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土-结构相互作用分析中几类地震输入方式的比较赵密;王利涛;高志懂;杜修力;黄景琦【摘要】The earthquake input is required in the finite element analysis of the seismic soil-structure interaction.The earthquake input methods that can be used in engineering at present include the free-field input method based on viscous-spring boundary,the free-field stress method,the free-field displacement method,and the free lateral boundary method.The results from these methods are all approximate due to the approximate artificial boundary condition or no consideration of the seismic free field.In this paper,the accuracies of the results by these methods are compared by the 2-dimensional finite element analysis of the Daikai subway station where the artificial boundary position is determined according to the code.This work can give a reference on the earthquake input in the soil-structure interaction analysis.%地震作用下土-结构动力相互作用的整体有限元分析需要在人工边界处输入地震动.目前可能采用的地震输入方法包括黏弹性边界自由场输入方法、自由场应力方法、自由场位移方法以及侧边界自由方法.由于采用近似人工边界条件或者未完全考虑地震自由场,上述地震输入方法均为近似方法.本文以大开地铁车站二维有限元分析为例,根据规范建议的边界位置,研究了上述地震输入方法的精度,研究成果可为土-结构相互作用分析的合理地震输入提供一定参考.【期刊名称】《震灾防御技术》【年(卷),期】2017(012)003【总页数】10页(P589-598)【关键词】土-结构动力相互作用;地震输入;黏弹性边界;自由场;有限元分析【作者】赵密;王利涛;高志懂;杜修力;黄景琦【作者单位】北京工业大学,城市与工程安全减灾教育部重点实验室,北京100124;北京工业大学,城市与工程安全减灾教育部重点实验室,北京100124;北京工业大学,城市与工程安全减灾教育部重点实验室,北京100124;北京工业大学,城市与工程安全减灾教育部重点实验室,北京100124;北京工业大学,城市与工程安全减灾教育部重点实验室,北京100124【正文语种】中文大型地下结构、高坝、核电站、大跨度桥梁等基础设施工程的抗震分析需要考虑土-结构动力相互作用。
图1 钢筋（钢材）本构关系曲线图2 混凝土本构关系曲线图3 一维纤维束单元452021.09 |567图5 SAUSAGE 计算模型6 多波频谱特性Chl_Talwan-03_NO_2525Darfield_NewZealand_NO_6897,TG(0.49)人工波1各地震波平均反应谱壳单元节点分布钢筋层壳单元中面截面积分点472021.09 |技术探讨2.6.2结构基底剪力由大震弹塑性及大震弹性基底剪力响应时程曲线可以发现各条波弹塑性分析剪力与弹性时程结果趋势大致相符，而幅值略低于弹性，说明大震下耗能构件达到塑性屈服后结构刚度降低，地震响应减小。
时程分析所得到的底部剪力最大值如表2所示。
罕遇地震弹性与弹塑性分析基底剪力对比给出了结构罕遇地震弹塑性分析与弹性分析基底剪力的比较。
从表中可以看出，由于结构在罕遇地震作用下混凝土发生损伤，出现了塑性变形，结构的侧向刚度随之减弱，使得基底剪力较弹性分析的基底剪力小。
整体结构基底剪力弹塑性的结果约是弹性结果的76%~85%。
2.6.3结构构件的抗震性能选取起控制作用的天然波Tottori_Japan_NO_6274提取计算结果，得到核心筒剪力墙混凝土框架柱混凝土的损伤，见图7、图8。
由上图可以看出整栋楼的绝大部分墙体轻微损坏，底部加强部位的部分楼层，核心筒剪力墙出现轻微~轻度损伤，且主要发生在核心筒外墙端部和转角处；底部加强部位以上楼层，仅在核心筒收墙处出现少量的重度损坏；剪力墙连梁耗能充分，大部分连梁损伤程度为中度～重度损伤。
绝大部分框架柱无损坏；仅有角柱截止处及顶部混凝土柱截止处的少量柱钢筋进入塑性，具有较大安全储备。
结语根据对本工程在罕遇地震作用下的非线性时程分析计算结果，可得出以下结论：（1）在地震波作用下，结构层间位移满足规范规定，结构整体可以满足“大震不倒”的设防要求。
（2）弹塑性分析得到的基底剪力与弹性分析得到的基底剪力的比值在0.76～0.85范围内，说明震后结构刚度未发生剧烈下降，结构抗震性能较好。
等效线性化地震反应的震级距离参数调整法及其在地震安全性评价中的应用沈建文;刘峥【摘要】One of the critical shortcomings by traditional equivalent linear method (EQLM) is that when large motions are input, the magnification of high frequency components calculated is obviously lower than that observed. In seismic safety evaluation, such defect may lead to a serious result of underestimating design ground motion parameters for key projects. In 2010, Shen Jianwen and etc. Suggested a EQLM (M, R) method to improve EQLM through parameters of magnitudes and distances. In this paper we point out the important effect of the strain discount coefficient to the computation result, and discuss equivalent linear method EQLM (M, R) further. Taking a seismic safety evaluation project as an example, we determine magnitude-distance pairs with the concept of scenario earthquake, and calculate the soil seismic response.%传统等效线性化波动法最主要的缺陷之一是,当基岩输入地震动较强时,高频段算得的放大倍率比实际场地的实测结果明显偏低.在地震安全性评价中,该缺陷导致了低估重大工程设计地震动参数的严重后果.为弥补等效线性化方法的上述缺陷,沈建文等(2010)提出了通过震级M和距离R参数修正等效线性化的方法EQLM(M,R).本文指出应变折减系数对计算结果的重要影响,对土层反应的等效线性化方法EQLM (M,R)做了进一步的讨论.同时结合地震安全性评价的算例,用设定地震确定了震级—距离,用EQLM (M,R)完成了土层反应的计算.【期刊名称】《震灾防御技术》【年(卷),期】2011(006)003【总页数】11页(P220-230)【关键词】地震安全性评价;土层地震反应;等效线性化方法;设定地震【作者】沈建文;刘峥【作者单位】上海市地震局,上海200062;上海市地震局,上海200062【正文语种】中文土层对基岩地震动的影响对于抗震设计具有重要意义。
第27卷第5期2018年10月 自 然 灾 害 学 报JOURNAL OF NATURAL DISASTERSVol.27No.5Oct.2018 收稿日期:2018-01-18; 修回日期:2018-05-07 基金项目:国家重点研发计划政府间国际科技创新合作重点专项(2016YFE0105500);中央级公益性研究所基本科研业务费专项(2016A02) Supported by :Key Special Project of National Key R&D Plan,International Scientific and Technological Innovation Cooperation(2016YFE0105500);Sci⁃entific Research Fund of Institute of Engineering Mechanics,China Earthquake Administration (2016A02) 作者简介:王鸾(1993-),女,博士研究生,主要从事土动力学和岩土地震工程研究.E⁃mail:1286290758@ 通讯作者:汪云龙(1985-),男,副研究员,主要从事岩土地震工程、土工测试及地质勘察等方面的研究.E⁃mail:Wyl_iem@ 文章编号:1004-4574(2018)05-0012-08DOI押10.13577/j.jnd.2018.0502基于软土场地实测记录的三种土层地震反应分析方法可靠性研究王 鸾1,袁近远2,汪云龙1,王 克1(1.中国地震局工程力学研究所,中国地震局地震工程与工程振动重点实验室,黑龙江哈尔滨150080;2.香港中文大学工程学院,中国香港)摘 要:软土场地地震反应计算分析方法是公认难题。
以日本KiK⁃net 强震观测台网中所有软土场地井下记录为样本,对传统等效线性化方法SHAKE2000、时域非线性方法DEEPSOIL 和频率一致等效线性化方法SOILQUAKE 三者在软土场地地震反应分析计算中的可靠性进行对比检验。
基于DEEPSOIL的软土场地地震反应研究张海;王震;周泽辉;尤红兵【摘要】软土场地地震反应分析是目前工程场地地震安全性评价中的重要组成部分,对场地设计地震动参数的确定具有重要意义.利用一维场地地震反应分析软件DEEPSOIL,可进行场地线性、等效线性化和时域非线性等多种分析,并可考虑孔隙水压的影响.笔者根据土层计算参数,编制了DEEPSOIL软件场地模型输入文件的自动生成程序,可高效、快速地完成对场地的建模.通过数值算例验证了DEEPSOIL软件的精度.同时通过对某典型Ⅲ类软土场地的地震反应分析,研究了拟合参数的敏感性以及等效线性化方法和时域非线性方法对峰值加速度和地表加速度反应谱的影响,并指出了等效线性化方法在分析软土场地地震反应中的不足.对于软土场地建议采用DEEPSOIL软件进行时域非线性分析,因为其参数简单并容易确定,适合建模快速和使用方便的要求.【期刊名称】《震灾防御技术》【年(卷),期】2015(010)002【总页数】14页(P291-304)【关键词】DEEPSOIL软件;等效线性化方法;时域非线性方法;软土场地;地震反应【作者】张海;王震;周泽辉;尤红兵【作者单位】天津城建大学土木工程学院,天津300384;天津城建大学土木工程学院,天津300384;天津城建大学土木工程学院,天津300384;中国地震灾害防御中心,北京100029【正文语种】中文软土场地地震反应分析是目前工程场地地震安全性评价中的重要组成部分，对场地设计地震动参数的确定具有重要意义。
软土场地地震反应分析主要采用频域等效线性化方法和时域直接积分的非线性方法（胡聿贤，2003）。
目前，采用等效线性化方法的软件主要包括：Shake91（Idriss等，1992）、EERA（Bardet等，2000）、LSSRLI-1（廖振鹏等，1989）、QUAD4-M（Hudson等，1994）、Flush（Lysmer，1975）等；采用时域非线性方法的软件主要包括：DEEPSOIL （Hashash等，2012）、NERA（Bardet等，2001）、DMOD2000（Matasovic等，2007）等。
场地土的一维非线性地震反应分析方法
廖河山;徐植信
【期刊名称】《地震工程与工程振动》
【年(卷),期】1992(12)4
【摘要】本文应用一维复合应变波理论和特征线差分法,研究覆盖土层的非线性地震响应。
为了较真实地反映土在不规则循环加载条件下的本构关系,本文采用了多屈服面运动硬化弹塑性模型。
此外,在覆盖层与基岩半空间的界面上,本文引进了弹性边界条件,它能模拟波在半空间介质中的传播过程,从而使数值分析结果更加接近实际。
本文为南浦大桥提供的16组沿深度分布的地震加速度时程,已经应用于南浦大桥的抗震设计中。
【总页数】10页(P30-39)
【关键词】场地;土层;地震;非线性;分析
【作者】廖河山;徐植信
【作者单位】同济大学
【正文语种】中文
【中图分类】P315.9
【相关文献】
1.基于非线性桩土作用黏土场地桥梁地震反应分析 [J], 仲浩然
2.天津滨海软土一维场地地震反应非线性分析研究 [J], 陈万山;赵瑞斌;吕丽华
3.双向水平地震作用下场地土三维非线性反应分析 [J], 梁发云;陈海兵;黄茂松
4.天津滨海软土一维场地地震反应非线性分析研究 [J], 陈万山;赵瑞斌;吕丽华;因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
收稿日期:2004-02-03; 修订日期:2004-03-05 基金项目:中国地震局 十五 科研项目作者简介:金星(1960-),男,研究员,博士,主要从事工程地震方面研究.文章编号:1000-1301(2004)03-0038-06水平成层场地地震反应非线性分析金 星1,2,3,孔 戈1,丁海平1(1.中国地震局工程力学研究所,黑龙江哈尔滨150080;2.南京工业大学岩土工程研究所,江苏南京210009;3.黑龙江省地震局,黑龙江哈尔滨150090)摘要:本文首先推导了李小军积分格式(中心差分与Newmark 平均加速度法相结合)的增量形式,并据此离散动力平衡方程,同时,采用Pyke 提出的土动力本构模型以及多次透射人工边界条件,提出了一种水平成层场地地震反应非线性分析的显式有限元方法,并据此编制了计算机程序。
数值实验表明,这种方法能较好地模拟土层在强地震作用下的非线性特性。
关键词:场地地震反应;多次透射边界;非线性;显式有限元方法中图分类号:P315.916文献标识码:ANonlinear seismic response analysis of horizontal layered siteJin Xin 1,2,3,Kong Ge 1,Ding Haiping 1(1.Ins titute of Engi neering Mechanics,China Earthquake Administration,Harbin 150080,China; 2.Institute of Geotechnical Engi neering,Nanjing Universi ty of Technol ogy,Nanjing 210009,Chi na;3.Earthquake Adminis tration of Heilongjiang Province,Harbi n 150090,Chi na)Abstract:Based on the e xplicit iterative formula presented by Li Xiaojun,an incre menta -l iterative scheme is put for ward to discretize the dyna mic bining the dynamic nonlinear constitutive model of soil presented by Pyke and the mult-i transmitting artificial boundary condition,a new approach is proposed to predict the nonlinear seismic response of horizontal layered soil site and a computer program is worked out with the help of the same ideas.As demonstrated by nu -merical e xamples,this approach can significantly improve the simulation of the nonlinear characteristics of soil site under strong ground motions.Key words:site seismic response;mult-i transmitting boundary;nonlinear;explicit finite element mothed引言强震观测数据的谱分析表明,强震作用下土层地震反应谱比曲线的峰值点向低频移动,同时谱比曲线的幅值下降[1~3]。
国内外学者把这一现象归因于场地土的非线性特性的影响。
因此,合理地模拟土层的非线性特性是正确估计场地地震反应的基础。
目前,等效线性化方法仍是场地地震反应分析的主要方法之一,该方法是在总体动力学效应大致相当的意义上,用一个等效的剪切模量和等效阻尼比替换所有不同应变幅度下的剪切模量和阻尼比,将非线性问题转化为线性问题,在频域中进行分析。
在小震情况下,这种方法能够较好地模拟实际情况,但在大震情况下,计算结果与实际记录有很大偏差,不能反映土体非线性对地震反应的真实影响。
为了正确模拟土层非线性特性,必须建立合理的土动力本构模型,并在时域中进行分析。
对于水平成层第24卷第3期2004年6月地 震 工 程 与 工 程 振 动EARTHQUAKE ENGINEERING AND ENGINEERING VIBRATIONVol.24,No.3Jun.2004场地,采用有限元方法进行地震反应时域非线性分析时,主要涉及三方面的问题,即土动力时域本构模型的建立、数值积分方法的选择以及人工边界条件的建立。
人们已经提出的方法有:粘弹塑性波动方程特征线差分混合解法[4];弹塑性模型与增量迭代法结合,并采用粘性边界条件的方法[5];粘弹塑性模型和单边差分方法相结合,同时采用透射边界条件的方法[6]等。
本文首先推导了李小军积分格式的增量形式,并据此离散动力平衡方程,继而,与Pyke提出的土动力本构模型以及廖振鹏等[7]提出的多次透射人工边界条件结合,提出了一种水平成层场地地震反应非线性分析的显式有限元方法。
数值实验表明,这种方法能较好地模拟土层在强地震作用下的非线性特性。
1 土体弹-塑性模型试验研究表明,骨干曲线为双曲线,卸载和再加载曲线按Masing准则确定的弹-塑性模型能比较好地表示土的应力-应变关系。
对于地震作用不等幅荷载情况,Pyke[8]等人提出了一种修正方案,他提出卸载和再加载曲线以前次卸载开始点为起点,以最大应力对应的水平线为渐进线构造,如式(1)所示。
这样,在计算时只用记忆前次卸载开始点的坐标,一方面简化了数学模型,另一方面也在一定程度上修正了Masing准则中和试验数据不符的的部分问题。
= c+G max( - c)11+| - c|C r(1)C= 1-cmax(2)其中, c是与前次加卸荷载转折点对应的应力; max是最大剪应力值;式中的第一项对滞回曲线的下降分支和上升分支分别取负号和正号。
2 时步积分格式水平成层场地的有限元模型通常采用集中质量单元和弹簧单元建立[9]。
隐式数值积分方法在计算时求解耦联的方程组是很不经济的,对非线性情况更是如此。
李小军提出了一种全量型的显式的数值积分格式[6],实现了动力平衡方程组的解耦。
然而,在地震作用这类复杂加载条件下,对于非线性分析,采用增量型应力-应变关系更为合理[10]。
因此,本文采用与李小军格式相同的思路推导了一种增量型的显式格式。
首先,由式(3)所示的(p+1) t时刻的增量格式的有限元动力平衡方程,把p+1时刻的加速度用p+1、p两个时刻的位移及p时刻的速度表示,同时应用前面关于阻尼不变的假定,可以得到式(4)。
[M]{ u}p+[C]p{ u}p+[K]p ep{ u}p={ P}p(3){u}p+2= t22[M]-1({P}p+1-{P}p)+2[I]- t22[M]-1[K]pep{u}p+1-(4)[I]- t22[M]-1[K]p ep{u}p+ t[I]-t22[M]-1[C]({ u}p+1-{ u}p)由(p+2) t时刻的增量格式的有限元动力平衡方程,结合Newmark平均加速度格式中使用的如式(5)、式(6)所示的近似公式:{ u}p+2+{ u}p+12={ u}p+2-{ u}p+1t(5){ u}p+2+{ u}p+12={u}p+2-{u}p+1t(6)可以得到式(7)的形式:{ u}p+2=(2{ u}p+1-{ u}p)-[M]-1[C]({u}p+2-2{u}p+1+{u}p)-t[M]-12[K]p+1ep({u}p+2-{u}p+1)-t[M]-12[K]p ep({u}p+1-{u}p)+t[M]-12({P}p+2-{P}p)(7)393期 金 星等:水平成层场地地震反应非线性分析式(4)和式(7)即构成本文采用的数值积分格式。
3 人工边界条件廖振鹏等[7]提出的多次透射边界条件具有时空解耦,便于在计算机上实现以及通过多阶透射使其精度与有限元精度一致等特点。
这一人工边界处理技术结合显式的有限元方法所形成的近场波动数值模拟的解耦方法避免了形成总刚和求解大型方程组,为大型非线性开放系统的动力反应分析提供了实用方法。
本文在人工边界的处理上,采用廖振鹏等提出的二阶透射边界条件。
4 算例分析图1 场地的柱状图和剪切波速分布作者根据前述的土体本构模型、场地计算模型以及增量形式的显式积分格式,编制了场地地震反应的一维非线性通用分析程序SI TE -1D 。
下面根据唐山响局部场地影响台阵2#观测站获得的有关数据[11]进行算例分析,并与等效线性化程序的计算结果进行对比研究。
图1给出了该场地的、典型剖面柱状图和剪切波速分布,表1列出了各类岩土层动三轴试验数据。
计算1995年10月6日发生在唐山陡河东的一次M L 5.9地震在响台阵2#观测站的-32m 测点获得的记录的加速度NS 分量(峰值为-10.141Gal)为基础,分别乘以某一缩放系数得到的结果作为基岩地震动输入。
图2给出了缩放系数为1时的基岩输入加速度时程。
表1 土样试验参数土性容重N/m 3剪切模量比阻尼比剪应变 d (10-4)0.050.10.5151050100粉质粘土18700G d /G d max 0.98770.97580.88990.80160.44690.28780.074780.03884 (%) 1.0822 1.5254 3.2735 4.04237.37558.37689.55619.7412细砂19400G d /G d max 0.97920.95920.82460.70170.31990.19040.04490.02298 (%)0.39280.6744 2.1778 3.3388 6.47497.4488.5068.664粉土18700G d /G d max 0.98770.97580.88990.80160.44690.28780.074780.03884 (%) 1.0822 1.5254 3.2735 4.04237.37558.37689.55619.7412粘土18700G d /G d max 0.98770.97580.88990.80160.44690.28780.074780.03884 (%) 1.0822 1.5254 3.2735 4.04237.37558.37689.55619.7412强风化岩20650G d /G d max 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 (%)0.0040.0080.0100.0510.0210.0300.0360.046花岗混合岩26750G d /G d max 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 1.000 (%)0.0040.0080.0100.0510.0210.0300.0360.046图2 缩放系数为1时基岩输入加速度时程40 地 震 工 程 与 工 程 振 动 24卷图3~图6给出了对应于不同缩放系数,分别采用程序SITE -1D 和等效线性化程序计算得到的地表加速度时程对比,图7为不同输入加速度情形下的放大倍数。
