半周負剛度摩擦阻尼裝置振動臺試驗研究

摘要

對具有負剛度特征的半周負剛度摩擦阻尼裝置進行了振動臺試驗，以某四層鋼結(jié)構(gòu)框架為減震研究對象，分別在鋼結(jié)構(gòu)框架的一層和二層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，研究了在不同地震動工況下結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。結(jié)果表明，半周負剛度摩擦阻尼裝置可實現(xiàn)結(jié)構(gòu)的位移與加速度響應(yīng)雙重控制，安裝在結(jié)構(gòu)變形較大位置會獲得更好的振動控制效果。

關(guān)鍵詞

減震; 負剛度; 半周; 摩擦阻尼; 振動臺試驗

引 言

在消能減震技術(shù)領(lǐng)域，以使用提高結(jié)構(gòu)阻尼和剛度的減震裝置為主，而剛度的提高會增大結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)，引起結(jié)構(gòu)內(nèi)力的增大，這不利于結(jié)構(gòu)的抗震。研究表明，負剛度阻尼減震裝置通過降低結(jié)構(gòu)剛度以減少結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)，并通過附加阻尼減少因剛度下降引起結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)增大的問題［1?2］，可以實現(xiàn)對結(jié)構(gòu)加速度與位移響應(yīng)的雙重控制。

Iemura等［3?4］、Pradono等［5］把負剛度減震技術(shù)從機械領(lǐng)域引入到結(jié)構(gòu)振動控制中，基于磁流變半主動控制技術(shù)開發(fā)了具有負剛度特征的阻尼裝置，有效減少了結(jié)構(gòu)的剪力、位移與加速度響應(yīng)。Kenneth等［6］研發(fā)了可變負剛度裝置，通過負剛度減少結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度，使結(jié)構(gòu)弱化，實現(xiàn)結(jié)構(gòu)抗震性能的提高，并研究了附加阻尼的變化對可變負剛度裝置減震系統(tǒng)的影響。Li等［7?8］、Zhou等［9?10］提出了并聯(lián)傳統(tǒng)耗能構(gòu)件和預(yù)壓負剛度彈簧的負剛度裝置設(shè)計方案，研發(fā)了負剛度黏滯阻尼裝置和具有自復(fù)位功能的負剛度阻尼裝置，為負剛度裝置的研發(fā)提供了設(shè)計思路。Azizi 等［11］、Nagarajaiah等［12］、Sun等［13?14］、Pasala等［15］做了大量的負剛度減震研究，構(gòu)建了帶有非穩(wěn)態(tài)阻尼的多自由度系統(tǒng)動力學(xué)方程，對負剛度和阻尼進行了參數(shù)化研究，得出通過組合負剛度和阻尼可以實現(xiàn)降低結(jié)構(gòu)峰值恢復(fù)力的同時控制結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)，減少結(jié)構(gòu)變形的循環(huán)次數(shù)，降低結(jié)構(gòu)疲勞損傷的結(jié)論。付杰等［16?17］以DSP為基礎(chǔ)開發(fā)了負剛度磁流變阻尼裝置控制系統(tǒng)，并通過分析Benchmark模型初步得到了該裝置在建筑結(jié)構(gòu)減震工程中的布局規(guī)律。彭凌云等［18］、方國威等［19］、孫天威等［20］ 、Sun等［21］研發(fā)了多種負剛度阻尼裝置，并提出了一種僅在二、四象限提供阻尼的滯回模型，研究表明該類滯回模型具有負剛度特征，研發(fā)的裝置具有構(gòu)造簡單、行程較大的優(yōu)勢。

上述研究對負剛度減震技術(shù)進行了較為全面的分析，而具有負剛度特征的半周負剛度摩擦阻尼裝置［19］的應(yīng)用尚處于起步階段，其減震效果與布置方案還需要進一步探究。本文對半周負剛度摩擦阻尼裝置進行了振動臺試驗，驗證了半周負剛度摩擦阻尼裝置的減震效果，并對布置位置進行了比較，為半周負剛度摩擦阻尼裝置的應(yīng)用提供了試驗依據(jù)。

1 半周負剛度摩擦阻尼介紹

半周負剛度摩擦阻尼是僅在第二、四象限提供摩擦阻尼的滯回模型，其演變過程如圖1所示。以摩擦阻尼模型為藍本，如圖1（a）所示，通過消除如圖1（b）所示位于第一、三象限的摩擦阻尼，可以得到一個僅在第二象限和第四象限提供摩擦阻尼的模型，其在一個循環(huán)周期內(nèi)各個時刻的剛度（例如：k1，k2，k3）均為負剛度，如圖1（c）所示。

假定結(jié)構(gòu)處于如圖2（a）所示剛度為k的彈性階段，當(dāng)如圖2（b）所示的半周負剛度摩擦阻尼附加于結(jié)構(gòu)時，可以得到如圖2（c）所示的組合系統(tǒng)阻尼模型，其等效剛度ke小于原結(jié)構(gòu)剛度k，滯回面積增加，實現(xiàn)了提高結(jié)構(gòu)耗能能力的同時降低結(jié)構(gòu)剛度的目的［19］，這有利于對結(jié)構(gòu)加速度與位移響應(yīng)的控制。

2 試驗概況

2.1 模型參數(shù)與地震模擬振動臺概況

為驗證半周負剛度阻尼裝置在地震動作用下的減震效果，設(shè)計了如圖3所示的四層鋼框架結(jié)構(gòu)模型，進行半周負剛度摩擦阻尼減震方案振動臺試驗。框架層高均為1000 mm，總高度為4000 mm，樓面尺寸為1000 mm×1000 mm×10 mm，梁、柱均采用如圖4所示的截面尺寸為長30 mm、寬20 mm、厚2 mm的方鋼管制作，梁、柱、板均選用Q235鋼材加工。

試驗所采用的地震模擬振動臺位于北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點實驗室，該振動臺系統(tǒng)主要的性能與技術(shù)參數(shù)如表1所示。

2.2 半周負剛度摩擦阻尼裝置設(shè)計及性能測試

擬通過半周負剛度摩擦阻尼裝置對四層鋼結(jié)構(gòu)框架附加約15%的阻尼，采用文獻［22］的方法對附加阻尼進行測算：以簡諧地面運動激勵結(jié)構(gòu)，激勵周期為結(jié)構(gòu)的第一振型周期，調(diào)整激勵幅度，使結(jié)構(gòu)振動幅度與中震變形幅值接近，按此方法計算，得出當(dāng)半周負剛度摩擦阻尼裝置最大阻尼力為1200 N時，對結(jié)構(gòu)附加的阻尼比為15.63%。為實現(xiàn)具有上述力學(xué)性能的半周負剛度摩擦阻尼裝置，設(shè)計了如圖5所示的裝置。該裝置主要由單向摩擦阻尼系統(tǒng)、交替?zhèn)鲃酉到y(tǒng)協(xié)同配合組成，與文獻［19］的設(shè)計構(gòu)造相比具有雙面疊層放大機制，并且傳動的齒輪、齒條更為穩(wěn)定高效，提高了裝置力學(xué)性能的穩(wěn)定性，其構(gòu)造形式如圖5紅色虛線標注的局部放大圖所示。

單向摩擦阻尼系統(tǒng)如圖6所示。單向軸承外圈嵌套摩擦環(huán)，摩擦環(huán)兩側(cè)受到摩擦片擠壓，由于單向軸承具有沿一個方向內(nèi)外圈可自由轉(zhuǎn)動，沿另一個方向內(nèi)外圈鎖死的特性，所以當(dāng)內(nèi)外圈鎖死單向軸承帶動摩擦環(huán)轉(zhuǎn)動時，可產(chǎn)生摩擦阻尼，當(dāng)內(nèi)外圈自由轉(zhuǎn)動時單向軸承不帶動摩擦環(huán)轉(zhuǎn)動，不產(chǎn)生摩擦阻尼，從而實現(xiàn)了單向摩擦阻尼系統(tǒng)的設(shè)計。

現(xiàn)假定被摩擦片擠壓的是半徑為r的微圓環(huán)，微圓環(huán)的厚度為dr，e為摩擦環(huán)被擠壓面占整個摩擦環(huán)的弧度比，可以得到被摩擦片擠壓的微圓環(huán)的面積dA為：

那么在該微圓環(huán)產(chǎn)生的摩擦力矩dTf為：

式中 P為摩擦環(huán)受到的壓強。

則摩擦片擠壓摩擦環(huán)產(chǎn)生的摩擦力矩Tf的表達式如下：

式中 z為摩擦環(huán)被擠壓面數(shù)，雙面擠壓z=2；μ為摩擦環(huán)與摩擦片間的摩擦系數(shù)；R1為摩擦環(huán)外徑；R2為摩擦環(huán)內(nèi)徑。

由力矩T=FL，其中L為力臂，將式（3）代入，則半周負剛度摩擦阻尼裝置產(chǎn)生的最大摩擦阻尼力為：

式中 rm為齒輪的分度圓。

交替?zhèn)鲃酉到y(tǒng)如圖7所示。半周負剛度摩擦阻尼裝置兩端設(shè)置有連接裝置，用于與結(jié)構(gòu)連接，傳動桿與右端的連接裝置相連，并穿過阻尼裝置兩側(cè)的直線軸承，以保證半周負剛度摩擦阻尼裝置的穩(wěn)定運行，中部有固定齒條，可使傳動桿帶動齒條產(chǎn)生位移。齒條兩端放置有與其相切的齒輪，當(dāng)半周負剛度摩擦阻尼裝置進行加載時，齒條只與一側(cè)齒輪嚙合；當(dāng)反向加載時，齒條脫離一側(cè)齒輪的同時與另一側(cè)齒輪嚙合，實現(xiàn)了阻尼裝置的交替?zhèn)鲃印?/p>

交替?zhèn)鲃酉到y(tǒng)通過齒輪內(nèi)部的連接軸與單向摩擦阻尼系統(tǒng)進行傳動連接。如圖7所示，當(dāng)單向軸承內(nèi)外圈沿紅色方向自由轉(zhuǎn)動，藍色方向內(nèi)外圈鎖死布置時，在有外接激勵作用下，即可實現(xiàn)如圖8所示的滯回模型，其工作過程如下：

（1）正向加載：齒條與一側(cè)齒輪嚙合產(chǎn)生轉(zhuǎn)動，齒輪通過連接軸帶動單向軸承轉(zhuǎn)動，由于單向軸承內(nèi)外圈自由轉(zhuǎn)動，所以摩擦環(huán)外圈不產(chǎn)生轉(zhuǎn)動，不與摩擦片產(chǎn)生摩擦阻尼。

（2）正向卸載：單向軸承反向旋轉(zhuǎn)，內(nèi)外圈鎖死，帶動摩擦環(huán)外圈與摩擦片旋轉(zhuǎn)，產(chǎn)生摩擦阻尼。

（3）反向加載：齒條與齒輪脫離的同時與另一側(cè)齒輪進行嚙合，由于單向軸承內(nèi)外圈自由轉(zhuǎn)動，摩擦環(huán)不產(chǎn)生摩擦阻尼。

（4）反向卸載：單向軸承由于內(nèi)外圈鎖死帶動摩擦環(huán)轉(zhuǎn)動，產(chǎn)生摩擦阻尼。

選用Q345b鋼材加工了如圖5所示的半周負剛度摩擦阻尼裝置，其阻尼裝置最大設(shè)計行程為80 mm，齒輪規(guī)格為2模24齒，壓板與副板一側(cè)均固定有摩擦片，采用4個強度為12.9級的高強螺栓對壓板與副板進行加壓，使摩擦片擠壓摩擦環(huán)兩側(cè)產(chǎn)生預(yù)緊力，試驗照片如圖9所示。采用頻率為0.05 Hz，加載幅值為30 mm的正弦波進行5次循環(huán)加載，測得的試驗結(jié)果如圖10所示。

性能測試結(jié)果表明，通過合理布置單向軸承與齒輪、齒條，實現(xiàn)了對加載階段摩擦阻尼力的有效屏蔽，使摩擦阻尼僅在卸載階段產(chǎn)生，該裝置滯回形狀符合預(yù)期設(shè)計，可以獲得穩(wěn)定的半周負剛度摩擦阻尼，試驗測得的最大阻尼力為1246 N，與預(yù)設(shè)阻尼力相差3.83%，該阻尼裝置可以用于本次振動臺試驗。

2.3 試驗工況

為探究半周負剛度阻尼裝置的減震效果以及布置位置對減震效果的影響，分別在試驗?zāi)Ｐ鸵粚雍投又L邊方向兩側(cè)斜撐布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，布置方案如圖11所示。選取4條卓越周期與結(jié)構(gòu)自振周期接近的地震動記錄，地震動加速度時程曲線和頻譜分別如圖12所示。沿柱長邊方向分別施加PGA=0.2g和0.25g的地震動，具體加載方案如表2所示。為體現(xiàn)半周負剛度摩擦阻尼裝置的減震特點，采用SAP2000軟件創(chuàng)建了如圖13所示的與試驗4層鋼框架結(jié)構(gòu)模型參數(shù)相同的有限元模型，分別在結(jié)構(gòu)一層和二層采用Wen塑性單元模擬布置了最大阻尼力為623 N的摩擦阻尼裝置（確保在位移幅值相同的一個循環(huán)周期內(nèi)，摩擦阻尼裝置與半周摩擦阻尼裝置消耗能量相同），進行彈性時程分析，模擬工況與試驗工況保持一致。

2.4 傳感器測點布置

四層鋼框架模型的加速度傳感器和位移傳感器布置位置如圖14所示。其中A為加速度傳感器，如圖15所示；U為位移傳感器，如圖16所示。半周負剛度摩擦阻尼裝置放置力傳感器與位移傳感器，如圖17所示，用于檢測在不同地震動作用下阻尼裝置的力學(xué)性能。

3 振動臺試驗結(jié)果

3.1 層間位移角減震效果分析

圖18為振動臺試驗各工況下結(jié)構(gòu)各層層間位移角對比，可知：

（1）當(dāng)PGA=0.2g時，在結(jié)構(gòu)一層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，與原結(jié)構(gòu)相比結(jié)構(gòu)一層的層間位移角得到了有效控制，4條地震動Northridge，Hector，Kobe，F(xiàn)riuli在減震層（一層）的減震率分別為66.47%，75.12%，41.25%，74.82%；在非減震層的二、三、四層結(jié)構(gòu)變形的控制效果呈現(xiàn)距離減震層越遠，減震效果下降的趨勢，四層的減震效果均為最差，其中地震動Northridge，Hector，F(xiàn)riuli在四層的減震率分別為44.29%，51.09%，17.43%。由于地震動的差異性，模型的動力響應(yīng)有所不同，地震動Kobe在四層的減震率僅有2.47%。

（2）當(dāng)PGA=0.25g時，在結(jié)構(gòu)一層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，結(jié)構(gòu)各層的層間位移角與PGA=0.2g相比均呈現(xiàn)略微放大的趨勢，但是整體結(jié)構(gòu)變形依然得到了較好的控制，結(jié)構(gòu)的最大變形出現(xiàn)在第二層并隨著樓層的增高，減震效果遞減，4條地震動Northridge，Hector，Kobe，F(xiàn)riuli在減震層（一層）的減震率分別為66.29%，70.45%，41.93%和57.11%，在四層的減震率分別為21.99%，41.62%，2.85%和8.55%。

（3）當(dāng)PGA=0.2g時，在二層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置有效控制了二層的結(jié)構(gòu)變形，并且與一層布置減震裝置相比，結(jié)構(gòu)的二、三、四層變形得到了更好的控制，說明在結(jié)構(gòu)變形較大位置安裝半周負剛度摩擦阻尼裝置要優(yōu)于安裝在其他位置。同樣呈現(xiàn)了距離減震層越遠，減震效果遞減的趨勢，4條地震動Northridge，Hector，Kobe，F(xiàn)riuli在減震層（二層）的減震效果分別為84.61%，89.88%，60.01%和84.05%，在四層的減震率分別為60.00%，55.67%，22.29%和22.49%，與減震裝置布置在一層相比明顯改善了結(jié)構(gòu)頂層的控制效果。在地震動Friuli下，結(jié)構(gòu)一層的減震效果與一層布置減置裝置相比下降較多，但是依然具有37.52%的減震率。

（4）當(dāng)PGA=0.25g時，在二層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，結(jié)構(gòu)各層的層間位移角與PGA=0.2g相比呈現(xiàn)略微放大的趨勢，同樣呈現(xiàn)出距離減震層越遠，減震效果遞減的趨勢，4條地震動Northridge，Hector，Kobe，F(xiàn)riuli在減震層（二層）的減震率分別為83.23%，83.64%，52.88%和70.82%，在四層的減震率分別為55.17%，54.45%，3.68%和20.47%，與PGA=0.2g相比略有下降。

（5）半周負剛度摩擦阻尼裝置振動臺試驗結(jié)果與模擬摩擦阻尼裝置方案相比對結(jié)構(gòu)的變形控制效果趨勢相似。在地震動Northridge，Hector下，在二層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置取得了更好的控制效果。

3.2 層間位移減震效果分析

圖19包含了在一層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，當(dāng)PGA=0.2g和0.25g時，減震層（一層）的層間位移減震效果對比?？梢钥吹?條地震動記錄下結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)均得到了有效控制，通過摩擦阻尼有效控制了等效剛度降低引起減震層位移放大的問題，當(dāng)PGA=0.2g時和與原結(jié)構(gòu)相比，在地震動Northridge，Hector和Kobe和Friuli下，減震層（一層）的均方根減震率分別為87.22%，85.28%，76.86%和93.08%；當(dāng)PGA=0.25g時，與原結(jié)構(gòu)相比，在地震動Northridge，Hector，Kobe和Friuli下，減震層（一層）的均方根減震率分別為80.46%，80.53%，72.42%和81.69%，呈現(xiàn)出隨著地震動加速度峰值的增大，半周負剛度摩擦阻尼的減震效果下降的趨勢。

圖20包含了在二層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，當(dāng)PGA=0.2g和0.25g時，減震層（二層）的層間位移減震效果對比分析，減震層（二層）并未出現(xiàn)因等效剛度的降低引起結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)放大的問題。當(dāng)PGA=0.2g時，與原結(jié)構(gòu)相比，在地震動Northridge，Hector，Kobe和Friuli下，減震層（二層）的均方根減震率分別為88.02%，90.15%，84.60%和92.05%；當(dāng)PGA=0.25g時，與原結(jié)構(gòu)相比，在地震動Northridge，Hector，Kobe和Friuli下，減震層（二層）的均方根減震率分別為85.41%，78.61%，79.48%和88.89%，隨著地震動加速度峰值的增大，半周負剛度摩擦阻尼的減震效果同樣呈現(xiàn)下降趨勢。

與模擬摩擦阻尼裝置結(jié)果相比，半周負剛度摩擦阻尼裝置在減震層對結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)控制效果基本相同。在各個工況下均出現(xiàn)了部分時刻位移響應(yīng)更小的現(xiàn)象，并且在二層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置時該現(xiàn)象更顯著。

各層的位移響應(yīng)峰值及其減震率（與無控結(jié)構(gòu)相比）如表3所示。在未布置減震裝置的樓層，其層間位移也取得了很好的控制效果，并且在4組地震動下，減震效果隨著距離減震層（一層/二層）越遠，均呈現(xiàn)遞減的趨勢。與模擬摩擦阻尼裝置相比，半周負剛度摩擦阻尼對結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)控制效果基本相同，并且未出現(xiàn)在地震動Kobe作用下結(jié)構(gòu)三層和四層位移響應(yīng)放大的現(xiàn)象。

3.3 加速度減震效果分析

圖21為振動臺試驗各工況下結(jié)構(gòu)頂點加速度響應(yīng)對比，可知：

（1）當(dāng)半周負剛度摩擦阻尼裝置布置于結(jié)構(gòu)一層位置且PGA=0.2g時，半周負剛度摩擦阻尼裝置有效控制了結(jié)構(gòu)的頂點加速度響應(yīng)，在地震動Northridge，Hector，Kobe和Friuli下的加速度峰值減震率分別為66.48%，71.56%，19.50%和10.76%。

（2）當(dāng)半周負剛度摩擦阻尼裝置布置于結(jié)構(gòu)一層位置且PGA=0.25g時，在地震動Northridge，Hector，Kobe和Friuli下的頂點加速度峰值減震率分別為55.56%，47.38%，10.52%和4.39%，與PGA=0.2g時相比出現(xiàn)了一定程度的下降。

（3）當(dāng)PGA=0.2g時，在二層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，與一層布置相比對結(jié)構(gòu)的頂點加速度響應(yīng)取得了更好的控制效果，在地震動Northridge，Hector，Kobe和Friuli下的的加速度峰值減震率分別為73.37%，76.44%，12.01%和18.77%。表明半周負剛度阻尼裝置的布置位置對加速度的減震效果有一定的影響。

（4）當(dāng)PGA=0.25g時，在二層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，在地震動Northridge，Hector，Kobe和Friuli下的頂點加速度峰值減震率分別為66.24%，76.39%，11.73%和15.30%，與PGA=0.2g時相比減震效果略有下降。

（5）與模擬摩擦阻尼裝置方案相比，當(dāng)布置半周負剛度摩擦阻尼裝置時，結(jié)構(gòu)頂點未出現(xiàn)在地震動Kobe或Friuli作用下加速度響應(yīng)放大現(xiàn)象；在地震動Northridge或Hector作用下，雖然模擬摩擦阻尼裝置對結(jié)構(gòu)的頂點加速度響應(yīng)具有控制效果，但整體控制水平低于半周負剛度摩擦阻尼裝置方案。

各層的加速度響應(yīng)峰值及其減震率（與無控結(jié)構(gòu)相比）如表4所示。在一層進行減震布置，PGA=0.2g時，地震動Northridge，Hector，Kobe和Friuli下的減震層（一層）的減震率分別為2.87%，10.65%，9.27%和12.43%，初步分析原因為裝置工作時會產(chǎn)生剛度突變，造成高階振型參與，導(dǎo)致加速度控制效果下降。在二層布置減震裝置，當(dāng)PGA=0.2g時，在地震動Northridge，Hector，Kobe和Friuli下，減震層（二層）的加速度峰值減震率分別達到了50.08%，45.91%，11.57%和14.63%，與一層布置半周裝置相比沒有放大減震層的加速度響應(yīng)。各工況未出現(xiàn)與模擬摩擦阻尼裝置方案相比較為明顯的加速度響應(yīng)放大現(xiàn)象。

3.4 半周負剛度摩擦阻尼裝置滯回曲線

圖22為PGA=0.2g和0.25g時，4條地震動作用下半周負剛度摩擦阻尼裝置產(chǎn)生的滯回曲線。由于力傳感器安裝在阻尼裝置端部，造成阻尼裝置存在活動間隙，當(dāng)進行振動臺試驗時，阻尼裝置出現(xiàn)了一定程度的晃動，使數(shù)據(jù)采集結(jié)果不穩(wěn)定，但測得的最大阻尼力與設(shè)計值基本吻合。振動臺試驗時，觀察到相比于一層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，在二層布置該裝置可以更早地進入工作階段，因此對地震動輸入到結(jié)構(gòu)的能量可以更早地進行耗散，這有利于減少結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。

4 結(jié) 論

通過振動臺試驗方法，分別在某四層鋼結(jié)構(gòu)框架模型的一層和二層布置半周負剛度摩擦阻尼裝置，得到了以下結(jié)論：

（1） 通過合理設(shè)計半周負剛度摩擦阻尼裝置的參數(shù)與布置位置，可以實現(xiàn)結(jié)構(gòu)的位移與加速度響應(yīng)雙重控制，有效提高了結(jié)構(gòu)的抗震性能。

（2） 半周負剛度摩擦阻尼裝置宜布置于結(jié)構(gòu)變形較大位置，這有利于裝置更早地參與結(jié)構(gòu)能量的耗散，獲得更為優(yōu)異的減震效果。

（3）未布置有半周負剛度阻尼裝置的樓層也獲得了較為理想的減震效果，呈現(xiàn)出距離布置位置越遠，減震效果遞減的趨勢。

（4）振動臺試驗結(jié)果與模擬摩擦阻尼裝置結(jié)果相比，在對結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)控制效果相近的情況下，對結(jié)構(gòu)整體的加速度響應(yīng)控制效果具有明顯優(yōu)勢。

參考文獻

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