新型組合隔震支座設計與性能研究

韓汶利 高向宇 吳凡 田杰 王作杰

摘要：在已有研究基礎上，為提高摩擦型組合隔震支座變形能力、改進各摩擦組件位移協調性，建立實體化和參數化計算模型，對新型三段兩級摩擦組合隔震支座進行構造及內力分析研究，使用ABAQUS軟件對摩擦阻尼器和組合隔震支座進行實體有限元模擬。針對設置常規隔震支座和新型組合隔震支座的某隔震結構案例進行建模及非線性時程地震響應分析，推導組合隔震支座出力和構造參數的關系。研究結果表明，文章所采用的摩擦阻尼器參數化建模方法是準確的，新型組合支座可明顯降低支座拉應力，減小隔震層位移，提高結構抗傾覆能力。文章提出的針對摩擦阻尼器的簡化單元可大幅提高有限元模型的計算效率。

關鍵詞：摩擦阻尼器; 組合支座; 有限元分析; 隔震層

中圖分類號： TU352.1????? 文獻標志碼：A?? 文章編號： 1000-0844（2024）01-0146-10

DOI：10.20000/j.1000-0844.20221030002

Design and performance study of a novel isolation bearing

Abstract：?To improve the deformation capacity of composite rubber bearings with a friction damper and the displacement coordination of friction components， solid and parametric computational models were established based on existing studies. The structure and internal force analysis of the novel composed isolation bearing were studied， and a solid finite element simulation of the friction damper and composed isolation bearing was performed using ABAQUS software. Based on the modeling and nonlinear time-history seismic response analysis of an isolated structure with conventional isolation bearing and the proposed combined isolation bearing， the relationship between the output and structural parameters of the composite bearing was deduced. The research results show that the parametric modeling method of the friction damper adopted in this study is accurate， and the novel composite bearing obviously reduces the tensile stress of the bearing and displacement of the isolation layer， improving the overturning resistance of the structure. The proposed simplified element for the friction damper can greatly improve the calculation efficiency of the finite element model.

Keywords：friction damper; composite bearing; finite element analysis; isolation layer

0 引言

自從日本學者河合浩藏于1881年提出基礎隔震觀點以來［1］，各國研究者在隔震技術上不斷取得研究進展，隔震技術應用日益廣泛，并在國內外多次地震中均有不錯的表現。其中，疊層橡膠支座和鉛芯橡膠支座的使用率最高［2］。

然而，同性能化設防需求相比，現有常規橡膠隔震支座還存在一定不足，例如：鉛芯橡膠支座附加等效阻尼比隨位移變大逐漸變?。?］，在大位移下難以提供較大的等效阻尼比，不利于結構抗震防護;橡膠支座采用薄鋼板和橡膠疊合硫化而成，抗拉能力低，抗傾覆能力不足。因此，研發大位移情況下等效阻尼比不隨位移變大而是明顯變小的隔震裝置具有重要意義。

為解決上述問題，國內外學者不斷研究改進隔震支座，并取得了一些進展。2000年，Wilde等［4］將形狀記憶合金與橡膠支座組合，研究表明該支座不僅耗能能力提升，且水平恢復力與水平剛度均有一定程度的增加。2001年，趙世峰等［5］將軟鋼棒放置于橡膠隔震支座內部組合，發現該組合在高烈度罕遇地震作用下具有優秀的耗能能力，但在烈度較小的地震下作用不大。2003年，Seitaro等［6］設計出一種由鉛芯橡膠支座與金屬波紋管串聯使用的三維隔震裝置，增加了隔震支座的抗傾覆能力。Junji等［7］將橡膠隔震支座與滾動密封式空氣彈簧串聯，使支座增加了抵抗豎向地震的能力。2004年，熊世樹等［8］將鉛芯橡膠支座與蝶形彈簧組合，得到一種新的組合支座，研究證明該新型組合支座性能優秀。2016年，程蓓等［9］將4個U型阻尼器置于天然橡膠支座的四個邊角，研究表明該種類型的組合支座耗能能力優于同等尺寸的鉛芯橡膠支座。2019年，田杰等［10］將多根圓筒式摩擦阻尼器并聯在橡膠隔震墊外側，結果表明該支座耗能優秀且兼具抗拉性能。2020年，王英卓等［3］將傳統橡膠支座豎向并聯金屬摩擦阻尼器，組合而成的新型隔震支座增加了支座在較大變形下的等效阻尼比。2021年，Sheikhi等［11］研究了裝有U型阻尼器的天然橡膠支座系統的性能，并準確模擬了阻尼器的力學行為。然而，現有的組合隔震裝置還存在進一步改進空間：一是某些阻尼器裝置構造相對復雜且占用較大空間;二是阻尼器與隔震支座協同工作有效性有待加強;三是組合隔震裝置最大側移能力尚存不足。

本文在文獻［10］基礎上，對摩擦阻尼器進行了改進，增加二級抱箍式摩擦阻尼器，在材料上使用摩擦片，摩擦阻尼器使用萬向鉸與隔震支座連接，使阻尼器和組合支座具有更大的變形能力;對摩擦阻尼器出力和構造參數的關系進行推導，在構造可行性方面對摩擦阻尼器進行實體有限元分析，驗證設計思路的可行性和技術參數的合理性;結合工程算例，建立12層框架隔震結構有限元模型，對設置這種摩擦組合支座隔震方案與常規隔震方案進行對比研究。

1 組合支座設計

1.1 組合支座構造

本文提出的摩擦阻尼器如圖1所示，可與鉛芯橡膠支座或疊層橡膠支座通過萬向鉸連接，組成組合隔震支座，如圖2所示。組合支座的核心部件為摩擦阻尼器，由于支座高度有限，要實現大位移就要求摩擦阻尼器具備很強的可變形能力。本文提出的三段兩級筒形金屬摩擦阻尼器，使用摩擦片與金屬摩擦產生摩擦力，既可增加位移又可提高耐磨性和摩擦出力穩定性。本次設計阻尼器外部尺寸長度為250 mm，直徑40 mm，極限行程為500 mm。摩擦阻尼器兩端分別與隔震支座上下底板相連，當第一級阻尼器到達極限位移時第二級阻尼器啟動，在較小尺寸下具有較大的變形能力，可以實現地震作用下摩擦阻尼器與隔震支座共同工作的目的。

1.2 摩擦阻尼器工作機理

由摩擦阻尼器構造圖可看出，阻尼器出力方式分兩種，分別為第一級的外摩擦和第二級的內摩擦，兩者均由螺栓提供可調節預緊力。

第一級摩擦阻尼器工作原理為內筒帶動的摩擦片與中筒內壁摩擦產生摩擦力。螺栓提供預緊力，向內擠壓楔塊，楔塊向外推擠楔環，使楔環外側的摩擦片與中筒內壁產生擠壓摩擦。

螺栓預壓應力與預緊力矩的關系為：

Tl=k·P0·d0 （1）

式中：Tl為擰緊扭矩;k為擰緊力系數;P0為螺栓預緊力，由螺栓材料屈服極限以及設計需求確定;d0為螺栓直徑。

第一級摩擦阻尼器由楔塊和楔環組成（圖1），根據楔塊力學平衡條件，可求出壓應力、斜面應力與預緊力的關系。

楔塊傳力：

設τα=μlσα，方向如圖3所示。其中μl為楔塊與楔環間摩擦系數，τα楔塊外表面切應力，σα為楔塊外表面壓應力。假設τα、σα在楔塊表面均勻分布，由平衡條件可知，

式中：r′、r分別為楔塊上下底面半徑；ln為楔塊長度；α為楔塊側面傾角。

由τα=μlσα，得：

楔環傳力：

根據楔環部分的力學平衡條件可得（圖4）：

即：

式中：σ為楔環外表面壓應力;τ為摩擦片外表面切應力;μ2為摩擦片與中筒間摩擦系數;lc為摩擦片長度;r″為中筒內徑。

第一級摩擦阻尼器所提供的摩擦力大小Fl為：

第二級摩擦阻尼器工作原理為固定環擠壓摩擦片與中筒外壁摩擦。螺栓提供預緊力，向中間擠壓固定環，固定環向內擠壓摩擦片，使摩擦片與中筒外壁之間產生壓應力（圖5）。

根據固定環的力學平衡條件，可得：

即：

式中：P0為螺栓預緊力;n為固定環螺栓個數;單側σr為摩擦片內表面壓應力;τr為摩擦片外表面切應力;lc2為摩擦片長度;r為中筒外徑。

第二段摩擦阻尼器所提供的摩擦力F2大小為：

F2=2πrlc2τr=2πμnP0 （12）

由此，可依據實際需求控制摩擦阻尼器輸出力的大小。

阻尼器與隔震支座工作時，隔震層上下底面產生相對位移，阻尼器被拉長產生摩擦力，阻尼器軸向與豎直方向產生夾角，此時摩擦力的水平分力對隔震層位移產生一定的約束作用。阻尼器提供的水平約束力大小為：

豎向約束力大小為：

式中：P為水平約束力;P′為豎向約束力;F為阻尼器軸向摩擦力;H為支座高度;S為隔震層位移。

可以看出，隨著隔震層位移S的增加，阻尼器提供的水平約束力P也會增大，并且增大組合支座的抗剪承載力和等效阻尼比，達到控制隔震層位移的效果。阻尼器還可以提供豎向分力和豎向振動的阻尼比，在結構中分擔部分傾覆力矩，降低隔震支座的拉應力。根據設計需要，還可在第二級阻尼器外部再加裝抱箍式阻尼器，以實現更大的變形能力。

2 組合支座力學性能有限元分析

2.1 摩擦阻尼器有限元模型

采用ABAQUS 2020有限元軟件建立金屬摩擦阻尼器的實體有限元模型，如圖6所示。摩擦阻尼器材料為Q345鋼和摩擦片，采用雙線性模型。鋼材彈性模量為205 GPa，密度為7.85 g/cm3，屈服強度為345 MPa，泊松比為0.3。摩擦片材料彈性模量為2.2 GPa，密度為2.5 g/cm3，屈服強度為300 MPa，泊松比為0.25。預緊螺栓采用高強螺栓，彈性模量為205 GPa，密度為7.85 g/cm3，屈服強度為800 MPa，泊松比為0.3。鋼材和摩擦片均采用C3D8R單元進行模擬。

阻尼器中的摩擦片采用汽車剎車片材料，與金屬的摩擦系數可達到0.25～0.5。在ABAQUS 2020相互作用模塊中設置各部件間的接觸關系，采用硬接觸，摩擦系數μ取0.25。在荷載模塊中施加螺栓預緊力，使各部件達到摩擦阻尼器的預定狀態;采取位移控制，施加位移荷載使摩擦阻尼器開始工作。

圖7為摩擦阻尼器在軸向位移為480 mm工況下的數值模擬結果。將摩擦阻尼器的兩處預緊螺栓按照設計值施加預緊力，看到在軸向位移工況下，摩擦阻尼器的滯回曲線為規則的矩形，作用力大小保持在30 kN左右。在滯回曲線中存在摩擦力凸起，是在第一級摩擦阻尼器滑動至第二級所在位置處產生的，即發生在兩段阻尼器交接的部分。凸起的原因是當內部阻尼器經過該位置時，恰處于外部固定環卡緊的約束部位（該部位存在預壓應力，有預緊作用），因而出現摩擦力增大的情況。這個摩擦力凸出的部分可以通過改變套筒的剛度（厚度）來調整，也可以作為第二級啟動摩擦阻尼器的啟動力，或可看作是阻尼力的耗能儲備。

可以看出，摩擦阻尼器模擬值與理論值基本吻合，表明所建模型和模擬結果印證了構造設計和結構建模分析的合理性，為有效評估阻尼器的力學參數提供了計算依據，為后續實驗做了前期驗證。

摩擦阻尼器工作過程中的應力分布如圖8所示，在阻尼器第一級和第二級預緊螺栓處出現應力集中。此處螺栓采用高強螺栓是合理的。未來的優化方案中可通過增大第一級預緊螺栓直徑、第二級采用多對預緊螺栓來降低螺栓應力。另外，其他部分應力分布均勻，大小相近，說明構造設計比較合理。

2.2 組合支座有限元模型

采用ABAQUS有限元分析軟件建立的鉛芯橡膠支座有限元分析模型如圖9所示。采用文獻［12］所述鉛芯橡膠支座實驗數據進行有限元模型驗證。鉛是一種理想的彈塑性體，抗剪強度很低，對塑性循環具有很好的耐疲勞性能。采用雙線性模型，彈性模量為17 GPa，密度為11.343 7 g/cm3，屈服強度為13.6 MPa，泊松比0.44。鋼板也采用雙線性模型，彈性模量為205 GPa，密度為7.85 g/cm3，屈服強度為345 MPa，泊松比0.3。鉛芯和鋼板都選用實體單元C3D8R模擬。橡膠屬于超彈性近似不可壓縮材料，具有較好的彈性，在外力作用下能發生大位移。此類材料具有復雜的材料非線性和幾何非線性，采用雜交單元C3D8H模擬，選用Mooney-Rivlin模型。各參數取值為：C10=0.06 MPa，C01=0.02 MPa，Dl=0.002 02。

隔震支座有限元模擬關鍵力學性能參數與實驗數據［12］對比列于表1。有限元模型模擬結果與實驗結果整體吻合良好，表明鉛芯橡膠支座數值模擬結果具有較高精度，可以有效評估隔震支座的力學性能。

在支座剪應變達到100%時，不同層鋼板、橡膠的應力分布大致相似。鉛芯橡膠支座頂層鋼板的Mises等效應力主要集中在鉛芯圓孔四周，其他部分應力分布均勻，大小相近。橡膠層整體的應力較小，鉛芯周邊的橡膠應力稍大。在支座剪應變達到400%時，鋼板、橡膠的應力在鉛芯圓孔四周及受拉的一側顯著增大。

下面進行組合支座的有限元建模分析?？紤]到有限元模型的計算效率和收斂性問題，在組合支座模型中，摩擦阻尼器采用軸向連接單元模擬代替。在ABAQUS相互作用模塊中創建連接截面，平移選項設置為軸向，設置摩擦系數μ=0.25，內部接觸力為800 kN，將連接器高度設置為300 mm，該單元力學性能驗證如圖10所示?？梢钥吹?，該單元在軸向、水平向和豎向的力學性能與摩擦阻尼器的理論分析［10］吻合，其優勢為可以隨支座高度變化自動調節摩擦阻尼器輸出力的大小，與實際情況吻合程度高。因此，可以將該連接器單元作為實體阻尼器模型的等效單元以達到簡化計算模型的目的。

將連接單元與前文中鉛芯橡膠支座有限元分析模型組合，得到組合支座有限元分析模型如圖11所示。下面討論不同參數下的計算比較。

剪切位移變化：將組合支座下底面固定，在頂面施加橡膠支座剪應變為±100%、±250%和±400%時的位移荷載，得到組合支座與傳統隔震支座的滯回曲線結果對比如圖12所示?？梢钥吹?，組合支座的滯回曲線相比傳統隔震支座的滯回曲線更加飽滿，說明組合支座的耗能能力更加優秀;隨著位移的增加，組合支座所能提供的水平力相對于鉛芯支座更大，說明隔震層位移越大，組合支座的優勢越明顯;同時，還可以看到組合支座的屈服前剛度和切片強度與鉛芯橡膠支座幾乎相同，說明組合支座對隔震支座的初始剛度和初始屈服力影響很小。

摩擦力變化：考慮摩擦阻尼器起滑力大小設置不同對組合支座性能的影響。圖12所示為鉛芯橡膠支座及摩擦阻尼器起滑力為30 kN、50 kN，對應的組合支座剪應變分別為±100%、±250%及±400%時的滯回曲線結果對比。

由圖可得以下結論：在水平位移相同時，隨著摩擦阻尼器起滑力的增加，得到的滯回曲線越來越飽滿；組合支座的等效阻尼比會有不同程度的增大，且支座的屈服前剛度和切片強度沒有明顯變化。因此在實際工程應用中，可通過調節阻尼器起滑力的大小或者組合支座中阻尼器的數量來達到目標效果。

等效黏滯阻尼比：組合支座與傳統隔震支座在不同位移時對應的等效阻尼比如表2所列，可以看到位移相同時，組合支座的等效阻尼比要大于傳統隔震支座;隨著位移的增加，傳統隔震支座與組合支座的等效阻尼比都有所下降，但是組合支座等效阻尼比下降幅度要小于傳統隔震支座;隨摩擦阻尼器起滑力的增大，組合支座的等效阻尼比有所增大;組合支座中摩擦阻尼器的起滑力越大，在位移增大時組合支座的等效阻尼比下降幅度越小。

應力狀態：組合支座在剪應變達到100%、400%時，各部分等效應力分布除了支座部分鋼板層及橡膠層應力與傳統鉛芯橡膠隔震支座大體相同外，在摩擦阻尼器與隔震支座的連接處應力較大，如圖13所示。因此在設計制作組合支座時需要對連接部分予以適當加強，以保證支座和摩擦阻尼器可以正常協同工作。

傳統隔震支座與組合支座中鋼板和橡膠層的應力幾乎是一樣的，說明在位移控制加載條件下，鉛芯橡膠支座的工作狀態并未發生明顯變化，即并聯設置摩擦阻尼器并未干擾橡膠隔震支座的工作條件。值得指出的是，達到相同側移下所施加的剪力，組合支座相對鉛芯橡膠支座有明顯增加（圖12），表明在相同的隔震層間側移條件下，隔震層的恢復力因設置摩擦阻尼器而明顯提高。

3 組合支座隔震效果分析

3.1 模型概述

算例為一12層框架結構辦公樓?？拐鹪O防烈度地震作用為8度，設計基本地震加速度0.2g，建筑場地Ⅱ類（第一組），場地特征周期Tg=0.35 s。

采用現澆混凝土框架結構體系，混凝土砌塊填充墻?？紤]建筑設計需求，首層高度4.2 m，其余各層3.6 m，主體結構總高44.8 m;柱截面尺寸：第1～3層0.65 m×0.65 m（邊長），第4～5層0.60 m×0.60 m（邊長），第6～7層0.55 m×0.55 m（邊長），第8～9層0.50 m×0.50 m（邊長），第10～12層0.45 m×0.45 m（邊長），中柱與邊柱相同;梁截面尺寸：第1～7層橫梁分別為250 m×650 m（邊跨）、250 m×450 m（中跨），第8～12層橫梁為250 m×600 m（邊跨），中跨不變。材料選?。喝苛夯炷翉姸鹊燃墳镃30，柱混凝土強度等級：第1～5層采用C40，6～8層為C35，其余為C30;受力鋼筋HRB335，構造箍筋HPB300。其結構平面布置如圖14所示。

結構自重和活荷載一般是地震設計中的主要豎向荷載。在實際結構設計中，框架梁上的填充墻和樓板自重都是按照均布荷載計算的。本文的建模計算中，樓面活荷載取2.0 kN/m2。為了對比分析常見隔震結構與組合支座的隔震結構在地震作用下的反應，設計了三種不同的支座布置方案。

布置方案一：傳統支座隔震，隔震層在結構平面外圍布置鉛芯橡膠支座，其余均為天然橡膠支座，支座直徑尺寸均為700 mm，支座參數列于表3。

布置方案二：組合支座隔震。將方案一中外圍鉛芯支座換成700 mm天然橡膠支座，并在每個外圍支座加裝4個摩擦阻尼器，摩擦力為40 kN，其余條件與布置方案一保持一致。

布置方案三：組合支座隔震。隔震層在結構外圍布置組合支座，每個外圍支座加裝4個摩擦阻尼器。摩擦力為40 kN，與直徑600 mm的鉛芯支座組合，其余均為天然橡膠支座，支座直徑尺寸均為600 mm，支座參數列于表4。

本文中建筑物場地類型為Ⅱ類（第一組），進行時程分析時，選用了適合該類場地的2條天然波和1條人工波：

（1） Tabas，Iran波，加速度峰值為835.811 cm/s2，時間間隔為0.02 s，持時為30.84 s。

（2） Imperial Valley波，加速度峰值為139.489 cm/s2，時間間隔為0.005 s，持時為39.035 s。

（3） 人工波，加速度峰值為100 cm/s2，時間間隔為0.02 s，持時為20 s。

本文所選模型的建筑物抗震設防烈度為8度。進行時程分析時，設防地震、罕遇地震所選用的地震波的地震加速度時程最大值分別調整為200 cm/s2、400 cm/s2［13］，罕遇地震水平和豎向地震雙向加載，水平X向和豎向加速度時程最大值分別為400 cm/s2、260 cm/s2。

3.2 ABAQUS 2020中模型的建立

本文提出的組合支座由摩擦阻尼器和隔震支座兩部分組成，考慮到計算機計算效率和收斂性問題，將組合支座在模型中簡化為單元分析計算。簡化方法為：利用ABAQUS 2020有限元軟件中相互作用模塊，設定連接器在各個自由度的力學性能，達到代替實體模型的目的。其中摩擦阻尼器部分與前文中的簡化設定方法一致。隔震支座在相互作用模塊創建連接截面，平移類型設置為笛卡爾，旋轉類型設置為Cardan，按照隔震支座的力學參數設置各個自由度的力學性質。該單元力學性能驗證如圖15所示，可以看到該單元的力學性能與直徑600 mm的鉛芯橡膠支座的理論值吻合良好，可以作為實體隔震支座模型的等效單元。將摩擦阻尼器單元與隔震支座單元組合使用，得到的組合支座單元滯回曲線如圖15所示，達到了初始剛度不變而耗能面積增加的預期。

為進一步驗證組合支座單元的合理性，選擇已有的組合支座壓剪試驗［10］進行對比。組合支座單元模擬值與實驗值對比見圖16，試驗曲線與模擬結果的等效阻尼比分別為0.091 9和0.099 8，結果表明該單元滯回曲線接近實驗值。實驗數據中有缺角，可能原因是組合支座中的多組摩擦阻尼器在反向加載時并不能同時啟動，而單元模擬為理想狀態。力學參數通過已有試驗結果標定良好，可將該組合單元視為組合支座的等效單元。

采用ABAQUS 2020建立該結構有限元模型（圖17）。ABAQUS模型中樓板采用殼單元模擬，框架柱采用線單元模擬，分別賦予相應的截面屬性，模型前六階模態信息列于表5。上部結構與隔震層剛度比越大，減震系數與頂層相對位移越小，隔震效果越好［14］。當上部框架結構偏剛時，隔震結構的效果往往更好，因此本文在ABAQUS建模時未考慮砌體填充墻對上部結構剛度和自振周期的影響，僅作為結構質量及荷載計入。

方案一為傳統支座隔震，方案二將結構外圍鉛芯橡膠支座換成了天然橡膠支座與阻尼器組成的組合支座，而阻尼器對支座的初始剛度影響很小，因此方案二的結構周期大于方案一;方案三采用了尺寸更小的支座，但由于外圍是鉛芯支座與阻尼器組合，剛度稍大于方案二，因此結構周期相比方案二稍小，對比方案一也有了延長。

3.3 有限元模型結果及分析

摩擦阻尼器在時程分析中提供的水平力滯回曲線如圖18所示（Imperial Valley波，罕遇地震作用下雙向加載），呈現為“8”字型，與前文中的理論分析吻合。

罕遇地震作用時各方案底部剪力、隔震層位移、支座最大拉應力，及傾覆力矩的有限元模擬結果對比分別列于表6～9。

通過表6～9可以看到在使用了組合支座的布置方案中，隔震層位移有了明顯減小，并且對底部剪力影響不大;通過加裝摩擦阻尼器，支座的拉應力有了明顯降低，滿足了規范要求（隔震層橡膠支座在罕遇地震的水平和豎向地震同時作用下，拉應力不應大于1 MPa）［15］。甚至采用直徑更小的支座可以取得比傳統大尺寸支座更好的隔震效果，驗證了組合隔震方案在減隔震效果、支座的最大拉應力、隔震層位移和傾覆力矩等方面的綜合效果。

4 結論

針對新型摩擦組合支座進行可行性研究，建立實體有限元模型，通過計算不同隔震方案對比研究，得到以下結果及建議：

（1） 新型摩擦阻尼器摩擦力大小可根據需求進行調節，三段兩級的摩擦阻尼器構造可滿足隔震支座大變形及其與隔震支座協同工作的要求。

（2） 摩擦阻尼器可搭配天然橡膠支座或鉛芯橡膠支座使用，設置摩擦阻尼器的新型組合隔震支座在降低支座拉應力、減小隔震層位移、提高結構抗傾覆能力方面的效果均比較明顯。在結構中使用新型組合支座可以達到甚至優于大尺寸傳統隔震支座的效果，可以降低隔震支座的使用成本，對推進隔震技術的性能化有重要意義。

（3） 本文提出的針對摩擦阻尼器的簡化單元將摩擦阻尼器的幾何單元、力學指標（剛度、承載力等）進行參數化建模。其相比實體建模傳力明確，并已解耦，可大幅提高計算效率。

建議在試件設計中進一步優化摩擦阻尼器內部和連接構造，例如預緊系統和連接支座構造，并針對運動機構和力學性能開展試驗研究。

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