3分別取20 m,25 m,30 m和35 m進行有限元分析，分析時各參數取值為：Δ1=0.01 m,Δ2=0.012 m,I區限位剛度為3.73×105kN/m、II區限位剛度為7.45×105kN/m，地震波峰值加速度均調至0.3g。表2所示為20條波激勵作用下，4種場地類型下的固定墩墩底剪力、彎矩、墩頂位移減震率均值。由表2可知：

表1 不同地形墩高組合

表2 不同墩高減震效果

(1) 四類場地類型中，4種地形條件下，不同墩高連續梁橋的減震率多在15%以上，說明多數情況下利用MTC裝置可有效提高鐵路連續梁橋的抗震性能。

(2) 四類場地條件下，隨著基準高度的增大，4種地形連續梁橋的減震率整體上均呈下降趨勢，當基準高度為20～30 m時，減震率基本上均大于15%(IV類場地條件下，等高及跨坡連續梁橋基準高度30 m時除外)，當基準高度由30 m加高至35 m時，跨坡連續梁的減震效果略差。鑒于橋墩高度增加導致其抗側移剛度變弱，當鐵路高墩連續梁橋利用MTC裝置減震時，可嘗試采用調整裝置連接剛度的方法提高其減震效果。

(3) 4種地形條件下，場地條件的不同導致MTC裝置減震效果略有差別，當橋墩高度發生變化時，IV類場地條件下MTC裝置減震效果對墩高變化最為敏感，減震率極差最大達到了56.67%(跨谷地形)；II,III類場地條件下減震效果相對穩定，減震率極差最大為33.83%(II類場地，跨坡地形)；I類場地條件下減震效果最為穩定，減震率極差最大僅為24.29%(跨坡地形)。

(4) 四類場地條件下，當橋墩基準高度相同時，連續梁橋所處地形條件將對MTC裝置減震效果產生影響，整體而言，MTC裝置應用于跨谷連續梁橋時減震效果最好，斜坡和等高次之，應用于跨坡連續梁橋時減震率略低，其原因在于，跨坡連續梁橋活動墩墩高大于固定墩，其抗側移剛度較小，地震發生時所分擔的水平地震荷載較少，導致其減震效果低于其他3種地形連續梁橋，實際應用時可通過適當調整MTC裝置限位剛度的方式，增大其與橋墩串聯后的整體剛度，提高減震效果。

3.2 不同地形下墩高對梁體內力影響分析

地震發生時，MTC裝置限制墩梁相對位移可減輕固定墩地震響應，但同時改變了連續梁橋的受力體系，為探究MTC裝置發揮作用后對梁體受力的影響，以表3所示連續梁梁體各關鍵部位的內力為指標展開內力影響分析。

表3 梁體各關鍵部位受力編號

首先探究地震發生時，MTC裝置對梁體彎矩的影響。圖5所示為4種墩高組合下，自質量和地震力共同作用(工況1、2)及自質量單獨作用下，20條地震波激勵下梁體彎矩極值的均值曲線，由圖5可知：

(a) 跨谷

(1) 不同墩高情況下，4種地形下的連續梁橋，無論是否采用MTC裝置，地震發生時其跨中彎矩和墩頂彎矩極值均出現了大于自質量荷載作用下相應彎矩值的情況，其中，跨中梁體彎矩最大增幅為41.09%(跨谷，編號1，基準高度20 m)，墩頂梁體彎矩最大增幅為17.71%(跨谷，編號4，基準高度20 m)，盡管跨中或墩頂彎矩有所增加，但增幅遠小于活載作用下的彎矩值，說明連續梁橋利用MTC裝置進行減震不會對梁體結構安全產生不利影響。

(2) 盡管地震發生時，連續梁橋跨中彎矩或墩頂彎矩均有所增大，但MTC裝置對不同梁體受力位置的影響不同，如4種墩高組合下，基準高度一定時，第2,3跨跨中彎矩(梁體下側受拉)極值和2#,4#活動墩墩頂梁體彎矩(梁體上側受拉)極值大小關系均為工況2>工況1>自質量，說明地震力的作用會增大跨中梁體及活動墩墩頂梁體彎矩，MTC裝置的應用將進一步加大這些位置的彎矩響應；但3#固定墩墩頂梁體彎矩(梁體上側受拉)極值大小關系則為工況1>工況2>自質量，說明地震力將增大固定墩墩頂梁體彎矩，而MTC裝置的應用可減輕此處梁體的彎矩響應。

(3) 無論連續梁橋橋墩高度采用哪種組合形式，隨著基準高度的增大，地震作用下跨中梁體彎矩或墩頂彎矩極值均呈下降趨勢，且逐漸接近自質量作用下的彎矩值。說明墩高越大(橋墩抗側移剛度越小)，地震力及MTC裝置的應用對梁體受彎狀態的影響越小。但對于同一橋墩基準高度，同一受力位置，地震作用對梁體彎矩的影響程度與連續梁橋墩高組合形式有關，對跨谷橋梁影響最為明顯，斜坡和等高橋梁次之，對跨坡橋梁影響最小。

其次探究MTC裝置發揮作用后梁體軸力的變化情況。圖6所示為4種墩高組合下，兩種工況下，20條地震波激勵下跨中梁體軸力極值的均值情況，由圖6可知：

(a) 跨谷

(1) 4種墩高組合下，各基準高度下的連續梁橋，安裝MTC裝置的連續梁橋(工況2)各跨跨中軸力均小于未安裝MTC裝置的連續梁橋(工況1)，說明地震力作用下，MTC裝置在降低固定墩內力響應的同時，也可減小梁體軸力。

(2) 4種墩高組合下，隨著橋墩基準高度增大，兩種工況下的軸力極值均逐步減小。表明連續梁橋整體墩高越小，地震力對梁體軸力響應的增大作用越明顯，但基準高度相同時，地震作用對梁體軸力的增大程度與橋墩組合方式有關，對跨谷橋的增大效應最為明顯，斜坡和等高橋梁次之，對跨坡橋梁體軸力增大效應最小。

(3) 地震力作用時，同一地形條件下，未安裝MTC裝置的連續梁橋各跨跨中軸力隨橋墩基準高度增大急劇下降，其中極差最大為12.05×103kN(跨谷，編號7)；而安裝MTC裝置的連續梁橋跨中軸力曲線隨墩高變化較為平緩，極差最大僅為4.47×103kN(跨谷，編號7)。說明MTC裝置在降低梁體軸力的同時可使軸力在更穩定的范圍內變化。

為更直觀地說明MTC裝置發揮作用后梁體內力響應情況，以第2跨跨中彎矩及軸力為例進行時程分析，圖7所示為等高地形下墩高20 m時，Livermore波輸入下相應內力時程曲線，由圖7可知：

圖7 第2跨梁體跨中內力

(1) MTC裝置激活前，工況1,2的跨中彎矩時程曲線重合，裝置激活后，工況2彎矩極值較工況1有所增加，彎矩圍繞自質量作用產生的彎矩值上下波動，但未出現負值。表明MTC裝置的應用將增大跨中梁體處彎矩，但未改變梁體下側受拉的狀態，不會出現跨中負彎矩等不利受力狀態。

(2) 地震力作用下，未安裝MTC裝置的連續梁橋(工況1)跨中出現正負交替的軸力，即梁體可能發生拉、壓破壞，而安裝MTC裝置的連續梁橋(工況2)軸力極值大幅減小，進一步說明利用MTC裝置進行連續梁橋減震的同時可有效降低梁體跨中軸力。

3.3 不同地形下墩高對活動墩受力影響分析

鑒于MTC裝置減震的核心思想是利用活動墩的抗震潛能，提高橋梁整體抗震性能，因此保護活動墩震中安全是裝置成功應用的前提，故需探究裝置發揮作用后各活動墩的地震響應增大情況。圖8所示為20條地震波激勵下，4種地形下活動墩地震響應增大倍數均值曲線，其中增大倍數為結構工況2與工況1相應內力極值之比。

由圖8可知：

(a) 2#活動墩

(1) 4種地形下，連續梁橋基準高度越小，活動墩地震響應增大倍數越大，原因是橋墩高度降低后其抗側移剛度變大，導致橋梁自振周期減小，引發橋梁整體地震響應增大，說明MTC裝置如不采取分區設置連接剛度，則會限制其適用范圍。

(2) 同一基準高度下，對2#活動墩而言，不同地形地震響應增大倍數大小關系為跨谷>等高>跨坡>斜坡；對4#活動墩而言，跨谷、斜坡兩類地形下的增大倍數大于其他地形。結合表1所示各地形間活動墩高度的相對關系可知，固定墩高度相同時，不同墩高組合的連續梁橋，活動墩高度越小，MTC裝置對其地震響應的增大作用越明顯。

(3) 斜坡地形下，2#活動墩高度大于4#活動墩，但2#活動墩剪力、彎矩增大倍數均小于4#活動墩，進一步說明連續梁橋應用MTC裝置減震時，橋墩越矮，其內力受MTC裝置影響越大。究其原因在于，MTC裝置發揮作用時，上部地震水平荷載基本按活動墩與MTC裝置串聯后點剛度占比多少的原則在各活動墩中進行分配，故需重點關注矮墩震中安全。

(4) 同一地形下，基準高度變化時，剪力、彎矩增大倍數呈現相同的變化趨勢，但橋墩高度一定的情況下，剪力增大倍數小于彎矩增大倍數，表明MTC裝置對活動墩彎矩增大效應大于剪力增大效應。

4 MTC裝置減震優化措施研究

4.1 高墩連續梁橋減震效果增強措施研究

由3.1節分析可知，MTC裝置在高墩連續梁橋上應用時減震效果略差，故以墩高35 m的等高連續梁橋為例，研究增強高墩連續梁橋減震效果的具體措施。鑒于前文增加墩高時未改變橋墩截面性質，相比于矮墩連續梁橋，僅橋墩抗側移剛度發生變化，故探究不同限位剛度下MTC裝置的減震效果。由我國抗震設防區劃圖可知，不同地區地震基本烈度有所不同，故不同地區發生大震時的地震波峰值加速度也不盡相同，此處以唐山波(南北向)為地震動輸入，將地震波峰值加速度分別調至0.1g,0.2g和0.3g，模擬中小震及地震作用進一步增大情況。以橋墩抗側移剛度為基準，設η1和η2分別為I區限位剛度與活動墩抗側移剛度比和II區限位剛度與活動墩抗側移剛度比。

首先探究僅I區限位裝置參與作用時的減震效果，I區激活間隙設為0.01 m，此時II區激活間隙設一較大值以保證其不參與減震。圖9所示為η1變化時各減震率曲線，由圖9可知：

圖9 減震率與η1關系曲線

(1) 隨著I區限位剛度的增大，不同峰值加速度激勵作用下，減震率呈現出兩種變化趨勢，如0.1g,0.2g下的減震率均呈先升后降趨勢；0.3g下的減震率呈上升趨勢。盡管不同峰值加速度下減震率隨η1變化趨勢不同，但在不同地震作用下，獲取35%以上減震率時限位剛度的取值范圍較為寬泛，說明MTC裝置具有較好的適用性。

(2) 隨著I區限位剛度的增大，當峰值加速度分別為0.1g,0.2g，減震率分別在η1為12,16時,呈現減震率極值點，而當峰值加速度為0.3g時則一直呈上升趨勢，說明不同地震動作用下，需要不同的連接剛度才能取得最優減震效果。鑒于地震發生時地震動作用具有不確定性，通過對MTC裝置進行分區設置，達到在不同地震動作用下介入合適連接剛度的目的，可作為減震優化措施之一。

為充分發揮MTC裝置分級減震的優勢，即在不同的地震等級下介入不同的限位剛度，取得較佳減震效果，在地震力進一步增大時需使II區限位裝置介入減震，因此還需選擇合理的II區限位剛度。據圖9分析可知，僅I區限位裝置介入減震時，取η1=12可保證地震波峰值加速度為0.1g,0.2g時取得較佳減震效果，此時最大墩梁相對位移為0.092 m，0.3g下最大墩梁相對位移為0.147 m，故本節將II區激活間隙設為0.100 m，可保證0.1g,0.2g下僅I區限位裝置參與減震，而0.3g時I區和II區限位裝置同時參與減震，即實現了分級減震。為探究地震力進一步增大時MTC裝置減震效果隨II區限位剛度的變化情況，圖10給出不同η2下，地震波峰值加速度0.3g時的減震率曲線，由圖10可知：隨著II區限位剛度的增加，減震率呈先升后降的變化趨勢，η2為12時呈現極值點，減震率達到40%以上，取得了較好的減震效果。說明通過I,II區限位剛度的合理設置，可使MTC裝置在不同的地震等級下均可有效降低梁端位移及固定墩地震響應，在高墩連續梁橋上實現了較佳減震效果。

圖10 減震率與η2關系曲線

綜上所述，在MTC裝置分區設計基礎上，首先以在中小震下取得較好減震效果為導向選擇適宜的I區限位剛度；其次選取適當的激活間隙，以保證中小震下僅I限位裝置介入；最后通過選擇合理的II區限位剛度，使MTC裝置在地震力進一步增大時也達到較好減震效果。此措施可使MTC裝置在高墩連續梁橋上應用時，不同地震力大小下均能充分發揮減震效果。

4.2 活動墩地震響應降低措施研究

MTC裝置發揮作用時將各活動墩串聯，若其限位剛度過大將增大橋梁整體抗側移剛度，進而加大連續梁橋地震響應，但較小的限位剛度則不能在較大地震力下取得較好減震效果，為此，有必要進一步探究保證減震效果前提下降低活動墩地震響應的措施。鑒于墩高變化對減震效果影響顯著，故分別以基準高度20 m,35 m的等高橋梁為分析對象，取唐山波(南北向)為地震動輸入，峰值加速度分別取0.1g,0.3g以模擬不同地震作用。

為便于理解，以橋墩抗側移剛度為基準確定MTC裝置總剛度并保持不變，通過調整I區限位剛度占比來探究保證減震效果前提下降低活動墩地震響應的可行性。分析時激活間隙保證MTC裝置在中小震下(本例中峰值地面加速度(peak ground acceleration, PGA)=0.1g)僅I區限位參與作用，地震力進一步增大時(本例中PGA=0.3g)I,II區限位裝置同時作用，以實現分級減震，相關參數取值結果,如表4所示。

表4 裝置參數取值

在總剛度不變的前提下，調整I區限位剛度占比，得到固定墩減震率及2#活動墩地震響應增大倍數情況,如表5所示。

表5 I區限位剛度占比不同時地震響應

由表5可知：

(1) 隨著I區限位剛度占比增大，當PGA=0.1g時，兩種基準高度下減震率整體上均呈先升后降趨勢；當PGA=0.3g時，基準高度為20 m連續梁橋減震率呈緩慢上升趨勢，整體保持在60%以上，基準高度為35 m時減震率呈先升后降趨勢，I區限位剛度占比50%時最佳，為42.17%。說明總剛度不變時，I區限位剛度占比是影響裝置減震效果的重要因素，可通過調整I區限位剛度占比，使裝置在不同地震等級下均取得更優減震效果。

(2) 隨著I區限位剛度占比增大，當PGA=0.1g時，兩種基準高度下活動墩響應增大倍數均呈上升趨勢；當PGA=0.3g時，基準高度為20 m的連續梁橋活動墩響應增大倍數呈緩慢下降趨勢，基準高度為35 m時呈先降后升趨勢。說明I區限位剛度占比取值將對活動墩地震響應產生影響，且地震力較大時，其影響規律隨墩高(橋墩抗側移剛度)變化有所不同。

(3) 綜合分析I區限位剛度占比對減震率及活動墩地震響應的影響可知，總剛度確定情況下，通過選擇合理的I區限位剛度占比，可使裝置在取得較好減震效果的前提下，盡量降低活動墩地震響應的增幅。如本例中，當基準高度為20 m,35 m下I區限位剛度占比分別取30%、50%時，在不同地震等級下均取得較好減震效果，且活動墩地震響應增大倍數相對較低。

(4) 當I區限位剛度占比100%時(即MTC裝置未進行分區設置)，兩種基準高度下減震效果均非最佳，且中小震下的活動墩地震響應達到最大，進一步證明了MTC裝置分區設計的必要性。

5 結 論

以一座大跨鐵路連續梁橋為分析對象，系統分析了不同墩高情況下MTC裝置的減震效果及MTC裝置對梁體內力及活動墩受力的影響情況，并針對減震效果不佳及活動墩響應較大情況提出具體優化措施，主要研究結論如下：

(1) 在不同地形及墩高下的連續梁橋上設置MTC裝置后，多數情況下均能有效降低固定墩地震響應，取得一定減震效果，但墩高變化對減震效果影響顯著。

(2) 隨著連續梁橋橋墩高度增大(橋墩抗側移剛度減小)，減震率整體上呈下降趨勢，但對于高墩連續梁橋，可采取調整MTC裝置限位剛度的措施提高其減震性能，取得理想減震效果。

(3) MTC裝置發揮作用時可降低梁體軸力，小幅改變梁體受彎狀態，但不會對梁體結構安全產生不利影響。

(4) 截面性質相同時，橋墩整體高度越小，MTC裝置對活動墩地震響應增大效應越明顯；在連續梁橋內部，MTC裝置對矮墩的地震響應增大作用強于高墩。實際應用時，在總限位剛度確定情況下，可通過調整I區限位剛度占比，達到既保證減震效果，又盡量降低活動墩地震響應增幅的目的。