研究文章

多级振动控制机制及带过载保护装置的粘滞阻尼器实验有效性

DOI：

10.3791/68410

⸱

2025年9月5日

 ,  ,  , 
1Department of Disaster Mitigation for Structures, Tongji University, 2SichuanJackGooTechnology Co., Ltd, 3Shanghai Research Institute of Materials Co. Ltd., 4Department of Electrical Engineering, Xi'an Jiaotong University

本文内容

摘要

$$\rightleftharpoonup{xx}$$ $$\longleftharp{xx}$$, $$\longrightharp{xx}$$,

本文介绍了用于结构抗震隔离的带过载保护装置的黏滞阻尼器（VD-OP）的设计、测试与应用。内容包括机械建模、原型测试，以及与高阻尼橡胶支座的集成，旨在提升抗震性能的同时限制力的传递并保持结构完整性。

摘要

$$\rightleftharpoonup{xx}$$ $$\longleftharp{xx}$$, $$\longrightharp{xx}$$,

本研究提出了一种创新的混合隔震系统，该系统集成了具有过载保护功能的黏滞阻尼器（VD-OP），旨在提升抗震性能并克服传统隔震方法的局限性。VD-OP包含一种位移相关的非线性阻尼机制和力限幅功能，能够有效控制在不同地震强度引起的高速运动过程中产生的过大阻尼力。基于实验数据校准的力学模型被建立，用于复现VD-OP的非线性阻尼特性及过载保护行为。通过实验测试验证了数值模拟的准确性，为参数优化和性能评估提供了坚实基础。研究结果表明，力限幅功能在降低隔震层上的过大受力、提高隔震效率以及控制上部结构加速度响应方面起着关键作用。在不同地震情景下的参数研究与案例分析证实了该系统具备强大的能量耗散能力与适应性，可在常见地震中实现有效隔震，在设防烈度地震下控制变形，并在严重地震中保障结构安全。本文提出的基于性能的设计方法为VD-OP系统的实施提供了实用指导，为提升工程结构的抗震韧性提供了一种可靠解决方案。

引言

$$\rightleftharpoonup{xx}$$ $$\longleftharp{xx}$$, $$\longrightharp{xx}$$,

隔震技术被公认为是一种在地震期间减轻结构振动、提高工程结构安全性和韧性的有效策略1,2,3。通过在上部结构与基础之间引入一个柔性的隔震层，隔震技术可减少地震力的传递，有效使建筑结构与地面运动解耦4,5,6。该机制显著降低了结构加速度和层间位移，从而确保结构本身及其使用者的安全。多种隔震装置，包括叠层橡胶支座7,8、铅芯橡胶支座9,10,11、摩擦摆支座12,13,14,15以及滚动支座16,17，已广泛应用于高层建筑18、桥梁19及其他重要基础设施的抗震设计中20,21。

尽管传统隔震系统应用广泛，但在极端地震条件下仍面临挑战。具体而言，隔震层冗余不足以及在大地震期间发生过大变形，可能削弱隔震效果并带来安全隐患。为克服这些局限，研究人员提出了结合阻尼器、调谐质量阻尼器22和基于惯容器的阻尼器23,24,25的混合隔震系统。这类系统将阻尼器的耗能能力与调谐质量阻尼器的振动控制功能相结合，从而提升主体结构的抗震韧性26,27,28。然而，许多此类先进系统仍局限于理论分析和实验室研究，其复杂的构造和高昂的实施成本阻碍了在实际工程项目中的广泛应用。此外，基于经典黏滞阻尼器的混合隔震系统29,30,31存在固有缺陷：在高速变形下产生过大的阻尼力。这一问题会降低多水准地震作用下的隔震有效性，加剧上部结构的加速度响应，并增加隔震层发生破坏的风险。过大的阻尼不仅削弱了隔震设计的预期效益，还在罕见但强烈的地震激励下引入了新的脆弱性。正如2022年Ms 6.8泸定地震32,33中所观察到的，一座采用黏滞阻尼器隔震系统的建筑遭遇了意外挑战：阻尼器两端的相对速度超过了设计限值，导致产生的阻尼力远超预定规格。这一结果凸显了发展更加坚固可靠阻尼技术的迫切需求，以应对不可预测的地震作用力。为提升地震防护能力的研究仍在持续，科研人员与工程师正致力于开发创新解决方案，以在未来地震中更好地保护建筑结构与人民生命安全。

为克服这些挑战，本研究提出了一种新型混合隔震系统，该系统采用带有过载保护功能的黏滞阻尼器（VD-OP）。VD-OP引入了一种创新的限力机制，可在高流速条件下限制阻尼力的大小，从而确保隔震系统在不同地震强度下均能保持其有效性。通过实验数据校准，建立了可模拟VD-OP非线性阻尼行为及过载保护特性的力学模型。一系列数值模拟结果经实验测试验证，为参数优化与性能评估提供了可靠的分析框架。鉴于提出了以性能为导向的设计方法，本文针对VD-OP的非线性参数开展了参数化分析。根据建议的参数组合与设计流程图，研究了多个对比设计方案，以展示基于VD-OP的隔震系统在多水准地震激励下的有效性。

访问受限。请登录或开始试用以查看此内容。

方案

$$\rightleftharpoonup{xx}$$ $$\longleftharp{xx}$$, $$\longrightharp{xx}$$,

带过载保护装置的黏滞阻尼器（VD-OP）的力学模拟方法
VD-OP的装置构造、工作原理及其意义

VD-OP 的所有组件如图1所示，包括外壳管、活塞杆和阻尼油。外壳管由高强度材料制成，用于容纳内部组件，确保密封环境以防止漏油。活塞杆通常由高强度钢制成，在管内往复运动，并连接活塞，迫使阻尼油通过节流孔口，从而产生与活塞杆运动速度成正比的阻力，耗散外力输入的能量。当发生过载时，摩擦面机制被触发。若施加的力超过设计阈值，摩擦面即被激活，产生额外的阻力，限制活塞杆的位移速度。

所提出的VD-OP的构造与力学原理（图1）能够确保阻尼器在正常和过载条件下均在安全限值内运行，具有显著优势。通过将力限制在Fmax，可防止过载，这对于在强震活动中保护阻尼器免于失效至关重要。该特性不仅提高了阻尼器的耐久性，还改善了地震期间结构响应的控制，从而增强了结构的安全性与稳定性。综上所述，VD-OP通过集成防过载机制，为结构应用中的能量耗散提供了一种有效解决方案，尤其适用于地震环境。这使其相较于传统黏滞阻尼器具有更高的可靠性与安全性，成为更优选择。

带过载保护的黏滞阻尼器（VD-OP）表现出一种区别于传统黏滞阻尼器（VD）的独特力-速度关系。这种饱和特性可防止阻尼器承受超过其设计承载能力的力，从而在极端条件下避免其发生潜在破坏。相比之下，传统的VD系统缺乏这种饱和特性，其力-速度关系持续呈线性增长，且无任何力的上限限制。当所受作用力超过阻尼器的设计极限时，这种情况可能造成结构损伤。如图1曲线所示，其典型滞回环在速度较高时力值趋于Fmax并保持平稳。该行为确保阻尼器始终工作于其运行限值范围内，避免吸收过大的力，从而提升结构体系的整体安全性和可靠性。

液压阻尼器示意图、部件照片、阻尼力图和受力分析图。
图1：所提出的带过载保护装置的粘滞阻尼器（VD-OP）结构示意图。（A）VD-OP结构示意图；（B）VD-OP实物外观；（C）输出力与两端相对速度的关系；（D）VD-OP典型的滞回曲线。请点击此处查看该图的放大版本。

VD-OP的本构关系

图1 展示了 VD-OP 的力学模型及其滞回曲线。初始阶段，其关系遵循线性规律，表示为 F = CV，其中 F 为 VD-OP 提供的阻尼力，C 为阻尼系数，V 为 VD-OP 两端之间的相对速度，适用于速度低于某一阈值的情况。然而，一旦速度超过该阈值，力即饱和于最大值 Fmax，从而提供关键的过载保护机制。VD-OP 与传统粘滞阻尼器的主要区别在于其内部集成了额外的过载保护装置。VD-OP 的核心设计特征是其卸载力，记为 Fmax，该力由集成摩擦界面上产生的摩擦力所决定。一旦确定摩擦材料，摩擦系数即可准确测定。根据库仑定律，摩擦力 Fmax 可表示为 Fmax = μPpre，其中 μ 为摩擦系数，Ppre 为施加的预压力。因此，通过调节 Ppre，可精确校准 Fmax 以满足特定的设计要求，从而增强装置的功能性与适应性。

VD-OP参数分析

根据 VD-OP 的本构关系（图 1），分析了其耗能特性。设定 VD-OP 的阻尼系数和速度指数分别为 C = 500 kN•s0.6/mm0.6 和 α = 0.6，改变不同的最大卸载力 Fmax 和位移 δ，得到不同参数下的 VD-OP 滞回曲线（图 2）。设定最大卸载力和位移分别为 Fmax = 200 kN 和 δ = 1.2 mm，改变阻尼系数 C 和速度指数 α，得到不同参数下的 VD-OP 滞回曲线（图 3）。

力-位移滞回环曲线图、动力系统分析、范围100-400N、实验对比。
图2：不同 Fmax 下 VD-OP 在不同位移 δ 时的滞回曲线： （A）δ = 0.8mm，Fmax = 100kN；（B）δ = 1.2mm，Fmax = 100kN；（C）δ = 1.6mm，Fmax = 100kN；（D）δ = 0.8mm，Fmax = 300kN；（E）δ = 1.2mm，Fmax = 300kN；（F）δ = 1.6mm，Fmax = 300kN；（G）δ = 0.8mm，Fmax = 500kN；（H）δ = 1.2mm，Fmax = 500kN；（I）δ = 1.6mm，Fmax = 500kN。请点击此处查看此图的放大版本。

力-位移曲线图系列；九个图表通过滞回环展示变形行为分析。
图3：不同 C 和 α 参数下的 VD-OP 滞回曲线： (A) C = 200kN•s0.3/mm0.3, α = 0.3；(B) C = 200kN•s0.6/mm0.6, α = 0.6；(C) C = 200kN•s1/mm1, α = 1；(D) C = 500kN•s0.3/mm0.3, α = 0.3；(E) C = 500kN•s0.6/mm0.6, α = 0.6；(F) C = 500kN•s1/mm1, α = 1；(G) C = 800kN•s0.3/mm0.3, α = 0.3；(H) C = 800kN•s0.6/mm0.6, α = 0.6；(I) C = 800kN•s1/mm1, α = 1。请点击此处查看该图的放大版本。

VD-OP的实验测试流程
原型与装置的测试

根据前述 VD-OP 装置的构造，研制出 VD-OP 装置的原型，以研究其力学性能。采用单轴作动器（图4）对 VD-OP 的力学行为进行测试。试验装置的液压系统包括一台功率为 100 kW、流量由 PID 控制的伺服液压泵，一个行程为 ±800 mm、静态试验能力为 3000 kN、动态试验能力为 ±2000 kN 的作动器。传感器包括一个量程为 3000 kN 的荷载传感器用于力测量，以及一个量程为 ±1000 mm 的线性可变差动变压器（LVDT）用于位移测量。VD-OP 的参数（Table 1）和加载制度（Table 2）已给出。

实验测试与数值模拟流程

实验如图所示 图4 可为深入了解 VD-OP 的性能特性提供有价值的参考。测试前，先使用静重进行动态标定，并在设备预热 30 分钟后进行零点调整。将 VD-OP 阻尼器安装于上下压板之间，利用激光对中工具确保对中，实现同轴安装。通过施加三次幅值为最大行程 ±5%、频率为 0.01 Hz 的预加载循环，消除机械间隙。数据采集与后处理由实验控制系统自动同步力、位移和温度信号，并采用预标定系数对传感器漂移进行补偿。此外，为进一步验证试验结果与有限元分析的准确性，采用 OpenSees 软件复现 VD-OP 的测试条件，有限元模型中的装置参数与加载工况均与物理试验保持一致。

液压系统设置示意图，包含流程图、校准、PID 控制、载荷传感器、VD-OP 测试。
图 4：实验装置流程图。 实验程序首先在预热 30 分钟后进行动态静载校准和零点调整，随后将激光对准的 VD-OP 阻尼器安装于压板之间，并进行 ±5% 的预循环（0.01 Hz）以消除间隙。同步采集力、位移和温度数据，并进行漂移补偿；同时，采用 OpenSees 仿真复现实验参数，以验证实验与有限元分析的一致性。请点击此处查看该图的放大版本。

VD-OP 隔震系统的开发
VD-OP 隔震系统的构型

基于前述的 VD-OP，本文描述了 VD-OP 隔震系统（图 5）的机械构型，该系统包括高阻尼橡胶支座（HDRB）和 VD-OP。HDRB 在正常条件下能够有效吸收能量并减小地震力，但在罕遇地震中，HDRB 可能发生大变形并出现刚度硬化现象，从而削弱隔震性能。对于传统的黏滞阻尼器而言，在此类极端条件下也可能因受力过大而失效。因此，本文提出了一种用于结构抗震控制的 VD-OP 隔震方法。在所提出的隔震系统中，VD-OP 通过引入过载保护机制，防止阻尼器受力超过其承载能力，从而避免在罕遇地震中发生破坏。此外，通过限制阻尼器的出力，VD-OP 有助于抵消 HDRB 的刚度硬化效应，即使在大变形情况下也能维持较好的隔震性能。综上所述，VD-OP 隔震系统的开发旨在通过有效管理耗能与受力限制，提升建筑结构的安全性与性能，弥补 HDRB 在极端事件中的潜在不足。VD-OP 在隔震系统中的有效性可能得到了本研究中所开展的实验验证的支持。

VD-OP 隔震系统的力学原理

建立地震激励下线性阻尼单自由度结构的运动控制方程。结构质量 m、线性弹簧刚度 k 以及粘滞阻尼系数

建立地震激励下线性阻尼单自由度结构的运动控制方程。结构质量 m、线性弹簧 k 和黏滞阻尼系数 c 用于表示等效的机场控制塔。该运动方程可表示为：

振动分析中的机械动力学方程；数学概念、公式。

其中，mi 为隔震层的质量，ui 和 u 分别为隔震层和主结构的位移，FVD-OP 和 FHDRB 分别为 VD-OP 与 HDRB 的输出力，力学系统图中用 ΣFx=0 方程表示的静力平衡 为地震加速度。VD-OP 的输出力 FVD-OP 可按如下公式计算：

静力平衡方程示意图；受力计算，F 小于/大于 Fmax 的条件。

输出力 FHDRB 可通过 DHI 力学模型计算得到，该模型遵循以下方程：

FHDRB = τDHI • AHDRB (3)

其中 τDHI 和 AHDRB 采用DHI模型计算的剪应力和HDRB的有效面积。

带黏滞阻尼器和橡胶支座的VD-OP隔震系统示意图及力-位移曲线。
图5：基于VD-OP的建筑结构隔震系统示意图。（A）VD-OP隔震系统示意图，（B）高阻尼橡胶支座（HDRB）典型的滞回曲线，（C）带VD-OP隔震系统的单自由度体系力学模型。请点击此处查看该图的放大版本。

VD-OP 隔震系统的参数分析

对一个两自由度结构模型进行了参数分析，以研究VD-OP在不同隔震变形下的过载特性。上部结构质量为154666.67 kg，周期为0.66 s，固有阻尼比为0.05，隔震层质量为38666.67 kg。隔震系统采用HDRB34,35,36作为隔震支座，并结合VD-OP。仿真通过OpenSees37完成。HDRB采用KikuchiAikenHDR材料模型，支座直径为400 mm，橡胶总厚度为74 mm。采用峰值地面加速度（PGA）为0.4 g的地震波模拟罕遇地震。图中展示了在该罕遇条件下隔震层的响应情况（图5）。

为提升系统性能，引入了带过载保护的黏滞阻尼器（VD-OP），其关键设计参数为最大过载保护力， F最大无量纲参数，阈值力比 ρ = F最大/FBR 从0变化到1.0，同时将VD-OP的阻尼指数固定为0.6。不同rho值下的结构响应，包括位移、加速度、隔震层变形和基底剪力，如图所示（表3 和 图6). 给出了 HDRB 和 VD-OP 在不同参数 ρ 取值下的滞回曲线（图7图8中的滞回曲线展示了阻尼比ρ = 0.5的VD-OP阻尼器在不同地震强度水平下的性能。

结构分析图：A-D 显示位移、加速度和反力趋势。
图6：不同ρ值下系统的地震响应。 随着阈值力比ρ的增大，结构位移先减小，达到最小值后略有增加。请点击此处查看该图的放大版本。

Force vs. displacement graph showing dynamic analysis of material properties with hysteresis loops.
图7：不同工况下 HDRB 与 VD-OP 的滞回曲线 ρ: (A) 高阻尼橡胶支座，ρ = 0.2；(B) VD-OP，ρ = 0.2；(C) HDRB，ρ = 0.5；(D) VD-OP，ρ = 0.5；(E) HDRB，ρ = 0.8；(F) VD-OP，ρ = 0.8。 请点击此处以查看此图的放大版本。

力-位移曲线图系列；静力平衡分析；图表显示实验数据。
图8：频繁、设防和罕遇地震下阻尼比 ρ = 0.5 时 VD-OP 的滞回曲线。 (A) 频发地震；(B) 设防烈度地震事件；(C) 严重地震。 请点击此处查看该图的放大版本。

含粘滞阻尼器与过载保护（VD-OP）隔震结构的数值算例设置
原始结构的模拟

采用一个三层混凝土框架结构进行隔震分析，以评估 VD-OP 隔震系统的有效性和适用性。结构分析通过 ETABS 软件38完成，结构模型及平面布置如（图9）所示。该结构尺寸约为 32 m × 15.6 m，总质量约为 1856 吨。楼板、梁和柱所用混凝土的抗压强度为 30 MPa。结构的振动模态包括 X 和 Y 方向的平动，对应周期分别为 0.66 s 和 0.61 s，以及绕 Z 轴的扭转模态，周期为 0.54 s。由于第一阶与第三阶模态周期之比超过 0.9，表明该结构在抗震响应分析中具有较弱的抗扭性能。

结构动力学分析；三维框架模型、楼层平面图、地震响应图；方法研究。
图9： 三层混凝土框架结构的隔震分析方案，用于评估VD-OP隔震系统的有效性和适用性。（A）原始结构有限元模型的透视图；（B）典型楼层的结构平面图；（C）五条输入地震动的归一化加速度谱。请点击此处查看该图的放大版本。

VD-OP 隔震系统的设计
VD-OP 隔震系统的实施旨在通过限制隔震层内的传递加速度响应，提高结构的抗震韧性。基于性能的 VD-OP 系统设计包含四个关键步骤：(1) 评估原结构的性能，(2) 确定性能提升目标，(3) 设计基于 VD-OP 的隔震结构，以及 (4) 验证其抗震性能。剪力比 γSF 和结构加速度比 γACC 可用于表示预期的性能提升目标水平，其值可根据预设的典型值或特定工程要求确定。γSF 可通过主体结构与基于 VD-OP 的隔震结构的峰值剪力响应之比计算得到，而 γACC 则可通过主体结构与基于 VD-OP 的隔震结构的峰值加速度响应之比计算得到。VD-OP 的参数设计包括选择代表性参数组，以实现所需的刚度和阻尼特性，这些参数包括阻尼系数、阻尼指数以及过载保护器的阈值力 Fmax。上述参数可根据力学性能研究的参数分析结果，结合在罕遇地震下最小化基于 VD-OP 的隔震结构加速度响应的设计原则来确定。根据上述设计流程，总结了参数设计的流程图（图10）。

用于加速度控制和 VD-OP 分析的结构隔震目标流程图，含相关方程。
图 10：所提出的基于混合 VD-OP 隔震系统的设计流程图。 VD-OP 设计包括：（1）评估原始结构；（2）确定目标改进比（剪力 α 和加速度 β）；（3）优化阻尼参数（阻尼系数、指数、阈值力），以最小化地震响应；（4）验证系统性能。请点击此处查看该图的放大版本。

通过设定目标隔震效率，在常遇地震作用下，以目标基底剪力γSF,Tar和结构加速度比γACC,Tar为0.35进行评估，在主体结构底部增设了包含高阻尼橡胶支座（HDRB）和新型黏滞阻尼器-过载保护装置（VD-OP）的隔震层。HDRB和VD-OP的具体参数详见并示于（表4和表5）。

采用 VD-OP 隔震系统的结构动力学分析

该结构设计为可承受七度（0.15g）的抗震设防烈度，位于Ⅳ类场地，属于软土场地39。该场地反应谱的特征周期为 Tg = 0.75 s。根据上述场地条件，共选取了七组地震时程记录用于分析，其中包括两组人工地震动时程和五组来自日本K-KET数据库的天然地震动时程记录40。这些地震记录的详细信息见（表6），其加速度反应谱也一并给出（图9）。

为评估 HDRB 在不同地震情景下的性能，将地震动时程缩放至峰值地面加速度（PGA）分别为 35 gal、100 gal 和 220 gal39。这些 PGA 值分别对应多遇地震、设防地震和罕遇地震，旨在全面评估隔震结构的抗震性能。在多遇、设防和罕遇地震条件下，对原始结构、采用基于 HDRB 的 VD-OP 隔震系统的结构以及 LRB 隔震结构的动力响应进行了详细分析，重点关注层间位移、加速度和剪力。详细的对比响应结果如（图 11）所示。VD-OP 在 NW3 地震动输入下于多遇、设防和罕遇地震作用下的滞回曲线如（图 12）所示。

结构响应对比；层间位移、剪力、加速度图表；地震性能分析。
图11：不同烈度地震作用下的层间位移。（A）频繁发生地震下的层间位移；（B）设防烈度地震下的层间位移；（C）严重地震下的层间位移。（D）频繁发生地震下的层剪力；（E）设防烈度地震下的层剪力；（F）严重地震下的层剪力；（G）频繁发生地震下的楼层绝对加速度；（H）设防烈度地震下的楼层绝对加速度；（I）严重地震下的楼层绝对加速度。请点击此处查看此图的放大版本。

力-位移滞回曲线，六种变体，用于探究材料变形行为。
图12：不同地震水准下隔震层中的滞回曲线，NW3。（A）常遇地震下VD-OP的响应；（B）设防地震下VD-OP的响应；（C）罕遇地震下VD-OP的响应；（D）常遇地震下HDRB的响应；（E）设防地震下HDRB的响应；（F）罕遇地震下HDRB的响应。请点击此处查看该图的放大版本。

访问受限。请登录或开始试用以查看此内容。

结果

$$\rightleftharpoonup{xx}$$ $$\longleftharp{xx}$$, $$\longrightharp{xx}$$,

VD-OP 装置的参数分析结果
力-速度关系与滞后行为（图 2）：

如图所示 图2，迟滞曲线展示了阻尼器的能量耗散行为随不同条件的变化情况 F最大 数值和位移幅度。对于 较小 F最大值 数值（例如 100 kN）下，阻尼器更容易达到卸载阈值，即使在较小的位移下（例如 δ = 0.8 mm）也是如此。这导致卸载阶段更加明显，此时力在饱和值处趋于稳定 F最大，限制了进一步的力增加。相反，对于较大的 F最大 数值（例如 500 kN）时，阻尼器需要更大的位移才能达到卸载阈值，从而在力达到...

访问受限。请登录或开始试用以查看此内容。

讨论

$$\rightleftharpoonup{xx}$$ $$\longleftharp{xx}$$, $$\longrightharp{xx}$$,

本研究展示了VD-OP在通过可控能量耗散和力限制来增强抗震韧性的有效性（图1、图2 和 图3）。实验结果（图4、图13 和 图14）证实，VD-OP在高速运动下可减轻过大的阻尼力，降低结构损伤风险。参数研究表明，最优阈值力比可确保能量耗散与稳定性之间的平衡（图6、图7 和 图8）。

该方案的成功实施依赖于几个关键步骤（图10）。首先，必须对VD-OP原型进行精确设计并严格测试，以确保其运行的可...

访问受限。请登录或开始试用以查看此内容。

披露

$$\rightleftharpoonup{xx}$$ $$\longleftharp{xx}$$, $$\longrightharp{xx}$$,

作者声明，本文发表不存在利益冲突。

致谢

$$\rightleftharpoonup{xx}$$ $$\longleftharp{xx}$$, $$\longrightharp{xx}$$,

本研究由科学技术部国家重点实验室基础研究项目（项目编号 SLDRCE19-A-10）资助。谨此对所有资助表示衷心感谢。

访问受限。请登录或开始试用以查看此内容。

材料

本文使用的材料清单
姓名公司目录编号评论
动态测试软件Shanghai HualongHDTS-v3.0符合 GB/T 20688.1-2007 标准
ETABS－建筑分析与设计 Computer and Structures, Inc19.0.2用于性能建模与结构分析
荷载传感器Ningbo SaishiC3M-3000用于容量为 3000 kN 的实验
线性可变差动变压器（LVDT）Shanghai HualongHLVDT1000用于量程为 ±1000 mm、分辨率为 0.01 mm 的实验
磁致伸缩传感器MTS (USA)MTS-R-Series用于行程为 ±800 mm 的实验
MATLABMathWorks2024用于实验数据的计算
伺服液压作动器Shanghai HualongYJW-20000用于行程为 ±800 mm、动态载荷容量为 ±2000 kN 的实验

参考文献

$$\rightleftharpoonup{xx}$$ $$\longleftharp{xx}$$, $$\longrightharp{xx}$$,
  1. Chen, X., Yang, H. T. Y., Shan, J. Z., Hansma, P. K. Bio-inspired passive optimized base-isolation system for seismic mitigation of building structures. J Eng Mech. 142 (1), 1-12 (2015).
  2. De Domenico, D., Ricciardi, G. An enhanced base isolation system equipped with optimal tuned mass damper inerter (tmdi). Earthq Eng Struct Dyn. 47 (5), 1169-1192 (2018).
  3. Xu, W., Du, D., Wang, S., Liu, W., Li, W. Shaking table tests on the multi-dimensional seismic response of long-span grid structure with base-isolation. Eng Struct. 201, 109802(2019).
  4. Zelleke, D. H., Matsagar, V. A. Multi-hazard stochastic response assessment of base-isolated buildings. Struct Infrastruct Eng. 20 (3), 301-325 (2022).
  5. Chen, P., Wang, B., Karavasilis, T. L., Dai, K. S. A compatible uniaxial Bouc-Wen model for accurate estimation of residual deformation of seismically isolated structures. Eng Struct. 297, 117021(2023).
  6. Han, Q., Jing, M., Lu, Y. Shaking table tests on the seismic response of truss structure with air spring-fps three-dimensional isolation bearing. Earthq Eng Struct Dyn. 52 (15), 4964-4986 (2023).
  7. Zhang, R., Wu, M., Lu, W., Li, X., Lu, X. Seismic retrofitting of a historic building by using an isolation system with a weak restoring force. Soil Dyn Earthq Eng. 148, 106836(2021).
  8. Wu, D., Tesfamariam, S., Xiong, Y. FRP-laminated rubber isolator: Theoretical study and shake table test on isolated building. J Earthq Eng. 27 (5), 1302-1323 (2022).
  9. Robinson, W. H. Lead rubber hysteretic bearings suitable for protecting structures during earthquakes. Earthq Eng Struct Dyn. 10 (4), 593-604 (1982).
  10. Cao, S., Ozbulut, O. E., Wu, S., Sun, Z., Deng, J. Multi-level SMA/lead rubber bearing isolation system for seismic protection of bridges. Smart Mater Struct. 29, 055045(2020).
  11. Yavas, M. S., Gao, Z., Mekaoui, N., Saito, T. A machine learning-based hybrid seismic analysis of a lead rubber bearing isolated building specimen. Soil Dyn Earthq Eng. 174, 108217(2023).
  12. Mokha, A., Constantinou, M. C., Reinhorn, A. M., Zayas, V. A. Experimental study of friction-pendulum isolation system. J Struct Eng. 117 (4), 1201-1217 (1991).
  13. Chen, X., Xiong, J. F. Seismic resilient design with base isolation device using friction pendulum bearing and viscous damper. Soil Dyn Earthq Eng. 153, 107073(2022).
  14. Shang, J., Tan, P., Han, J., Zhang, Y., Li, Y. Performance of seismically isolated buildings with variable friction pendulum bearings under near-fault ground motions. J Build Eng. 45, 103584(2022).
  15. Hu, X., Zhao, Z., Yang, K., Wang, L., Chen, Q. Novel triple friction pendulum-tuned liquid damper for the wind-induced vibration control of airport control towers. Thin wall Struct. 182 (part B), 110337(2023).
  16. Tsai, M. H., Wu, S. Y., Chang, K. C., Lee, G. C. Shaking table tests of a scaled bridge model with rolling-type seismic isolation bearings. Eng Struct. 29 (5), 694-702 (2007).
  17. Lu, Y., et al. Study on the vibration isolation performance of sliding-rolling friction composite vibration isolation bearing. Build. 14 (7), 2053(2024).
  18. Li, Z., Chen, X., Huang, G., Kareem, A., Zhou, X. Alongwind and crosswind response of friction-pendulum base-isolated high-rise buildings. Eng Struct. 293, 116564(2023).
  19. Zhong, J., Zhu, Y., Han, Q. Impact of vertical ground motion on the statistical analysis of seismic demand for frictional isolated bridge in near-fault regions. Eng Struct. 278, 115512(2023).
  20. Zhao, Z., Wang, Y., Hu, X., Weng, D. Seismic performance upgrading of containment structures using a negative-stiffness amplification system. Eng Struct. 262, 114394(2022).
  21. Jiang, Y., Zhao, Z., Zhang, R., De Domenico, D., Pan, C. Optimal design based on analytical solution for storage tank with inerter isolation system. Soil Dyn Earthq Eng. 129, 105924(2020).
  22. Engle, T., Mahmoud, H., Chulahwat, A. Hybrid tuned mass damper and isolation floor slab system optimized for vibration control. J Earthq Eng. 19 (8), 1197-1221 (2015).
  23. De Domenico, D., Ricciardi, G. Optimal design and seismic performance of tuned mass damper inerter (tmdi) for structures with nonlinear base isolation systems. Earthq Eng Struct Dyn. 47 (12), 2539-2560 (2018).
  24. Qian, F., Luo, Y. F., Sun, H. X., Tai, W. C., Zuo, L. Optimal tuned inerter dampers for performance enhancement of vibration isolation. Eng Struct. 198, 109464(2019).
  25. Sheng, P., Zhang, Z. H., Jing, S. X., Zhao, F. Isolation performance of the quasi-zero stiffness isolation system enhanced by mixed tuned inerter damper. Int J Struct Stability Dyn. , (2024).
  26. Tai, Y. J., He, X. H., Huang, Z. W., Wang, W. X., Hua, X. G. Nonlinear dynamic characteristics of crank train inerters for vibration isolation. Nonlinear Dyn. 112 (1), 197-214 (2024).
  27. Tan, Y., Chen, T., Li, Z. Performance of optimum accelerated oscillator damper-based isolation system for buildings. Eng Struct. 235, 112044(2021).
  28. Wang, H., Shen, W. A., Zhu, H. P., Luo, H. Stochastic optimization of a nonlinear base isolation system with LRB and EIMD for building structures. Struct Control Health Monit. 2023, 8392421(2023).
  29. Zhang, R. H., Soong, T. T. Seismic design of viscoelastic dampers for structural applications. J Struct Eng. 118 (5), 1375-1392 (1992).
  30. Silvestri, S., Trombetti, T. Physical and numerical approaches for the optimal insertion of seismic viscous dampers in shear-type structures. J Earthq Eng. 11 (5), 787-828 (2007).
  31. Dong, B., Sause, R., Ricles, J. M. Modeling of nonlinear viscous damper response for analysis and design of earthquake-resistant building structures. Bull Earthq Eng. 20 (3), 1841-1864 (2022).
  32. Chen, M., et al. Identifying potential debris flow hazards after the 2022 Mw 6.8 Luding earthquake in southwestern China. Bull Eng Geol Environ. 83, 241(2024).
  33. Yao, C., et al. Damages of highway tunnels during 2022 Luding earthquake (Mw=6.6). Soil Dyn Earthq Eng. 177, 108357(2024).
  34. Dai, K., et al. Seismic analysis of a base-isolated reinforced concrete frame using high damping rubber bearings considering hardening characteristics and bidirectional. Struct. 46, 698-712 (2022).
  35. Chen, B., Dai, J., Song, T., Guan, Q. Research and development of high-performance high-damping rubber materials for high-damping rubber isolation bearings: A review. Polymers. 14 (12), 2427(2022).
  36. Wang, S. J., Lin, W. C., Chiang, Y. S., Hwang, J. S. Coupled bilateral hysteretic behavior of high-damping rubber bearings under non-proportional plane loading. J Earthq Eng. 26 (9), 4421-4448 (2022).
  37. Mckenna, F., Fenves, G. L., Scott, M. H. Open system for earthquake engineering simulation. , http://opensees.berkeley.edu (2003).
  38. Etabs, building analysis and design, 2021. , Available from: Https://www.Csiamerica.Com/products/etabs (2021).
  39. MOHURD. Code for Seismic Design of Buildings (GB/T 50011-2010). , Architecture and Building Press. (2016).
  40. Okada, Y., et al. Recent progress of seismic observation networks in Japan - Hi-net, F-net, K-net and KiK-net. Earth Planets Space. 56, xv-xxviii (2004).

访问受限。请登录或开始试用以查看此内容。

重印与许可

申请许可以重复使用本 JoVE 文章的文本或图表

申请许可

标签

相关文章