粘滯阻尼墻模型的振動(dòng)臺(tái)實(shí)驗(yàn)方法

孫飛飛， 莫　剛

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092; 2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092)

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粘滯阻尼墻模型的振動(dòng)臺(tái)實(shí)驗(yàn)方法

孫飛飛1， 莫?jiǎng)?

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092; 2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092)

摘要：粘滯阻尼墻是一種速度相關(guān)型的阻尼器，依靠粘滯材料的剪切變形來耗能.對粘滯阻尼器進(jìn)行實(shí)驗(yàn)加載的傳統(tǒng)方法是采用高速作動(dòng)器，對實(shí)驗(yàn)設(shè)備要求比較高.為了降低實(shí)驗(yàn)成本，利用更普及的實(shí)驗(yàn)設(shè)備——振動(dòng)臺(tái)對粘滯阻尼墻模型進(jìn)行加載，提出了一種新的實(shí)驗(yàn)方法：實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ椭型耆烧硿枘釅Τ袚?dān)水平力，沒有設(shè)置其它的抗側(cè)構(gòu)件；水平力由與粘滯阻尼墻內(nèi)部鋼板相連的配重的慣性效應(yīng)產(chǎn)生；配重的自重通過承重構(gòu)件傳遞到滑輪上.同時(shí)提出了高精度的數(shù)據(jù)擬合和分析方法，可以通過計(jì)算間接得到粘滯阻尼墻的滯回曲線.設(shè)計(jì)、制作了一個(gè)小比例實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，通過振動(dòng)臺(tái)加載，取得了很好實(shí)驗(yàn)效果，證明了所提實(shí)驗(yàn)方法的正確性.最后通過理論推導(dǎo)，針對利用振動(dòng)臺(tái)加載的實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)提出了建議方法.

關(guān)鍵詞：粘滯阻尼墻； 實(shí)驗(yàn)方法； 振動(dòng)臺(tái)； 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

粘滯阻尼墻(viscous damping wall, V D Wall)最早是日本學(xué)者M(jìn)iyazaki[1]于1986年提出來，由Sumitono Contruction公司研制成功的一種可作為墻體安裝在結(jié)構(gòu)層間的阻尼系統(tǒng)，它主要由內(nèi)部鋼板、外部鋼板及處于內(nèi)外鋼板之間的粘滯液體三部分構(gòu)成，內(nèi)部鋼板固定于上層樓面，而外部鋼板固定于下層樓面，并且內(nèi)鋼板能在其中沿平面運(yùn)動(dòng)[2].實(shí)際工程中往往在阻尼墻的外部設(shè)鋼筋混凝土或防火材料的保護(hù)墻.地震時(shí)，樓層間的相對運(yùn)動(dòng)使內(nèi)外鋼板間產(chǎn)生速度差，高濃度粘滯材料產(chǎn)生剪切變形而形成粘滯阻尼力，進(jìn)而達(dá)到消耗地震能量的目的.該粘滯阻尼墻體系首次應(yīng)用于日本Shizuoka City的Sut-Building建筑[3]中，結(jié)果證明能使框架在彈性工作階段的阻尼比達(dá)到20%～30%，顯著降低了結(jié)構(gòu)的動(dòng)力反應(yīng).在設(shè)計(jì)和研究粘滯阻尼墻時(shí)，通常還需要采用模型實(shí)驗(yàn)[4-6]來確定粘滯阻尼墻的滯回曲線.傳統(tǒng)的測試方法是將粘滯阻尼墻的外鋼箱固定于地面，將內(nèi)鋼板與高速作動(dòng)器連接，利用高速作動(dòng)器進(jìn)行加載[7-11].這種實(shí)驗(yàn)方法對實(shí)驗(yàn)設(shè)備要求比較高，需要?jiǎng)偠群蛷?qiáng)度較大的反力墻，實(shí)驗(yàn)時(shí)比較難以找到合適的實(shí)驗(yàn)裝置.而在建筑結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)中比較普及的加載設(shè)備是振動(dòng)臺(tái).本文就提出了一種新的實(shí)驗(yàn)方法：利用振動(dòng)臺(tái)進(jìn)行間接加載的實(shí)驗(yàn)方法.

1利用振動(dòng)臺(tái)加載的粘滯阻尼墻模型及實(shí)驗(yàn)方法

1.1制作實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

粘滯阻尼墻的構(gòu)造如圖1所示.本次實(shí)驗(yàn)的粘滯阻尼墻是由3D打印機(jī)制作的塑料墻，同樣包括了外部箱體、內(nèi)部塑料板和粘滯液體.墻體大小約為30 mm×100 mm×100 mm.具體尺寸如圖2和圖3所示.總共制作了兩片墻，分別位于實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膬蓚?cè)，如圖4.粘滯阻尼墻的內(nèi)平板固定于頂板兩側(cè)，外箱固定于振動(dòng)臺(tái)上.由于內(nèi)平板與外箱并不連接，需要設(shè)置兩塊支撐板為頂板提供豎向支持力.為了讓頂板及支撐板能夠自由滑動(dòng)，設(shè)置了4個(gè)滑輪減少摩擦.頂板上放置配重為頂板及其連接部分提供慣性力，振動(dòng)臺(tái)才能間接對實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行加載.

圖1　粘滯阻尼墻構(gòu)造圖

圖2　粘滯阻尼墻外箱模型設(shè)計(jì)圖(單位:mm)

圖3粘滯阻尼墻內(nèi)平板模型設(shè)計(jì)圖(單位:mm)

Fig.3Inside flat in V D Wall(Unit: mm)

圖4　粘滯阻尼墻模型設(shè)計(jì)示意圖

本實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計(jì)有如下優(yōu)點(diǎn)：

(1) 采用兩片阻尼墻和兩片支撐板，保證模型在加載時(shí)的穩(wěn)定性.

模型的振動(dòng)方向與兩片支撐板平行，在模型的頂板上需要加上足夠的配重，振動(dòng)臺(tái)才能靠慣性力讓阻尼墻中的粘滯液體剪切變形來耗能.以兩片相同的粘滯阻尼墻分別處于頂板的兩側(cè)可以保證實(shí)驗(yàn)中頂板兩側(cè)受到的阻尼力是幾乎相等的，避免了頂板發(fā)生扭轉(zhuǎn)或側(cè)移.用兩片支撐板不僅能夠提供支持力，還能保證加載時(shí)頂板不會(huì)向某側(cè)傾斜.

(2) 模型沒有抗側(cè)力構(gòu)件，模型測量和數(shù)據(jù)分析比較簡單.

本模型沒有設(shè)置柱或墻作為抗側(cè)力構(gòu)件，僅用支撐板為頂板提供豎向支持力.為了減小水平方向滑動(dòng)的摩擦力，模型用了4個(gè)滑輪來支撐支撐板.這種構(gòu)造方式能去除抗側(cè)力構(gòu)件的內(nèi)力影響，不僅減少了實(shí)驗(yàn)測量的數(shù)據(jù)，還讓實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理變得簡單.

1.2實(shí)驗(yàn)測量方法

由于模型的制作具有前文提到的一些優(yōu)點(diǎn)，因此實(shí)驗(yàn)的測量也變得非常簡單.僅僅需要同時(shí)測量頂板以及振動(dòng)臺(tái)的位移和頂板上的配重.實(shí)驗(yàn)采用激光位移計(jì)測量位移，采點(diǎn)周期為1 ms，利用電子稱測量配重.阻尼墻模型的最大變形量為10 mm，為了觀察到明顯的變形且不超過最大變形量，在模型上加上了25 kg的配重.振動(dòng)臺(tái)按正弦波加載.

1.3數(shù)據(jù)處理方法

根據(jù)受迫振動(dòng)的方程式

(1)

可得阻尼力為

(2)

即

(3)

顯然，粘滯阻尼墻內(nèi)平板與外箱之間的相對位移為

(4)

式中:y為對位移；yg為振動(dòng)臺(tái)位移；Fd為粘滯阻尼力；m為配重；yp為頂板的振動(dòng)位移.

實(shí)驗(yàn)測得的曲線都是位移曲線，為了利用式(3)求得粘滯阻尼墻的阻尼力，需要對位移求二次導(dǎo)數(shù).直接對實(shí)驗(yàn)曲線進(jìn)行數(shù)值求導(dǎo)會(huì)帶來較大誤差.可以根據(jù)實(shí)驗(yàn)測得的曲線特征，先對實(shí)驗(yàn)測得的位移曲線進(jìn)行擬合，再進(jìn)行求導(dǎo).

2實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理結(jié)果

鑒于篇幅限制，本文給出如下兩種加載工況下的數(shù)據(jù)處理結(jié)果，以說明數(shù)據(jù)處理的合理性：① 振動(dòng)臺(tái)加載頻率為0.8 Hz，位移幅值為45 mm；② 振動(dòng)臺(tái)加載頻率為1.2 Hz，位移幅值為40 mm.

實(shí)驗(yàn)得到的位移曲線是比較標(biāo)準(zhǔn)的正弦曲線，因此用正弦曲線對實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合.擬合得到的正弦曲線表達(dá)式如表1所示.從圖5中可以看出，實(shí)驗(yàn)曲線與擬合曲線吻合得相當(dāng)好，可以認(rèn)為擬合曲線包含了實(shí)驗(yàn)曲線的主要特點(diǎn)，能夠反映實(shí)驗(yàn)的真實(shí)情況.利用擬合曲線對數(shù)據(jù)進(jìn)行處理是非常重要的，從圖6和圖7可以分別看出擬合對求得滯回曲線兩個(gè)重要參數(shù)的影響.圖6中，根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)直接得到的相對位移曲線在很多地方都不光滑，在最大值處更是有很多噪聲干擾，擬合曲線得到的相對位移就是一條標(biāo)準(zhǔn)的正弦曲線.圖7中，直接對實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)求二次導(dǎo)數(shù)會(huì)將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)中的噪聲放大，得到的二次導(dǎo)數(shù)曲線波動(dòng)很大，用這樣的曲線作出的滯回曲線會(huì)掩蓋構(gòu)件真實(shí)的反應(yīng)，得不到想要的結(jié)果.用擬合曲線求導(dǎo)就避免了噪聲的干擾，能得到標(biāo)準(zhǔn)的正弦曲線.

表1　根據(jù)實(shí)驗(yàn)得到的擬合曲線公式

a 0.8 Hz—45 mm時(shí)頂板的位移曲線

b 0.8 Hz—45 mm時(shí)振動(dòng)臺(tái)的位移曲線

c 1.2 Hz—40 mm時(shí)頂板的位移曲線

d 1.2 Hz—40 mm時(shí)振動(dòng)臺(tái)的位移曲線

圖8是兩個(gè)工況下通過擬合曲線得到的粘滯阻尼墻的滯回曲線.曲線是標(biāo)準(zhǔn)的橢圓，清楚地反應(yīng)了粘滯阻尼墻的恢復(fù)力特性.在對粘滯阻尼墻恢復(fù)力模型的研究中，通常會(huì)用到滯回曲線上的某些特殊點(diǎn).利用圖8的滯回曲線來選取特殊點(diǎn)就比較容易而且相當(dāng)準(zhǔn)確.

圖6　0.8 Hz—45 mm時(shí)的相對位移曲線

圖7　0.8 Hz—45 mm時(shí)頂板曲線二次導(dǎo)數(shù)

a 0.8 Hz—45 mm

b 1.2 Hz—40 mm

3振動(dòng)臺(tái)實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)建議方法

通過實(shí)驗(yàn)得到的滯回曲線可以確定粘滯阻尼墻的彈性剛度和粘滯系數(shù)，得到公式如下：

(5)

代入式(1)可得

(6)

即

(7)

(8)

(9)

(10)

通過式(9)即可預(yù)測所加配重和所輸入的正弦波將能達(dá)到的相對位移.

利用本文的試驗(yàn)方法對粘滯阻尼墻的恢復(fù)力曲線進(jìn)行檢驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)可按下述步驟進(jìn)行：

(1) 將粘滯阻尼墻的恢復(fù)力的設(shè)計(jì)公式代入式(1)，得到振動(dòng)方程.粘滯阻尼墻的恢復(fù)力公式可能有如下三種情況：粘滯阻尼墻的恢復(fù)力公式是如式(5)的形式，則直接代入式(1)得到振動(dòng)方程；恢復(fù)力公式只給出了線性的粘滯力部分，可將彈性剛度取得足夠小再代入式(1)得到振動(dòng)方程；恢復(fù)力公式只給出了非線性的粘滯力部分，可以根據(jù)恢復(fù)力曲線包圍的面積相等的原則等效為線性公式，再將彈性剛度取得足夠小再代入式(1)得到振動(dòng)方程.

(2) 確定實(shí)驗(yàn)中粘滯阻尼墻需要達(dá)到的相對位移值.

(3) 通過式(9)綜合考慮振動(dòng)臺(tái)位移幅值和粘滯阻尼墻頂部的配重質(zhì)量，來達(dá)到需要的相對位移值.

(4) 將選擇的配重加到實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕?，再輸入正弦?為了避免正弦波輸入時(shí)產(chǎn)生的瞬態(tài)振動(dòng)過大，振動(dòng)臺(tái)加載可以采位移幅值逐漸增大的正弦波.

以本文的兩個(gè)實(shí)驗(yàn)結(jié)果做算例,兩個(gè)實(shí)驗(yàn)工況分別得到的粘滯系數(shù)和彈性剛度如表2所示.

本實(shí)驗(yàn)得到的恢復(fù)力公式如式(5)，能直接代入式(1)得到振動(dòng)方程，可直接按式(9)計(jì)算相對位移幅值.確定試驗(yàn)時(shí)兩個(gè)加載頻率下粘滯阻尼墻的相對位移為10 mm，根據(jù)式(9)可以得到振動(dòng)臺(tái)的幅值和配重的關(guān)系曲線，如圖9所示.

表2　實(shí)驗(yàn)得到的阻尼系數(shù)及彈性剛度

圖9　各工況下的配重—振動(dòng)臺(tái)幅值曲線

為了達(dá)到相對位移為10 mm，根據(jù)圖9得到的曲線可以選擇：加載頻率為0.8 Hz時(shí)，選取配重55 kg，振動(dòng)臺(tái)幅值為61 mm；加載頻率為1.2 Hz時(shí)，選取配重為35 kg，振動(dòng)臺(tái)幅值為40 mm.

實(shí)際工程中通常也需要對工程需要用到的粘滯阻尼墻進(jìn)行實(shí)驗(yàn)檢測，某粘滯阻尼墻的型號如下：

VDF-NL×600×80，阻尼系數(shù)為1 100 kN·s·m-1，阻尼指數(shù)為0.3，設(shè)計(jì)行程為80 mm，結(jié)構(gòu)基本頻率為0.3 Hz.

由于給出的粘滯阻尼墻的阻尼力是非線性的，先根據(jù)實(shí)驗(yàn)工況滯回曲線包圍面積相等等效為線性公式.得到的等效阻尼系數(shù)為4 840 kN·s·m-1，等效曲線與原曲線的對比如圖10.該阻尼墻沒有給出動(dòng)態(tài)的彈性剛度，只需要把剛度取得足夠小，取為1×10-6kN·m-1.將該阻尼墻的參數(shù)代入式(9)，就可以得到振動(dòng)臺(tái)加載的位移幅值與附加配重之間的關(guān)系曲線，如圖11.

圖10　原滯回曲線與等效曲線

從圖11中可以看出，實(shí)際工程應(yīng)用的粘滯阻尼墻噸位較大，加載到預(yù)計(jì)相對位移幅值需要較大的配重和振動(dòng)臺(tái)位移幅值.一般的實(shí)驗(yàn)室無法滿足這一條件，需要將實(shí)驗(yàn)方案做一個(gè)改進(jìn)：將粘滯阻尼墻的內(nèi)鋼板與彈性剛桿相連，彈性剛桿與實(shí)驗(yàn)室的反力墻連接，外鋼箱與振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面連接，并在彈性剛桿上貼上若干應(yīng)變片.直接輸入需要測試的位移幅值及頻率，就可以通過應(yīng)變片的讀數(shù)計(jì)算得到粘滯阻尼墻的阻尼力，裝置如圖12所示.

圖11　實(shí)際粘滯阻尼墻的配重—振動(dòng)臺(tái)幅值曲線

圖12　改進(jìn)實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

改進(jìn)前后的實(shí)驗(yàn)裝置各有一些優(yōu)缺點(diǎn)，需要根據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行選擇.

改進(jìn)前的實(shí)驗(yàn)裝置優(yōu)點(diǎn)是不需要使用反力架，實(shí)驗(yàn)裝置簡單，數(shù)據(jù)測量容易；內(nèi)鋼板自由，與實(shí)際工程中的情況更接近.缺點(diǎn)是不能測試大噸位的粘滯阻尼墻.

改進(jìn)的實(shí)驗(yàn)裝置優(yōu)點(diǎn)是能測試大噸位的粘滯阻尼墻.缺點(diǎn)是需要使用反力墻，讓實(shí)驗(yàn)裝置更復(fù)雜；在模型頂板上也需要加上一些配重，保證頂板在加載過程中不會(huì)向上旋轉(zhuǎn)翹起；對實(shí)驗(yàn)加載的控制要求比較高，不能讓外鋼箱與內(nèi)鋼板相碰，否則容易損壞實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ突蛟O(shè)備，這與實(shí)際結(jié)構(gòu)中的情況有些出入.

4結(jié)論

(1) 利用振動(dòng)臺(tái)間接加載來測試粘滯阻尼墻的滯回曲線同樣能夠得到很好的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，且相比于傳統(tǒng)的采用高速作動(dòng)器加載的方法，振動(dòng)臺(tái)實(shí)驗(yàn)對實(shí)驗(yàn)設(shè)備要求低，更容易找到合適的實(shí)驗(yàn)裝置.

(2) 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ椭胁话箓?cè)力構(gòu)件可以簡化實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的測量和處理，僅測量模型頂板和振動(dòng)臺(tái)的位移即可.

(3) 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理時(shí)根據(jù)實(shí)驗(yàn)曲線的特點(diǎn)對曲線進(jìn)行擬合，排除隨機(jī)干擾帶來的求導(dǎo)等影響，能夠得到光滑且準(zhǔn)確的滯回曲線.

(4) 根據(jù)本文提出的實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的建議方法，能夠根據(jù)需求的相對位移幅值，很方便地通過公式確定粘滯阻尼墻的配重以及振動(dòng)臺(tái)的加載位移幅值.

(5) 采用附加配重的振動(dòng)臺(tái)實(shí)驗(yàn)方法測試實(shí)際工程中的粘滯阻尼墻，需要過大的配重和振動(dòng)臺(tái)幅值.一般的實(shí)驗(yàn)室難以滿足，采用改進(jìn)方法能夠有效地利用振動(dòng)臺(tái)的加載能力，實(shí)現(xiàn)對實(shí)際工程使用的粘滯阻尼墻的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證.

(6) 改進(jìn)前后的實(shí)驗(yàn)裝置各有優(yōu)缺點(diǎn)，需要根據(jù)實(shí)際情況選擇合理的加載裝置.

參考文獻(xiàn):

[1]Miyazaki M, Arima F, Kidata Y,etal. Earthquake response control design of buildings using viscous damping walls[C]∥Proceedings of first East Asia Pacific Conference. Bangkok: [s.n], 1986: 1882-1891.

[2]周云. 粘滯阻尼減震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[M]. 武漢：武漢理工大學(xué)出版社, 2006.

ZHOU Yun. Structural design with viscous damper[M]. Wuhan: Wuhan University of Technology Press, 2006.

[3]Miyazaki M, Mitsusaka Y. Design of buildings with 20% or greater damping[C]∥Proc of Tenth World Conference on Earthquake Engineering. Rotterdam: Balkema, 1992:4143-4148.

[4]譚在樹,錢稼茹. 鋼筋混凝土框架用粘滯阻尼墻減震研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 1998(2):50.

TAN Zaishu, QIAN Jiaru. Research of reinforced concrete frame with viscous damping wall[J]. Journal of Building Structures, 1998(2):50.

[5]鄭正昌,森高英夫,下田郁夫,等. 鹿兒島機(jī)場候機(jī)樓抗震補(bǔ)強(qiáng)——增設(shè)粘滯阻尼墻的結(jié)構(gòu)三維彈塑性分析[J]. 建筑結(jié)構(gòu),2000,30(6):19.

ZHENG Zhengchang, Hideo Moritaka, IKuo Shimoda,etal. Anti-seismic strengthening of the Kagoshima Airport terminal building[J]. Building Structure, 2000,30(6): 19.

[6]夏冬平,張志強(qiáng),李愛群,等. 新型黏滯阻尼墻動(dòng)力性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu),2013,43(13):46.

XIA Dongping，ZHANG Zhiqiang，LI Aiqun,etal. Experimental study on dynamic performance of a new viscous damping wall[J]. Building Structure, 2013, 43(13):46.

[7]歐謹(jǐn). 粘滯阻尼墻結(jié)構(gòu)的減振理論分析和試驗(yàn)研究[D]. 南京:東南大學(xué), 2006.

OU Jin. Theoritical and experimental research on structures with viscous damping wall[D]. Nanjing: Southeast University, 2006.

[8]閆鋒. 粘滯阻尼墻耗能減振結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)研究和理論分析[D]. 上海:同濟(jì)大學(xué), 2004.

YAN Feng. Experimental and theoritical research on structures with viscous damping wall[D]. Shanghai: Tongji University, 2004.

[9]章征濤. 粘滯阻尼墻及其動(dòng)力性能的實(shí)驗(yàn)研究[D]. 南京:南京工業(yè)大學(xué), 2003.

ZHANG Zhengtao. Experimental study on the dynamic behaviors of viscous damping wall[D]. Nanjing: Nanjing Tech University, 2003.

[10]梁沙河. 新型變阻尼系數(shù)粘滯阻尼器的試驗(yàn)與分析研究[D].南京:東南大學(xué), 2010.

LIANG Shahe. Experimental and analytical study of a new type controllable damping coefficient viscous damper[D]. Nanjing: Southeast University,2010.

[11]陳威, 粘滯阻尼器的理論和實(shí)驗(yàn)研究[D]. 武漢:華中科技大學(xué),2012.

CHEN Wei. Theoretical and experimental researches on a viscous damper[D]. Wuhan: Huazhong University of Science and Technology, 2012.

Experimental Method on Viscous Damping Wall by Shaking Table Test

SUN Feifei1， MO Gang2

(1. State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2. College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Abstract：Viscous damping wall is a kind of velocity dependent damper, and relies on shear deformation of viscous material to dissipate energy. The traditional experimental method of loading for the viscous damping wall is to adopt high-speed actuator, demand of which is much high. In order to reduce the cost of the experiment, a new experimental method is proposed, that the viscous damping wall is loaded by a shaking table, which is more common. In the experimental model, the horizontal force is totally resisted by the viscous damping wall without additional lateral resisting members; the horizontal force is produced by the inertial effect of a balance weight installed upon the inner steel plate of the viscous damping wall; the self-weight of the balance weight is transferred to complimentary bearing members by rollers. Meanwhile, a datum fitting and processing method of high accuracy is proposed to acquire indirectly the hysteretic curve of the viscous damping wall. A small scaled model was designed, made and tested, showing satisfactory results, validating the accuracy of the proposed experimental method. Finally, design recommendations were given for the proposed experimental method with the derived formulae of dynamics.

Key words：viscous damping wall; experimental method; shaking table; experimental design

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

中圖分類號：TU317.1; TU391

基金項(xiàng)目：上海市教委科研創(chuàng)新重點(diǎn)項(xiàng)目(14zz035)

收稿日期：2015—05—04

第一作者： 孫飛飛(1971—)，男，工學(xué)博士，教授,主要研究方向?yàn)槎喔邔愉?、?混凝土組合結(jié)構(gòu)抗震分析和設(shè)計(jì)理論.

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