考虑土-结相互作用的黏滞阻尼器减震结构振动台试验研究

赵学斐， 王曙光， 王 海， 杜东升， 刘伟庆

(南京工业大学 土木工程学院，南京 211816)

考虑土-结相互作用的黏滞阻尼器减震结构振动台试验研究

赵学斐， 王曙光， 王 海， 杜东升， 刘伟庆

(南京工业大学 土木工程学院，南京 211816)

通过对黏滞阻尼器消能减震钢框架结构模型在刚性地基和群桩地基条件下进行对比振动台试验，研究土-结动力相互作用(SSI)对阻尼器减震效果的影响。根据量纲分析法确定了试验模型与原型的相似关系。采用粉质黏土作为试验用土，采用叠层剪切型土箱以减轻边界的影响。上部结构为5层钢框架，消能元件为黏滞阻尼器。通过振动台试验获取了不同地震输入下减震结构及非减震结构在不同基础条件下的动力特性、楼层加速度及位移的地震反应数据。对于桩基础模型，测量了桩身应变及桩土接触面的压力值。试验结果表明：对于非减震结构，SSI效应使结构体系的阻尼比有较大的提高，而对于减震结构，SSI效应对结构体系的阻尼比影响则不大；SSI效应对结构楼层加速度反应具有显著的影响，其对上部结构地震反应的主要影响体现为减震效应, 且随着地震输入量级的增大，减震效应愈大，群桩基础上阻尼器的减震效率与刚性地基相比具有较大程度的下降；对于桩基础结构，阻尼器在降低上部结构反应的同时，减小了桩基础的地震反应，上部结构和基础两个方面的安全性都得到了提高。

黏滞阻尼器；土-结构相互作用；振动台试验；动力特性；地震反应

由于地震发生的偶然性和突然性，人们往往难以得到地震时的有效原型观测数据。因此，在进行土-结构动力相互作用(Soil-Structure Interaction,SSI)研究中最大的困难是缺少地震时土-结构体系地震反应的实测数据；同时，土-结构相互作用体系模型的动力试验也很少，现有的计算模型和数值模拟方法都有待于进一步的深入研究和论证。宫必宁等[1]进行了地下结构与土动力相互作用的振动台试验，采用水平和垂直双向地震波输入。试验得出地下结构水平放大系数随土体非线性发展的规律，以及水平动土压力与侧壁位移的分布情况。试验没有考虑模型边界效应及地震波输入等问题。陈国兴等[2-3]通过对四种不同结构形式的振动台对比试验，探讨了土-结构动力相互作用对结构地震反应的影响以及调质阻尼器(Tuned Mass Damper,TMD) 在刚性和柔性地基条件下的减震作用。试验表明SSI效应具有降低和提高结构减震控制效果的双重作用，其综合效果与输入地震波的频谱特性、加速度峰值有关。但试验仅对上部结构考虑了相似关系。楼梦麟等[4]进行了上部结构对桩基地震应力影响的振动台试验，试验没有较好的消除土层侧向边界对试验结果的影响，且上部结构只限定在规定方向运动。韦晓等[5]进行了桩-土-桥梁结构动力相互作用的振动台试验，但试验没有考虑模型相似关系和土层边界模拟。凌贤长等[6]展开了液化场地桩-土-桥梁结构动力相互作用的大型振动台试验研究，进行了液化场地缩比为1∶10的钢筋混凝土桩基础独立柱式桥墩模型的研究，试验较好的再现了地基砂土液化的各种宏观震害现象。试验模型设计及相似关系考虑较全面，同类试验在国内尚属首次。吕西林等[7-9]进行的考虑土-结相互作用的高层结构的振动台试验，考虑了模型相似模拟和土层边界条件模拟。试验再现了粉质砂土液化现象，取得了均匀土和分层土中桩-土-结构动力反应特性及规律。

目前针对考虑SSI效应的消能减震结构的研究相对较少。宋和平等[10]通过结合实际工程，对地震作用下的消能减震结构体系进行了数值对比分析，分析表明在考虑土-结构动力相互作用后，减震效果均明显变差。张兆超[11]通过数值算例分析认为土-结构动力相互作用降低了消能装置的有效性, 基于刚性地基假定的高层结构减震设计和抗震性能评价并不一定偏于安全。而关于考虑SSI效应对消能减震结构影响的振动台试验则鲜有报道，对数值分析的结论缺少试验数据的验证。因此，开展土-消能减震结构动力相互作用的大型振动台试验研究是十分必要的。本试验以黏滞阻尼器作为消能元件，设计了群桩基础上消能减震结构的振动台试验，拟搞清楚SSI效应对消能减震结构地震反应的影响。

1 试验概况

1.1 模型相似关系

目前常用的相似关系确定方法有方程分析法和量纲分析法，但由于本试验研究中包含了诸多的物理量，各物理量之间无法写出明确的函数关系，故选用量纲分析法确定各物理量的相似关系。试验中整个相互作用体系的主要物理量为：几何尺寸L、位移X、楼层水平剪力F、楼层水平刚度K、质量M、周期T、阻尼比ξ、土的弹性模量E、加速度a，应力σ。与各物理量相对应的相似常数分别为SL、SX、SF、SK、SM、ST、Sξ、SE、Sa、Sσ。试验模型相似比基于Buckingham π定理，综合考虑振动台的试验性能，选取加速度相似比为1，长度相似比为1∶25，质量相似比为1∶2 500，据此推导出其他物理量的相似关系，具体如表1所示。

表1 模型与原型相似比

本试验以第一周期为1.3 s左右的15～25层高层框架结构为原型设计上部结构试验模型。简化起见,采用5层钢框架模拟上部结构,保证上部结构模型与原型周期、重量、高度等物关键物理参数相似。确定模型总高度为3.05 m,高宽比为4。模型上部结构每层配重950 kg,模型总重约为6 t。试验模型与原型结构的关键物理参数对比如表2所示。

表2 模型与原型物理量

1.2 土体边界条件模拟

对于土体边界条件的模拟, 最常用的模型土箱主要有柔性土箱和剪切型土箱两种。本文综合试验要求以及振动台承载力的限制条件，设计了平面尺寸3.4 m×1.5 m、高度1.4 m的剪切型土箱，通过控制模型结构平面尺寸不大于土箱激振方向尺寸的1/4，减轻土体与边界的相互影响。根据模型土箱几何尺寸及承重情况，采用19层叠层方钢管框架并辅之以双侧面钢板条约束的方案，以保证土体沿振动方向连续变形的同时限制其变形不至于过大。每层钢框架由四根方钢管焊接而成，钢管截面尺寸为60 mm×60 mm，壁厚4 mm。除最上一层框架，其余框架间均焊接两片200 mm×60 mm×10 mm不锈钢垫板。在钢垫板上沿水平振动方向设置V形凹槽，通过在槽内放置钢滚珠形成可以自由滑动的支承点。模型土箱纵向两侧设置两根圆形立柱，立柱上安装与土箱外壁接触的轴承，立柱通过顶部横梁形成稳定框架，以限制土箱垂直及平面扭转运动。模型土箱内置厚度为2 mm的橡胶膜，以防止土箱内土和水的漏出。在垂直振动方向的两个侧面，分别用两根2 mm厚的钢板条通过螺栓连接将其固定于两侧以限制土箱沿振动方向的侧向位移和稳定，并通过在铁条和框架间设置橡胶层以消除振动时的噪声影响。土箱尺寸及加工成型的模型如图1和图2所示。

图1 叠层剪切型土箱设计图

图2 叠层剪切型土箱照片

1.3 框架设计

上部结构为5层钢框架。模型沿激振方向宽度0.75 m，底层高度0.65 m，其余四层每层高度0.6 m。模型钢材采用Q235钢，主要梁柱尺寸规格为:方钢管柱,□60 mm×60 mm×4 mm；H型钢梁,170 mm×50 mm×4 mm×4 mm。

框架模型立面简图如图3所示，平面简图如图4所示。

1.4 阻尼器设计及力学性能试验

原型结构采用黏滞阻尼器进行振动控制，其阻尼力范围为：40～60 kN。根据力的相似关系1∶25，试验所选黏滞阻尼器的主要参数为：阻尼系数C=0.8～1.1kN/(mm/s)α，α=0.1～0.2；期望最大的阻尼力为1.6～2.4 kN；最大行程位移为25 mm。本试验选用上海材料研究所生产的圆筒式黏滞阻尼器，采用两种规格，如图5、图6所示，其参数分别为：类型1阻尼系数C=0.8 kN/(mm/s)0.2，类型2阻尼系数C=1.1 kN/(mm/s)0.1。对于减震试验模型：第一层与二层每层安装两个类型2阻尼器，第三层到第五层每层安装两个类型1阻尼器。

图3 模型立面图

(a) 标准层平面图

(b) 底层平面图

(a)

(b)

(a)

(b)

为保证10个黏滞阻尼器的性能，在上海材料研究所阻尼器试验室对其进行了力学性能的测试。加载方式为正弦波加载，阻尼器性能试验检测频率分别为0.1 Hz、0.2 Hz、0.4 Hz、0.6 Hz。图7、图8分别为类型1和类型2黏滞阻尼器理论值和试验值的对比图，由图可知上海材料研究所生产的10个黏滞阻尼器达到预期性能，与理论值较为接近。本次试验值与理论值的最大误差为7.5%，符合规范规定的最大误差应小于±15%。

图7 类型1黏滞阻尼器理论值和试验值的对比

Fig.7 The comparison of theoretical value with test value for type 1

图8 类型2黏滞阻尼器理论值和试验值的对比

Fig.8 The comparison of theoretical value with test value for type 2

1.5 桩、承台板设计

模型基础采用2×2群桩基础，桩截面100 mm×100 mm，桩长1.08 m，采用普通混凝土制作，配筋为8φ6，配筋率2.26%。沿激振方向桩净间距650 mm，大于6倍桩径，认为可以忽略群桩效应的影响。承台板厚120 mm，采用φ6@50双层双向配筋, 其配筋如图9所示。桩和承台混凝土弹性模量、泊松比和28天龄期立方体抗压强度分别为21.8 GPa、0.18、19.55 MPa。根据应力相似比关系1∶4，其所对应的原型桩基础的弹性模量与抗压强度分别为87.2 GPa、78.2 MPa，近似表征刚度较大的钢管混凝土桩。群桩基础加工完成后如图10所示。

图9 桩基础配筋图

图10 群桩基础

1.6 模型土的制备

模型土采用均匀粉质黏土，土层总厚度1.4 m，模拟原型土质。如前所述，土、基础、上部结构遵循相同的相似关系，因此，试验模型土按相似关系设计，弹性模量相似系数为SE=1∶4。模型土的制备主要控制土体的含水量和密实度，对粉质黏土模型土取样进行室内试验，其动刚度与阻尼比随剪应变的关系如图11所示。

在模型土及桩基础装入土箱后，静置固结3天，采用SDMT波速检测仪测定土层平均剪切波速约为45m/s(与自由场试验0.05 g白噪声输入下的土体剪切波速43.68 m/s接近)，因此模型土满足模拟群桩基础的试验要求。

图11 试验粉质黏土的G/Gmax～γ和λ～γ曲线

1.7 试验测点布置

根据试验目的和研究内容，上部框架结构需要测定的数据有：结构各层的加速度反应、层间位移反应。下部土箱中的测量数据为：桩身应变与桩土接触面压应力。试验加速度测量采用压电式加速度传感器；受试验条件的限制，本试验位移基于视频图像处理技术进行测量。试验测点布置如图12所示，加工完成的试验模型如图13所示。图中A和S表示加速度传感器，P表示土压力计，E表示应变传感器。

图12 土-桩基础-结构试验测点布置

图13 软弱土地基上减震结构模型照片

Fig.13 The photo of structure with viscous dampers supported by soft soil

1.8 试验加载制度

振动台试验分为两个阶段。第一阶段试验分两部分进行：第一部分为刚性地基上(上部结构直接固定于振动台上)非减震结构模型试验;第二部分为刚性地基上减震结构模型试验。台面输入加速度峰值按300 g(中震)、500 g(大震)两级输入。第二阶段试验分两部分进行：第一部分为桩基础上非减震结构模型试验，第二部分为桩基础上减震结构模型试验。台面输入加速度峰值按300 g(中震)、500 g(大震)两级输入。试验采用单向激振，选用地震波为El-Centro波、Kobe波、天津波三条天然地震波以及一条人工波。其中El-Centro波与Kobe波的加速度时程曲线及反应谱如图14和图15所示。

(a)

(b)

Fig.14 Time history and acceleration response spectrum of EI-Centro ground motion

(a)

(b)

Fig.15 Time history and acceleration response spectrum of Kobe ground motion

2 试验结果与分析

本试验在南京工业大学江苏省土木工程与防灾减灾重点试验室进行，试验室振动台由美国MTS公司生产、采用美国SD公司控制系统、水平单向。振动台的主要性能参数如表3所示。

表3 振动台参数

基于振动台试验得到的试验数据，从模型体系的动力特性、加速度反应、位移反应、桩身应变、桩土接触面压应力等方面对试验结果进行分析和对比。

为观测模型动力特性的变化，地震波输入前后，非减震结构采用力锤法，减震结构采用白噪声(300 g)对模型进行激振，以测点所测得的加速度反应信号经频谱变换得到传递函数，再利用传递函数及相关函数作出模型加速度响应的幅频特性图和相频特性图。幅频特性图上的峰值点所对应的频率为模型的自振频率。利用半功率带宽法由幅值特性图确定该自振频率下的临界阻尼比。表4及表5给出了刚性地基下非减震结构模型与减震结构模型地震波输入前后一阶及二阶频率与相对与应的阻尼比，表6及表7给出了群桩基础下非减震结构与减震结构地震波输入前后一阶及二阶频率与相对应的阻尼比。

表4 刚性地基下非减震模型振型频率和阻尼比

Tab.4 Frequency and damping ratio of the model systems without energy dissipation devices for fix-base case

工况非减震结构一阶频率/Hz一阶阻尼比/%二阶频率/Hz二阶阻尼比/%试验前3.752.1112.120.53试验后3.671.9311.250.47

表5 刚性地基下减震模型振型频率和阻尼比

Tab.5 Frequency and damping ratio of the model systems with energy dissipation devices for fix-base case

工况减震结构一阶频率/Hz一阶阻尼比/%二阶频率/Hz二阶阻尼比/%试验前4.2511.3313.756.12试验后4.1310.1613.505.62

表6 群桩地基下非减震模型振型频率和阻尼比

Tab.6 Frequency and damping ratio of the model systems without energy dissipation devices for plie group case

工况非减震结构一阶频率/Hz一阶阻尼比/%二阶频率/Hz二阶阻尼比/%试验前2.753.2610.531.36试验后2.853.7811.001.56

分析结果表明：结构各阶振型频率和阻尼比在试验前后变化比较小，可以认为上部钢框架模型在试验过程中处于弹性工作状态；刚性地基上非减震结构模型的一阶振型频率为3.75 Hz，一阶振型阻尼比为2.11%，而减震结构模型的一阶振型频率和阻尼比分别为4.25 Hz和11.33%。可见，黏滞阻尼器一定程度上增加了结构的刚度，且大幅度提高了结构的阻尼比，因而可以有效降低结构的地震反应。

表7 群桩地基下减震模型振型频率和阻尼比

Tab.7 Frequency and damping ratio of the model systems with energy dissipation devices for plie group case

工况减震结构一阶频率/Hz一阶阻尼比/%二阶频率/Hz二阶阻尼比/%试验前2.899.8611.695.21试验后2.9610.3212.115.32

对于群桩基础上的非减震结构，SSI效应降低了结构体系的频率，由3.75 Hz降为2.75 Hz，降低26.7%。另一方面群桩基础增加了结构体系的阻尼比，由2.11%增到为3.26%，增加54.5%；而对于减震结构，群桩基础也降低了结构体系的频率，由4.25 Hz降为2.89 Hz，降低32%，而其阻尼比与刚性地基相比则基本没有太大变化。可见，对于高阻尼比的减震结构，SSI效应不能够再提高体系的阻尼比。

图16～图19分别给出了刚性地基模型和群桩基础模型在四条地震波作用下结构加速度反应时程最大值的平均值(Amean)减震前后的对比，其中

Amean=(AEl+AKobe+ATJ+ARG)/4

式中,AEl,AKobe,ATJ,ARG分别为El-Centro波，Kobe波，天津波，人工波输入下结构加速度反应时程的最大值。

图20～图23分别给出了刚性地基模型和群桩基础模型在四条地震波作用下结构层间位移反应时程最大值的平均值(计算方法与加速度相同)减震前后的对比。

由图可见：①群桩基础条件下楼层的加速度峰值与层间位移峰值大小及其依楼层的分布形式与刚性地基条件下的试验结果存在显著的差别；②无论是刚性基础还是群桩基础黏滞阻尼器均能降低结构的反应，其对结构加速度及层间位移依楼层的分布形态影响不大;③SSI效应对结构楼层加速度反应具有显著的影响。其对上部结构地震反应的主要影响体现为减震效应，且随着地震输入量级的增大，减震效应愈大。中震动输入下，非减震结构顶层加速度峰值反应由刚性地基时的700 g降低为群桩基础时的555 g,降低幅度为21%。大震输入下，非减震结构顶层加速度峰值反应由刚性地基时的1 232 g降低为群桩基础时的747 g,降低幅度为40%。

对比不同地震输入量级以及不同基础条件下结构减震前后的试验数据，可以看出阻尼器减震效果具有明显的不同。为了量化SSI效应对阻尼器减震效果的影响，定义了楼层加速度及位移减震幅度，其定义为：减震幅度=(非减震结构响应-减震结构响应)/非减震结构响应。因此，减幅越大，表明阻尼器的减震效率越高。图24～图27给出了不同工况下结构各层加速度减幅以及层间位移减幅的对比情况。

由图24～图27可见：①刚性地基条件下阻尼器对结构加速度的控制效果除顶层外均大于柔性基础条件下的控制效果；②群桩基础条件下阻尼器对结构位移的控制效果均小于刚性基础时的控制效果；③随着地震输入量级的增大，无论是刚性基础还是群桩基础，阻尼器的控制效果均有所提高。因此，可以认为 SSI效应降低了减震装置的有效性，与以往学者数值计算得出的结论相符。

图16 中震输入下模型加速度反应均值对比(刚性地基)
Fig.16 The comparison of mean acceleration under moderate earthquake input (fixed base)

图17 中震输入下模型加速度反应均值对比(群桩基础)
Fig.17 The comparison of mean acceleration under moderate earthquake input (pile group foundation)

图18 大震输入下模型加速度反应均值对比(刚性地基)
Fig.18 The comparison of mean acceleration under major earthquake input (fixed base)

图19 大震输入下模型加速度反应均值对比(群桩基础)
Fig.19 The comparison of mean acceleration under major earthquake input (pile group foundation)

图20 中震输入下模型层间位移均值对比(刚性地基)

Fig.20 The comparision of mean storey drift under moderate earthquake input (fixed base)

图21 中震输入下模型层间位移均值对比(群桩基础)

Fig.21 The comparision of mean storey drift under moderate earthquake input (pile group foundation)

图22 大震输入下模型层间位移均值对比(刚性地基)

Fig.22 The comparison of mean storey drift under major earthquake input (fixed base)

图23 大震输入下模型层间位移均值对比(群桩基础)

Fig.23 The comparision of mean storey drift under major earthquake input (pile group foundation)

图24 中震输入下加速度减震幅度对比

Fig.24 The reduction degree of acceleration under moderate earthquake input

图25 大震输入下不同基础加速度减震幅度对比

Fig.25 The reduction degree of acceleration under major earthquake input

图26 中震输入下不同基础层间位移减震幅度对比

Fig.26 The reduction degree of storey drift under moderate earthquake input

图27 大震输入下不同基础层间位移减震幅度对比

Fig.27 The reduction degree of storey drift under major earthquake input

图28和图29分别给出了中震和大震作用下桩身在四条地震波作用下应变幅值的均值在减震前后对比情况。可以看出：①桩身应变呈现桩顶大、桩尖小的倒三角分布，且随输入加速度的增加，桩身的应变反应增大；②减震模型与非减震模型相比桩身的应变具有一定程度的减小，大震作用下的减小幅度大于中震下的减小幅度。

由于土体在加载后存在着不可恢复的变形，桩土之间存在残余土压力，将其扣除得到实际土压力。图30和图31分别给出了中震和大震作用下桩土接触面压应力的均值在减震前后的对比情况。可以看出：①桩土接触面土压力呈现中间较大两端较小的趋势，且随着地震输入量级的增大，桩土接触面土压力相应增大，且中间部分的增长幅度要大于两端，与以往学者得到的振动台试验结果类似;②结构增加阻尼器后，桩土之间的压应力具有一定程度的降低，大震作用下的降低幅度大于中震下的降低幅度。

图28 中震作用下桩身平均应变幅值对比

Fig.28 The average strain amplititude of pile under moderate earthquake input

图29 大震作用下桩身平均应变幅值对比

Fig.29 The average strain amplititude of pile under major earthquake input

图30 中震作用下桩土接触压力均值对比

Fig.30 The average contact pressure of soil-pile interface under moderate earthquake input

图31 大震作用下桩土接触压力均值对比

Fig.31 The average contact pressure of soil-pile interface under major earthquake input

由此可得，建立在群桩基础上的建筑物，采用减震技术降低上部结构反应的同时也降低了桩基础的地震反应，上部结构和地基基础两个方面的安全性都得到了提高。

3 结 论

本文设计了考虑SSI效应的黏滞阻尼器消能减震结构的振动台试验。采用剪切型土箱以减轻边界效应的影响；基于量纲分析法获得整体模型的相似关系；按照相似关系，对上部结构、阻尼器、桩基础以及地基土进行了详细设计；对阻尼器的力学性能进行了试验检测，同时对模型地基土的物理特性进行了室内试验研究；通过振动台试验数据对比研究了刚性地基、群桩基础上非减震结构、减震结构的动力特性、地震响应以及减震效率，主要得到了以下结论：

(1) 对于非减震结构,群桩基础与刚性地基相比,结构体系的一阶自振频率由3.75 Hz降为2.75 Hz,一阶阻尼比有2.11%增加到3.26%；对于减震结构，群桩基础与刚性地基相比,结构体系的一阶自振频率由4.25 Hz降低为2.89 Hz,而阻尼比则不再增加。

(2) SSI效应对结构楼层加速度反应具有显著的影响。其对上部结构的地震反应的主要影响体现为减震效应，且随着地震输入量级的增大，减震效应愈大。

(3) 无论是刚性基础还是群桩基础黏滞阻尼器均能降低结构的反应，其对结构加速度及层间位移依楼层的分布形态影响不大。对应于不同的地震输入及基础形式，阻尼器的减震效率则有很大不同,群桩基础时阻尼器对结构加速度及层间位移的控制效果与刚性基础相比基本上具有很大程度的下降；随着地震输入量级的增大，无论是刚性基础还是群桩基础，阻尼器的控制效果均有所提高。

(4) 建立在群桩基础上的建筑物，采用减震技术既降低了上部结构的反应又降低了桩基础的反应，使整个体系的安全性得到了提高。

[1] 宫必宁, 赵大鹏. 地下结构与土动力相互作用试验研究[J]. 三峡大学学报(自然科学版), 2002, 24(6):493-496.

GONG Bining, ZHAO Dapeng. Experimental research on dynamic interaction of underground structure[J]. Journal of China Three Gorges University (Natural Science), 2002, 24(6):493-496.

[2] 陈国兴, 王志华, 宰金珉. 考虑土与结构相互作用效应的结构减震控制大型振动台模型试验研究[J]. 地震工程与工程振动, 2001,21(4): 117-127.

CHEN Guoxing, WANG Zhihua, ZAI Jinmin. Shaking table model testing of structure suppressing vibration control including soil-structure interaction effects[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2001, 21(4): 117-127.

[3] 王志华, 陈国兴, 宰金珉. 考虑SSI效应的TMD减震特性振动台模型试验[J]. 南京工业大学学报, 2002, 24(5): 34-39.

WANG Zhihua, CHEN Guoxing, ZAI Jinmin. Shaking table model testing of TMD shock absorbing characteristics considering soil-structure interaction effects[J].Journal of Nanjing University of Technology, 2002, 24(5): 34-39.

[4] 楼梦麟, 王文剑, 马恒春, 等. 土-桩-结构相互作用体系的振动台模型试验[J]. 同济大学学报, 2001, 29(7): 763-768.

LOU Menglin, WANG Wenjian, MA Hengchun, et al. Study on soil-pile-structure interaction system by shaking table model test[J].Journal of Tongji University, 2001, 29(7): 763-768.

[5] 韦晓, 范力础, 王军杰. 考虑桩-土-桥梁结构相互作用振动台试验研究[J]. 土木工程学报, 2002, 35(4): 91-97.

WEI Xiao, FAN Lichu, WANG Junjie. Shaking table test on soil-pile-structure interaction[J].China Civil Engineering Journal, 2002, 35(4): 91-97.

[6] 凌贤长，王东升，王志强，等.液化场地桩-土-桥梁结构动力相互作用大型振动台模型试验研究[J].土木工程学报，2004, 37(11):67-72.

LING Xianchang, WANG Dongsheng, WANG Zhiqiang,et al. Large-scale shaking table model test of dynamic soil-pile-bridge structure interaction in ground of liquefacation[J]. China Civil Engineering Journal, 2004, 37(11): 67-72.

[7] 吕西林, 陈跃庆, 陈波, 等. 结构-地基动力相互作用体系振动台模型试验研究[J]. 地震工程与工程振动, 2000, 20(4): 20-29.

LÜ Xilin, CHEN Yueqing, CHEN Bo,et al. Shaking table testing of dynamic soil-structure interaction system[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2000, 20(4): 20-29.

[8] 陈跃庆，吕西林，李培振,等.分层土-基础-高层框架结构相互作用体系振动台模型试验研究[J]. 地震工程与工程振动，2001,21(3):104-112.

CHEN Yueqing, LÜ Xilin, LI Peizhen, et al. Shaking table testing for layered soil foundation structure interaction system[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2001, 21(3): 104-112.

[9] 李培振，陈跃庆，吕西林,等.较硬分层土-桩基-结构相互作用体系振动台试验[J].同济大学学报(自然科学版)，2006,34(3):307-313.

LI Peizhen, Chen Yueqing, LÜ Xilin, et al. Shaking table testing of hard layered soil pile structure interaction system[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2006, 34(3):307-313.

[10] 宋和平，吕西林. 土体结构相互作用对消能减震结构的影响[J].地震工程与工程振动，2009, 29(1): 162-168.

SONG Heping, LÜ Xilin. Infuluence of soil-structure interaction on energy dissipating structures[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2009, 29(1): 162-468.

[11] 张兆超. 土-结构动力相互作用在消能减震控制中的作用探讨与研究[D]. 长沙: 湖南大学，2009.

Shaking table tests for structures with viscous dampers considering SSI effect

ZHAO Xuefei, WANG Shuguang, WANG Hai, DU Dongsheng, LIU Weiqing

(College of Civil Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 211816, China)

In order to investigate influences of soil-structure interaction (SSI) on aseismic effect of viscous dampers in structures, shaking table tests for a steel frame energy-dissipating structure model with viscous dampers on rigid and pile group foundations were conducted. The similarity relationship between the original structure and the tested model was determined according to the dimensional analysis. The soil used in tests was silty clay and a laminar shear type soil box was adopted to reduce the boundary effect. The super-structure of the model was a 5-storey steel frame structure, its energy-dissipating elements were viscous dampers. The data of structural dynamic characteristics, floor accelerations and displacements of the model with and without viscous dampers under different seismic excitations and different base conditions were obtained with shaking table tests. For the pile group supported model, strains of plies and contact pressures of soil-pile interfaces were measured. The results indicated that for structures without viscous dampers, the damping ratio of the structure system has a considerable increase due to SSI effect; however, for structures with viscous dampers, SSI effect has little influence on the damping ratio of the structure system; SSI effect has a significant influence on floor acceleration responses, SSI effect reduces the seismic responses of the super-structure of the model, the larger the seismic inputs, the greater the SSI effect, the aseismic efficiency of dampers for pile group foundations has a bigger decline compared with that for rigid foundations; for structures on a pile group base, the viscous dampers can not only reduce seismic responses of the super structure, but also reduce those of the base, the safety of both the super structure and the base is improved.

viscous damper; soil-structure interaction (SSI) effect; shaking table tests; dynamic characteristics; seismic response

国家自然科学基金重大研究计划(90815017)；土木工程防灾国家重点试验室开放课题基金(SLDRCE10-MB-06)

2015-11-09 修改稿收到日期：2016-05-04

赵学斐 男，博士生，1987年生

王曙光 男，博士，教授，1972年生

TU352.12;TU317.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.13.023