人工边界动力反应分析研究

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三维结构—地基动力系统高效算法精度问题研究

三维结构—地基动力系统高效算法精度问题研究

0 引 言

的计算 区域 , 巨大 的计 算 量仍 然无 法避 免 , 但 特别 对 于三维 模 型 的计 算 。发 展 能有效 降低 计算 量 的快 速 高 效 的计 算 方 法 , 大 型结 构一 地 基 系统 动 力 相 互 是 作 用分 析所 需要 解 决 的关键 问题 之一 。 将 一致 粘 弹性 人工 边界 应用 于结 构一 地基 相 互 作 用系 统 , 振 型 变换 方 法应 用 于半 无 限 域 的 波 动 将
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第3 3卷 第 5期 20 07年 1 0月
四川建筑科学研 究
Sc u n B i igS in e ih a ul n ce c d 8 3
三维 结构一地 基动 力系统高 效算法精度 问题研 究
谷 音 , 晶波 刘
300 ; 5 0 2
S ud n t e pr cs fe c e e h d t v r b e f o e t y o h e ie o f intm t o br wa e p o l m o p n i
sr t r .o n a i n s se t uc u e f u d to y t m
p m t v et dtersl e tee g er gpei o . o r oe e d nl a ut meth n ne n rcs n d i yn h e s i i i
Ke r s d n i t cu e f u d t n s se v s o ss rn r f i o n a y mo a u e p st n meh ; r cs t d y wo d : y a c s u tr -o n ai y t m ic u - p g a t i a b u d r ; d l s p r i o to p e ie s y m r o i ic l o i d u

地震动峰值速度与峰值加速度对重力坝动力响应影响

地震动峰值速度与峰值加速度对重力坝动力响应影响

地震动峰值速度与峰值加速度对重力坝动力响应影响胡良明;朱军福;孙奔博【摘要】基于有限元结合应力型黏弹性人工边界的方法,建立了丰满水电站重建工程挡水坝段有限元数值模型,分析了地震动0°输入时不同峰值速度和峰值加速度对重力坝地震反应的影响.结果表明,地震动峰值速度对坝体参考点位移、应力的影响程度明显大于地震动峰值加速度;随着地震动峰值速度的增加,坝体各参考点顺河向位移和竖直向位移都呈现出逐渐增加的趋势;第一主应力和第三主应力分别在坝踵和坝趾处影响程度大.【期刊名称】《水力发电》【年(卷),期】2019(045)007【总页数】6页(P66-71)【关键词】峰值速度;峰值加速度;重力坝;位移;应力;动力响应;丰满水电站重建工程【作者】胡良明;朱军福;孙奔博【作者单位】郑州大学水利与环境学院,河南郑州450001;郑州大学水利与环境学院,河南郑州450001;天津大学建筑工程学院,天津300072【正文语种】中文【中图分类】TV3140 引言地震能够直接对水工结构造成损坏,进而对人民生命财产及国家经济造成难以计量的损失。

长期以来,众多专家学者在地震动峰值加速度对水工结构的影响研究较多,关于峰值速度对混凝土重力坝动力响应的研究较少。

陈健云等[1,2]研究了地震峰值加速度与高拱坝坝体位移、损伤之间的关系,研究结果表明随着地震动强度增加,高拱坝坝体损伤逐渐局部化,由坝体表面向坝体内部发展;孔宪京等[3]以地震峰值加速度PGA为地震动参数研究高面板堆石坝,结果表明高面板堆石坝在地震峰值加速度为0.2 g和0.3 g时会发生一定概率的轻度破坏,较大地震0.6 g时坝体完全破坏;任晓丹[4]模拟了混凝土高坝地震灾变,得到混凝土高坝除了开裂和损伤外有可能发生倒塌灾害;在以上研究基础上,本文结合大有限元软件ANSYS,建立了丰满水电站重力坝挡水坝段的有限元模型,通过此模型模拟0°入射时不同地震动峰值速度对重力坝坝体的地震反应的影响,得到了一些有工程意义的结论,对其他同类型工程设计及安全运行具有参考价值。

黏弹性流体饱和孔隙介质动力反应分析的显式有限元法

黏弹性流体饱和孔隙介质动力反应分析的显式有限元法

1 波动方程
根据 Bo所采 用 的表示 方 法 , i t 假设 骨 架 为 线性 K ln材料 , ei v 则双 相介质 的基本 方程 如下 。 固相应力 . 变关 系 。 应

第一作者简介 : 田迎春(9 8 ) 女 , 17 一 , 河北保定人 , 博士 , 研究方 向 : 复 杂孔隙介质 的波场模拟 和数值反演。
大地 限制 了它 的应 用 和 发 展 为 克 服上 述 缺点 , 本 文在赵 成刚 等 ' 提 出 的求解 Bo 饱 和 多孔 介 质波 6 i t
动 方程 的显式 有 限元 解 法 的基 础 上 , 导 了求 解 黏 推
弹性流体 饱 和 孔 隙 介 质 动 力 问 题 的显 示 有 限 元 格
质; 因此 , 弹性 流 体 饱 和 多 孑 介 质 模 型 比单 相 固 黏 L 体、 流体介质 或 者 弹性饱 和孔 隙介 质 ( i 介 质 ) Bo t 更接 近实 际的土 层 介质 , 用 该模 型研 究 土层 介 质 采
计算 时 间步长 中都 需 要 求解 联 立 线性 方 程 组 , 问 当 题复 杂或 自由度很 多 时 , 其计算 工作 量将 很大 , 这极
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固相运动 方 程 : J=P i +6 一 ) 。 +p2 U (
地 球 科 学
黏 弹 性 流体 饱和 孔 隙介 质 动 力反 应分 析 的显 式有 限 元 法

动力设备荷载模拟及设备-桩基体系非线性动力分析

动力设备荷载模拟及设备-桩基体系非线性动力分析

振 动 与 冲 击第28卷第11期J OURNAL OF V I BRATI O N AND S HOCK Vol.28No.112009 动力设备荷载模拟及设备2桩基体系非线性动力分析基金项目教育部回国人员留学基金资助项目(3)收稿日期 修改稿收到日期第一作者魏文晖男,博士,教授,63年生魏文晖,虞薇芳(武汉理工大学道路桥梁与结构工程湖北省重点实验室,武汉 430070) 摘 要:采用人工模拟设备动力荷载对桩基和上部设备协同工作体系进行了非线性振动时程分析。

在分析过程中,针对设备振动荷载不易确定的特点,根据实测的荷载时程曲线,以及设备的极限荷载,按平稳高斯过程三角级数模型构造人工荷载时程曲线,将其作为设备的外部施加动荷载。

在设备-桩基体系协同工作有限元模型中,采用粘滞边界模拟承台周边的地基土,地基弹簧弹性系数采用粘-弹性半空间法计算,使得整个体系的计算规模得到简化。

利用模态叠加法对该体系进行动力时程分析。

将上述方法应用到常州盘固水泥厂水泥立磨设备基础分析,并与实测结果进行对比,验证了该方法的计算精度。

关键词:人工荷载时程;动力机器基础;粘-弹性边界;等效弹簧实体元中图分类号:T U435 文献标识码:A 大型动力设备是厂矿企业的主要设备之一,大型动力设备基础的振动问题多年来都是倍受关注的。

设备动力荷载的模拟是分析设备基础的振动问题的难点之一。

文献[1,2]使用线性理论的模态综合法对大型汽轮发电机组进行了动力分析。

文献[3,4]使用模态综合法对线性子结构进行减缩,并通过分块直接积分法进行求解。

文献[5,6]则建立了非线性运动方程,对大型机组进行非线性动力学分析。

上述研究仅是对某些特定的动力设备进行动力荷载模拟,但对于更多的大型动力设备(如磨机),由于在运转过程中产生振动的荷载是随机的,进行动力荷载解析模拟较为困难。

实用的大型动力设备(如磨机)基础设计多以拟静力法设计为主[7],仅要求基组的自振频率要在大型动力设备的自振频率范围之外,以免二者频率重合发生共振,该种方法虽然分析计算较为简单,但在一定程度上忽略了地基的动力特性及地基和桩基础的协同工作的特点,在设计计算过程中存在较大误差。

地震作用软土震陷特性及变截面群桩动力响应

地震作用软土震陷特性及变截面群桩动力响应

第50 卷第 9 期2023年9 月Vol.50,No.9Sept. 2023湖南大学学报(自然科学版)Journal of Hunan University(Natural Sciences)地震作用软土震陷特性及变截面群桩动力响应冯忠居1,李玉婷1†,蔡杰2,林立华3,陈露1,李宗海3(1.长安大学公路学院,陕西西安 710064;2.福建省交通建设质量安全中心,福建福州 350000;3.厦门路桥工程投资发展有限公司,福建厦门 361000)摘要:为研究不同类型地震波作用时软土场地条件下大直径变截面群桩基础的动力响应特性,依托翔安大桥实体工程,通过振动台试验,选取地震动强度均为0.15g的人工合成5010波、1004波,以及Kobe波和El-Centro波,研究了群桩基础桩周土层震陷量、桩身加速度、桩顶水平位移、桩身弯矩等动力响应特性. 结果表明:地震作用下,软土层发生震陷,震陷量为0.16~0.22 cm,其值与输入地震波的频谱特性有关;桩端加速度时程响应曲线较桩顶及变截面处更为“密集”;软土对加速度产生放大效果,输入地震波加速度峰值出现时刻均早于桩端、桩顶及变截面处;桩身加速度及桩顶水平位移分别在1004波和Kobe波作用下达到最大值;5010波和1004波作用下,桩顶产生永久侧向位移;Kobe波作用下,桩身弯矩峰值最大,且弯矩峰值出现时刻最晚. 因此,在进行群桩基础抗震设计时,针对不同桩基特性可选用不同类型地震波进行验算.关键词:岩土工程;变截面群桩;软土;动力响应;抗震设计中图分类号:TU443.15 文献标志码:ASeismic Subsidence Characteristics of Soft Soil and Dynamic Response ofPile Group with Variable Cross SectionFENG Zhongju1,LI Yuting1†,CAI Jie2,LIN Lihua3,CHEN Lu1,LI Zonghai3(1.School of Highway, Chang’an University, Xi’an 710064, China;2.Fujian Quality and Safety Center of Traffic Construction, Fuzhou 350000, China;3.Xiamen Road and Bridge Engineering Investment and Development Co. Ltd., Xiamen 361000, China)Abstract:To study the dynamic response characteristics of large-diameter variable cross-section pile group foundations under different types of seismic waves in soft soil site conditions, the shaking table test was carried out based on the solid project of Xiang-An Bridge. The synthetic 5010 and 1004, Kobe, and El-Centro waves with a ground motion intensity of 0.15g were selected in the test. The dynamic response characteristics of the pile group foundation,such as the seismic settlement of soil around the pile,acceleration of the pile body,horizontal displacement of the pile top, and bending moment of the pile body, are studied experimentally. The test results show∗收稿日期:2022-08-05基金项目:国家自然科学基金青年科学基金资助项目(4190070568),National Natural Science Foundation of China(4190070568);福建省交通科技项目(JXFZ2020-XM0189),Fujian Provincial Transportation Science and Technology Project(JXFZ2020-XM0189);中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(300102218115),Fundamental Research Funds for the Central Universities (300102218115)作者简介:冯忠居(1965—),男,山西运城人,长安大学教授,博士† 通信联系人,E-mail:****************文章编号:1674-2974(2023)09-0109-10DOI:10.16339/ki.hdxbzkb.2023107湖南大学学报(自然科学版)2023 年that under the action of the earthquake,the soft soil layer has seismic subsidence,and the amount of seismic subsidence is in the range of 0.16 ~ 0.22 cm,which is related to the spectral characteristics of the input seismic wave. The acceleration time history response curve of the pile end is more “dense”,and the soft soil has an amplification effect on the acceleration. The peak acceleration of the input seismic wave appears earlier than the pile end, the pile top, and the variable section. The acceleration of the pile and the horizontal displacement of the pile top reach the maximum under the action of the 1004 wave and Kobe wave, respectively. Under the 5010 and 1004 waves, the pile top produces permanent lateral displacement. Under the Kobe wave, the peak bending moment of the pile is the largest, and the peak bending moment appears the latest. Therefore, in the seismic design of pile group foundations, different seismic wave types can be selected for different pile foundation characteristics.Key words:geotechnical engineering;variable-section pile group;soft soil;dynamic response;seismic design桩基础因其承载力及稳定性方面的良好性能被广泛应用于公路桥梁等工程领域[1-6]. 近年来对地震震害的研究表明,地震荷载作用下软土层发生震陷极大地影响了桩基础的承载特性[7-9],因此,地震荷载作用下软土场地桩基础的动力响应研究十分重要[10-12].目前,国内外学者在软土震陷对桩基的影响方面做了一系列研究. 田兆阳等[13-14]通过开展软土场地-单桩体系振动台试验,得到了软土的震陷特性以及不同地震动强度下桩基负摩阻力的分布发展规律,研究了强震作用下软土对结构体系地震动、基础震陷量的影响;沈婷等[15]采用有效应力动力分析方法,加以数值模拟,探究了地震动作用下桩基础的震陷、地震反应加速度及孔压比等动力指标;程学磊等[16]通过地震作用下软土场地上的振动台模型试验,从桩基震陷量、动孔压比等指标方面分析了地震对软土场地单桩基础的影响;辜俊儒等[17]基于非线性动力分析思想,利用OpenSees软件,探究了软土场地的震陷特性;张磊等[18]采用弹塑性模型,研究了软土中桩基础在不同地震强度下桩身加速度放大系数及最大弯矩系数的变化规律;周燕国等[19]通过振动台试验,探明了软土地基的不均匀震陷问题及其对建筑物的影响. 振动台试验是研究桩基特性的有效途径,冯忠居等[20-24]通过大型振动台试验,分析了地震波类型及地震强度与桩基特性的关系;何静斌等[25]取不同类型地震波进行振动台试验,研究了断层处桩基础的动力特性;唐柏赞等[26]通过可液化场地条件下的振动台试验,研究了随液化程度增加,变截面结构不均匀沉降和倾斜现象的发展情况;钱德玲等[27-28]基于MARC数值仿真及振动台模型试验,建立地震下的桩-结构相互作用体系,研究体系在地震作用下的层间剪力及力矩,得到了发生液化后新型变截面桩(支盘桩)可有效提高结构抗震能力的结论.对比以上研究发现,均是关于软土场地条件下单桩基础的动力响应研究,缺乏对不同类型地震波作用时软土场地条件下大直径变截面群桩基础动力响应特性的研究. 本文依托翔安大桥实际工程,通过振动台试验,分析了4种类型地震波作用下软土震陷特性及变截面群桩动力响应特性,为软土场地的桥梁桩基设计提供依据.1 工程背景厦门第二东通道翔安大桥位于第四纪地层中,拟建区地震设防烈度为Ⅶ度,设计地震加速度峰值为0.15g. 根据翔安大桥地质勘查报告,场地内含有较厚软土层,震陷灾害发生可能性较大,亟须对此开展专项研究. 翔安大桥均采用桩基础,其中H04墩承台下设有4根大直径变截面桩,如图1所示. 其桩长45 m,桩径2.5 m(2.15 m)、桩间距5.4 m,承台尺寸为14.8 m×11 m×4.5 m. 桩侧土层分布由桩顶至桩端分别为软土(15 m)、强风化花岗岩(22.5 m)、中风化花岗岩(25 m).2 振动台模型试验设计2.1 振动台设备参数本次试验采用中国地震局工程力学研究所的三向六自由度振动台,其相关参数见表1.试验选取3.05 m×1.7 m×1.8 m模型箱,如图2所示. 考虑“模型箱边界效应”,在试验中设置模型地基尺寸与结构尺寸之比为5[29],并在模型箱四周充填20 mm 厚的泡沫,以降低试验过程中地震波反射的影响[30].110第 9 期冯忠居等:地震作用软土震陷特性及变截面群桩动力响应2.2 试验相似比根据Bockingham π理论,结合试验及工程实际情况,试验尺寸相似比设计为1∶50. 选取结构尺寸l 、弹性模量E 、结构质量密度ρ、加速度a 为基本物理量,其相似常数分别为1/50、1/3.5、1、1. 充分考虑地震荷载相似性,得出速度v 、时间t 、应力σ的相似常数分别为501/2、1/501/2、1/3.5. 考虑到惯性力效应和重力效应的影响,在桩顶处加置400 kg 人工质量,使得振动台实际承载能力与人工质量的相似程度更加精确.m a 的计算公式如式(1):m a =C E C 2l m p -m m .(1)式中:m a 为人工质量;C E 为弹性模量相似常数;C l 为结构尺寸相似常数;m p 为原型质量;m m 为模型质量.2.3 模型桩及模型土设计翔安大桥大直径变截面群桩选用C35水下海工耐久混凝土,抗压强度为48 MPa ,选用微粒混凝土配置桩身,测得其抗压强度(28 d )为14 MPa ,符合相似比关系. 钢筋采用镀锌铁丝模拟,桩身配筋率2.4%,主筋材料选取4根直径为4 mm 的镀锌铁丝,并配置抵抗剪切作用的螺旋箍筋,箍筋选取1根直径为 2.8 mm 的镀锌铁丝. 模型桩桩长90 cm ,桩径5.0 cm(4.3 cm ),桩间距10.8 cm ,承台尺寸为29.6 cm× 22 cm×9 cm ,模型桩如图3所示,具体参数见表2.基于翔安大桥地质勘查资料,中风化花岗岩抗压强度为68 MPa ,试验以土体抗压强度作为主要控制指标,采用微粒混凝土模拟中风化花岗岩,测得其抗压强度(28 d )为19 MPa ,符合相似比关系. 采用液限仪测得模型土液限,如图4所示. 试验模型土参数见表3,根据《岩土工程勘察规范》(GB 50021―2001)[31],天然孔隙比大于或等于1.0,且天然含水率大于液限的细粒土为软土.图4 液限仪Fig.4 Liquid limit device图1 H04桩基础原型示意图Fig.1 Schematic diagram of H04 pile foundation prototype表1 振动台参数Tab.1 Shaking table parameters台面尺寸/(m×m )5×5最大模型载重/t 30频率/Hz 0.5~50最大加速度幅值/g 1最大位移幅值/mm80图2 模型箱示意图Fig.2 Schematic diagram of the model box图3 模型桩示意图Fig.3 Schematic diagram of model pile表2 模型桩参数Tab.2 Model pile parameters桩身及承台材料微粒混凝土桩长/cm 90桩径/cm 5.0/(4.3)配筋率/%2.4111湖南大学学报(自然科学版)2023 年采用筛分法测得模型土及原状土的级配曲线如图5所示.2.4 地震波选取本次振动台模型试验为不同类型地震波作用下软土震陷特性及大直径变截面群桩动力响应分析,地震波类型为5010波、1004波、Kobe波、El-Centro 波,如图6所示. 5010波和1004波为针对翔安大桥场地人工合成的地震波,Kobe波为1995年日本阪神地震记录的地震波,El-Centro波为世界上第一条成功记录全过程数据的地震波. 其中5010波和1004波较Kobe波和El-Centro波频率更高,高幅值持续时间更长.2.5 试验工况及测试元件本次振动台模型试验选取地震波强度0.15g时的四种类型地震波(5010波、1004波、Kobe波、El-(a) 5010波(b) 1004波(c) Kobe波(d) El-Centro波图6 地震波Fig.6 Seismic waves表3 模型土参数Tab.3 Model soil parameter土类软土强风化花岗岩原型模型原型模型天然含水率w/%44.845.611.911.2液限W L/%40.541.3——密度ρ/(g·cm-3)1.821.772.632.56C/kPa18.3579.622.5φ/(°)12103235天然孔隙比2.232.15——小于某粒径的百分比/%土粒粒径/mm图5 土的级配曲线Fig.5 Gradation curve of soil112第 9 期冯忠居等:地震作用软土震陷特性及变截面群桩动力响应Centro 波),研究不同类型地震波作用下震陷场地大直径变截面群桩桩周土层震陷量、桩身加速度响应、桩顶水平位移响应及桩身弯矩响应. 试验工况见表4.在模型桩的桩顶、软土层中部、土层分界面、变截面及基岩面对称布设电阻式应变片,并对应变片涂抹环氧树脂进行防水处理. 考虑承台在地震作用下的惯性力,将加速度传感器、拉线相对式位移传感器分别布设于桩身及桩顶. 测试元件布设如图7所示.3 试验结果分析3.1 土层震陷量分析地震荷载作用下,软土地基将产生不同程度的变形且不能完全恢复,使土体发生震陷[32]. 地震动强度为0.15g 时四种类型地震波(5010波、1004波、Kobe 波、El-Centro 波)作用下四桩基础桩周土层震陷量变化规律如图8所示.不同类型地震波作用下,软土均发生震陷.在5010波、1004波、Kobe 波、El-Centro 波作用下,桩 周土层震陷量分别为0.18 cm 、0.21 cm 、0.22 cm 、0.16 cm ,产生这种现象的原因是软土在地震荷载下抗剪强度降低,土体模量减小,宏观表现为土体“软化”;其次,地震动荷载作用下,地震惯性力作用效应明显,土体剪应力增大,导致土体发生滑动,土体塑性变形发展较快,产生沉陷;最后,长期荷载下软土产生再固结变形.3.2 桩身加速度动力响应分析3.2.1 桩身加速度响应桩身加速度放大系数是指输出峰值加速度αmax 与输入地震动峰值加速度α′m ax 之比[33].地震动强度为0.15g 时四种类型地震波(5010图7 测试元件布设(单位:cm )Fig.7 Layout of test components (unit : cm )表4 试验工况Tab.4 Test conditions桩长/cm 90桩数/根4桩径/cm 5.0(4.3)软土层厚度/cm30地震波类型5010波、1004波、Kobe 波、El-Centro 波地震动强度0.15g图8 桩周土层震陷量变化规律Fig.8 Variation law of seismic subsidence of soil layer around pile113湖南大学学报(自然科学版)2023 年波、1004波、Kobe 波、El-Centro 波)作用下大直径变截面群桩基础桩身加速度及桩顶加速度放大系数变化规律如图9、图10所示.由图9可知,地震波类型不同时,大直径变截面群桩基础桩身加速度均沿桩端至桩顶逐渐增大,但仍存在一定差异,桩身加速度分别在1004波和Kobe 波作用下达到最大、最小值. 这是因为不同类型地震波的峰值、频率、周期等频谱特性存在明显差异,且软土对不同类型地震波的放大程度不同. 群桩基础桩身加速度在软土层中增长速度较强风化花岗岩层中更快,即加速度由桩端传至桩顶,其加速度反应有所增大,这是因为,一方面地震作用下软土层发生震陷,强度降低;另一方面,桩顶嵌入承台,而输入地震波频率不同于承台结构的自振周期,对承台结构的影响较小,因此下部桩基加速度反应大于承台. 群桩基础桩身变截面位于强风化花岗岩中,变截面位置处加速度发生突变,显著增大,这是因为软土层发生震陷,桩周土层覆盖范围减小,桩基础自由长度增大,岩土体对桩身整体约束作用减弱,桩-土整体稳定性较差.由图10可知,地震波类型不同时,桩顶加速度均存在放大效应,这是因为软土震陷后强度降低,地震波传递介质“疏密”程度发生变化,受惯性影响,透射波振幅大于入射波振幅,宏观表现为桩顶加速度增大. 在5010、1004、Kobe 、El-Centro 地震波作用下群桩基础桩顶加速度放大系数分别为1.30、1.53、1.16、1.36,均大于1.0,说明放大程度与输入地震波周期、频率等因素及桩周土层对地震波的敏感程度有关.3.2.2 桩身加速度动力时程响应分析在不同类型地震波作用下,桩顶、变截面处及桩端加速度时程响应变化规律如图11~图13所示.从图11~图13中可以看出,群桩基础的桩顶、变截面处、桩端加速度时程响应规律均随着输入地震波类型的变化而变化,但与输入地震波形状大致相图9 桩身加速度变化规律Fig.9 Variation law of pile acceleration图10 桩顶加速度放大系数Fig.10 Pile top acceleration amplification factor图11 桩顶加速度时程响应Fig.11 Response of pile top acceleration time history图12 变截面处加速度时程响应Fig.12 Acceleration time history responseat variable cross section114第 9 期冯忠居等:地震作用软土震陷特性及变截面群桩动力响应同. 相比而言,地震波类型相同时,群桩基础的桩端加速度时程响应曲线更为“密集”,这是因为,一方面软土层发生震陷后强度降低,对地震波存在一定的“滤波”作用;另一方面,桩端加速度时程响应曲线含较多的高频成分,对输入地震波的高频成分响应更敏感,而变截面处于强风化花岗岩层,未发生震陷,对输入地震波的频率干扰较小.不同类型地震波作用下,桩身不同位置处与输入地震波两者加速度峰值时刻均不同,且桩身加速度峰值出现时刻较晚,以5010波为例,桩顶、变截面处、桩端加速度峰值分别出现在14.5 s 、16.29 s 、19.71 s ,与地震波峰值出现时刻相比分别滞后了6.92 s 、8.71 s 、12.13 s.3.3 桩顶水平位移动力响应分析地震动强度为0.15g 时四种类型地震波(5010波、1004波、Kobe 波、El-Centro 波)作用下群桩基础桩顶水平位移时程响应如图14所示.由图14可知,不同类型地震波作用下,群桩基础桩顶水平位移变化不同. 在5010波、1004波、Kobe 波及El-Centro 波作用下,群桩基础桩顶水平位移分别在23.04 s 、13.11 s 、10.77 s 和7.31 s 时刻达到振幅最大值. 35 s 后地震动逐渐削弱,在5010波和1004波作用下,桩顶水平位移均不再变化,位移时程曲线近似变成一条直线,但地震消失后位移并未回到零处,其基线产生偏移,即在振动停止后桩顶产生永久侧向位移,这是因为在地震作用下,软土发生震陷,此时桩基础周围土层约束减小,桩基础侧向力减小,导致桩顶变形增大.由图14可知,群桩基础桩顶水平位移最大值有所不同,5010波、1004波、Kobe 波和El-Centro 波作用下,桩顶水平位移最大值分别为0.51 mm 、0.43 mm 、0.58 mm 、0.55mm. 这是因为,一方面地震波类型不同时,震陷土层震陷量有所差异,震陷过程中,震陷土层对于桩基础的约束减小,导致其无法提供足够的桩侧土抗力,桩顶位移增加较快;另一方面,桩顶水平位移受地震波类型的影响,不同类型地震波周期、持时等特性有所不同.3.4 桩身弯矩动力响应分析3.4.1 桩身弯矩响应地震动强度为0.15g 时四种类型地震波作用下群桩基础桩身弯矩变化规律如图15所示.由图15可知,地震波类型不同时群桩基础桩身弯矩均由桩端至桩顶呈先增大后减小的变化规律,但由于不同类型地震波的频率、波长不同,桩身弯矩值存在一定差异. 桩身弯矩最大值均出现在震陷土层和非震陷土层分界处,这是因为在地震作用下软土发生震陷,桩-震陷土发生相对运动,其结构产生破坏,引起桩身弯矩变大.由图15可知,不同类型地震波作用下,桩身弯图13 桩端加速度时程响应Fig.13 Response of pile tip acceleration time history图14 桩顶水平位移时程响应Fig.14 Time history response of pile top horizontal displacement图15 群桩基础桩身弯矩变化规律Fig.15 Variation law of bending moment of pile group foundation115湖南大学学报(自然科学版)2023 年矩最大值存在差异,5010波、1004波、Kobe 波、El-Centro 波作用下,桩身弯矩最大值分别为32.33 kN·m 、30.31 kN·m 、42.68 kN·m 、35.57 kN·m ,相比而言,Kobe 波作用下桩身弯矩最大值较大.3.4.2 桩身弯矩动力时程响应分析地震动强度为0.15g 时四种类型地震波(5010波、1004波、Kobe 波、El-Centro 波)作用下群桩基础桩身最大弯矩处时程响应如图16所示.由图16可知,桩基础弯矩在0~30 s 范围内振幅较大,整个地震历程中桩身产生大弯矩的持时较长. 振动初期,桩周土承载力较高,侧向稳定性较强,故其对桩身影响较小,表现为变形和弯矩均较小;随着振动时长逐渐增加,桩身弯矩大幅增加且出现峰值,这是因为软土层发生震陷,产生的侧向抗力减小,致使作用在桩身上的荷载较大;振动后期,桩身弯矩显著减小,并最终趋于零.这说明桩基础在地震停止后,桩身未产生永久弯矩.在四种地震波作用下,桩身弯矩均在不同时刻达到峰值. 在5010波、1004波、Kobe 波和El-Centro 波作用下,桩身弯矩达到峰值的时刻分别为10.63 s 、9.82 s 、10.92 s 、4.72 s.4 结论及工程建议结合翔安大桥工程实际情况及振动台试验结果,得出以下结论:1)地震作用下,软土层抗剪强度降低,土体模量减小,土体“软化”;受地震惯性力效应影响,剪应力增大,产生塑性变形;长期荷载作用下,产生再固结变形,导致软土层发生震陷,震陷量为0.16~0.22 cm ,其值与输入地震波的频谱特性有关.2)四种类型地震波作用下,群桩基础的桩顶、变截面处、桩端加速度时程响应规律均与输入地震波形状大致相同,但桩端加速度时程响应曲线更为“密集”;软土对加速度产生放大效果,且输入地震波加速度峰值出现时刻均早于桩身;桩身加速度分别在1004波和Kobe 波作用下达到最大、最小值.3)Kobe 波作用时桩顶水平位移最大,其次为El-Centro 波、5010波和1004波;在5010波和1004波作用下,桩顶产生永久侧向位移.4)四种类型地震波作用下,桩身弯矩变化规律基本相同,均由桩端到桩顶呈先增大后减小的变化规律;Kobe 波作用下,桩身弯矩峰值最大,且弯矩峰值出现时刻最晚.针对振动台试验研究结果,提出以下工程建议:1)软土场地条件下进行桥梁桩基抗震设计时,应着重考虑震陷土层与非震陷土层分界处、变截面附近处的抗弯能力,以满足桥梁工程抗震设防烈度要求.2)大直径变截面群桩基础进行抗震设计时,针对不同桩基特性可选用不同地震波类型进行抗震设计验算,其中,加速度时程响应可选1004波验算,桩顶相对位移及桩身弯矩时程响应可选取Kobe 波进行验算分析.参考文献[1]DONG Y X ,FENG Z J ,HE J B ,et al .Seismic response of abridge pile foundation during a shaking table test [J ].Shock andVibration ,2019,2019:9726013.[2]FENG Z J ,HUO J W ,HU H B ,et al .Research on corrosiondamage and bearing characteristics of bridge pile foundation concrete under a dry-wet-freeze-thaw cycle [J ].Advances inCivil Engineering ,2021,2021:8884396.[3]DONG Y X , FENG Z J , HAO Y M , et al. 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Hefei:Institute of PhysicsPublishing Ltd, 2019.[6]闫志晓,李雨润,王永志.砂土场地高承台群桩基础地震响应特征试验研究[J].湖南大学学报(自然科学版),2022,49(7):138-147.YAN Z X,LI Y R,WANG Y Z.Experimental study on seismicresponse characteristics of high-cap pile group foundation insandy soil sit[J].Journal of Hunan University (NaturalSciences),2022,49(7):138-147.(in Chinese)[7]冯忠居,王溪清,李孝雄,等.强震作用下的砂土液化对桩基力学特性影响[J].交通运输工程学报,2019,19(1):71-84.FENG Z J,WANG X Q,LI X X,et al.Effect of sand liquefactionon mechanical properties of pile foundation under strongearthquake[J].Journal of Traffic and TransportationEngineering,2019,19(1):71-84.(in Chinese)[8]冯忠居,陈慧芸,袁枫斌,等.桩-土-断层耦合作用下桥梁桩基竖向承载特性[J].交通运输工程学报,2019,19(2):36-48.FENG Z J,CHEN H Y,YUAN F B,et al.Vertical bearingcharacteristics of bridge pile foundation under pile-soil-faultcoupling action[J].Journal of Traffic and TransportationEngineering,2019,19(2):36-48.(in Chinese)[9]刘闯,冯忠居,张福强,等.地震作用下特大型桥梁嵌岩桩基础动力响应[J].交通运输工程学报,2018,18(4):53-62.LIU C,FENG Z J,ZHANG F Q,et al.Dynamic response of rock-socketed pile foundation for extra-large bridge under earthquakeaction[J].Journal of Traffic and Transportation Engineering,2018,18(4):53-62.(in Chinese)[10]冯忠居,关云辉,赖德金,等.强震作用下桩-土-断层非线性动力相互作用特性[J].世界地震工程,2021,37(4):167-176.FENG Z J,GUAN Y H,LAI D J,et al.Nonlinear dynamicinteraction characteristics of pile-soil-fault under strongearthquake[J].World Earthquake Engineering,2021,37(4):167-176.(in Chinese)[11]冯忠居,孟莹莹,董芸秀,等.强震作用下液化场地桩-土非线性动力相互作用特性[J].科学技术与工程,2021,21(17):7299-7307.FENG Z J,MENG Y Y,DONG Y X,et al.Nonlinear dynamicinteraction characteristics of pile-soil in liquefaction site understrong earthquake[J].Science Technology and Engineering,2021,21(17):7299-7307.(in Chinese)[12]古泉,俞至权,邱志坚.考虑碎石桩加固的液化场地桥梁地震风险分析[J].湖南大学学报(自然科学版),2022,49(7):178-185.GU Q,YU Z Q,QIU Z J.Seismic risk assessment of anliquefaction ground bridge system using stone column forreinforcement[J].Journal of Hunan University (NaturalSciences),2022,49(7):178-185.(in Chinese)[13]田兆阳,李平,朱胜,等.强震作用下软土场地桩基负摩阻力振动台试验研究[J].岩土工程学报,2022(3):550-559.TIAN Z Y,LI P,ZHU S,et al.Shaking table tests on negativefriction of piles in soft soils under strong earthquake motion[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2022(3):550-559.(in Chinese)[14]田兆阳,李平,张宇东,等.软土地基-浅基础体系地震反应数值分析[J].防灾减灾工程学报,2021,41(6):1228-1237.TIAN Z Y,LI P,ZHANG Y D,et al.Numerical analysis onseismic response of soft soil-shallow foundation system[J].Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering,2021,41(6):1228-1237.(in Chinese)[15]沈婷,李国英,章为民.超深桩基础的有效应力地震反应有限元分析[J].岩土力学,2004,25(7):1045-1049.SHEN T,LI G Y,ZHANG W M.Effective stress finite elementanalysis for seismic response of deep pile foundation[J].Rockand Soil Mechanics,2004,25(7):1045-1049.(in Chinese)[16]程学磊,崔春义,孙宗光.饱和软土自由场地地震反应特性振动台试验[J].地震工程学报,2019,41(1):108-116.CHENG X L,CUI C Y,SUN Z G.Shaking table tests on theseismic response characteristics of a free field in saturated soft soil[J].China Earthquake Engineering Journal,2019,41(1):108-116.(in Chinese)[17]辜俊儒,李平,田兆阳,等.基于OpenSees的地震动对软土震陷影响研究[J].地震工程学报,2019,41(5):1339-1346.GU J R,LI P,TIAN Z Y,et al.Influence of ground motions onseismic subsidence of soft soil based on OpenSees[J].ChinaEarthquake Engineering Journal,2019,41(5):1339-1346.(inChinese)[18]张磊,许徐晗,陈成,等 .地震作用下软土中桩承桥墩系统响应特性分析[J/OL].振动工程学报:1-11(2021-10-21)[2022-12-01].http:///kcms/detail/32.1349.TB.20211020.1609.002.html.ZHANG L,XU X H,CHEN C,et al.Seismic responsecharacteristics of clay-pile-pier systems[J].Journal of VibrationEngineering:1-11(2021-10-21)[2022-12-01].http://ki.net/kcms/detail/32.1349. TB.20211020.1609.002.html.(inChinese)[19]周燕国,梁甜,李永刚,等.含黏粒砂土场地液化离心机振动台试验研究[J].岩土工程学报,2013,35(9):1650-1658.ZHOU Y G,LIANG T,LI Y G,et al.Dynamic centrifuge tests onliquefaction of clayey sand ground[J].Chinese Journal ofGeotechnical Engineering,2013,35(9):1650-1658.(in Chinese)[20]冯忠居,董芸秀,何静斌,等.强震作用下饱和粉细砂液化振动台试验[J].哈尔滨工业大学学报,2019,51(9):186-192.FENG Z J,DONG Y X,HE J B,et al.Shaking table test ofsaturated fine sand liquefaction under strong earthquake[J].Journal of Harbin Institute of Technology,2019,51(9):186-192.(in Chinese)[21]冯忠居,张聪,何静斌,等.强震作用下群桩基础抗液化性能的振动台试验[J].交通运输工程学报,2021,21(4):72-83.FENG Z J,ZHANG C,HE J B,et al.Shaking table test ofliquefaction resistance of group piles under strong earthquake[J].Journal of Traffic and Transportation Engineering,2021,21(4):72-83.(in Chinese)[22]冯忠居,张聪,何静斌,等.强震作用下嵌岩单桩时程响应振动117。

FLAC2D动力分析要点

FLAC2D动力分析要点
FLAC2D 动力反应分析要点
FLAC 可以模拟岩土体在外部(如地震)或内部(如风、爆炸、地铁振动)荷载作用下 的完全非线性响应,可以适用于土动力学、岩石动力学等计算。 一、与等效线性方法的关系 在岩土地震工程中, 等效线性方法广泛应用于计算地基土体中波的传播及土—结构的动 力相互作用;而 FLAC 采用的完全非线性方法没有获得广泛使用,因此需要对这两种方法之 间的差异做简要介绍。 1.1 等效线性法的特点 等效线性方法的基本原理是, 假定土体是粘弹性体, 参照实验室得到的切线模量及阻尼 比与剪应变幅值的关系曲线,对地震中每一单元的阻尼和模量重新赋值。有如下的特点: 使用振动荷载的平均水平来估算每个单元的线性属性,并在振动过程中保持不变。

可以遵循任何指定的非线性本构模型。 如果模型本身能够反映土体在动力作用下的
滞回特性,则程序不需要另外提供阻尼参数。如果采用 Rayleigh 阻尼或局部(local)阻尼, 则在动力计算中阻尼参数将保持不变。 采用非线性的材料定律, 不同频率的波之间可以自然地出现干涉和叠加, 而等效线
性方法做不到这一点。 采用了弹塑性模型,此程序可以自动计算永久变形。 采用合理的塑性方程,使得塑性应变增量与应力相联系。 可以方便地进行不同本构模型的比较。 可以同时模拟压缩波和剪切波的传播及两者耦合作用时对材料的影响。 在强震作用
下,这种耦合作用的影响很重要,比如在摩擦型材料中,法向应力可能会动态地减小从而降 低土体的抗剪强度。
二、动力时间步
动力计算中临界计算时间步的计算如下:
A ∆tcrit = min z L C d p
(11-1)
其中, C p 为 p 波波速,与材料的体积模量 K 和剪切模量 G 有关,可以表示为:

浅析地铁等地下结构的抗震分析和设计中的问题

浅析地铁等地下结构的抗震分析和设计中的问题摘要:目前我国还没有系统完善的地铁等地下结构抗震分析方法和专业的地铁等地下工程结构抗震设计规范,本文首先总结了我国地铁等地下工程结构抗震分析和设计的现状,围绕地铁设计当中的几个关键问题展开讨论,问题包括:合理的地铁工程结构的动力分析模型;有效的结构和土动力相互作用分析方法;地铁等地下工程结构破坏模式和地铁抗震性能的评估;地铁工程结构的抗震构造措施和地铁穿过地震断层时的设计和施工方法。

这些问题的分析和讨论有助于我国地铁工程结构设计的发展进步。

关键词:地铁抗震设计地下结构伴随着我国经济的发展,城市建设日新月异,城市交通的压力也越来越大,地铁以其高效、快速和清洁的优点成为各大城市的选择。

到目前为止,我国已进入了地铁建设的黄金期。

与此同时,必须认识到地铁工程也是城市生命线工程,地铁工程的抗震问题是城市防灾减灾和抗震的关键环节。

然而,国内还没有独立的地铁等地下工程结构抗震设计规范,现行《地铁设计规范》在地铁的抗震问题上只是做了简单的规定,没有对地下结构的抗震设计方法进行系统的总结和归纳。

出现这些问题的原因是由于人们对地下结构的地震危害认识不够,对地下结构的抗震设计不够重视,客观地说,地铁等地下结构的地震危害小于地上结构,但是国外的地震灾害(如1995年日本阪神大地震)证明在地下底层发生较大位移或变形时,地铁等地下工程结构同样会发生很严重的灾害,地铁等地下结构的抗震设计问题应该重视。

目前对地铁等地下结构抗震性能的研究主要是通过原型观测、模型试验及数值模拟进行,由于抗震问题的复杂性,没有哪一种方法能够全面且真实的解释和模拟地铁等地下工程结构的动力性能,而需要结合三种方法的结论进行综合比较分析。

本文主要分析总结地铁抗震分析设计中的几个关键问题。

1 结构和土相互作用的分析模型在地震作用时,地铁等地下工程结构和土会出现弹塑性和非线性的特点,相互之间的接触有可能出现局部的滑移和脱离。

Rayleigh波场的数值模拟及其应用

Rayleigh波场的数值模拟及其应用白建方; 马立龙【期刊名称】《《震灾防御技术》》【年(卷),期】2019(014)002【总页数】13页(P328-340)【关键词】Rayleigh波; Lamb问题; Plaxis 2D软件; 数值模拟; 地震动输入; 多层结构【作者】白建方; 马立龙【作者单位】石家庄铁道大学土木工程学院石家庄050043【正文语种】中文地震发生时,震源释放的巨大能量以体波的形式向外传播。

随着传播距离的增加,由于受辐射阻尼和材料阻尼的影响,体波在距震中较远处已衰减得较弱,此时地表附近的建筑物或构筑物主要受地震面波的影响,其中又以瑞利(Rayleigh)面波为主要成分。

Rayleigh波并非1种新的波型,它是由2类不同的体波(纵波和横波)传播到地表后,在一定条件下发生反射而产生的非均匀纵波和非均匀横波相互干涉和叠加而成。

其能量分布一般仅限于距离半空间自由表面1.5—2倍Rayleigh 波波长范围的薄层内(萨瓦林斯基,1981;杨桂通等,1988)。

在传播时,其质点在波的传播方向与表面层法向组成的平面内作逆进的椭圆运动,波速与介质的物理特性有关,一般接近但稍小于横波波速(约为横波波速的0.92倍),且振幅大,传播距离远(吴世明,1997)。

已有的震害调查表明,对于浅源地震,在距震中约0.6—5倍震源深度,或20—50km以外的区域,将能观察到明显的面波震害特征(崔杰等,2008)。

因此,对于绝大多数的工程结构,尤其位于远场的建筑结构,实际上多处在Rayleigh波起主要作用的地带,故其动力响应分析应该考虑Rayleigh波的影响。

Rayleigh波自1887年被发现以来,已经在地质勘查、隧道施工超前预报等众多领域得到了广泛应用(佘德平,2004;王朝令等,2014;Yu等,2015)。

但对Rayleigh波作用下建筑结构的动力反应特性方面的研究还相对较少,且一般多限于对特殊形状的地下结构或特殊地形所做的理论分析,如梁建文等(2009)和巴振宁等(2014)采用直接刚度法等理论工具分析了Rayleigh波入射情况的各类特殊场地地形、地貌情况下的动力特征。

垂直断层破碎带对Rayleigh波传播与场地地震动反应的影响

中 图 分 类 号 : 4 ;P 1 03 7 3 5 国 标 学 科 代 码 :10・1 3 5 文 献标 志码 : A
1 引 言
地震 中会产 生各 种类 型 的波 , P波 、 如 S波 和 面波 等 。R yeg a lih波 等面 波 是地 震 波 中 的重 要类 型 , 其 能量分 布一般 限 于距离 半 空 间 自由表 面 2倍 R yeg a lih波 长范 围的 薄层 内 , 别是 在 中远 场 情况 下 , 特 R yeg a lih波等面 波往 往会 成 为主要 成分 , 其能 量是 占优 势 的[ 。 1 ] 断层 是场地 地震 反应 研 究考 虑 的主要 因素 之一 , 断层 与断层 破碎带 的性 质 、 处 的位置 及宽 度等 因 所
第 2 8卷
第 6 期





Vo _ 8 No 6 l2 , .
NOV ., 20 08
20 年 1 月 08 1
EXP LOS ON I AND SHOCK AVE W S
பைடு நூலகம்
文 章编 号 :10 -4 5 2 0 ) 60 0 —8 0 115 (0 8 0 —5 70
基金项 目: 国家 自然科学基 金项 目(0 7 0 4 5 6 8 9 ) 国家 自然科学基金重点项 目(0 1 0 5 5 4 8 1 ,0 70 4 ; 9 7 53 )
作者简介 : 刘晶波 (9 6 15一 )男 , , 博士 , 教授 , 博士生导师 。
素都 可能 对地震 地 面运 动产 生影 响 。因此 , 究 这类场 地 的地震 动力反 应 特性 , 评价 场地 地震 安全性 研 对
及对 上部 结构 动力反 应 的作 用与影 响 均具有 重要 意义 。对 于断层 场地 的研究 , 目前 有 3种方 式 : 真 实 对

地下综合管廊结构体系抗震性能分析

1工程概况本文以南京上坊润麒路综合管廊为工程背景,润麒路综合管廊位于新建道路中央分隔带或道路外绿化带内,建设场地拆迁完成后较为空旷。

持力层主要以粉质黏土为持力层,土层地基承载力特征值均较高,无需处理可直接作为基础持力层。

2地震波选取及模型建立2.1地震波选取根据本工程岩土工程勘察报告,管廊结构所在的场地类别为二类,设计地震第一组,地震动峰值加速度值为0.2g ,相当于地震基本烈度8度,地震动反应谱特征周期为0.35s 。

根据地震波选用基本原则,结合本文所涉及的实际工程岩土勘察报告,本文选择典型的el-centro 波作为地震输入,由于每条地震波的加速度峰值均在前10s 的范围内,所以本文截取前10s 时间段的加速度曲线进行结构动力学分析。

2.2模型建立本文为消除地震波在人工边界处的散射效应,采用了无限元人工边界,在保证无限元区域的反应为弹性的情况下,整个模型的尺寸比边界远置情况大为减小,本文的管廊结构体截面尺寸为4.1m×3.5m ,本模型中地下综合管廊结构体两侧土体和下部土体各延伸20m ,总的计算模型宽度方向为44.1m ,管廊埋深2m ,则总的高度方向为25.5m ,纵向长度方向取50m 。

计算模型中计算区域的土体选择C3D8I (三维八节点实体单元),无限元区域土体采用CIN3D8(三维八节点一阶无限单元)模拟,管廊结构主体选择S4R 四节点壳单元模拟,钢筋网选用T3D2(三维桁架单元)模拟。

综合管廊与周围土体之间的接触采用ABAQUS 自带General Contact ,切向采用库伦模型,摩擦系数根据Randolph 和Worth 建议的桩-土相互作用摩擦角算法,取u =0.3,法向采用硬接触。

本文按照上述要求通过ABAQUS 建立三维有限元模型(共85617个单元,90779个节点),划分网格后的管廊模型关键点如图1所示。

图1管廊网格模型关键点示意图3影响因素分析3.1接触面影响分析土体和结构是两种完全不同性质的材料,地震作用下二者在接触面处的变形完全不同于相同连续的介质所发生的变形问题,后者可以始终保持相邻点变形的连续性,而前者【基金项目】基于ABAQUS 的地下结构抗震性能研究,项目编号:2020KJ-15。

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21 0 O年 6月
J n 0 0 u e2 1
2 世 纪 建筑 材 料 1
ห้องสมุดไป่ตู้21 CENTURY BUI DI L NG MATERI ALS
第 2卷第 3 期
V0. No 3 12 .
人 工边 界 动 力反 应 分 析 研 究 ※
桂 仲 柏 吴 晓 飞 桂仲 花 z 董 明 明
输入 下介质 的 动力 反应 . 分析 了人 工边 界 的计算效 果
制在 5 %以内 。对 于行 波输 入情 况 , 由于行 波 传播 速
度对 于计算 土 层长 深 比 Ld取值 影 响不 大 . / 因此一 致
输 入 所得 到 的结 果 可直 接 用 于行 波 输入 。在 土层 的 非线性 地震 反应 过程 中 , 介质 的阻 尼系数 通 常要 大 土
11 远 置 边 界 .
算 区域 , 地震 持 时 已经 结束 的边 界距 离应满 足下 式 。
D≥05 T .V 。 ( ) 1。
自由边界 即远置 边界 , 它假定 在边 界上 位移 和力
都 为零 , 时边 界对传 来 的波既不 透射 也不 吸收 而是 此 完 全反射 。为 了使 波反 射 回来 对 结构 的动 力反 应 影 响很 小 , 工 边界 需 要取 得较 远 , 参 与有 限元 计算 人 使 的土 体范 围较 大 , 限元 离散 单 元 数较 多 , 算 工作 有 计
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线 弹性 介质 中的平 面波 表 达建 立 , 未考 虑 波在 介质 中 的衰减 . 而在 边界 表 达 中未包 含介 质 的刚性 恢 复作 进 用 , 力荷 载条 件下 结 构将 发 生整体 飘 移 。 外
在 S I 系动力 相互 作用 的分析 中 , 工边 界 是 S体 人
量较 大 。实际上 土层 中存 在 阻尼 , 动在传 递 过程 中 波 不断 耗损 能量 , 工 边界反 射影 响远 不及无 阻尼 弹性 人 体 中那么 严重 。根 据楼 梦麟 教 授等 的研 究 表 明[, ” 当 土 层 的 阻尼 = . , Ld≥1 00 若 / 5 6时 , 者 当 = ., 或 01 若 Ld 1 /  ̄ 2时 , 者 当 = . , Ld 8时 , 用 远置边 > 或 01 若 /  ̄ 5 > 采
界 的直 接 有 限元法 计 算 结果 与 精 确解 的误 差 可 以控
用 来 合理 模拟 从人 工 边界 到无 限远 处 的那 部 分 介质
的影 响 。人 工边 界模 拟方 法众 多 , 是各 种类 型 的人 但 工边 界 在相 同或不 同介 质 条件 下 的模 拟 效 果各 不 相
同。 目前 , 于不 同人 工边界 模拟 效果 的 比较 研究 所 对 见不 多 , 于不 同地 区、 同 土质情 况 下 选择 合 适 的 对 不
收稿 日期 :00 0 — 3 2 1— 5 1 ※基金项 目: 国家 自然科 学基金 重大 研究计  ̄ (0 10 7 9851)
式 中, 是土 介质 的剪 切波 速 ,1 7是地震 波记 录持 时 。
1 . 黏弹 性边界 2
粘弹性 边界 由于其稳 定 、易 于编程实 现 的特点 .
( .1 0 9 江 苏省 1 00 2
2 2 0 2 江苏省 . 30 2
南京 市 南 京工 业 大学
土木 学 院 :
淮 安市 江苏 淮 阴钢铁集 团公 司 )
[ 要 ]进 行 桩一 相 互作 用 (S) 动 力分 析 时 ,人 工边 界 的模 拟 与 选 取是 关键 因素 ,直 接 影 响 S I 系 的 动 力分 析 精 度 。 基 于 摘 土 SI S体
于土介 质处 于线 弹性 阶段 的阻 尼 系数 , 因此 , 由线 弹
及 稳定 性 的相关影 响 因素 。
性计 算 所得 的土层 计 算 范 围取 值规 律 可 直接 用 于土
层 的非线 性地震 反应 分析 。 波 动理 论认 为 : 反射 的波 还未 到达感 兴趣 的计 经
1 人 工边 界
工边 界 的稳 定 性 与适 用 性 。
[ 键词 ] 工边 界 ;S 体 系 ; 限元 ; 弹 性 ; 力分 析 ; 限元 法 关 人 SI 无 黏 动 有 [ 图分 类 号 ]U 3 中 T 45 [ 献标 志码 ] 文 A [ 文章 编 号 ]0 3 12 (0 0 一 3 0 5 ~ 4 1 0 — 34 2 1 )0 — 0 8 0
人工 边界 , 作 进一 步 的分 析与 比较 , 而能 够 得 出 应 从 适 合该 地 区 S I 系动 力分 析 的人 工边 界 。 S体 本 文探 讨 了几 种人 工 边 界 , 远置 边 界 、 限元 如 无 边 界 、 弹性 边 界 , 冲击 荷 载 和 正 弦激 励 等 外荷 载 粘 在
AA U B Q S软件, 人工边界模拟方法可以呆用远置边界、 限元边 界、 无 粘弹性边界, 目前对于不 同人工边 界的比较研究所见不多。 采用
数值 方 法 集 中 比较 了这 几 种人 工 边 界 在 S I 系分 析 中 的动 力 反 应 , 细 分 析 了 一维 柱 体 在 各 种 人 工边 界 及 输 入 的冲 击 荷 载 及 正 S体 详
弦周 期 荷 载作 用 下 的 动 力分 析 结 果 。研 究结 果 表 明 , 限 元边 界 、 弹 性人 工 边 界 是 较 为 稳定 的人 工 边 界 ; 工 边 界 的 动力 模 拟 效 无 粘 人 果 与 输入 震 源 的动 力特 性及 分 析 介 质 的 弹性 常数 存 在 密切 的关 系 , 即较 高 的 输 入 震 源 频 率 需 要 较 高 的介 质 弹 性波 速 , 能 保 证 人 才
受 到学 术 和工 程界 的重 视 。成 为近 期 国 内外 局部 人 工边 界 的研 究重 点 之一 。粘 弹性 边 界 的研 究 最早 始 于 L s r和 K he yr 16 ) yme u lmee (9 9 的粘 性 边 界 , 用 运
第 2卷 第 3期
桂 仲 柏 , : 工 边 界 动 力 反 应 分 析 研 究 等 人
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