土?結(jié)構(gòu)相互作用下單層柱面網(wǎng)殼振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)及數(shù)值分析

劉毅，薛素鐸，王國(guó)鑫，李雄彥

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土?結(jié)構(gòu)相互作用下單層柱面網(wǎng)殼振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)及數(shù)值分析

劉毅1, 2，薛素鐸2，王國(guó)鑫2，李雄彥2

(1. 中車建設(shè)工程有限公司，北京，100078；2. 北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，北京，100124)

基于設(shè)計(jì)長(zhǎng)度×寬度×高度為7.7 m×3.2 m×1.2 m的模型箱，以長(zhǎng)度×跨度為1.8 m×1.8 m的單層柱面網(wǎng)殼為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究不同地震波輸入下土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)體系地震響應(yīng)的規(guī)律，同時(shí)采用整體有限元法建立振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的有限元模型，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。研究結(jié)果表明：考慮土?結(jié)構(gòu)相互作用時(shí)，土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)體系的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果變化規(guī)律基本一致，土?結(jié)構(gòu)相互作用下基礎(chǔ)底部的加速度峰值響應(yīng)較自由場(chǎng)加速度峰值響應(yīng)增大；土體與基礎(chǔ)之間滑移和提離現(xiàn)象及模型箱的剛度是影響試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果差距的主要因素，尤其是隨著振動(dòng)次數(shù)增多，土體與基礎(chǔ)之間的非線性接觸更加顯著；地震波頻譜特性是影響土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)體系地震響應(yīng)的重要因素，在試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)當(dāng)盡量避開(kāi)結(jié)構(gòu)體系與地震波主頻一致而發(fā)生共振現(xiàn)象，否則造成試驗(yàn)結(jié)果失真。

單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)；土?結(jié)構(gòu)相互作用；振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)；數(shù)值模擬；地震響應(yīng)

大跨空間結(jié)構(gòu)由于自身的復(fù)雜性和特殊性以及抗震設(shè)計(jì)中軟件的局限性，在抗震設(shè)計(jì)中常將上部屋蓋結(jié)構(gòu)、下部支承結(jié)構(gòu)、基礎(chǔ)及地基分開(kāi)設(shè)計(jì)，這種設(shè)計(jì)方法的缺陷和不足已在1995年日本阪神地震[1]、2008年汶川大地震[2]等數(shù)次地震中體現(xiàn)出來(lái)。近些年已有學(xué)者開(kāi)始研究大跨屋蓋結(jié)構(gòu)與支承體系之間的協(xié)同工作問(wèn)題[3?8]，然而，這些研究大都忽略了地基土與整個(gè)上部結(jié)構(gòu)的相互作用問(wèn)題。對(duì)大跨空間結(jié)構(gòu)土?結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用問(wèn)題的研究很有必要?，F(xiàn)有的對(duì) 土?結(jié)構(gòu)相互作用下大跨空間結(jié)構(gòu)抗震性能的研究都以數(shù)值分析為主。薛素鐸等[9?11]采用集總參數(shù)法研究了土?結(jié)構(gòu)相互作用下網(wǎng)架結(jié)構(gòu)和網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的抗震性能；樓夢(mèng)麟等[12?13]采用整體有限元法研究了土?結(jié)構(gòu)相互作用下雙層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)、正放四角錐網(wǎng)架的抗震性能。劉毅等[14?17]采用集總參數(shù)法研究了協(xié)同工作條件下地基土對(duì)單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)動(dòng)力性能影響，同時(shí)采用整體有限元法研究了土?結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用下網(wǎng)架結(jié)構(gòu)動(dòng)力性能?，F(xiàn)階段關(guān)于土?結(jié)構(gòu)相互作用下大跨空間結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的研究很少，尤其考慮到大跨空間結(jié)構(gòu)由于跨度大、土體的邊界效應(yīng)問(wèn)題，普通振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸難以滿足振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)要求。本文作者基于北京工業(yè)大學(xué)的九子臺(tái)臺(tái)陣體系，設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，該試驗(yàn)通過(guò)設(shè)計(jì)1個(gè)長(zhǎng)度×寬度×高度為7.7 m×3.2 m×1.2 m的剛性模型箱和1個(gè)長(zhǎng)度×跨度為1.8 m×1.8 m的單層柱面網(wǎng)殼，研究不同地震波輸入下土?結(jié)構(gòu)相互作用對(duì)土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)體系地震響應(yīng)的影響，同時(shí)采用整體有限元法建立振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的有限元模型，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

1 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

本試驗(yàn)選用北京工業(yè)大學(xué)九子臺(tái)臺(tái)陣體系進(jìn)行，其具體參數(shù)如表1所示，試驗(yàn)選用九子臺(tái)陣體系中的4個(gè)子臺(tái)，且4個(gè)子臺(tái)按“一”字型分布，采用12個(gè)作動(dòng)器，實(shí)現(xiàn)4臺(tái)陣聯(lián)體振動(dòng)。

1.1 網(wǎng)殼模型設(shè)計(jì)

考慮到大跨空間結(jié)構(gòu)土體邊界效應(yīng)、跨度大、振動(dòng)臺(tái)尺寸、試驗(yàn)為探討土?結(jié)構(gòu)相互作用下空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)規(guī)律等，局限于試驗(yàn)室條件試驗(yàn)?zāi)Ｐ臀窗凑障嗨票壤M(jìn)行完全縮尺，而是根據(jù)試驗(yàn)室現(xiàn)有條件進(jìn)行設(shè)計(jì)。上部結(jié)構(gòu)為四點(diǎn)支承單層柱面網(wǎng)殼，網(wǎng)殼長(zhǎng)度為1.8 m，跨度為1.8 m，矢跨比為1/4，柱高為0.5 m，采用焊接實(shí)心球，球直徑為160 mm，縱向邊梁截面直徑×厚度為32 mm×3 mm，橫向邊梁截面直徑×厚度為25 mm×2.5 mm，其他桿件截面直 徑×厚度為20 mm×3 mm，柱截面直徑×厚度為 60 mm×2.5 mm，鋼材為Q235；采用獨(dú)立基礎(chǔ)形式，在基礎(chǔ)內(nèi)預(yù)埋螺栓，柱與網(wǎng)殼、柱與基礎(chǔ)之間采用螺栓連接。鋼材力學(xué)參數(shù)通過(guò)6組鋼管拉伸試驗(yàn)擬合得到，其應(yīng)力?應(yīng)變曲線如圖1所示。

圖1 鋼材應(yīng)力?應(yīng)變曲線

1.2 模型箱設(shè)計(jì)

根據(jù)史曉軍等[18]對(duì)不同模型箱的比較，對(duì)于剛性箱，在進(jìn)行縱向水平地震激勵(lì)時(shí)距離箱體側(cè)壁0.5 m左右的影響已較小，采用剛性模型箱時(shí),則在振動(dòng)方向上的箱體長(zhǎng)度應(yīng)大于其高度的4倍[19]，LIU等[20?21]采用人工邊界計(jì)算時(shí)，在局部場(chǎng)地周邊擴(kuò)大3倍以上即可獲得很好的精度。因此，結(jié)合剛性箱邊界效應(yīng)和網(wǎng)殼模型尺寸，采用等邊角鋼∠70×5，∠70×10，∠70×15以及20 mm厚橡膠板設(shè)計(jì)完成長(zhǎng)度×寬度×高度為 7.7 m×3.2 m×1.2 m的剛性模型箱，箱體邊界內(nèi)襯 20 cm厚的泡沫板以減小模型箱效應(yīng)，模型箱周邊和底部黏有混凝土顆粒以防止土體與箱體間滑動(dòng)。

表1 九子臺(tái)陣系統(tǒng)指標(biāo)

1.3 模型土及基礎(chǔ)

試驗(yàn)用土取自在建的北京地鐵14號(hào)線北京工業(yè)大學(xué)地鐵站附近土體。用環(huán)刀法取六組原狀砂土，采用烘干法得到土體的質(zhì)量含水率為7.38%，取樣土體的容重為17.54 kN/m3，通過(guò)篩分試驗(yàn)測(cè)得砂土中粒徑大于0.25 mm的顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)占50%以上，達(dá)到75%，屬于中砂范圍。土體的參數(shù)通過(guò)直剪法和動(dòng)三軸試驗(yàn)得到，如表2所示。

基礎(chǔ)采用獨(dú)立基礎(chǔ)，基礎(chǔ)高度為20 cm，基礎(chǔ)底面長(zhǎng)度和寬度均為25 cm，配有直徑為6 mm的受力筋和箍筋。混凝土采用C25，混凝土彈性模量為2.72×104MPa，泊松比為0.167，密度為2 420 kg/m3?；A(chǔ)與土體的摩擦因數(shù)為0.42。

綜上所述，可設(shè)計(jì)出實(shí)現(xiàn)土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，考慮到網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度的強(qiáng)弱及土體的邊界效應(yīng)，將網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的跨度所在方向與箱體的長(zhǎng)度方向平行布置在箱體的中心位置。

表2 土體參數(shù)

2 試驗(yàn)工況

2.1 地震波工況

根據(jù)GB 50011—2010“建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范”中第5.1.2條規(guī)定，選用Kobe波和Northridge波兩條實(shí)際強(qiáng)震記錄和上海人工波1條人工模擬的加速度時(shí)程曲線作為輸入加速時(shí)程。由于北京工業(yè)大學(xué)九子臺(tái)臺(tái)陣位移控制最大值為7.5 cm，實(shí)際為6.5 cm，若輸入地震波原波則會(huì)使振動(dòng)臺(tái)位移超限，因此，根據(jù)振動(dòng)臺(tái)參數(shù)對(duì)輸入的地震波進(jìn)行濾波處理。濾波后輸入的加速度時(shí)程曲線和相應(yīng)的反應(yīng)譜曲線如圖2所示。

根據(jù)振動(dòng)臺(tái)調(diào)試確定試驗(yàn)最大輸入加速度為0.40，同時(shí)結(jié)合“建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范”將加速度峰值PG依次調(diào)整為0.14，0.22和0.40(1=9.806 65 m2/s)進(jìn)行輸入。地震波輸入方向?yàn)檠叵潴w長(zhǎng)度方向進(jìn)行輸入。由于地錨的約束問(wèn)題、九子振動(dòng)臺(tái)本身的系統(tǒng)誤差、4個(gè)子臺(tái)存在局部非一致性等，致使九子臺(tái)陣臺(tái)面響應(yīng)出的地震波峰值較輸入值小，如表3所示。隨著輸入地震波強(qiáng)度的增大誤差逐漸增大，這主要是多次振動(dòng)致使地錨松動(dòng)引起的。

2.2 傳感器布置

試驗(yàn)對(duì)單層柱面網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)位移、加速度和桿件應(yīng)變進(jìn)行測(cè)量，圖3所示為各類傳感器布置圖。位移測(cè)點(diǎn)布置在單層柱面網(wǎng)殼上，共8個(gè)位移測(cè)點(diǎn)，通過(guò)搭制腳手架用拉線位移傳感器測(cè)量動(dòng)位移。加速度傳感器布置在單層柱面網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)、柱頂部、底部，獨(dú)立基礎(chǔ)頂部、底部，土體以及振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面上，共計(jì)22個(gè)測(cè)點(diǎn)，試驗(yàn)采用壓電式傳感器對(duì)土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)體系加速度進(jìn)行量測(cè)。應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置在單層柱面網(wǎng)殼的直桿、斜桿及邊梁上，共計(jì)20個(gè)測(cè)點(diǎn)，上下對(duì)稱布置，采用應(yīng)變片測(cè)量應(yīng)變。

圖3 傳感器布置

3 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析

基于文獻(xiàn)[16]中精細(xì)化模型基本理論，從理想狀態(tài)角度出發(fā)，按照試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒ⅹ?dú)立基礎(chǔ)?土?單層柱面網(wǎng)殼相互作用的精細(xì)化模型，將基礎(chǔ)和自由場(chǎng)地震響應(yīng)、網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)加速度、網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)位移、網(wǎng)殼桿件應(yīng)變的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，其中在數(shù)值模擬中選用四子臺(tái)陣臺(tái)面上采集到的試驗(yàn)地震波進(jìn)行輸入，探究獨(dú)立基礎(chǔ)?土?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)相互作用體系地震響應(yīng)規(guī)律。

3.1 基礎(chǔ)和自由場(chǎng)地震響應(yīng)分析

試驗(yàn)測(cè)定了PG為0.11，0.16和0.30地震輸入下獨(dú)立基礎(chǔ)和自由場(chǎng)土體表面的地震響應(yīng)。表4所示為不同PG輸入下獨(dú)立基礎(chǔ)和自由場(chǎng)土體的PG。為了便于考察土?結(jié)構(gòu)相互作用對(duì)單層柱面網(wǎng)殼體系中基礎(chǔ)的影響，用PG增大幅度來(lái)衡量，定義為

在考慮土?結(jié)構(gòu)相互作用下，由表4可以看出：

1) 基礎(chǔ)底部和自由場(chǎng)表面加速度峰值的試驗(yàn)值和模擬值基本能夠吻合，在不同地震波輸入下大部分工況相對(duì)誤差在20%之內(nèi)。

2) 隨著輸入地震動(dòng)強(qiáng)度的增大，試驗(yàn)值與模擬值之間相對(duì)誤差成增大趨勢(shì)，這是由于隨著振動(dòng)次數(shù)的增多，試驗(yàn)中的土體與基礎(chǔ)之間產(chǎn)生了較大的縫隙，使得土體與基礎(chǔ)產(chǎn)生了滑移和提離現(xiàn)象，呈現(xiàn)出二者之間接觸的非線性。

3) 基礎(chǔ)底部的加速度峰值響應(yīng)較自由場(chǎng)加速度峰值響應(yīng)增大，增大5%~30%，這是地震波在由土體底部向土體表面?zhèn)鞑ミ^(guò)程中，在土體表面產(chǎn)生的反射和疊加效果引起。

4) 不同地震波作用下，基礎(chǔ)底部和自由場(chǎng)加速度峰值存在差異，這是由不同地震波的頻譜特性引起。其中，上海人工波作用下基礎(chǔ)和自由場(chǎng)土體的加速度峰值較Kobe和Northridge波峰值偏大，這是由于上海人工波的主頻與整體土?結(jié)構(gòu)相互作用下單層柱面網(wǎng)殼體系的主頻較接近，二者發(fā)生了共振。

3.2 網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)加速度響應(yīng)

為研究不同地震波作用下土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)加速度響應(yīng)規(guī)律，表5所示是PG為0.11，0.16和0.30輸入下網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)1~6加速度峰值的試驗(yàn)值和模擬值的對(duì)比。圖4所示是PG為0.11時(shí)網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)4在不同地震波輸入下加速度時(shí)程曲線的試驗(yàn)值和數(shù)值模擬值的對(duì)比曲線。

表4 基礎(chǔ)與自由場(chǎng)加速度峰值試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比

表5 網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)加速度峰值試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比

對(duì)比分析表5和圖4可以看出：

1) 在不同工況下，網(wǎng)殼所有測(cè)點(diǎn)的加速度峰值的試驗(yàn)值和模擬值的誤差基本在20%之內(nèi)，其中上海人工波的誤差偏大，這是上海人工波的主頻與相互作用體系頻率一致發(fā)生共振所致。

2) 在不同地震波輸入下，網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)加速度的試驗(yàn)時(shí)程曲線與模擬時(shí)程曲線的波形和相位基本吻合、變化規(guī)律一致。

3) 隨著輸入地震波強(qiáng)度的增大，網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)的加速度峰值試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果誤差增大，這是由于試驗(yàn)振動(dòng)次數(shù)的增多，試驗(yàn)中的土體與基礎(chǔ)發(fā)生了提離、滑移現(xiàn)象，土體與基礎(chǔ)之間產(chǎn)生縫隙，約束變?nèi)酰佑|非線性增強(qiáng)。

3.3 網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)位移響應(yīng)

為研究不同地震波作用下土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)位移響應(yīng)規(guī)律，表6所示是PG為0.11，0.16和0.30地震輸入下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)1~6位移最大值的試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比。圖5所示是PG為0.11時(shí)不同地震波輸入下網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)4位移時(shí)程曲線的試驗(yàn)曲線與模擬曲線。

(a) Kobe；(b) Northridge；(c) 上海人工波

表6 網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)位移最大值的試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比

對(duì)比分析表6和圖5可以看出：

1) 在Kobe波和Northridge波作用下，網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)位移最大值的試驗(yàn)值與模擬值的誤差基本維持在25%之內(nèi)；在上海人工波作用下二者的誤差基本在15%之內(nèi)，吻合度更好。這種現(xiàn)象是由于相互作用體系與地震波主頻一致發(fā)生共振，使得網(wǎng)殼地震響應(yīng)增大，節(jié)點(diǎn)位移響應(yīng)劇烈使得試驗(yàn)值偏大，致使誤差減小。

2) 在不同地震波下網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)的位移時(shí)程曲線試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的波形和相位基本吻合，呈現(xiàn)出一致的變化規(guī)律。

3) 不同地震波作用下網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)位移存在差異，這是由不同地震波的頻譜特性所引起。

3.4 網(wǎng)殼桿件應(yīng)變響應(yīng)

為研究不同地震波作用下土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)桿件應(yīng)變響應(yīng)規(guī)律，表7所示是PG為0.11，0.16和0.30地震作用下網(wǎng)殼桿件2，8，10和11桿件應(yīng)變峰值的試驗(yàn)值與模擬值。圖6所示是PG為0.11時(shí)桿件11應(yīng)變時(shí)程曲線的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的對(duì)比。

(a) Kobe；(b) Northridge；(c) 上海人工波

表7 不同桿件應(yīng)變?cè)囼?yàn)最大值與模擬最大值對(duì)比

(a) Kobe；(b) Northridge；(c) 上海人工波

對(duì)比分析表7和圖6可以看出：

1) 在不同工況下，網(wǎng)殼相同桿件應(yīng)變最大值的試驗(yàn)值與模擬值的最大相對(duì)誤差基本在20%之內(nèi)，隨著輸入地震波強(qiáng)度的增大誤差增大。這是由于隨著振動(dòng)次數(shù)的增多，試驗(yàn)中的土體與基礎(chǔ)之間產(chǎn)生了較大的縫隙，使得土體與基礎(chǔ)產(chǎn)生了滑移和提離現(xiàn)象，從而致使響應(yīng)誤差增大。

2) 在不同地震波作用下，網(wǎng)殼桿件應(yīng)變時(shí)程曲線的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的波形和相位基本吻合。

3) 在不同地震波作用下，網(wǎng)殼桿件應(yīng)變最大值存在差異，這是不同地震波的頻譜特性差異所致。

4 誤差分析

理想狀態(tài)下有限元數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差最大值基本在20%左右，少數(shù)誤差偏大。分析認(rèn)為主要有以下幾個(gè)因素引起。

1) 振動(dòng)臺(tái)局部非一致現(xiàn)象。對(duì)試驗(yàn)采集的4個(gè)子臺(tái)臺(tái)面的加速度時(shí)程曲線數(shù)據(jù)處理中發(fā)現(xiàn)，4個(gè)子臺(tái)采集到的加速度峰值存在差異，這是錨固4個(gè)子臺(tái)的地錨在振動(dòng)過(guò)程中發(fā)生不同程度的松動(dòng)以及控制4個(gè)子臺(tái)的12根作動(dòng)器之間存在局部非一致運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致的。試驗(yàn)油壓的不穩(wěn)定也會(huì)使得臺(tái)面存在局部非一致性，使試驗(yàn)結(jié)果偏小。

2) 模型箱效應(yīng)。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷臄?shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬中采用的理想黏彈性邊界條件與試驗(yàn)采用的剛性箱在邊界剛度上存在一定的差異。數(shù)值模擬中采用的是模擬無(wú)限地基土域的理想黏彈性邊界，試驗(yàn)中采用的箱體雖通過(guò)增大塑料泡沫厚度、施加軟橡膠皮等措施減小模型箱效應(yīng)，仍不能完全保證與無(wú)限地基土域的一致。

3) 基礎(chǔ)與土體的非線性接觸。試驗(yàn)過(guò)程中觀察到土體與基礎(chǔ)之間存在明顯的提離和滑移現(xiàn)象，使得二者之間的約束變?nèi)酰炊咧g的摩擦因數(shù)減小，而數(shù)值模擬中采用理想狀態(tài)下的面面接觸模擬。

4) 土體參數(shù)測(cè)定誤差。試驗(yàn)土體的力學(xué)參數(shù)雖采用土體分層夯實(shí)后現(xiàn)場(chǎng)取樣測(cè)定，取了多個(gè)測(cè)點(diǎn)求取平均值，但在測(cè)定土體參數(shù)的過(guò)程中發(fā)現(xiàn)測(cè)得結(jié)果存在離散性，雖采用直剪法和動(dòng)三軸試驗(yàn)進(jìn)行了對(duì)比測(cè)試，但與實(shí)際情況仍存在一定的差距。此外，由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖浜艽?，采用?5 m3土體，不可能做到每次振動(dòng)重新填土夯實(shí)或重新測(cè)量參數(shù)，多次振動(dòng)后土體的密實(shí)度也會(huì)發(fā)生變化。

5) 試驗(yàn)采集誤差。試驗(yàn)在采集加速度和位移時(shí)分別采用壓電式傳感器和拉線位移計(jì)。對(duì)壓電式傳感器而言，由于試驗(yàn)周期較長(zhǎng)，在測(cè)量土體加速度時(shí)，為防止水分滲入傳感器內(nèi)，采用氣球、防水膠布、干燥劑等對(duì)傳感器進(jìn)行防水處理，在固定上部網(wǎng)殼測(cè)點(diǎn)傳感器時(shí)采用的橡皮泥，影響加速度數(shù)據(jù)采集精度，使得試驗(yàn)值偏小。拉線位移計(jì)固定在臨時(shí)搭制的腳手架上，在振動(dòng)過(guò)程中由于臺(tái)面振動(dòng)、外界擾動(dòng)、土體的沉降等都會(huì)使得拉線位移計(jì)的拉線偏離水平位置，使測(cè)量產(chǎn)生誤差。

6) 不可避免的人為儀器安裝誤差、試驗(yàn)過(guò)程中有其他試驗(yàn)的進(jìn)行導(dǎo)致油壓不穩(wěn)定等外界干擾因素，都是導(dǎo)致誤差產(chǎn)生的原因。

5 結(jié)論

1) 考慮土?結(jié)構(gòu)相互作用下，土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)體系的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果變化規(guī)律基本吻合，互相驗(yàn)證了試驗(yàn)和模擬方法的正確性。

2) 土?結(jié)構(gòu)相互作用下基礎(chǔ)底部的加速度峰值響應(yīng)較自由場(chǎng)加速度峰值響應(yīng)增大，增大5%~30%，這不利于結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)。

3) 土體與基礎(chǔ)之間滑移和提離現(xiàn)象及模型箱的剛度是影響試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果差距的主要因素，尤其是隨著振動(dòng)次數(shù)的增多，土體與基礎(chǔ)之間的非線性接觸是影響試驗(yàn)精度的關(guān)鍵因素。

4) 地震波頻譜特性是影響土?獨(dú)立基礎(chǔ)?單層柱面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的重要因素，在試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)當(dāng)盡量避開(kāi)結(jié)構(gòu)體系與地震波主頻一致而發(fā)生共振，否則試驗(yàn)結(jié)果可能失真。

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(編輯 楊幼平)

Shaking table test of single-layer latticed cylindrical shell considering soil-structure interaction and its numerical analysis

LIU Yi1, 2, XUE Suduo2, WANG Guoxin2, LI Xiongyan2

(1. CRRC Construction ENGRG. Co. Ltd., Beijing 100078, China;2. College of Architecture and Civil Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China)

The thesis mainly talks about a single-layer latticed cylindrical shell with 1.8 m in length and 1.8 m in span, and a shaking table test of soil-independent foundation-latticed cylindrical shell was realized based on a model box with 7.7 m in length, 3.2 m in width and 1.2 m in depth. Then, the seismic responses of soil-independent foundation-latticed cylindrical shell subjected to different earthquake waves were studied. At the same time, a finite element model of shaking table test was established, and the numerical simulation results were compared with the test results. The results show that the test results and numerical results are in good agreement, and the peak acceleration of foundation increase compared to the peak acceleration of free field. The sliding and separation phenomenon between soil and foundation is a principal factor to affect the error between test results and numerical results. The nonlinear relationship between soil and foundation become more apparent along with the increase in vibration frequency. The spectrum characteristic of different earthquake waves is also an important factor to affect the seismic response of soil-independent foundation-latticed cylindrical shell. The resonance phenomenon should be paid more attention to between structure system and dominant frequency of earthquake wave to avoid the distortion of test results when a shaking table test is designed.

single-layer latticed cylindrical shell; soil-structure interaction; shaking table test; numerical simulation; seismic response

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.01.030

TU311.3

A

1672?7207(2017)01?0223?10

2016?01?24；

2016?04?06

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51078010, 51278008)；北京市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(8112005) (Projects(51078010, 51278008) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(8112005) supported by Beijing Municipal Natural Science Foundation)

劉毅，博士，工程師，從事大跨空間結(jié)構(gòu)、地下空間結(jié)構(gòu)抗震研究；E-mail: jiesenliu@sina.com