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1、第 30卷第 11 期 岩 土 力 学 Vol.30 No.11 2009 年 11 月 Rock and Soil Mechanics Nov.2009 收稿日期：2008-11-24 基金项目：国家自然科学基金资助项目（No.50778070）。第一作者简介：夏栋舟，男，1979 年生，博士生，主要从事土-结构动力相互作用、钢骨-钢管混凝土等研究。E-mail: 文章编号：10007598(2009)11 07 刚性桩复合地基-上部结构动力相互作用 体系抗震性能及影响因素分析 夏栋舟1，何益斌1，刘建华2（1.湖南大学 土木工程学院，长沙 410082；2.长沙理工大学 公路工程学院，长沙
2、 410076）摘 要：通过模拟土的非线性动力本构模型，选取合理的人工边界及耦合阻尼模型，建立了刚性桩复合地基与上部结构相互作用体系三维有限元动力分析模型。通过计算，对比了刚性桩复合地基与普通桩基对上部结构地震反应的影响异同，同时得到了土体模量与分层、基础埋深、桩径与桩长、砂石垫层模量与厚度以及上部结构特性等因素在考虑土-结构动力相互作用时对刚性桩复合地基抗震性能的影响及其基本规律，并与已有相关试验结果进行了对比，得到较好验证。研究结果为工程设计与工程应用提供了可借鉴的理论依据。关 键 词：刚性桩复合地基；耦合阻尼模型；非线性；抗震性能 中图分类号：TU 352 文献标识码：A Analysi
3、s of aseismic capability and influential factors for rigid pile composite foundation-superstructure dynamic interaction system XIA Dong-zhou1，HE Yi-bin1，LIU Jian-hua2（1.College of Civil Engineering,Hunan University,Changsha 410082,China;2.School of Highway Engineering,Changsha University of Science
4、and Technology,Changsha 410076,China）Abstract:Through considering nonlinear dynamic soil model,reasonable artificial-boundary and coupling damping model,a 3-D finite element dynamic model of rigid pile composite foundation-superstructure interaction system,is established.Through calculations the dif
5、ferent seismic responses of the structure with rigid pile composite foundation and with common pile foundation are compared.At the same time,the influential factors and earthquake-resistant capability for rigid pile composite foundation is studied by considering soil modulus and soil layer,embedment
6、 depth,pile length and pile diameter,sand-gravel cushion thickness and modulus,structure characteristic,atc.All the results and conclusions will provide theoretical basis for engineering design and practice.Key words:rigid pile composite foundation;coupling damping model;nonlinearity;aseismic capabi
7、lity 1 引 言 在地基土中置入桩身刚度很大的桩（一般不配筋），从而形成一种具有地基处理新技术的人工地基，这种人工地基称之为刚性桩复合地基，它是在低强度桩（CFG 桩）的基础上发展起来的。其特点是在桩、土与承台之间设置砂石垫层（如图 1 所示），以调整桩-土应力比，使桩顶不因过于应力集中而破坏，桩间承载力得以充分发挥，因而具有明显的经济和社会效益，被大量地应用到高层建筑中。图1 刚性桩复合地基示意简图 Fig.1 Sketch of rigid pile composite foundation 目前的研究大多局限于刚性桩复合地基承载基岩 上部结构 垫层 基础 L Generated by
8、 Foxit PDF Creator Foxit Softwarehttp:/ For evaluation only.岩 土 力 学 2009 年 力、沉降和动力荷载下工作机制的理论与试验研 究14，以及其他桩基形式的复合地基的计算分 析56。对于刚性桩复合地基在考虑与上部结构相互作用后其抗震性能的研究还为之甚少，而且由于影响因素繁杂，目前还没有文献对刚性桩在受到上部结构惯性相互作用后抗震性能的各影响因素进行详尽地分析研究。本文针对这一问题，采用三维动力有限元方法对群桩刚性桩复合地基与上部框架剪力墙结构动力相互作用体系的地震反应进行计算分析，考察了刚性桩复合地基对上部结构动力反应变化的影响，
9、研究了刚性桩复合地基抗震性能的各个影响因素及其动力特性的基本变化规律。2 模型的建立及参数的取值 2.1 土体本构模型及参数的选取 已有研究 78表明，等效线性模型对土体非线性的模拟概念清晰，且容易实现。笔者利用 ANSYS 重新启动分析法9模拟土的非线性动力本构模型：首先假设土体初始动剪切模量d1G和阻尼比1D为常量，然后利用 ANSYS 有限元程序计算各土层的平均应变，接着进入后处理器，对计算结果进行处理，利用公式计算出相应的动剪切模量d2G和阻尼比2D，再在前一步分析的基础上，采用修改的动模量和阻尼比，并依此循环计算。在此需要修改的数据，可以采用参数的方式定义，根据计算结果修改这些参数，
10、然后作为一个外部文件保存在磁盘上，在重启动时，将这些数据文件以参数的形式读入，用这些参数修改数据库的相关数据来求解。本文采用 APDL 参数设计语言编制相关程序，从而实现土体材料的非线性模拟，其重新启动分析法的具体过程在 ANSYS 中的命令流参见文献10。2.2 土体边界条件与体系阻尼模型研究 研究土体与结构之间的非线性共同作用时，需要建立人工边界来模拟不同介质边界产生的辐射阻尼效应，以保证散射波从有限计算区域内部穿过人工边界时不发生反射。作者采用在人工边界上设置由线性弹簧和黏性阻尼器的粘弹性边界，来模拟土体与结构间的边界条件，实现对无限介质辐射阻尼效应的模拟。在 ANSYS 有限元程序中，
11、Combin14单元可以有效的模拟粘弹性边界。同时，为了解决结构和地基土之间不同阻尼形式的耦合问题，文章利用文献9中集成阻尼矩阵的方法，分别输入土体、结构各自的材料阻尼，按集成阻尼矩阵得到的耦合阻尼模型实现对多种形式的阻尼耦合。2.3 整体模型的建立 在计算时，取上部结构类型为框架剪力墙结构，柱网布置如图 2 所示，共 18 层，每层层高为 3 m，现浇楼板厚为 100 mm，楼层重力荷载按规范1112取值，G=12.25Kpa。标准工况下桩长为 10 m，桩径为 0.4 m，桩间距取 1.6 m，垫层厚度取 200 mm，地下室埋深按照规范要求不小于结构总高度的1/15，取为 6 m。结构阻
12、尼比按 5%取值，边界条件及体系阻尼按 2.2 节进行处理，材料参数如表 1 所示，工况如表 2 所示，三维有限元边界条件模型如图 3 所示。图 2 柱网平面布置示意图（单位：mm）Fig.2 Sketch of column grid(unit:mm)表 1 材料参数 Table 1 Parameters of materials 材料类别 质量密度/(g/cm3)泊松比 弹性模量/GPa 阻尼比/%结构混凝土 2.5 0.20 34.5 5 桩混凝土 2.2 0.20 22.5 5 垫层碎石 2.2 0.20 地基土 1.8 0.33 表 2 不同工况计算参数列表 Table 2 Para
13、meters for different calculation cases 刚性桩 地基土 工况 桩长/m 桩径/mm 模量/GPa 剪切波速/(m/s)质量密度/(g/cm3)基础埋深/m 垫层厚度/mm 1 10 400 25.5 250 1.8 6 20 2 10 400 25.5 200 1.8 6 20 3 10 400 25.5 150 1.8 6 20 4 10 400 25.5 250 1.8 4 20 5 10 400 25.5 250 1.8 8 20 10 400 25.5 150 1.8 6 20 10 400 25.5 200 1.8 6 20 6 桩中 土分层 1
14、0 400 25.5 250 1.8 6 20 10 400 25.5 250 1.8 6 20 10 400 25.5 400 1.8 6 20 7 桩底 土分层 10 400 25.5 600 1.8 6 20 8 10 300 25.5 250 1.8 6 20 9 10 500 25.5 250 1.8 6 20 10 6 400 25.5 250 1.8 6 20 11 14 400 25.5 250 1.8 6 20 12 10 400 25.5 250 1.8 6 10 13 10 400 25.5 250 1.8 6 30 4 000 4 000 4 000 4 000 4 0
15、00 Generated by Foxit PDF Creator Foxit Softwarehttp:/ For evaluation only.第 11 期 夏栋舟等：刚性桩复合地基-上部结构动力相互作用体系抗震性能及影响因素分析 图 3 刚性桩复合地基-结构模型边界条件示意图 Fig.3 Boundary condition sketch of rigid pile composite foundation-structure model 2.4 地震波输入与场地深度 在计算中假设地基在一定深度处存在相对很硬的土层或岩层，计算深度取 20 m，地震动为单方向水平运动，从网格底部输入。所
16、输入地震波近似采用记录深度为 32 m的 Kobe（1995 年）地震波南北分量，峰值调整（参见文献13）为 0.2g，持时 45 s。经计算，此时地面的加速度峰值约为 0.25g，相当于烈度为度的地震。3 刚性桩复合地基的性能优势 通过计算，对比研究了刚性桩复合地基、普通桩基两种不同条件下与结构相互作用时上部结构的加速度、位移反应，来考察结构的动力特性。图 4给出了上部结构位移和加速度反应幅值的比较。计算结果表明，刚性桩复合地基下对相互作用体系中上部结构的动力反应明显要比普通桩基础时动力反应小，这表明刚性桩复合地基不仅改善了地基承载力，减小了桩身内力与变形，同时增大了整个体系的阻尼，降低了上
17、部结构的地震反应，从而提高了刚性桩复合地基-上部结构相互作用体系的整体抗震性能。(a)(b)图 4 上部结构位移与加速度反应幅值比较 Fig.4 Comparison of displacement response values and acceleration response values in superstructure 4 刚性桩复合地基抗震性能影响因素分析 4.1 土的初始剪切模量与土分层的影响 图 5 给出了不同土体初始模量条件下桩身的弯 矩包络图。由图可知，土体模量的变化对桩身峰值内力的大小和分布都有着很大的影响，随着土体模量的降低，其桩身内力增加幅度较大，且靠近桩头和桩底部
18、位的内力峰值较大。同时，根据桩身弯矩的计算结果可知，桩身弯矩均小于其抗弯承载力，因此，不会发生断桩现象。在实际工程中，由于刚性桩复合地基的桩体一般不配筋，很多工程人员担心在地震作用下这些桩是否会折断而失去其应有的承载能力，本文研究结果从理论上给予了明确的佐证。图 5 不同土体模量下桩身弯矩包络图 Fig.5 Moments-envelope diagram for piles in different soil moduli 垫层 基础 20 30 40 50 60 70 80 90-2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 刚性桩复合地基-结构相互作用体系 普通桩-土-结构
19、相互作用体系 楼层 加速度幅值/(10-3 m2/s)12 345 6-2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 刚性桩复合地基-结构相互作用体系 普通桩-结构相互作用体系 楼层 位移幅值/(10-3 m)0-1-2-3-4-5-6-7-8-9-100 2 4 6 8 10 12 14 vs=250 m/s vs=200 m/s vs=150 m/s 桩身弯矩值/(kNm)桩身位置/m Generated by Foxit PDF Creator Foxit Softwarehttp:/ For evaluation only.岩 土 力 学 2009 年 文献1415研究表
20、明，在日本阪神地震中，桩基破坏的一个主要原因就是非液化土层中软土和硬土的分层所引起的，在桩身的破坏形态中，通常都是软硬土层的交界处桩身出现水平面的环向裂缝，表明桩身破坏的主要原因是由于在土层交界面处的弯曲应力过大，出现应力集中现象所导致的。本文分析在标准工况下土的剪切波速为 250 m/s 的匀质土层与桩中具有软土层和桩底具有硬土层的工况下桩身弯矩包络图对比，如图 6 所示；同时研究了硬土层与软土层在不同模量比条件下桩身弯矩峰值的对比，如图 7 所示。从图中可以看出，由于土层软硬分层情况的存在，使得桩身弯矩比匀质土层情况下要显著增大，而且在软硬土交界处尤为明显，且桩身弯矩随着硬土与软土之间模量
21、比的增大而显著增加，并且软土层在桩中与硬土交界时的情况更为明显。因此，在工程设计和工程实践中，必须重点考察土层交界处桩的受力情况，防止因承载力不够而引起断桩现象的发生。(a)桩中为软弱土层 (b)桩底为硬土层 图 6 软硬分层土时桩身弯矩包络图 Fig.6 Moments-envelope diagram for piles of layered soil 图 7 软硬分层土不同模量比时桩身弯矩峰值图 Fig.7 Peak-moments diagram for piles of layered soil in different modulus ratios 4.2 基础埋深的影响 日本原子
22、能工学试验中心通过试验研究了关于不同基础理深对土-结构动力相互作用体系地震反应的影响。其结果显示，随着基础的理深增大，体系的频率增高，振动幅值减小，阻尼增大，因而考察基础埋深变化对桩的内力影响有实际意义。通过计算，图 8（a）、8（b）给出了不同基础埋深下桩的弯矩包络图与不同基础埋深时桩身弯矩峰值图。结果表明，基础埋深的大小对桩身中部及上部的内力影响明显，且随着埋深的增加，桩身的弯矩峰值迅速减小。其原因是因为随着基础埋深的增加，基础周围土体的剪切模量会有所提高，根据 4.1 节研究结果可以得知，上部结构惯性力通过土体传递到桩身的内力值会随着桩身周围土体模量的增加而减小，土体主动分担了更多的结构
23、水平惯性力，这与相关试验结果16也是一致的。(a)弯矩包络图 0-2-4-6-8-10 010 20 30 40 50 桩身位置/m vs=250 m/s vs=200 m/s vs=150 m/s 桩身弯矩值/(kNm)0-2-4-6-8-10 010 20 30 40 桩身位置/m 桩身弯矩值/(kNm)vs=250 m/s vs=400 m/s vs=600 m/s 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 0 10 20 30 40 50 60 70 80 桩身中部为软弱土层 桩底为硬土层 桩身弯矩峰值/(kNm)模量比 0-1-2-3-4-5-6-7-8-9-1
24、0-11 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 基础埋深为 8 m 基础埋深为 6 m 基础埋深为 4 m 桩身弯矩值/(kNm)桩身位置/m Generated by Foxit PDF Creator Foxit Softwarehttp:/ For evaluation only.第 11 期 夏栋舟等：刚性桩复合地基-上部结构动力相互作用体系抗震性能及影响因素分析 (b)弯矩峰值图 图 8 不同基础埋深下桩身弯矩包络图与弯矩峰值图 Fig.8 Moments-envelope and peak-moments diagram and for piles in dif
25、ferent embedment depth of foundation 4.3 桩长与桩径的影响 图 9 给出了不同桩长条件下桩身的内力分布图。从图中看以看出，长桩与短桩桩身弯矩最大值的位置及大小基本相同，均出现在桩头以下 1.51.8 倍桩径位置处，且随着桩深的增加，峰值内力逐渐减小，在接近桩底位置处重新出现内力的次级峰值，长短桩桩身内力分布规律基本一致。图 10 给出了同一计算模型下不同桩径时桩身弯矩包络图以及弯曲峰值应力的变化图。由图 10（a）可知，随着桩径的增大，桩身弯矩也随之增大，但这不能说明桩身的承载性能及安全性能由此而降低，因为虽然桩径增加导致桩身所分担的荷载相应增大，但同时
26、桩身刚度的增大使得其抗弯承载力也随之增大。因此，考察桩身承载力是否满足要求，必须考察峰值弯矩的大小，如图 10（b）所示，从峰值弯矩图可以看出，桩径越大，其桩身中上部出现的峰值弯矩越小，因此，控制桩身承载力指标必须考虑不同桩径条件下出现的峰值弯矩。图 9 不同桩长下桩身弯矩包络图 Fig.9 Moments-envelope diagram for piles in different length (a)弯矩包络图 (b)弯曲应力图 图 10 不同桩径下桩身弯矩包络图与弯曲应力图 Fig.10 Moments-envelope and bending-stress diagram for p
27、iles in different diameters 4.4 砂石垫层厚度与垫层模量的影响 砂石垫层可以调整桩-土应力比，使桩顶不因过于应力集中而破坏，桩间承载力得以充分发挥。正是由于垫层的存在，使得它有别于常规复合地基和复合桩基，增加了这种复合地基受力变形机制的复杂性，因此，研究垫层厚度与模量对刚性桩复合地基在相互作用体系中抗震性能的影响具有重要工程意义。通过计算，可以得到不同垫层厚度条件下桩身弯矩峰值的变化图，如图 11（a）所示。计算结果表明，在符合设计要求的垫层厚度范围内，随着垫层厚度的增加其桩身弯矩峰值相应增加，且根据大量计算结果可以看出，垫层厚度大小仅仅影响到桩头的中上部位。考虑
28、工程应用，为充分发挥桩间土体的承载能力，垫层不宜过薄，1540 cm之间为宜。图 11（b）给出了不同垫层初始模量对桩身弯矩峰值的影响。计算结果表明，垫层模量越大，其桩头附近的桩身弯矩峰值越小，且只影响到桩身的中上部位的桩身内力。但垫层模量的增加会减小桩间土的荷载分但比，因此在实际工程中，也不宜采用模量过大的垫层，应根据实际情况采用。45 6 7 8 9 105 6 7 8 9 10 11 12 桩身弯矩峰值/(kNm)基础埋深/m 0-2-4-6-8-10-12-14 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 桩长 L=6 m 桩长 L=10 m 桩长 L=14 m 桩身弯矩值/(kNm
29、)桩身位置/m 0-1-2-3-4-5-6-7-8-9-10 0 2 4 6 8 10121416桩径 D=300 mm 桩径 D=400 mm 桩径 D=500 mm 桩身位置/m 桩身弯矩值/(kNm)0-1-2-3-4-5-6-7-8-9-10 0.00.20.40.60.81.01.21.41.61.8桩径 D=500 mm 桩径 D=400 mm 桩径 D=300 mm 桩身弯曲应力/MPa 桩身位置/m Generated by Foxit PDF Creator Foxit Softwarehttp:/ For evaluation only.岩 土 力 学 2009 年 (a)
30、垫层厚度不同 (b)垫层模量不同 图 11 不同垫层厚度与模量下桩身弯矩峰值图 Fig.11 Peak-moments diagram for piles in different thicknesses and moduli of sand-gravel cushion 4.5 上部结构的影响 已有研究表明，上部结构刚度及层数的变化导致对基础与地基土的惯性相互作用的改变，因此，研究结构刚度变化导致的自振特性改变以及建筑层数对桩基内力变化的影响规律，是一个复杂的问题。图 12（a）给出了不同结构刚度下桩身的弯矩包络图。通过改变上部结构混凝土强度等级的途径来改变上部结构刚度，从而实现上部结构刚度
31、变化对刚性桩复合地基-结构动力相互作用体系动力特性及相互作用效果的研究。图 12（b）给出了不同建筑层数下桩身弯矩包络图。计算结果表明，随着建筑层数的增加，桩身的弯矩峰值相应增加，但是增加幅度不大，其主要原因是因为随着建筑层数的增加，上部结构的自振周期会延长，阻尼相应增大，虽然自重的增加会导致基础受力的增大，但同时也由于阻尼的增大使得上部结构的惯性作用力反馈到基础与地基的幅值相对增加不明显。(a)不同自振周期 (b)不同建筑高度 图 12 不同结构自振特性与建筑高度时桩身弯矩包络图 Fig.12 Moments-envelope diagram for piles in different n
32、atural vibration periods and different heights of structure 5 结 语 通过分析研究，可以得到如下结论：（1）提出了考虑刚性桩复合地基与上部结构相互用体系的动力三维有限元模型，考虑了土体非线性、边界条件与阻尼的耦合，更切实际地模拟体系的运动与惯性相互作用，弥补了传统设计方法的不足。（2）通过计算，对比了刚性桩复合地基与普通桩基对上部结构地震反应的影响异同。可以得知，刚性桩复合地基下对相互作用体系中上部结构的动力反应明显要比普通桩基础时动力反应小，这表明刚性桩复合地基不仅改善了地基承载力，减小了桩身内力与变形，同时也降低了上部结构的地震
33、反应，从而提高了刚性桩复合地基-上部结构相互作用体系的整体抗震性能。（3）通过算例分析，得到了土体模量与分层、基础埋深、桩径与桩长、砂石垫层模量与厚度以及上部结构特性等因素在考虑土-结构动力相互作用时对刚性桩复合地基抗震性能的影响及基本规律，并与已有的相关试验结果进行了对比。以上研究结果表明：考虑刚性桩复合地基与上0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 678910 垫层厚度/m 桩身弯矩峰值/(kNm)200 300 400 500 600 700 800 678910 11 12 桩身弯矩峰值/(kNm)弹性模量/MPa 0-2-4-6-8-10 0 1 2 3 4 5 6 7
34、8 9 10 20 层 T=2 s 20 层 T=0.74 s 20 层 T=0.50 s 桩身弯矩值/(kNm)桩身位置/m 0-1-2-3-4-5-6-7-8-9-100 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 30 层 T=0.91 s 30 层 T=0.80 s 20 层 T=0.70 s 桩身弯矩值/(kNm)桩身位置/m Generated by Foxit PDF Creator Foxit Softwarehttp:/ For evaluation only.第 11 期 夏栋舟等：刚性桩复合地基-上部结构动力相互作用体系抗震性能及影响因素分析 部结构的相互作用，不仅提高了整
35、个体系的阻尼性能，降低了地震作用幅值，而且对结构抗震性能的优化可以提供很大贡献，为避免震害对人身安全的危害及造成的财产损失带来了比较可靠的保证。参 考 文 献 1 KAYNIA A M,KAUSEL E.Dynamic stiffness and seismic response of pile groups research report R82-03R.Massachusetts:Massachusetts Institute of Technology Cambridge,1982.2 NOGAMI T,JONES H W,MOSHER R L.Seismic response anal
36、ysis of pile-supported structure:assessment of commonly used approximationsC/Proceedings of 2nd international conference:Recent advancements of geotechnical earthquake engineering and soil dynamics.S.l.:s.n.,1991:931940.3 HESHAM M,NAGGAR E I,KEVIN J.Bentley,Dynamic analysis laterally loaded piles an
37、d dynamic p-y curvesJ.Canadian Geotechnical Journal,2000,37:11661183.4 池跃君.刚性桩复合地基工作性能及沉降计算方法的研究博士学位论文 D.北京:清华大学,2002.5 赵明华,刘建华,段少华.考虑基桩差异性及桩土共同工作的桩基承台梁内力分析J.岩土力学,2006,27(12):21492153.ZHAO Ming-hua,LIU Jian-hua,DUAN Shao-hua.Inner force analysis of pile capping beam considering stiffness variance of
38、 pile and pile-soil interactionJ.Rock and Soil Mechanics,2006,27(12):21492153.6 杨明辉,赵明华,姚琪阳.碎石桩复合地基桩-土应力比计算J.湖南大学学报(自然科学版),2006,33(5):69.YANG Ming-hui,ZHAO Ming-hua,YAO Qi-yang.Calculation for pile-soil stress ratio in crush stone pile compositionJ.Journal of Hunan University(Natural Sciences),2006,
39、33(5):69.7 卢华喜,梁平英,尚守平.地基非线性波动问题中黏-弹性人工边界研究J.岩土力学,2008,29(7):19111916.LU Hua-xi,LIANG Ping-ying,SHANG Shou-ping.Research on viscoelastic artificial boundary for problem of nonlinear wave motion in soilJ.Rock and Soil Mechanics,2008,29(7):19111916.8 赵明华,邹新军,邹银生,等.倾斜荷载下基桩的改进有限元有限层分析方法J.工程力学,2004,21(3)
40、:129133.ZHAO Ming-hua,ZOU Xin-jun,ZOU Yin-sheng,et al.Behavior of piles under inclined loads by the improved finite element-finite layer methodJ.Engineering Mechanics,2004,21(3):129133.9 何益斌,夏栋舟,黄欣荣，闫岩.土-桩-框架结构动力相互作用非线性有限元模拟J.沈阳建筑大学学报(自然科学版),2008,24(3):428432.HE Yi-bin,XIA Dong-zhou,HUANG Xin-rong,Y
41、AN Yan.Nonlinear finite element analysis of soil-pile-frame structure-interaction systemJ.Journal of Shenyang Jianzhu University(Natural Science),2008,24(3):428432.10 何益斌，夏栋舟，闫岩，刘建华.基于场地土非线性性质的 SSDI体系动力特性研究J.岩土工程学报,2009,31（4）:521527.HE Yi-bin,XIA Dong-zhou,YAN Yan,LIU Jian-hua.Dynamic behaviors of S
42、SDI system based on nonlinearity of soil in siteJ.Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,2009,31（4）:521527.11 中国建筑科学研究院.GB500112001 建筑抗震设计规范S.北京:中国建筑工业出版社,2001.12 中国建筑科学研究院.GB500092001 建筑结构荷载规范S.北京:中国建筑工业出版社,2001.13 谢定义.土动力学M.西安:西安交通大学出版社,1988.14 刘惠珊.桩基震害及原因分析-日本阪神大地震的启示J.工程抗震,1999,(3):3743.LIU
43、Hui-shan.A case analysis of Earthq.damage of pile foundationsJ.Earthquake Resistant Engineering,1999,(3):3743.15 刘惠珊.桩基设计探讨-日本阪神大地震的启示J.工程抗震,2000,(9):2732.LIU Hui-shan.A Discussion on seismic design of pile foundationJ.Earthquake Resistant Engineering,2000,(9):2732.16 武思宇,宋二祥,刘华北,等.刚性桩复合地基的振动台试验研究J.岩土工程学报,2005,27(11):13341337.WU Si-yu,SONG Er-xiang,LIU Hua-bei,et al.Shaking table test of composite foundation with rigid pileJ.Chinese Jounal of Geotechnical Engineering,2005,27(11):13341337.Generated by Foxit PDF Creator Foxit Softwarehttp:/ For evaluation only.