过载防护型黏滞阻尼器的振动控制机理及试验研究

Vibration Control Mechanism and Experimental Investigation of Viscous Damper with Overload Protector

摘要

基于隔震支座和附加阻尼器的组合隔震系统可有效隔离地震作用，并一定程度控制隔震层变形响应。然而，在多水准地震作用下，基于传统黏滞阻尼器的组合隔震系统易呈现过高的阻尼控制力而削弱隔震效果。鉴于此，本文提出具有过载防护功能的黏滞阻尼器（VD-OP）及其组合隔震系统，开展了设计加工及试验测试工作，建立了基于试验数据校正的VD-OP非线性阻尼和过载防护特性的力学模型，明确了VD-OP组合隔震系统的隔震有效性和多水准振动控制优势。研究结果表明，本文所提出的VD-OP系统具有速度依赖的非线性阻尼机制和力限制功能，能够有效避免高水准地震作用引起的过大阻尼力，提高隔震效率，并控制隔震结构的加速度响应。本文提出的基于性能的设计方法可为VD-OP系统的实施提供实用指导，为高烈度区的结构减隔震设计提供参考。

Abstract

A combined base-isolation system incorporating isolation bearings and additional dampers can effectively mitigate seismic forces and control the deformation response of the isolation layer to a certain extent. However， under multi-level seismic excitations， combined isolation systems employing conventional viscous dampers generate excessively high damping forces， which compromise the isolation effectiveness. To address this issue， a viscous damper with overload protection （VD-OP） and its corresponding combined isolation system are proposed in this study. The design， fabrication， and experimental testing of the VD-OP were conducted， and a mechanical model describing its nonlinear damping and overload protection characteristics was established based on experimental data calibration. The effectiveness of the VD-OP combined isolation system and its advantages in multi-level vibration control were verified. The results indicate that the proposed VD-OP system exhibits a velocity-dependent nonlinear damping mechanism and force-limiting capability， effectively preventing excessive damping forces induced by high-level seismic excitations， enhancing isolation efficiency， and controlling the acceleration response of the isolated structure. The performance-based design approach proposed in this study provides practical guidance for the implementation of VD-OP systems and offers a reference for the seismic mitigation design of structures in high-intensity seismic regions.

Graphical abstract

关键词

组合隔震 / 非线性黏滞阻尼器 / 过载防护 / 加速度控制

Key words

combined isolation / nonlinear viscous damper / overload protection / acceleration control

0 引 言

隔震技术可以有效控制被隔震结构的地震响应，通过在上部结构与基础之间设置柔性隔震层^［1-2］，显著降低地震力的传递，实现建筑结构与地面运动输入的解耦，进而有效降低结构加速度、层间位移和剪力等响应，确保结构及其内部人员的安全^［3-4］。目前，叠层橡胶支座、铅芯橡胶支座、摩擦摆支座和滚动支座等隔震装置已广泛应用于高层建筑、桥梁等重要结构的抗震设计中^［5-9］。

然而，传统隔震系统在极端地震条件下仍面临诸多挑战^［10］。隔震层冗余度不足及大震下过大变形可能导致隔震效能降低并引发安全隐患。为此，学者们提出了结合阻尼器、调谐质量阻尼器及惯容阻尼器的组合隔震系统^［11］，通过整合阻尼器的耗能能力与调谐质量阻尼器的振动控制特性等，提升主体结构的抗震韧性。但此类先进系统多局限于理论分析与实验室研究，其复杂构造与高昂成本限制了工程实际应用。

此外，基于传统黏滞阻尼器的组合隔震系统存在固有局限性：为确保隔震结构在中低烈度地震中的隔震效果，通常需选用出力平缓的大阻尼指数黏滞阻尼器。然而，此类阻尼器在中高烈度地震时因高速运动会导致阻尼力骤增，不仅会增大被隔震结构的加速度响应，还会削弱隔震系统在多水准地震作用下的整体性能，增加隔震层失效风险^［12］。过大的阻尼力不仅影响隔震效果，还可能在强震作用下形成新的薄弱部位。

针对上述问题，本文提出了一种新型组合隔震系统，采用带有过载防护功能的黏滞阻尼器（VD-OP）。该阻尼器通过创新的限力机制，在高速变形下可限制阻尼力，确保隔震系统在不同地震强度下保持力学性能高效稳定。基于试验数据标定的力学模型，模拟了VD-OP的非线性阻尼行为与过载防护特性。通过数值模拟与试验验证，建立了参数优化与性能评估的完整框架。针对VD-OP的非线性参数开展参数分析，提出了基于性能的设计方法。通过对比设计案例，验证了基于VD-OP的隔震系统在多水准地震激励下的有效性。

1 过载防护型黏滞阻尼器

1.1　过载防护型黏滞阻尼器构造

图1给出了本文所提出的过载防护型黏滞阻尼器（VD-OP）。该装置主要由活塞杆、外筒、流体、狭窄通道、泄压通道、溢流阀和预压弹簧等部分组成。活塞杆连接外部结构，传递机械运动；外筒内部充满流体，形成封闭的流体腔室；狭窄通道位于活塞与外筒之间，用于控制流体的流动；泄压通道连接左腔室和右腔室，用于调节流体压力；溢流阀和预压弹簧共同构成过载防护机制，确保装置在过载情况下能够安全运行。这些部件共同协作，实现能量耗散和过载防护的功能。黏滞阻尼器通过流体的黏滞阻力来实现能量耗散，从而达到减震和耗能的目的。当活塞杆在外筒内向左或向右移动时，活塞会压缩或拉伸流体，迫使流体通过狭窄的通道。这一过程中，流体的黏滞阻力会产生阻尼力，有效控制活塞的运动速度。同时，左腔室和右腔室之间的压力差会推动流体通过泄压通道进行调节。这种机制使得黏滞阻尼器能够在振动或冲击过程中，将机械能转化为热能，实现能量的耗散和系统的稳定。

为了防止阻尼器在受到超出设计范围的力时发生损坏，过载防护机制发挥着至关重要的作用。该机制主要通过溢流阀和预压弹簧来实现。当阻尼器受到的力超过预设值时，压力会推动阀芯克服预压弹簧的阻力，使溢流阀打开。一旦溢流阀打开，流体便可以通过泄压通道从高压腔室流向低压腔室，限制内部压力的进一步增加，从而稳定内部的最大压力。这种设计确保了阻尼器在正常承载工作范围内运行，与传统黏滞阻尼器相比，有效防止了因过载而可能导致的损坏，从而保护了阻尼器的本体构造、相关连接件、预埋件、焊缝以及相邻子结构等，其可靠性和安全性均有显著提升。

1.2　过载防护型黏滞阻尼器力学模型

图2（a）给出了VD-OP的力学模型。与传统黏滞阻尼器相比，VD-OP的力-速度关系存在显著区别。在速度低于某一阈值时，其出力与速度遵循F=CV^α，其中F为出力，C为阻尼系数，V为速度，α为阻尼指数。然而，当速度超过阈值V_cr时，力会被限制在F_max以内，其出力可用式（1）表示

F=\left\{\begin{array}{cc}C{V}^{\alpha }& V\le V_{\mathrm{c}\mathrm{r}}\\ F_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}& V>V_{\mathrm{c}\mathrm{r}}\end{array}\right.（1）

如图2（a）中线OAC所示，提供了一种新型速度相关性出力的过载防护机制。这种机制可防止阻尼器输出力超出其设计的额定值，从而在极端条件下保护其免受潜在损坏。相比之下，传统黏滞阻尼器系统缺乏这种过载防护特性，其出力始终与装置两端的相对速度相关，且无上限限制，如图2（a）中线OAB所示，在输出力超过阻尼器设计值的情况下，这种特性可能导致相关结构损坏。

如图2（b）所示，VD-OP在地震作用下展示了稳定的能量耗散特性，其滞回曲线饱满。在加载速度较低时，VD-OP与普通阻尼器相似；在加载速度较高时，VD-OP出力不会超过F_max，以确保VD-OP不会输出超过阻尼器本身以及相关构件、连接件等安全运行极限力的阻尼控制力，进而增强振动控制子系统的整体安全性和可靠性。

图3展示了在不同最大卸载力F_max和位移幅值δ下，VD-OP的滞回曲线。VD-OP的阻尼系数C为25 kN·s^0.6/mm^0.6，阻尼指数α为0.6，加载频率为0.8 Hz。滞回曲线揭示了阻尼器在不同F_max和位移幅值δ下的滞回曲线变化。在较小的F_max值（例如100 kN）时，阻尼器在较小的位移（如δ=10 mm）处就能达到卸载阈值，进而迅速进入卸载阶段。一旦出力达到F_max，过载防护机制将被触发，有效限制阻尼力的进一步增加。对于适中的F_max值（如300 kN），可以观察到在δ=10 mm时如图3（d）所示，阻尼器尚未进入卸载阶段，而当δ=15 mm时，阻尼器就触发了过载防护。这意味着在阻尼器经历较小速度变形时（对应于小震工况），它能够充分发挥其常规耗能作用；而在面临较大速度时（对应于中、大震工况），过载防护机制能够及时启动，防止阻尼器出力过大。此外，如果F_max设置得过高（如500 kN），阻尼器则需要更高的速度才能达到卸载阈值，这可能导致在大位移情况下仍无法触发过载防护，如图3（g）、图3（h）、图3（i）所示，从而使得过载防护功能失去应有的效果。

这种特性突显了VD-OP在不同地震设防水准下的适应性。通过调整F_max，阻尼器可以根据预期的位移范围进行优化，以提供最佳性能。较小的F_max适用于预期位移较小的情况，能够确保过载防护机制的早期激活；而较大的F_max适用于预期位移较大的场景，允许阻尼器在达到卸载阈值之前吸收更多的能量。

1.3　过载防护型黏滞阻尼器构件试验

为验证所提出的VD-OP装置性能，本研究设计并制作了足尺试件开展系统性试验。试验装置如图4所示，试件的关键设计参数（表1）和试验加载方案（表2）均综合考虑了试件的加工可行性和测试需求。特别地，试件的力学性能参数和加载制度经过专门设计，能够有效覆盖7~8度地震烈度区减震结构体系的典型抗震需求，确保试验结果具有工程参考价值。

VD-OP型阻尼器在不同速率下的滞回曲线（图5）揭示了其非线性力学响应机制。该阻尼器的阻尼系数为20 kN·s^0.6/mm^0.6，阻尼指数为0.6。试验结果表明，当加载速率由63.7 mm/s增至214.5 mm/s时，装置输出力从246 kN增长至317 kN。特别值得关注的是，在高速工况下，滞回曲线中出现了明显的出力平台现象，证实了内置过载防护机制的有效性，该机制可将装置最大应力限制在安全阈值内。

表3与图6揭示了VD-OP在各速度工况下阻尼器出力幅值与理论值之间的对比。试验数据显示，不同速率工况下实测阻尼力始终稳定在理论值的0.85~1.15倍区间，这一特征证实该装置在宽频域激励下均能保持稳定的能量耗散能力。特别需要指出的是，当加载速率超过91 mm/s起，阻尼器的实际出力出现拐点，一直保持在卸载力F_max的设定值300 kN左右。实测力值的阈值约束特性直观反映了内置过载防护机制的有效性，该机制通过精确控制输出力幅值（最大偏差≤15%），可有效避免支撑系统相关连接节点可能发生的应力超限造成的安全问题。

2 基于过载防护型黏滞阻尼器的组合隔震系统

2.1　 VD-OP组合隔震系统构造

VD-OP组合隔震系统包含高阻尼橡胶支座（HDRB）与过载防护型黏滞阻尼器（VD-OP），如图7所示。其中，HDRB可有效降低结构地震响应并耗散能量，但在罕遇地震下可能因大变形引发刚度硬化现象，导致隔震性能衰减。由于传统黏滞阻尼器在罕遇地震等极端工况下亦可能因超载而发生失效，因此在组合隔震系统中采用了VD-OP。

VD-OP组合隔震系统通过双重控制机制可有效解决罕遇地震下橡胶支座刚度硬化和阻尼器超载失效的技术难题。首先，其内置的过载防护装置可精确限定阻尼器最大输出力值，避免极端工况下出力超载而造成装置失效；其次，通过主动约束阻尼器的出力阈值，保证阻尼器及相关连接构件的稳定性，并减少隔震层的最大位移，从而有效避免或缓解HDRB出现刚度硬化效应，在罕遇地震高速大位移工况下仍能维持隔震系统的稳定工作状态。VD-OP组合隔震系统的双重保障机制为罕遇地震作用下建筑结构功能可恢复性提供了新的技术路径。

2.2　 VD-OP组合隔震系统性能

本文建立了包含高阻尼橡胶支座（HDRB）^［13-15］和过载防护型黏滞阻尼器（VD-OP）的两自由度结构分析模型，以深入探究VD-OP组合隔震体系抗震性能。其中，上部结构质量为154 666.67 kg，基本周期为0.66 s，固有阻尼比为0.05；隔震层质量为38 666.67 kg。该分析模型通过OpenSees进行分析，采用KikuchiAikenHDR材料模型模拟直径为400 mm、橡胶层总厚度为74 mm的HDRB支座。为探究VD-OP的过载防护性能，本文选取罕遇地震PGA=0.4 g的白噪声作为地震输入。对该结构首先采用传统HDRB支座进行隔震。图8绘制了HDRB隔震支座的滞回曲线，可以发现罕遇地震下支座剪应变达250%，并已经出现刚度硬化现象，导致隔震效能下降。

基于传统HDRB隔震结构，本文进一步探究VD-OP组合隔震系统中，VD-OP关键设计参数过载防护阈值力F_max对组合隔震结构性能的影响。为此定义无量纲过载防护阈值力比ρ=F_max/F_BR，其中F_BR为基底剪力幅值，考虑VD-OP中黏滞阻尼器的阻尼指数为0.6，过载防护阈值力比ρ变化范围为0~1.0（ρ=0代表无VD-OP的传统HDRB隔震系统）。表4和图9展示了VD-OP组合隔震结构在罕遇地震作用下，不同ρ取值对应的结构地震响应。研究表明，当ρ增大时，结构位移响应和基底剪力呈现先降后升趋势。随着ρ从0增至0.5，结构变形由12.9 mm减至8.7 mm，基底剪力从224.9 kN降为192.3 kN。当ρ继续增大到1.0时，变形回升至10.0 mm，基底剪力上升至237.3 kN，呈现先降后升的趋势。这是因为在ρ较小时，过载防护阈值F_max较低，VD最大出力受到过早限制，耗能效果未达最优；当ρ增大至0.4~0.5时，F_max设置合理，VD最大出力值受控合适，既高效耗能，又显著减小上部结构变形和基底剪力；但当ρ过大（>0.6，如ρ=0.7~1.0）时，F_max过高，VD将为隔震层提供较大的动刚度，上部结构变形增大，削弱隔震优势。结构绝对加速度在ρ从0到1.0的变化中，仅在1.073 m/s²至1.107 m/s²之间小幅波动，无明显单调变化趋势。这主要得益于隔震层有效隔离了高频地震动。VD-OP装置虽改变了隔震层的力-变形关系和耗能机制，对隔震层变形和传递给上部结构的剪力影响较大，但是对过滤高频分量、控制上部结构绝对加速度的作用与基础隔震原理一致，因此加速度响应相对稳定，不受ρ变化的显著影响。

表4数据表明，上部结构变形和基底剪力在ρ=0.4~0.5时最小（9.2 mm/192.3 kN和8.7 mm/192.3 kN），且ρ =0.6时仍优于纯HDRB隔震（ρ=0）及ρ>0.6的情况。因此选择ρ=0.4~0.6能确保这两项指标最优，而超出此范围，对应的响应指标明显恶化。ρ过低使阻尼器的总出力太小，降低了阻尼器耗能；过高ρ则导致阻尼器在罕遇地震下出力过大，劣化隔震层的减震比从而放大上部结构的地震响应。因此建议ρ取值范围为0.4~0.6。

3 基于VD-OP的组合隔震结构响应分析

3.1　建筑结构工程信息

本文采用的工程算例为四川省某一高烈度区建筑结构，主结构包括2栋塔楼，矮塔为框架结构，地上6层；高塔为框架剪力墙结构，地上16层，地下1层。整体建筑结构为矩形平面，结构高塔高度为67.25 m，矮塔高度为23.65 m；结构高塔长度为48.60 m，宽度为27.8 m，5层以上收进为19 m；结构矮塔长度为44.40 m，宽度为35.80 m。结构主楼高宽比为3.73，长宽比为1.74；结构矮塔高宽比为0.66，长宽比为1.24。本项目所在场地抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速度峰值为0.3 g，设计地震分组为第三组Ⅱ类场地，场地特征周期为0.45 s，结构抗震设防类别为丙类，地面粗糙度为B类。本文采用VD-OP组合隔震技术对该钢筋混凝土框架剪力墙结构进行隔震控制。其中，非隔震原结构的周期列于表5。复杂建筑结构有限元模型如图10所示。

3.2　 VD-OP组合隔震系统设计

基于HDRB的传统隔震结构，其隔震支座选型为HDRB1000（即直径为1 000 mm）。罕遇地震作用下，传统隔震结构隔震层剪力为60 000 kN。基于图11所示的VD-OP组合隔震系统设计流程进行设计。该流程将过载防护装置（OP）的阈值设计融入传统隔震结构设计框架，形成迭代优化过程，具体步骤如下：

（1） 设定隔震目标：确定隔震层基底剪力减震比γ_SF，并依据罕遇地震的峰值加速度（PGA）进行设定。

（2） 选择优化控制条件参数：定义关键性能指标，作为优化过程的控制目标或约束条件。本研究着重控制结构层间位移减震比γ_d，同时将结构绝对加速度减震比和隔震层剪力减震比作为约束条件，旨在确保隔震效果的同时，提供良好的舒适度并控制隔震层的变形。

（3） 设计过载防护装置参数：基于参数分析的结果，确定合适的ρ值范围为0.4~0.6，并计算对应的过载防护阈值力F_max=ρ×F_BR，其中F_BR为仅采用HDRB隔震时预估或计算得到的基底剪力幅值。依据隔震层响应，进一步确定VD的阻尼系数C和阻尼指数α。

（4） 验证结构隔震性能水准：将设计的VD-OP组合隔震系统（包含HDRB支座和VD-OP单元）整合到整体结构模型中。在罕遇地震波输入条件下，进行非线性时程分析。验证的核心指标包括：上部结构的层间位移减震比γ_d、上部结构绝对加速度减震比γ_Acc是否满足≤γ_Acc，tar、基底剪力减震比是否满足预设剪力比目标γ_SF≤γ_SF，tar。

（5） 验证VD-OP性能水准：分析VD-OP单元在罕遇地震过程中的工作状态，评估装置是否按预设F_max按设计触发过载防护机制，并分析其滞回曲线。

（6） 结束或迭代设计：若所有性能指标均满足预设目标，则设计完成。若任一指标不满足，则需返回步骤（2）（调整控制目标限值）或步骤（3）（调整优化变量或范围）进行迭代设计，直至满足所有要求。

本文选取罕遇地震下结构基底剪力响应比γ_SF，tar和结构加速度响应比γ_Acc，tar均达到0.35作为隔震设计目标，在建筑结构底部隔震层增设VD-OP。其中，HDRB和VD-OP的具体设计参数分别见表6和表7。

3.3　 VD-OP组合隔震系统振动控制优势

本文所选取的建筑结构的场地特征周期为T_s=0.45 s，所选取的7条地震波包括2条人工波和5条天然波，其加速度反应谱如图12所示。本研究中仅考虑罕遇地震工况，以验证VD-OP的过载防护功能与振动控制效果，X向和Y向地震动输入峰值加速度为5.1 m/s²。

通过非线性时程分析，对非隔震原结构、基于VD-OP隔震结构和铅芯支座（LRB）隔震结构在罕遇地震作用下的动力响应，并对层间位移、加速度和基底剪力进行对比分析。图13—图15的对比分析表明，VD-OP隔震结构通过过载防护阻尼器有效限制隔震层传递力，与LRB隔震结构相比，对层间位移角的控制效果相近，但是在楼层绝对加速度和基底剪力方面展现出相对更优的控制效果。研究表明VD-OP组合隔震系统可更加有效地降低结构加速度响应，有效提升使用舒适度并保护结构内部精密设备。上述振动控制优势凸显了VD-OP组合隔震技术在高舒适度要求建筑中的应用潜力，包括地震活跃地区的医院、数据中心和高档住宅等建筑类型。

此外，对隔震层的隔震支座及VD-OP的性能进行对比分析。图16（a）给出了VD-OP组合隔震系统中HDRB和LRB隔震结构的滞回曲线。可以看出，由于引入了VD-OP装置，HDRB的变形得到了有效的控制，并未出现支座刚度硬化现象，从而避免了在罕遇地震下隔震效果的削弱。此外，通过对比LRB和HDRB的滞回曲线，可以观察到HDRB的变形明显小于LRB，这表明VD-OP不仅能够在罕遇地震下保持良好的隔震性能，还能有效限制隔震层的变形，进而提升结构和隔震层的安全性。

图16（b）给出了VD-OP的滞回曲线，可以观察到，VD-OP表现出良好的工作性能，其滞回环饱满且形态完整，表明该装置具有稳定的耗能能力，同时最大阻尼力被有效控制在限定范围内。这一特性对于保证隔震结构在强震作用下的安全性具有重要意义。

4 结 论

本文提出了一种基于VD-OP的组合隔震系统，旨在提升复杂建筑结构在多水准地震激励下的上部结构加速度响应控制效果和隔震层变形控制效果。主要结论如下：

（1） 所提出的组合隔震系统集成了具有创新性的限力机制的VD-OP装置，有效控制了结构加速度并显著提升了隔震性能。试验验证了该力限制机制的可靠性与功能性。

（2） 通过参数化分析，确定过载防护阈值力比ρ是影响VD-OP组合隔震系统性能的关键参数。研究结果表明ρ=0.4~0.6时能确保上部结构变形和基底剪力两项隔震指标达到最优。

（3） 该系统在罕遇地震强度下表现出良好的隔震性能，同时HDRB隔震结构的变形得到有效控制。此外，VD-OP耗能能力稳定，并且最大阻尼力得到有效控制，保护阻尼器的本体构造、相关连接件、预埋件、焊缝以及相邻子结构等不受破坏，避免过大的隔震层传力，增强了组合隔震方案的鲁棒性与适用性，为建筑结构提供了更好的抗震韧性。

参考文献

[1] YU C C，WHITTAKER A S，KOSBAB B D，et al.Earthquake‐induced impact of base‐isolated buildings：Theory，numerical modeling，and design solutions［J］.Earthquake Engineering & Structural Dynamics，2023，52（5）：1445-1462.

[2] 张永强.隔震支座布置对地铁上盖多塔楼隔震结构的抗震性能影响分析［J］.结构工程师，2024，40（2）：91-100.

[3] ZHANG Yongqiang.Analysis of impact of arrangement of isolation bearing on seismic behavior of isolated multi-tower structurea with large base on subway［J］.Structural Engineers，2024，40（2）：91-100.（in Chinese）.

[4] 朱玉华，吕西林.组合基础隔震系统地震反应分析［J］.土木工程学报，2004（4）：76-81.

[5] ZHU Yuhua，LÜ Xilin.Analysis of the seismic response of the combined isolating system［J］.China Civil Engineering Journal，2004（4）：76-81.（in Chinese）

[6] 吕西林，朱玉华，施卫星，组合基础隔震房屋模型振动台试验研究［J］.土木工程学报，2001（2）：43-49.

[7] LÜ Xilin， ZHU Yuhua，SHI Weixing，et al.Shaking table test on building models with combined isolation system［J］.China Civil Engineering Journal，2001（2）：43-49.（in Chinese）

[8] FEIZOLAHBEIGI A，LOURENÇO P B，GOLABCHI M，et al.Discussion of the role of geometry，proportion and construction techniques in the seismic behavior of 16th to 18th century bulbous discontinuous double shell domes in central Iran［J］.Journal of Building Engineering，2021，33：101575.

[9] 杨参天，王心宇，李爱群，多塔大底盘层间隔震与基础隔震高层建筑抗震韧性对比［J］.工程力学，2023，40：1-10.

[10] YANG Cantian，WANG Xinyu，LI Aiqun，et al.Seismic resilience comparison between tall building with isolated inter-storey multi-tower base and one with an isolated large chassis［J］.Engineering Mechanics，2016（S1）：227-233.（in Chinese）

[11] 李歆，赵斌，徐奇，帕德玛大桥摩擦摆隔震支座型式试验及性能分析［J］.结构工程师，2023，39（1）：107-115.

[12] LI Xin，ZHAO Bin，XU Qi，et al.Type test and performance analysis of friction pendulum isolated bearing for Padama Bridge［J］.Structural Engineers，2023，39（1）：107-115.（in Chinese）

[13] NANCLARES G，AMBROSINI D，CURADELLI O.Partially restrained seismic isolation system to retrofit a continuous girder RC bridge［J］.Structure and Infrastructure Engineering，2025，21（3）：436-458.

[14] 吴小宾，彭志桢，秦攀，组合隔震技术在高烈度区复杂高层结构中的应用研究［J］.建筑结构学报，2022，43（8）：56-64.

[15] WU Xiaobin，PENG Zhizhen，QIN Pan，et al.Application research of combined isolation technology in complex high-rise building in high seismic intensity region［J］.Journal of Building Structures，2022，43（8）：56-64.（in Chinese）

[16] 王栋，周颖，吕西林.组合基础隔震结构设计及近断层地震反应分析［J］.建筑结构，2016，46（11）：66-71.

[17] WANG Dong，ZHOU Ying，LÜ Xilin.Design of structure with combined base-isolation system and response analysis of near-fault earthquake［J］.Building Structure，2016，46（11）：66-71.（in Chinese）

[18] DE DOMENICO D，GIUSEPPE R.Earthquake-resilient design of base isolated buildings with TMD at basement：Application to a case study［J］.Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2018，113：503-521.

[19] 周佩，王玉山，周力强，黏滞阻尼器耗能减震结构的地震易损性分析［J］.石河子大学学报（自然科学版），2022，40（5）：598-603.

[20] ZHOU Pei，WANG Yushan，ZHOU Liqiang，et al.Analysis of seismic vulnerability of viscous dampers with energy dissipation［J］.Journal of Shihezi University （Natural Science），2022，40（5）：598-603.（in Chinese）

[21] AHMAD N，SHAKEEL H，MASOUDI M.Design and development of low-cost HDRBs seismic isolation of structures［J］.Bulletin of Earthquake Engineering，2020，18（3）：1107-1138.

[22] DERINGL A H，GÜNEYISI，ESRA Mete.Effect of Using High Damping Rubber Bearings for Seismic Isolation of the Buildings［J］.International Journal of Steel Structures，2021，21（5）：1698-1722.

[23] 韩凤萍，王维，邓建国，地震动特性对HDRB基础隔震剪力墙结构地震易损性的影响［J］.工程抗震与加固改造，2019，41（3）：36-42.

[24] HAN Fengping，WANG Wei，DENG Jianguo，et al.Influence of ground motion property on seismic fragility of HDRB base-isolated RC shear wall structure［J］.Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting，2019，41（3）：36-42.（in Chinese）

基金资助

科技部国家重点实验室基础研究资助项目(SLDRCE19-A-10)