黏滯阻尼減震結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)與動(dòng)力可靠度分析

梅 真， 侯 煒， 郭子雄

(華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門(mén) 361021)

黏滯阻尼器是一種較為常見(jiàn)的速度相關(guān)型的消能減震裝置。因具有耗能能力強(qiáng)、性能穩(wěn)定可靠等優(yōu)點(diǎn)，黏滯阻尼器已被應(yīng)用于房屋建筑、橋梁的消能減震和抗震加固[1-3]。

為驗(yàn)證黏滯阻尼器在結(jié)構(gòu)中的實(shí)際減振效果，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在黏滯阻尼減震結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)方面開(kāi)展了研究工作。Constantinou等[4]采用黏滯阻尼器作為減振裝置，對(duì)1/4縮尺的一層和三層鋼框架分別進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，設(shè)置阻尼器后，模型結(jié)構(gòu)層間位移和樓層剪力的峰值明顯減小。Reinhorn等[5]采用黏滯阻尼器加固1/3比例的三層震損鋼筋混凝土框架。振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果顯示，加固結(jié)構(gòu)的位移反應(yīng)顯著減小，基底剪力變化不大，加速度反應(yīng)在局部樓層出現(xiàn)放大。呂西林等[6]對(duì)一幢安裝了黏滯阻尼器的高層方鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)的1/15縮尺模型進(jìn)行了模擬地震振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。由試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，黏滯阻尼器起到了一定的消能減震效果，提高了結(jié)構(gòu)的抗震性能。此外，王雷等[7]對(duì)1/20縮尺的斜拉橋進(jìn)行了全橋4臺(tái)陣振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，以研究黏滯阻尼器在縱橋向的減振效果。應(yīng)當(dāng)指出的是，已有的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果表明，不同加速度峰值或頻譜特性的地震動(dòng)輸入下，模型結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)以及黏滯阻尼器的減振效果一般不同，甚至差異顯著。客觀上，工程地震動(dòng)因受到震源、傳播途徑以及局部場(chǎng)地等因素的影響而具有強(qiáng)烈的隨機(jī)性[8]。因此，地震動(dòng)的隨機(jī)性在結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)分析以及減震控制研究中是不能忽略的。相應(yīng)地，結(jié)構(gòu)消能減震效果應(yīng)當(dāng)由有控、無(wú)控時(shí)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的均值、標(biāo)準(zhǔn)差等概率特征比較得到。

抗震可靠度是評(píng)價(jià)工程結(jié)構(gòu)在地震作用下安全性的一個(gè)重要指標(biāo)，故有必要對(duì)消能減震結(jié)構(gòu)的動(dòng)力可靠度進(jìn)行分析。孫廣俊等[9]結(jié)合黏滯阻尼減震結(jié)構(gòu)的受力特性，建立了此類(lèi)耗能減震結(jié)構(gòu)動(dòng)力可靠度分析的實(shí)用簡(jiǎn)化計(jì)算方法。狄生奎等[10]先利用虛擬激勵(lì)法求解黏滯阻尼框架結(jié)構(gòu)在地震作用下的隨機(jī)響應(yīng)，然后基于首次超越破壞理論分析安裝有黏滯阻尼器結(jié)構(gòu)的動(dòng)力可靠度。

鑒于目前的研究現(xiàn)狀，本文開(kāi)展了隨機(jī)地震動(dòng)作用下黏滯阻尼減震結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，并采用概率密度演化方法和等價(jià)極值事件原理，對(duì)有控和無(wú)控試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膭?dòng)力可靠度分別進(jìn)行了分析，以研究隨機(jī)激勵(lì)作用時(shí)黏滯阻尼器在結(jié)構(gòu)中的實(shí)際減振效果以及對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力可靠度的影響。

1 結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)地震動(dòng)樣本生成

基于物理隨機(jī)地震動(dòng)模型生成了121條試驗(yàn)地震動(dòng)樣本，并對(duì)其加速度峰值進(jìn)行了調(diào)整。物理隨機(jī)地震動(dòng)模型中有4個(gè)基本隨機(jī)變量，即：基底幅值、場(chǎng)地基本頻率、場(chǎng)地等價(jià)阻尼比以及初始相角?？紤]到本次試驗(yàn)的實(shí)際情況，將基底幅值取為定值(其變異系數(shù)為0)，并將場(chǎng)地基本頻率的均值在建議值附近進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整，其余相關(guān)參數(shù)均根據(jù)原型結(jié)構(gòu)的實(shí)際場(chǎng)地條件取文獻(xiàn)[11]中的建議值。最終確定的隨機(jī)地震動(dòng)模型相關(guān)參數(shù)值如表1。

表1 物理隨機(jī)地震動(dòng)模型的相關(guān)參數(shù)

基于表1中選定的各參數(shù)，由物理隨機(jī)地震動(dòng)模型生成了121條地震動(dòng)樣本(其中一條為均值參數(shù)地震動(dòng)，以W000表示)，其加速度時(shí)間間隔均為0.02 s，總時(shí)長(zhǎng)均為20.48 s。為保證模型結(jié)構(gòu)在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中始終處于線彈性狀態(tài)，試驗(yàn)時(shí)必須對(duì)輸入地震動(dòng)加速度峰值進(jìn)行控制[12]。調(diào)整后的地震動(dòng)樣本(除均值參數(shù)地震動(dòng)以外的120條，以W001～W120表示)加速度峰值的最小值、最大值、均值以及標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.39 m/s2、2.30 m/s2、1.09 m/s2、0.31 m/s2。同時(shí)，調(diào)整后的均值參數(shù)地震動(dòng)的加速度峰值為1.00 m/s2。圖1中給出了其中兩條典型試驗(yàn)地震動(dòng)樣本的加速度時(shí)程。除均值參數(shù)地震動(dòng)以外的120條試驗(yàn)地震動(dòng)樣本的傅里葉幅值譜均值曲線與物理隨機(jī)地震動(dòng)模型的幅值譜(各參數(shù)取均值)對(duì)比如圖2所示。由圖2可見(jiàn)，樣本幅值譜均值曲線與模型幅值譜吻合良好。

(a) 第48條試驗(yàn)地震動(dòng)樣本W(wǎng)048

(b) 第73條試驗(yàn)地震動(dòng)樣本W(wǎng)073

圖2 樣本幅值譜均值曲線與模型幅值譜對(duì)比

Fig.2 Comparison between the mean curve of sample amplitude spectra and amplitude spectrum of physical stochastic ground motion model

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑榱鶎訂慰玟摽蚣芙Y(jié)構(gòu)，設(shè)置有黏滯阻尼器的模型結(jié)構(gòu)如圖3所示。該模型的幾何相似常數(shù)為1/5，平面尺寸為1.6 m×1.6 m，底層層高1.0 m，其余各樓層層高均為0.8 m，自重約為2.8 t。試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭?，柱和梁均采用Q345槽鋼，樓面板采用10 mm厚Q235鋼板。試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c原型的時(shí)間相似比為0.447 2，力相似比為0.04，密度相似比為5，加速度相似比為1?？紤]到密度相似系數(shù)為5，在試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷拿繉訕敲嫔戏謩e布置1.2 t的附加人工質(zhì)量，以滿足既定的動(dòng)力相似關(guān)系。

1.3 試驗(yàn)裝置

本次試驗(yàn)的主要試驗(yàn)裝置為MTS模擬地震振動(dòng)臺(tái)。該振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸為4.0 m×4.0 m，控制方式為三方向六自由度，最大試件質(zhì)量25 t。

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)

進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀锌卣駝?dòng)臺(tái)試驗(yàn)時(shí)，采用3個(gè)設(shè)計(jì)最大出力均為10 kN的黏滯阻尼器作為減振裝置(見(jiàn)圖4)，分別布置于模型結(jié)構(gòu)底下三層的層間。這3個(gè)黏滯阻尼器具有相同的設(shè)計(jì)參數(shù)，阻尼系數(shù)為20 kN/[(m·s)-0.3]，速度指數(shù)為0.3，行程為±50 mm，安裝長(zhǎng)度為670 mm。這3個(gè)黏滯阻尼器的典型實(shí)測(cè)滯回曲線如圖5所示，圖中的滯回曲線光滑、飽滿，表明阻尼器具有良好的耗能能力。

圖4 黏滯阻尼器

圖5 黏滯阻尼器典型滯回曲線

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

本次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)主要采用拉線式位移計(jì)和壓電式加速度計(jì)量測(cè)模型結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)。在地震動(dòng)輸入方向(X向)，在振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面以及各樓層的樓面各布置一個(gè)位移計(jì)和加速度計(jì)；在垂直于地震動(dòng)輸入方向(Y向)，在振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面以及第三層和第六層的樓面各布置一個(gè)位移計(jì)和加速度計(jì)。

1.5 試驗(yàn)工況

本次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)采用基于物理隨機(jī)地震動(dòng)模型生成的地震動(dòng)樣本作為單向地震動(dòng)輸入(X向)。考慮到試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c原型的時(shí)間相似比為0.447 2，振動(dòng)臺(tái)地震動(dòng)輸入時(shí)，加速度時(shí)間間隔統(tǒng)一調(diào)整為0.008 96 s。

振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)工況如表2所示。其中，工況1及工況242采用均值參數(shù)地震動(dòng)(W000)作為輸入，這兩個(gè)工況主要用于無(wú)控試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膮?shù)識(shí)別。工況2～工況121為有控工況，此時(shí)采用圖4中的3個(gè)黏滯阻尼器作為減振裝置，分別布置于模型結(jié)構(gòu)底下三層的層間(見(jiàn)圖3)。應(yīng)當(dāng)指出的是，鑒于本次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的實(shí)際情況，只考慮黏滯阻尼器的一種布置方式，且阻尼器的布置位置是通過(guò)優(yōu)化分析確定的(阻尼器位置優(yōu)化的目標(biāo)函數(shù)為模型結(jié)構(gòu)各樓層層間位移峰值的均值)。

表2 結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)工況

2 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)識(shí)別

多自由度結(jié)構(gòu)的模態(tài)頻率和振型均可由各自由度絕對(duì)加速度響應(yīng)幅頻特性曲線識(shí)別得到。因此，基于工況1以及工況242中量測(cè)得到的各樓層絕對(duì)加速度響應(yīng)可進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)識(shí)別。

由識(shí)別得到，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷那叭A模態(tài)頻率從工況1的1.476 Hz、4.642 Hz、8.419 Hz變?yōu)楣r242的1.453 Hz、4.605 Hz、8.338 Hz；前三階振型的識(shí)別結(jié)果如圖6所示。由此可見(jiàn)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷那叭A模態(tài)頻率在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中只分別減小了1.56%、0.80%與0.96%，且前三階振型基本保持不變。因此，可認(rèn)為試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮谡駝?dòng)臺(tái)試驗(yàn)過(guò)程中始終處于線彈性狀態(tài)，其參數(shù)未發(fā)生明顯變化，達(dá)到了預(yù)期的試驗(yàn)?zāi)康?即被控結(jié)構(gòu)是確定性的，只考慮地震作用的隨機(jī)性)。

(a)振型1(b)振型2(c)振型3

圖6 試驗(yàn)?zāi)Ｐ颓叭A振型識(shí)別結(jié)果

Fig.6 The first three mode shapes of test structure

2.2 峰值響應(yīng)

有控及無(wú)控時(shí)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ头逯淀憫?yīng)的均值和標(biāo)準(zhǔn)差對(duì)比如圖7。由圖可見(jiàn)，采用黏滯阻尼器作為減振裝置，能顯著減小模型結(jié)構(gòu)的層間位移峰值，然而，樓層剪力峰值的均值有不同程度放大。

(a) 層間位移

(b) 樓層剪力

圖7(a)中，有控試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯娱g位移峰值的均值較無(wú)控時(shí)減小了30.9%～73.5%(平均51.1%)，標(biāo)準(zhǔn)差減小了23.5%～78.6%(平均57.2%)。其中，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷紫氯龑?黏滯阻尼器布置樓層)層間位移峰值的降低最為明顯。由圖7(b)可見(jiàn)，有控模型結(jié)構(gòu)樓層剪力峰值的均值較無(wú)控時(shí)增大了1.3%～36.4%，平均增幅為14.6%。但同時(shí)注意到，有控模型結(jié)構(gòu)底下四層的樓層剪力峰值的標(biāo)準(zhǔn)差較無(wú)控時(shí)明顯減小，其中底層和第三層分別減小了34.9%與44.5%。

2.3 均方根響應(yīng)

有控及無(wú)控時(shí)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ途礁憫?yīng)的均值和標(biāo)準(zhǔn)差對(duì)比如圖8所示。由圖可知，有控模型結(jié)構(gòu)層間位移均方根值較無(wú)控時(shí)顯著降低，樓層剪力均方根值大多明顯減小。

圖8(a)中，有控模型結(jié)構(gòu)層間位移均方根值的均值與標(biāo)準(zhǔn)差分別較無(wú)控時(shí)平均減小了61.8%與71.9%，即位移響應(yīng)的均值明顯減小、變異性顯著降低。例如，底層位移均方根值的均值和標(biāo)準(zhǔn)差均減小80.0%以上。如圖8(b)所示，除頂層外，有控模型結(jié)構(gòu)樓層剪力均方根值相較于無(wú)控時(shí)有不同程度減小，且底部樓層降低相對(duì)更為明顯。其中，底下三層的樓層剪力均方根值的均值和標(biāo)準(zhǔn)差均分別減小20%與30%以上。

(a) 層間位移

(b) 樓層剪力

2.4 地震動(dòng)隨機(jī)性的影響

本次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中，模型結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的變異性是比較顯著的。例如，不論是有控工況組還是無(wú)控工況組，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷讓游灰品逯档淖畲笾稻鶠橄鄳?yīng)最小值的近兩倍，而這正是由于臺(tái)面輸入地震動(dòng)的隨機(jī)性造成的。

應(yīng)當(dāng)指出的是，不同試驗(yàn)地震動(dòng)樣本輸入時(shí)，采用相同布置的3個(gè)黏滯阻尼器進(jìn)行振動(dòng)控制，最終取得的減振效果不同。例如，當(dāng)分別以圖1(a)和圖1(b)中的試驗(yàn)地震動(dòng)樣本(即W048與W073)作為輸入地震動(dòng)時(shí)，底層位移均取得了非常顯著的減振效果，如圖9(a)和圖10(a)；然而，底層剪力卻出現(xiàn)了截然相反的情況，如圖9(b)和圖10(b)所示。當(dāng)W073作為臺(tái)面輸入時(shí)，底層剪力的峰值和均方根值均有一定程度減小，而當(dāng)W048作為輸入地震動(dòng)時(shí)，底層剪力的峰值卻出現(xiàn)了明顯放大。導(dǎo)致部分工況時(shí)有控模型結(jié)構(gòu)底層剪力出現(xiàn)放大的原因是：黏滯阻尼器-鋼支撐系統(tǒng)工作時(shí)能夠給被控結(jié)構(gòu)提供一定的附加剛度和阻尼，使其動(dòng)力特性發(fā)生變化，進(jìn)而導(dǎo)致在某些地震動(dòng)作用下有控和無(wú)控結(jié)構(gòu)系統(tǒng)高階振型的影響產(chǎn)生差異。

由此可見(jiàn)，地震作用的隨機(jī)性對(duì)結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)以及黏滯阻尼器減振效果的影響是不能忽視的。

2.5 典型工況下結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性比較

為揭示黏滯阻尼器-鋼支撐系統(tǒng)減震控制的本質(zhì)，圖11中給出了當(dāng)試驗(yàn)地震動(dòng)樣本W(wǎng)048作為臺(tái)面輸入時(shí)，有控、無(wú)控模型結(jié)構(gòu)頂層絕對(duì)加速度響應(yīng)幅頻特性曲線，由此可識(shí)別出結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的前幾階模態(tài)頻率及阻尼比。

(a) 底層位移

(b) 底層剪力

(a) 底層位移

(b) 底層剪力

Fig.10 Comparison of typical responses of test structure subject to the ground acceleration W073

圖11 頂層絕對(duì)加速度響應(yīng)幅頻特性曲線

圖11中，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的前兩階模態(tài)頻率由無(wú)控時(shí)的1.42 Hz、4.58 Hz分別變?yōu)橛锌貢r(shí)的2.07 Hz、5.78 Hz，即分別增大了45.8%和26.2%。導(dǎo)致結(jié)構(gòu)自振頻率增大的主要原因是：當(dāng)黏滯阻尼器-鋼支撐系統(tǒng)被動(dòng)地依靠模型結(jié)構(gòu)的振動(dòng)而工作時(shí)，前者將給后者提供一定的附加剛度。由圖11中的幅頻特性曲線經(jīng)半功率點(diǎn)法識(shí)別得到，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的第一階模態(tài)阻尼比由無(wú)控時(shí)的0.012變?yōu)橛锌貢r(shí)的0.020，即增大了66.7%。由此可見(jiàn)，黏滯阻尼器能夠給被控結(jié)構(gòu)提供較大的附加阻尼。

3 模型結(jié)構(gòu)動(dòng)力可靠度分析

基于等價(jià)極值事件[13]的思想，結(jié)構(gòu)動(dòng)力可靠度與體系可靠度分析均可以轉(zhuǎn)化為求解結(jié)構(gòu)隨機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的極值分布問(wèn)題，而概率密度演化方法[14]可用于求解極值的概率分布。現(xiàn)行的《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)規(guī)定，多遇地震及罕遇地震作用下，結(jié)構(gòu)彈性及彈塑性最大層間位移角均應(yīng)不超過(guò)相應(yīng)的層間位移角限值。因此，在以下基于首次超越破壞準(zhǔn)則的可靠度分析中，以層間位移角定義試驗(yàn)?zāi)Ｐ透鳂菍涌煽慷群腕w系可靠度。

3.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ透鳂菍涌煽慷?/h3>

有控及無(wú)控工況下，試驗(yàn)?zāi)Ｐ透鳂菍訉娱g位移角極值的概率密度函數(shù)及累積分布函數(shù)分別如圖12、圖13所示。應(yīng)當(dāng)指出的是，為更好地呈現(xiàn)有控時(shí)各樓層概率密度函數(shù)及累積分布函數(shù)曲線的形態(tài)，圖12和圖13中橫坐標(biāo)標(biāo)注未全部統(tǒng)一。

(a) 無(wú)控

(b) 有控

由圖12和圖13可知，兩種不同工況下，試驗(yàn)?zāi)Ｐ透鳂菍訉娱g位移角極值的概率分布表現(xiàn)出較大的差異性，主要體現(xiàn)在極值的分布范圍及其概率密度函數(shù)和累積分布函數(shù)曲線的形態(tài)上。無(wú)控工況下，模型結(jié)構(gòu)底層位移角極值的分布寬度最大；在相同層間位移角界限值的條件下，底層可靠度相對(duì)最小(為薄弱層)，且隨著樓層高度的增加，樓層可靠度一般逐漸增大。有控工況中，模型結(jié)構(gòu)各樓層層間位移角極值的主要分布區(qū)間相較于無(wú)控時(shí)均向數(shù)值偏小的方向移動(dòng)不少，與此同時(shí)，分布寬度一般也有一定程度減小。以底層為例，無(wú)控時(shí)層間位移角極值主要分布于1/250～1/111.1，而有控時(shí)主要分布在1/833.3～1/400。當(dāng)層間位移角界限值取不同數(shù)值時(shí)，有控和無(wú)控試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒糠謽菍拥氖Ц怕嗜绫?。由該表可知，在相同層間位移角界限值的條件下，有控時(shí)的樓層可靠度一般比無(wú)控時(shí)明顯增大。例如，當(dāng)層間位移角界限值取1/250時(shí)，有控模型結(jié)構(gòu)底層的失效概率為0，而無(wú)控時(shí)底層的失效概率為0.997 7。

(a) 無(wú)控

(b) 有控

Tab.3Failureprobabilityofsomestoriesofteststructurewithandwithoutcontrol

層間位移角界限值/rad工況樓層失效概率1351/5001/2501/166.7無(wú)控110.9953有控0.15530.13260.8528無(wú)控0.99770.75670.2535有控000無(wú)控0.74870.01090有控000

3.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ腕w系可靠度

有控及無(wú)控工況下，試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯娱g位移角最大值(各樓層層間位移角極值取最大)的概率密度函數(shù)和累積分布函數(shù)如圖14所示。

圖14 層間位移角最大值的概率密度函數(shù)和累積分布函數(shù)

對(duì)比圖14中相應(yīng)的概率密度函數(shù)、累積分布函數(shù)曲線不難發(fā)現(xiàn)，有控模型結(jié)構(gòu)層間位移角最大值的主要分布區(qū)間相對(duì)于無(wú)控時(shí)向數(shù)值偏小的方向移動(dòng)很多，且分布寬度顯著減小。無(wú)控時(shí)，層間位移角最大值主要分布于1/250～1/111.1(與無(wú)控時(shí)模型結(jié)構(gòu)薄弱層——底層的層間位移角極值的主要分布區(qū)間接近)，而有控時(shí)則主要分布在1/555.6～1/263.2。當(dāng)層間位移角界限值的取值大于1/500且小于1/250時(shí)，有控模型結(jié)構(gòu)的體系可靠度較無(wú)控時(shí)顯著提高。例如，當(dāng)層間位移角界限值取1/250時(shí)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷捏w系可靠度由無(wú)控時(shí)的0.001 5增大為有控時(shí)的1。由此可見(jiàn)，設(shè)置3個(gè)黏滯阻尼器作為減振裝置后，模型結(jié)構(gòu)的抗震性能明顯改善，體系可靠度顯著提高。

4 結(jié) 論

本文采用隨機(jī)地震動(dòng)作為輸入，對(duì)有控和無(wú)控試驗(yàn)?zāi)Ｐ头謩e進(jìn)行了地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，并對(duì)模型結(jié)構(gòu)各樓層可靠度以及體系可靠度進(jìn)行了分析。主要結(jié)論如下：

(1)設(shè)置黏滯阻尼器后，模型結(jié)構(gòu)層間位移的峰值和均方根值的均值分別平均減小了51.1%與61.8%，標(biāo)準(zhǔn)差分別平均減小了57.2%與71.9%；樓層剪力峰值的均值有不同程度增大而標(biāo)準(zhǔn)差卻大多明顯減小，樓層剪力均方根值一般顯著降低。

(2)隨機(jī)地震動(dòng)作用下，有控及無(wú)控模型結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的變異性顯著，并且不同試驗(yàn)地震動(dòng)樣本輸入時(shí)，黏滯阻尼器取得的減振效果不同。因此，結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)分析以及減震控制研究中應(yīng)合理考慮地震作用的隨機(jī)性。

(3)基于首次超越破壞準(zhǔn)則，以層間位移角定義試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛣?dòng)力可靠度時(shí)，設(shè)置黏滯阻尼器作為減振裝置能夠顯著提高模型結(jié)構(gòu)各樓層可靠度以及體系可靠度。

[1] 陳永祁, 曹鐵柱, 馬良喆. 液體黏滯阻尼器在超高層結(jié)構(gòu)上的抗震抗風(fēng)效果和經(jīng)濟(jì)分析[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2012, 45(3): 58-66.

CHEN Yongqi, CAO Tiezhu, MA Liangzhe. The function and economic effectiveness of fluid viscous dampers for reduction of seismic and wind vibrations of high-rise buildings[J]. China Civil Engineering Journal, 2012, 45(3): 58-66.

[2] LAVAN O, AMIR O. Simultaneous topology and sizing optimization of viscous dampers in seismic retrofitting of 3D irregular frame structures[J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 2014, 43(9):1325-1342.

[3] GUO T, LIU J, ZHANG Y F, et al. Displacement monitoring and analysis of expansion joints of long-span steel bridges with viscous dampers[J]. Journal of Bridge Engineering, 2015, 20(9): 04014099.

[4] CONSTANTINOU M C, SYMANS M D. Experimental and analytical investigation of seismic response of structures with supplemental fluid viscous dampers: NCEER-92-0032[R]. Buffalo: State University of New York at Buffalo, 1992.

[5] REINHORN A M, LI C, CONSTANTINOU M C. Experimental and analytical investigation of seismic retrofit of structures with supplemental damping: Part 1 - Fluid viscous damping devices: NCEER-95-0001[R]. Buffalo: State University of New York at Buffalo, 1995.

[6] 呂西林, 孟春光, 田野. 消能減震高層方鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究和彈塑性時(shí)程分析[J]. 地震工程與工程振動(dòng), 2006, 26(4): 231-238.

Lü Xilin, MENG Chunguang, TIAN Ye. Shaking table test and elasto-plastic time history analysis of a high-rise CFRT frame structure with dampers[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2006, 26(4): 231-238.

[7] 王雷, 徐艷. 榕江大橋主橋振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究[J]. 世界地震工程, 2015, 31(3): 39-44.

WANG Lei, XU Yan. Shaking table test and analysis of main bridge of Rongjiang bridge[J]. World Earthquake Engineering, 2015, 31(3): 39-44.

[8] WANG D, LI J. Physical random function model of ground motions for engineering purposes[J]. Science China Technical Science, 2011, 54(1): 175-182.

[9] 孫廣俊, 李?lèi)?ài)群. 黏滯阻尼減震結(jié)構(gòu)抗震可靠度簡(jiǎn)化分析[J]. 防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報(bào), 2010, 30(增刊1): 50-57.

SUN Guangjun, LI Aiqun. A simplified analysis method for evaluating seismic reliability of structures with viscous dampers[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2010, 30(Sup1): 50-57.

[10] 狄生奎, 趙子斌, 李凱峰. 黏滯阻尼框架結(jié)構(gòu)動(dòng)力可靠度及參數(shù)分析[J]. 蘭州理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2014, 40(2): 123-127.

DI Shengkui, ZHAO Zibin, LI Kaifeng. Dynamic reliability and parameter analysis of frame structures with viscous damper[J]. Journal of Lanzhou University of Technology, 2014, 40(2): 123-127.

[11] 艾曉秋, 李杰. 基于隨機(jī)Fourier譜的地震動(dòng)合成研究[J]. 地震工程與工程振動(dòng), 2009, 29(2): 7-12.

AI Xiaoqiu, LI Jie. Synthesis method of non-stationary ground motion based on random Fourier spectra[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2009, 29(2): 7-12.

[12] 梅真, 陳建兵, 李杰. 隨機(jī)地震動(dòng)作用下的結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制試驗(yàn)設(shè)計(jì)[J]. 世界地震工程, 2012, 28(1): 157-163.

MEI Zhen, CHEN Jianbing, LI Jie. Experimental design of structural vibration control subject to random earthquake ground motions[J]. World Earthquake Engineering, 2012, 28(1): 157-163.

[13] LI J, CHEN J B, FAN W L. The equivalent extreme-value event and evaluation of the structural system reliability[J]. Structural Safety, 2007, 29(2): 112-131.

[14] LI J, CHEN J B. Stochastic dynamics of structures[M]. Singapore: John Wiley & Sons, 2009.