抗震设计规范中各结构形式的设计要求

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1、抗震设计规范中各结构形式的设计要求地震灾害调查发现，在极震区明显体现出震害的集中性，因此，地震学和地震工程学界对近断层地震高度重视。自从 1933 年在美国 Long Bench 地震中获得第一条强震加速度记录以来，地震工程领域学者一直试图建立强震动记录和震中区震害集中性的联系，但由于地震发生的时间和地点的不确定性，实际地震中得到的近断层地震记录很少。从上世纪末的几次强烈地震尤其是 1994 年美国 Northridge 地震、1995 年日本 Kobe 地震、1999 年土耳其 Izmit 地震和 Duzce 地震以及 1999 年我国台湾 Chi-Chi 地震中获得的大量近断层地震记录，证

2、实了极震区震害集中性与强震动的关联性，并为进一步研究地震的发生机理和发展过程提供了宝贵的基础数据资料。许多学者对近断层地震记录的幅值、频谱等特性开展了分析研究，发现近断层地震动与远场地震动有显着差别，并逐步发现了断层破裂方向性效应、滑冲效应、上盘效应和强烈竖向地震动等特性。这些显着的近断层地震动特性对工程结构的地震响应以及失效破坏影响较大。进入本世纪以来，近断层地震动特性及其对工程结构的地震响应和抗震设计规范的影响研究取得了长足的进步，并已取得了丰硕成果。 作者参考大量文献资料，首先对近断层地震动特性的研究进展进行系统的回顾和总结; 然后，分别介绍水平和竖向近断层地震动对工程结构的地震响应的研

3、究进展，并进行初步分析和总结; 进一步就近断层地震动对抗震设计反应谱和规范的影响进行概况总结; 最后，提出在近断层地震动特征及其对工程结构地震响应的影响方面仍存在的问题和有待进一步开展研究的内容。 1 近断层地震动特性 关于近断层地震动的名称，目前国内主要有近场、近断层和近源等 3 种，对应国外的名称分别为near-field、near-fault 和 near-source，在一般的研究中大多没有特意区分，本文中称之为近断层。Aki 等,1,指出近场地震动是指震源距较小、震源辐射地震波中的近场和中场项不能忽略的区域的地震动; 刘启方等,2,认为在近断层区域，由于距离断层很近，显然不能忽略近场

4、和中场项，因此近断层地震动包含在近场地震动以内。近断层区域通常指到断层距离不超过20 km 的范围,3-4,; 但也有研究者认为断层距界限值应取在20 ,60 km 之间较为合适,5-6,。目前对近断层地震动的定义和近断层范围的确定还存在争议。 早在 1958 年 Housner 等,7,对 1957 年美国 PortHueneme 4. 7 级地震中距离震中 5 英里左右的台站记录到的含有一个单脉冲的地震动记录进行分析，指出该记录表现出显着的脉冲特性，即使在震级较小的情况下仍具有较强的破坏性。Bolt,8,通过对1971 年美国 San Fernando 地震记录开展研究，首先认识到速度脉

5、冲可 能 产 生 于 快 速 的 断 层 滑 动。 Bertero 等,9-10,对考虑近断层地震的地震动评估方法以及 San Fernando 地震中近断层地震记录在结构抗震设计中的应用开展了相关研究。Baker,11,采用小波分析方法研究地震记录，提出用三个条件来量化判定近断层地震动，分别为脉冲指数大于 0. 85、脉冲应该在速度时程的前期到达( 速度时程前 20% 时间的累积速度平方大于脉冲时程前 10% 的累积速度平方) 以及地面峰值速度大于 30 cm/s。后续的研究中，有学者采用这种方法对 2011 年日本 9. 0 级地震,12,和 1986 年 Dharamsala 5. 5

6、级地震,13,的强震记录进行量化识别和判定，结果表明该方法能较好地量化和识别近断层地震动。 通过对近断层区域地震动记录的分析研究，人们逐渐认识到，近断层地震动受到震源机制、断层破裂过程、场地条件等因素的影响，体现出方向性效应和滑冲效应引起的脉冲效应、断层破裂的上盘效应和显着的竖向地震动等特性。 1. 1 方向性效应 方向性效应是断层在破裂时造成位于近断层区域的地震动显着区别于远场地震动的重要特性之一，根据断层破裂朝向与断层滑动方向的不同，可分为向前的方向性效应和向后的方向性效应。向前的方向性效应是引起近断层地震动脉冲特性的主要原因之一，这种脉冲特性对工程结构的地震响应具有重要影响，因此多数研究

7、主要是针对向前的方向性效应。 在以往的强地震动记录中体现出明显的方向性效应引起近断层地震动的脉冲特性，1966 年美国Parkfield 地震中，在破裂前方断层距仅为 80 m 的 C02台站获得的垂直于断层走向的速度时程是观测到的第一条包含方向性效应的地震记录,14,。1992 年美国 Landers 地震、1999 年我国台湾 Chi-Chi 地震、2003年美国加州中部的 San Simeon 地震,15,中的记录都显示了明显的方向性效应。2008 年汶川地震中速度脉冲记录出现在沿地震断层破裂传播的方向上，且与地表断裂的距离都在 30 km 内，这些长周期速度脉冲的形成可能主要由破裂传播

8、的向前方向性效应引起,16,。 近断层方向性效应对近断层区域的地震动影响主要有以下特点: 1) 强震发生时，断层破裂以接近于剪切波速的速度向前传播时,17,，会在断层破裂的前方场地聚集大量的断层破裂能量，引起类似脉冲形式的地面运动，由于剪切波是横波，会在这些场地上的垂直断层方向的记录中显示出明显的大幅值、长周期脉冲特性。2) 具有向前方向性效应的近断层脉冲记录可以用有限个地震动参数描述的等效脉冲来表现,18-20,，国内外许多学者已经提出了多种简化脉冲函数，如三角形脉冲和矩形脉冲,21-22,、简谐函数脉冲及其组合形式,23-25,、简谐函数和指数函数组合脉冲形式,26-28,。一般来讲，简谐

9、脉冲比矩形脉冲能更好地表现脉冲特性; 分段模拟脉冲函数比单个脉冲函数精度高，可在一定程度上反映实际地震动的非平稳随机性，但几乎每个简化脉冲函数都有其局限性。简化脉冲函数可用有限的几个与震源参数相关的地震动参数来确定，主要包括脉冲周期和脉冲幅值,3-4，22，29-31,、脉冲个数或脉冲持时,32,和脉冲形状参数,26,等。,ajesh,33,采用 Mavroeidis 等,3,提出的简化脉冲模型评估了多自由度系统地震响应，验证了采用等效数学模型仍然能够很好地评估多自由度建筑结构的地震响应。武钢等,34,采用正弦等效脉冲模型对大跨越输电塔-线体系进行动力响应分析，认为塔-线体系在等效脉冲与实际近

10、场脉冲型地震动作用下的响应相近，在大跨越输电塔-线体系地震响应分析采用等效脉冲作用能够弥补实际近场脉冲型地震动记录过少的不足。3) 方向性效应对地面运动加速度的影响相对较小，但对速度和位移的影响较大,4,，进而引起近断层区域较大的峰值速度( PGV) 与峰值加速度( PGA) 的比值,35,，而 PGV 与 PGA 比值的大小将直接影响到反应谱加速度敏感区和速度敏感区的界限周期,36,。 目前，一般认为破裂的方向性效应受诸多复杂因素的影响，包括断层破裂的正断层、逆断层以及走滑断层等类型，断层破裂方向和破裂速度以及断层面的滑动方向和位错分布，还有观测点位置和场地条件等,30,。方向性效应是近断层

11、区域较为普遍的地面运动特性，因此，更为准确地表现具有方向性效应的地面运动以及在设计中考虑这种效应是目前关注较多的重要课题，但仍没有较为成熟的研究成果。 1. 2 滑冲效应 滑冲( fling-step) 效应也是近断层地震动的重要特性之一，是地震过程中由于静力位移的影响，地震时断层两盘发生相对错动或滑动最后在滑动方向上产生地面永久位移的现象,4,。在地面运动记录上表现为在断层滑动方向的速度时程中出现一个单向的速度脉冲，而位移时程中出现一个“台阶”状的永久位移。对走滑断层地震，fling-step 效应表现在平行断层方向; 对于正断层或逆断层地震则与断层滑动方向一致，此时可能与断层破裂发展造成的

12、脉冲效应在垂直于断层方向出现耦合的情况。 已有的近断层地震动记录中表现 fling-step 效应的相对较少，因此对 fling-step 效应比其他近断层效应的研究更少,37,，但在 1999 年我国台湾 Chi-Chi 地震和土耳其 Izmit 地震和 Duzce 地震中的地表破裂造成的很大的永久地面变形对横穿或者接近于断层线的工程结构造成了致命的损害，直接造成结构的断裂或倒塌。因此，fling-step 效应及其对结构的影响不可忽视，目前由于能体现这种特性的近断层记录还较少，无法从统计意义上进行定量研究，近年来迅速发展的近断层地震动模拟技术或许是研究 fling-step效应成因及其对工

13、程结构影响的较好途径。 1. 3 上盘效应 近断层上盘效应是近断层地震动的另一特性，特别是逆断层的上盘效应十分明显,38,。上盘效应是在距离断层线相同的上盘场地比下盘场地更接近于发震断层面，造成上盘场地上的地震动更为强烈，而且地震波在地表和断层面之间的多次反射也可能放大上盘的地震动,2,，并且上盘场地的地面运动的衰减较下盘场地缓慢,38,。 1994 年美国 Northridge 地震,38,和1999 年我国台湾 Chi-Chi 地震,31，39,中，在地震动速度、加速度幅值和频谱特性上表现出明显的上盘效应。Chi-Chi 地震是典型的逆断层地震，我国有许多地区易发生逆断层地震，如龙门山断裂

14、带、天山、祁连山以及台湾地区等，一些省会城市如成都、乌鲁木齐、兰州、西宁等处于逆断层型地质构造之上，在进行这些地区的地震危险性分析、结构抗震设计和震害预测时，考虑其可能发生地震的震源机制对地震动的影响非常必要。我国规范当前的峰值加速度衰减关系使用的是椭圆型衰减关系，相对于发震断层也是对称分布的，将椭圆型衰减关系使用在逆断层型地震时，会造成较大误差,39,。 1. 4 显着的竖向地震动特性 虽然以往的地震中曾记录到强烈的竖向地震动，但记录数量较少而且近断层竖向地震动记录更少。近年来的几次强烈地震中特别是在距离断层较近的极震区，都获得了相当数量的竖向地震动记录，如 1979 年美国 Imperia

15、l Valley 地震、1994 年美国Northridge 地震、1995 年日本 Kobe 地震、1999 年我国台湾 Chi-Chi 地震和 2008 年我国汶川地震,40,等地震中一些竖向地震动强度远超过了水平地震动。1994年美国加州 Northridge 地震是竖向地震运动研究的里程碑，第一次观测到地震中很多强烈的竖向加速度和由于竖向地震造成现代建筑物的结构损害,41,。 1999 年 Chi-Chi 地震近断层竖向地震动中明显包含有低频分量，断层地表的竖向位移达 2 ,9 m,42,，远超过水平向地表位移( 2 ,3 m) ，巨大的永久性地表竖向位移可能与竖向地震动中的长周期分量

16、有很大关系,31,。 强烈地震中记录到的显着竖向地震动引起不少学者的关注，近断层区域的竖向地震动特性逐步得到研究。竖向地震动研究主要集中在竖向加速度幅值和频谱特性方面，加速度幅值特性包括竖向地震动峰值加速度衰减关系,43-45,和竖向与水平加速度幅值比，频谱特性主要包括竖向地震动反应谱和竖向与水平反应谱比等。已有研究表明近断层竖向地震动大致有以下特点: 1) 近断层区域竖向和水平峰值加速度的比值与震级和距离相关，一般大于规范规定的 2/3，甚至可以达到或超过 1,46-48,; 断层距在20 km以内的近断层区域、软弱土层场地，在中等震级地震和逆断层大震级中长周期范围等条件下，具有较大的竖向地

17、震动,49,。2) 与远场竖向地震动相比，近断层竖向地震动可能含有更多的低频成分，但相对于近断层水平地震动，近断层竖向地震动具有相对较高的频率,45,。3) 随着强震记录的增多，统计分析结果表明，竖向与水平加速度谱的比值在反应谱不同周期范围内不是简单的常数，而与震级、震中距、场地类别等因素相关,46，50-52,。4) 有学者提出PGV 与 PGA 的比值大于 0. 2 s 可作为识别近断层脉冲型地震动的一个强度指标,35,，但对于竖向地震动而言，只将该指标作为识别近断层地震动的强度指标是不够的,53,。 已有初步研究结果,46-48,显示，近断层区域的竖向地震动相对显着，远场竖向地震动相对较

18、小，结构抗震设计的目的正是要考虑地震动强烈的极震区即距离断层较近的工程结构的抗震能力，过去由于近断层地震动记录缺乏而不得不以远场地震动为基础推测极震区的地震设计输入。近断层区域的竖向地震动已呈现出比较显着的特征并受到较多因素影响，遗憾的是目前对竖向地震动开展研究还比较少。近断层区域竖向地震动特性研究可为抗震设计提供更完善和准确的地震动输入。 2 近断层地震作用下的结构地震响应 近年来在一些地震中特别是 1999 年我国台湾地区的 Chi-Chi 地震,54,中获得的大量近断层地面运动记录为研究近断层地震动特征提供了有利条件，国内外学者逐渐重视和研究具有显着近场效应的地面运动对工程结构的地震响应

19、以及结构破坏的影响。 目前，研究较多的是近断层地面运动的脉冲特性对工程结构的影响，主要是以地震动水平分量为主，近断层竖向地震动对工程结构的影响研究相对较少。 2. 1 工程结构近断层水平地震响应 工程结构近断层地震响应在近年来几次大地震中均表现出明显的特征，即强烈地震中大量的建筑和桥梁结构直接受到短持时高能量的脉冲型地面运动，甚 至 是 较 大 地 表 破 裂 的 影 响，结 构 破 坏 严重,20，22，55,，而且中等震级的地震中近断层区域的结构损坏也很严重,10，56,。断层破裂的方向性效应引起在破裂传播方向场地上记录到的脉冲周期在1 ,2 s 之间，这与较大跨度桥梁和中高层建筑物等结构

20、的自振周期较为接近，造成严重的结构破坏,57,。近年来，工程结构近断层地震动响应得到了各国地震工程学者的广泛关注,58,。关于工程结构近断层水平地震动响应的研究大致有以下几方面: 1) 近断层地面运动具有明显的速度幅值大、速度脉冲周期长等特性，并且 PGV 与 PGA 比值较大,36,。较大的 PGV 与 PGA 比值的地面运动使得加速度反应谱具有较宽的加速度敏感段，将增大高层建筑的基底剪力、层间变形和延性需求,59,，也降低附加阻尼的减震效果。因此，PGV 与 PGA 比值是控制结构地震响应的一个重要参数,36，60-61,。当工程结构的基本周期远大于脉冲周期时，高阶模态的影响相对显着，在某

21、些情况下以低阶模态估计结构地震响应是不准确的,62-65,。 2) 近断层脉冲型地面运动将增大结构的非弹性响应和结构的延性需求，可能造成较大的结构残余位移,21，66,，近断层地震作用下结构的非弹性位移比( 非弹性体系最大位移与弹性体系最大位移的比值)明显大于远场地震作用下的非弹性位移比，同样相应于垂直断层方向的非弹性位移比要大于平行断层方向的非弹性位移比。 3) 有学者提出持时在 0. 5 , 1. 5 s 的加速度脉冲具有较大的破坏性,9,，但多数学者认为，近断层地震动对结构的破坏作用与速度脉冲特性有关,67-70,。一般情况下，近断层速度脉冲只对周期大于 4 s 的结构才有重要影响。地面

22、运动中显着的加速度脉冲也可能是工程结构破坏的一个重要原因，其影响机理和过程有待进一步开展相关研究。另外，Hall 等,21,认为与近断层区域较大的速度脉冲相比，在速度脉冲的持时内发生的地面位移更能体现地震动破坏力。 有研究,70,表明，含 fling-step 效应和向前方向性效应的脉冲地震动主要激发结构的基本振型振动，而无速度脉冲的地震动能够激发结构的高阶振型响应，脉冲型地震作用下的结构破坏远强于无速度脉冲地震作用。 4) 上世纪末发展起来的结构控制技术特别是基础隔震技术在近断层地震作用下的有效性和适用性逐渐得到更多关注。具有较长周期的隔震结构受到近断层长周期脉冲地震作用，隔震支座位移显着增

23、加，可能会超过支座的变形能力造成支座和耗能单元的破坏,21，60，71-72,。近断层地震动的能量输入、峰值速度 PGV、峰值加速度 PGA、峰值位移 PGD、PGV 与PGA 比值以及断层距与隔震结构动力响应参数的相关程度比较显着,73,。但有学者研究发现，经过合理优化设计，在近断层区域隔震技术仍是适用的,74-75,;也有学者认为，在长周期地面运动激励下刚性结构应该锁在地面上，而不是靠柔性支座来支撑,76,; 还有学者根据近断层地震动对隔震结构的影响特点，发展了新的隔震系统以抵抗近断层脉冲型地面运动影响，如变频摩擦滑移隔震系统,77,、附加弹性装置隔震系统,78,、附加黏滞阻尼器,79,以

24、及一些结合半主动或主动控制系统的混合隔震控制系统,80-81,。李黎等,82,基于近断层地震动进行了桥梁 L,B 隔震支座的屈服力优化研究，发现在近断层地震作用下可以优化L,B 屈服力使桥梁的整体响应降低，并且隔震支座最优屈服力与桥墩自振频率相关。部分学者研究了被动吸能控制、半主动控制、主动控制和智能控制系统及混合控制系统,83-84,在近断层地震作用下结构控制的有效性。 5) 近年来有学者对近断层地震作用下的桥墩、框架结构等工程结构响应开展了试验研究。伪动力测试结果,85,表明，延性构件遭受显着的脉冲波作用时可能没有机会完全发展延性特性来耗散地震能量就突然破坏。Wu 等,86,通过振动台试验

25、研究了近断层地震作用下 ,C 柔性框架的动力非线性和倒塌过程。其他试验研究结果,87,也表明，脉冲型地面运动中的主脉冲部分对大部分建筑结构类型起控制作用，几乎与全部脉冲时程具有相同的破坏能力。内华达大学 Phan 等,88,开展了 2 个 1/3 比例的桥梁柱在近断层地震作用下的振动台试验，结果表明非对称的大幅值脉冲可以使桥梁柱产生较大位移的单侧响应，柱的鞭梢效应显着，最后导致较大的残余位移。另外，一些学者提出了针对近断层地震作用下的混合隔震系统，并通过理论分析和试验研究来验证所提出系统的有效性,81,。 速度幅值大、长周期的近断层脉冲型地面运动对结构地震响应产生显着影响，将增加工程结构的非弹

26、性响应和延性需求，可能对较长周期的结构造成较大的结构残余位移甚至倒塌等严重损害。近断层速度脉冲、加速度脉冲还是较大地面位移三者中，哪种因素对结构产生更显着的影响，仍需进一步研究和探讨。考虑近断层地面运动时，进行合理的优化设计或采取有效措施减小工程结构水平及竖向地震响应，是提高近断层区域工程结构抗震性能的重要组成部分。 2. 2 工程结构近断层竖向地震响应 近年来的几次强烈地震后的震害调查和近断层地面运动记录都表明，强烈竖向地面运动将对工程结构造成比较严重的影响,41,。地震调查,41,发现，很多结构破坏是由于近断层区剧烈竖向地震动造成内部框架柱的剪压和压缩破坏，工程结构竖向地震响应研究主要包括

27、以下几方面: 1) 强烈竖向地面运动将会造成建筑结构柱和桥墩轴力的急剧变化，甚至可能达到恒载设计值的 2倍，进而导致柱屈曲破坏甚至结构倒塌,89-90,。 2) 极大的竖向加速度可能造成柱压力减小甚至受拉，将导致结构柱轴向刚度和受剪能力下降或侧向位移增加，造成桥墩的圆周裂缝和失稳破坏，甚至造成较大的残余变形或剪切破坏，并对结构柱的延性、非线性响应和破坏模式等产生较大影响,91-92,。 3) 近断层脉冲型水平和竖直双向激励更会增加结构的延性需求，导致桥墩不稳定的滞回行为和较少的能量耗散，结构更易发生震害,93,。在竖向和水平地震共同作用下，钢筋混凝土框架柱的承载能力可能由拉-弯和拉-剪受力状态

28、控制,94,。 4) 近断层竖向速度脉冲地震对钢筋混凝土柱的受剪性能有较大影响，受剪性能系数( 受剪承载力与抗剪需求之比) 随着竖向与水平加速度反应谱比值增大而减小，中等轴压比与断层距、剪跨比与断层距对柱受剪性能有显着影响,95,。 目前各国抗震设计规范在一般的结构设计中都未考虑竖向地震作用影响，近断层区域强烈竖向地震动可能造成建筑结构柱或桥墩轴力的剧烈变化，目前的抗震设计规范可能低估柱轴力变化及其对结构整体抗震能力的影响。遗憾的是，目前工程结构竖向地震动特别是近断层竖向地震动响应相关研究还较少，难以在结构抗震设计规范中增补竖向地震动的相关规定。深入开展竖向地震动作用下工程结构地震响应及损伤破

29、坏对完善工程结构抗震设计和加强工程结构安全性具有重要的现实意义。 3 考虑近断层地震动效应的抗震设计 3. 1 考虑近断层地震动效应的设计谱 目前，反应谱设计法是世界各国应用最广泛的结构抗震设计方法，各国学者逐渐认识到结构非线性反应的重要性，特别是近断层区域强震作用下结构一般会进入非线性工作状态，对非线性反应谱的研究也逐渐增多。近断层地震动效应对抗震设计反应谱的影响也得到较多关注。一般认为，近断层地震具有较长的特征周期，与远场地震动相比，近断层地震的反应谱各个敏感区有一定变化,96,，PGV 与PGA 比值越大，加速度敏感段越宽; PGD 与 PGV 比值越小，位移敏感段越宽; 近断层地震动的

30、速度敏感区很窄，加速度和位移敏感区较宽。与远场地震动相比，较窄的速度敏感区向长周期移动，将减少高层建筑和隔震建筑结构本身柔性对抗震的有利作用，增加高层结构的基底剪力、层间变形和延性需求，减少附加阻尼的效果,36，96-97,。因此，在近断层区域工程结构抗震设计时，有必要考虑近断层地震动对抗震设计反应谱的影响,98-99,。 强度折减系数是基于性能的抗震设计中确定非弹性反应谱的主要依据。有学者研究了近断层地震动特征对强度折减系数的影响,100,，研究结果显示，根据近断层脉冲型地震动得到的强度折减系数显着小于基于远场地震动得到的强度折减系数，造成结构有更大的强度需求，并且与脉冲波形、持时及其与结构

31、基本周期的比值相关,35，96，101,。近断层地震动记录的增加为定量研究近断层地震动效应对强度折减系数的影响提供了有利条件,101-102,。另外，有学者提出基于结构非线性位移延性行为的能力谱设计方法,103-104,和基于能量谱的设计方法,105-106,，以此考虑近断层地震动对结构的影响，但目前该方面的研究成果及应用还较少。 3. 2 各国抗震设计规范对近断层地震动效应的考虑 近年来近断层地震动特性及其工程结构响应的研究为工程抗震设计提供了理论基础，但目前只有美国、欧洲、日本和我国台湾地区的相关抗震设计规范,107-111,中简要考虑了近断层地震动效应及其工程抗震设计方法。目前，各国规范

32、中考虑近断层地震动效应主要有以下几种情况: 1) 美国 UBC97 规范中，在美国西海岸加州境内地震区距 A 类、B 类断层15 km 以内的场地的设计谱中采用近场因子考虑近断层地震动效应进行工程结构抗震设计,107,。按照UBC97 规定，震级如小于 6. 5，则不考虑近断层地震动效应; Somerville,108,也建议对于小于 6. 5 级的地震动不考虑近断层地震动效应; 欧洲规范也有类似规定。但这只是初步修正方法，没有考虑断层附近地震动空间分布规律和时频特性,2,，有学者提出，中小震级的近断层地震动效应仍比较明显，应给予重视,4，7,。2) 日本在其 1996 年颁布的桥梁抗震设计规

33、范中规定了两类地震作用，其中第二类地震作用根据 1995 年阪神地震调查结果，考虑发生在断层板块内部的都市直下型地震峰值加速度 2. 0g,109,。日本1998 年对抗震基本法规作了修改，设计谱更多地选取了近断层地震记录。3) 在台湾地区近期修订的抗震规范中，考虑近断层场地桥梁结构的两水平设计方法,110-111,，即在最初的基于力的设计水平不考虑近断层地震动效应，但需限制所设计结构的极限能力超过由近断层地震动效应造成的地震需求的最大值。在验算应力水平时考虑由近断层地震动效应造成的附加地震需求，在目前修订的抗震设计规范中发展了 ,C 桥墩的极限状态估计和验算条件。 除以上规范在进行修订时初步

34、考虑了近断层地震动的影响外，其他国家和地区的抗震设计规范基本都未考虑近断层地震动效应，如土耳其地震规范( Turkish Earthquake Code ( TEC) ，1998) 和我国 GB50011-2010建筑抗震设计规范以及桥梁抗震设计相关规范等，仍基于大部分远场地震动记录进行抗震设计。 4 结论与展望 进入 21 世纪以来，基于上世纪末几次强烈地震获得的大量近断层地震记录，近断层地震动研究得到了长足发展，取得较为丰硕的成果，但有些方面还处于初步研究阶段，仍需不断完善并应用于工程结构的抗震设计。归纳起来有以下几点值得重视和进一步开展深入研究: 1) 目前近断层地震动特性研究主要集中在

35、方向性效应和 fling-step 效应引起的脉冲型地面运动及其等效脉冲模型，对上盘效应引起的垂直断层方向的强烈地震动成因及其特性的定量化、模型化研究仍较少。近断层加速度脉冲和较大地表变形特性及其对工程结构影响还没引起足够重视。另外，除断层破裂机制影响外，关于场地条件、盆地边缘效应、波导效应等对近断层地震动的影响研究还较少。关于近断层区域强烈竖向地震动和转动分量的形成机理、特性及其工程结构响应研究也较少，无法满足更完善的抗震设计需求。 2) 自上世纪 50 年代至今，很多学者对地面运动的随机特性开展了较广泛的研究，但其研究成果在目前的抗震设计中仍没有得到广泛应用。近断层地震动受到断层破裂、传播

36、介质、地形地质等因素的影响，可能具有更显着的随机特性，同样值得关注。 3) 地震现场调查和地面运动记录已表明，近断层区域具有更为显着的竖向地震动。现有的竖向地震动研究主要为近断层竖向地震动的加速度幅值和反应谱特性研究。但在某些地震中观察到近断层区域较大的竖向地表永久位移，目前对其成因和影响因素认识还较少。对高耸构筑物、大跨空间结构、大跨桥梁结构以及大型坝体等工程结构的抗震设计应考虑竖向地震动效应以及永久地面位移的影响，提高重要工程结构安全性尤为重要。 4) 近断层地震动作用下，工程结构一般要进入非线性工作状态，考虑近断层水平及竖向地震动共同作用下工程结构的弹塑性地震响应及失效破坏机理，进而完善

37、抗震设计规范，是地震工程学者面临的新挑战。临近活断层的已有工程结构地震危险性评估中也需要考虑到近断层地震动效应。另外，包括基础隔震在内的已有结构振动控制技术在近断层地震动作用下的有效性和适用性，以及近断层地震动作用下非线性结构体系的减震控制问题，是未来振动控制技术发展的一个新问题。考虑近断层地震动效应的工程结构基于性能的抗震设计方法是未来结构抗震设计的一个重要发展方向。 5) 目前大多基于现有近断层地震记录的统计分析的研究，尽管在一些强烈地震中已获得大量的近断层地震记录，但从统计意义的角度来定量研究近断层地震动以及用于抗震设计还远远不够。因此，借助于迅速发展的理论分析和数值模拟技术，根据已有地

38、震资料反演断层破裂发生发展过程，对未来可能的地震进行近断层地震动数值模拟，可能是近断层地震动研究的另一有效途径。 经济的快速发展造成财富和人口向大中城市高度集中，但同时也暗示着大中城市面临地震的危险性，一旦这些大城市特别近断层的城市发生强烈地震，将不可避免地造成重大人员伤亡和财产损失。 表F.1.1-1 配筋混凝土小型空心砌块抗震墙房屋适用的最大高度(m) 注:房屋高度超过表配筋混凝土小型空心砌块抗震墙房屋的最大高宽比 F.1.2 配筋小型空心砌块抗震墙房屋应根据抗震设防分类、抗震设防烈度和房屋高度采用不同的抗震等级，并应符合相应的计算和构造措施要求。丙类建筑的抗震等级宜按表F.1.2确定:

39、注:接近或等于高度分界时，可结合房屋不规则程度及和场地、地基条件确定抗震等级。 F.1.3 房屋应避免采用本规范3.4节规定的不规则建筑结构方案，并应符合下列要求: 1 平面形状宜简单、规则，凹凸不宜过大;竖向布置宜规则、均匀，避免过大的外挑和纵横向抗震墙宜拉通对直;每个墙段不宜太长，每个独立墙段的总高度与墙段长度之比不宜小于2;门洞口宜上下对齐，成列布置。 3 房屋抗震横墙的最大间距，应符合表F.1.3的要求: 表F.1.3 抗震横墙的最大间距 F.1.4 度应符合下列要求: 当房屋高度不超过20m时，可采用70mm;当超过20m时，6度、7度、8度相应每增加6m、5m和4m，宜加宽20mm

40、。 F.2 计算要点 F.2.1 配筋小型空心砌块抗震墙房屋抗震计算时，应按本节规定调整地震作用效应;6 度时可不做抗震验算。 F.2.2 配筋小型空心砌块抗震墙承载力计算时，底部加强部位的截面组合剪力设计值应按下列规定调整: 114 V,vwVw (F.2.2) 式中 V ?抗震墙底部加强部位截面的剪力设计值; Vw?抗震墙底部加强部位截面的剪力计算值; vw?剪力增大系数，一级取1.6，二级取1.4，三级取1.2，四级取1.0。 F.2.3 配筋小型空心砌块抗震墙截面组合的剪力设计值，应符合下列要求: 剪跨比大于2 V 1(0.2fbh) (F.2.3-1) REgcww 剪跨比不大于2

41、V 1(0.15fbh) (F.2.3-2) gcww RE 式中 fgc?灌芯小砌块砌体抗压强度设计值;满灌时可取,倍砌块砌体抗压强度设计值; bw?抗震墙截面宽度; hw?抗震墙截面高度; RE?承载力抗震调整系数，取0.85。 注:剪跨比应按本规范式(6.2.9-3)计算。 F.2.4 偏心受压配筋小型空心砌块抗震墙截面受剪承载力，应按下列公式验算: V 11(0.48fbh,0.1N),0.72fAsbh (F.2.4-1) RE ,0.5 REgvwwyhsw0 0.5V 1(0.72fAshh) (F.2.4-2) yhw0s 式中 N ?抗震墙轴向压力设计值;取值不大于0.2fg

42、cbwhw; ?计算截面处的剪跨比，取=M /Vhw;当小于1.5时取1.5，当大于2.2时取2.2 fgv ?灌芯小砌块砌体抗剪强度设计值;可取fgv=0.2fgc; Ash ?同一截面的水平钢筋截面面积; s ?水平分布筋间距; fyh?水平分布筋抗拉强度设计值; hw0?抗震墙截面有效高度; RE?承载力抗震调整系数，取0.85。 F.2.5 配筋小型空心砌块抗震墙跨高比大于2.5的连梁宜采用钢筋混凝土连梁，其截面组合的剪力设计值和斜截面受剪承载力，应符合现行国家标准混凝土结构设计规范GB 50010对连梁的有关规定。 F.3 抗震构造措施 F.3.1 配筋小型空心砌块抗震墙房屋的灌芯混

43、凝土，应采用塌落度大、流动性和和易性好，并与砌块结合良好的混凝土，灌芯混凝土的强度等级不应低于C20。 F.3.2 配筋小型空心砌块房屋的墙段底部(高度不小于房屋高度的1/6且不小于二层的高度)，应按加强部位配置水平和竖向钢筋。 F.3.3 配筋小型空心砌块抗震墙横向和竖向分布钢筋的配置，应符合下列要求: 1 竖向钢筋可采用单排布置，最小直径12mm;其最大间距600mm，顶层和底层应适当减小.。 115 0.55 2 水平钢筋宜双排布置，最小直径8mm;其最大间距600mm，顶层和底层不应大于400mm。 3 竖向、横向的分布钢筋的最小配筋率，一级均不应小于0.13,;二级的一般部位不应小于

44、0.10,，加强部位不宜小于0.13,;三、四级均不应小于0.10,。 F.3.4 配筋小型空心砌块抗震墙配筋小型空心砌块抗震墙在重力荷载代表值下的轴压比，一级不宜大于0.5，二、三级不宜大于0.6。 F.3.6 配筋小型空心砌块抗震墙的压应力大于0.5倍灌芯小砌块砌体抗压强度设计值(fgc)时，在墙端应设置长度不小于3倍墙厚的边缘构件，其最小配筋应符合表F.3.6的要求: 表F.3.6 配筋小型空心砌块抗震墙边缘构件的配筋要求 F.3.7 配筋小型空心砌块抗震墙连梁的抗震构造，应符合下列要求: 1 连梁的纵向钢筋锚入墙 2 连梁的箍筋设置，沿梁全长均应符合框架梁端箍筋加密区的构造要求。 3

45、顶层连梁的纵向钢筋锚固长度范围跨高比不大于2.5的连梁，自梁顶面下200mm至梁底面上200mm的范围 5 配筋小型空心砌块抗震墙的连梁 1)在跨中梁高1/3处预埋外径不大于200mm的钢套管; 2)洞口上下的有效高度不应小于1/3梁高，且不小于200mm; 3)洞口处应配置补强钢筋，被洞口削弱的截面应进行受剪承载力验算。 F.3.8 楼盖的构造应符合下列要求: 1 配筋小型空心砌块房屋的楼、屋盖宜采用现浇钢筋混凝土板;抗震等级为四级时，也可采用装配整体式钢筋混凝土楼盖。 2 各楼层均应设置现浇钢筋混凝土圈梁。其混凝土强度等级应为砌块强度等级的二倍;现浇楼板的圈梁截面高度不宜小于200mm，装

46、配整体式楼板的板底圈梁截面高度不宜小于120mm;其纵向钢筋直径不应小于砌体的水平分布钢筋直径，箍筋直径不应小于8mm，间距不应大于200mm。 116 附录G 多层钢结构厂房抗震设计要求 G.0.1 多层钢结构厂房的布置应符合本规范8.1.4,8.1.7条的有关要求，尚应符合下列规定: 1 平面形状复杂、各部分构架高度差异大或楼层荷载相差悬殊时，应设防震缝或采取其它措施。 2 料斗等设备穿过楼层且支承在该楼层时，其运行装料后的设备总重心宜接近楼层的支点处。同一设备穿过两个以上楼层时, 应选择其中的一层作为支座;必要时可另选一层加设水平支承点。 3 设备自承重时, 厂房楼层应与设备分开。 4

47、厂房的支撑布置应符合下列要求: 1)柱间支撑宜布置在荷载较大的柱间，且在同一柱间上下贯通，不贯通时应错开 开间后连续布置并宜适当增加相近楼层、屋面的水平支撑，确保支撑承担的水 平地震作用能传递至基础; 2)有抽柱的结构，宜适当增加相近楼层、屋面的水平支撑并在相邻柱间设置竖向 支撑。 3)柱间支撑杆件应采用整根材料，超过材料最大长度规格时可采用对接焊缝等强 拼接;柱间支撑与构件的连接，不应小于支撑杆件塑性承载力的1.2倍。 5 厂房楼盖宜采用压型钢板与现浇刚筋混凝土的组合楼板，亦可采用钢铺板。 6 当各榀框架侧向刚度相差较大、柱间支撑布置又不规则时, 应设楼层水平支撑;其它情况，楼层水平支撑的设

48、置应按表G.0.1确定。 表G.0.1 楼层水平支撑设置要求 注: 1 楼面荷载系指除结构自重外的活荷载、管道及电缆等; 2 各行业楼层面板开孔不尽相同, 大小孔的划分宜结合工程具体情况确定; 3 6、7度设防时，铺金属板与主梁有可靠连接，可不设置水平支撑。 G.0.2 厂房的抗震计算，尚应符合下列规定: 1 地震作用计算时, 重力荷载代表值和可变荷载组合值系数, 除应符合本规范第5章规定外，尚应根据行业的特点，对楼面检修荷载、成品或原料堆积楼面荷载、设备和料斗及管道直接支承设备和料斗的构件及其连接, 应计入设备等产生的地震作用: 117 1)设备与料斗对支承构件及其连接产生的水平地震作用,

49、可按下式确定: Fs,maxGeq (G.0.2-1) ,1.0，Hx,Hn (G.0.2-2) 式中 Fs?设备或料斗重心处的水平地震作用标准值; max?水平地震影响系数最大值; Geq?设备或料斗的重力荷载代表值; ?放大系数; Hx?建筑基础至设备或料斗重心的距离; Hn?建筑基础底至建筑物顶部的距离。 2)此水平地震作用对支承构件产生的弯矩、扭矩, 取设备或料斗重心至支承构件 形心距离计算。 3 有压型钢板的现浇钢筋混凝土楼板, 板面开孔较小且用栓钉等抗剪连接件与钢梁连接时, 可将楼盖视为刚性楼盖。 G.0.3 多层钢结构厂房的抗震构造措施，尚应符合下列要求: 1 多层厂房钢框架与支

50、撑的连接可采用焊接或高强度螺栓连接，纵向柱间支撑和屋面水平支撑布置，应符合下列要求: 1)纵向柱间支撑宜设置于柱列中部附近; 2)屋面的横向水平支撑和顶层的柱间支撑，宜设置在厂房单元端部的同一柱间厂房设置楼层水平支撑时，其构造宜符合下列要求: 1) 水平支撑可设在次梁底部，但支撑杆端部应与楼层轴线上主梁的腹板和下翼缘 同时相连; 2) 楼层水平支撑的布置应与柱间支撑位置相协调; 3) 楼层轴线上的主梁可作为水平支撑系统的弦杆, 斜杆与弦杆夹角宜在30,60? 之间; 3在柱网区格内次梁承受较大的设备荷载时，应增设刚性系杆，将设备重力的地震 作用传到水平支撑弦杆(轴线上的主梁)或节点上。 118

51、 附录H 单层厂房横向平面排架地震作用效应的调整 H.1 基本自振周期的调整 H.1.1 按平面排架计算厂房的横向地震作用时, 排架的基本自振周期应考虑纵墙及屋架与柱连接的固结作用, 可按下列规定进行调整: 1 由钢筋混凝土屋架或钢屋架与钢筋混凝土柱组成的排架, 有纵墙时取周期计算值的80, 无纵墙时取90,; 2 由钢筋混凝土屋架或钢屋架与砖柱组成的排架, 取周期计算值的90,; 3 由木屋架、钢木屋架或轻钢屋架与砖柱组成排架, 取周期计算值。 H.2 排架柱地震剪力和弯矩的调整系数 H.2.1 钢筋混凝土屋盖的单层钢筋混凝柱厂房, 按H.1.1确定基本自振周期且按平面排架计算的排架柱地震剪

52、力和弯矩，当符合下列要求时, 可考虑空间工作和扭转影响，并按H.2.3的规定调整: 1 7度和8度; 2 厂房单元屋盖长度与总跨度之比小于8或厂房总跨度大于12m; 3 山墙的厚度不小于240mm, 开洞所占的水平截面积不超过总面积50%, 并与屋盖系统有良好的连接; 4 柱顶高度不大于15m。 注: 1屋盖长度指山墙到山墙的间距, 仅一端有山墙时, 应取所考虑排架至山墙的距离; 2高低跨相差较大的不等高厂房, 总跨度可不包括低跨。 H.2.2 钢筋混凝土屋盖和密铺望板瓦木屋盖的单层砖柱厂房, 按H.1.1确定基本自振周期且按平面排架计算的排架柱地震剪力和弯矩，当符合下列要求时, 可考虑空间工

53、作，并按H.2.3条的规定调整: 1 7度和8度; 2 两端均有承重山墙; 3 山墙或承重(抗震)横墙的厚度不小于240mm, 开洞所占的水平截面积不超过总面积50, 并与屋盖系统有良好的连接; 4 山墙或承重(抗震)横墙的长度不宜小于其高度; 5 单元屋盖长度与总跨度之比小于8或厂房总跨度大于12m。 注: 屋盖长度指山墙到山墙或承重(抗震)横墙的间距。 H.2.3 排架柱的剪力和弯矩应分别乘以相应的调整系数, 除高低跨度交接处上柱以外的钢筋混凝土柱, 其值可按表H.2.3-1采用, 两端均有山墙的砖柱, 其值可按表H.2.3-2采用。 119 表H.2.3-1 钢筋混凝土柱(除高低跨交接处

54、上柱外)考虑空间工作和扭转影响的效应调整系数 表H.2.3-2 砖柱考虑空间作用的效应调整系数 H.2.4 高低跨交接处的钢筋混凝土柱的支承低跨屋盖牛腿以上各截面, 按底部剪力法求得的地震剪力和弯矩应乘以增大系数, 其值可按下式采用: nh GEL = (1+1.7 ? ? ) (H.2.4) n0 GEh 式中 ?地震剪力和弯矩的增大系数; ?不等高厂房低跨交接处的空间工作影响系数，可按表H.2.4采用; nh ?高跨的跨数; n0 ?计算跨数, 仅一侧有低跨时应取总跨数，两侧均有低跨时应取总跨 数与高跨跨数之和; GEL ?集中于交接处一侧各低跨屋盖标高处的总重力荷载代表值; GEh ?集

55、中于高跨柱顶标高处的总重力荷载代表值。 表H.2.4 高低跨交接处钢筋混凝土上柱空间工作影响系数 120 H.3 吊车桥架引起的地震作用效应的增大系数 H.3.1 钢筋混凝土柱单层厂房的吊车梁顶标高处的上柱截面, 由吊车桥架引起的地震剪力和弯矩应乘以增大系数, 当按底部剪力法等简化计算方法计算时, 其值可按表H.3.1采用。 表H.3.1 桥架引起的地震剪力和弯矩增大系数 121 附录J 单层钢筋混凝土柱厂房纵向抗震验算 J.1 厂房纵向抗震计算的修正刚度法 J.1.1 纵向基本自振周期的计算 柱顶标高不大于15m且平均跨度不大于30m的单跨或等高多跨钢筋混凝土柱厂房,计算纵向地震作用时的纵向

56、基本周期可按下列公式确定: 按本附录计算单跨或等高多跨的钢筋混凝土柱厂房纵向地震作用时, 在柱顶标高不大于15m且平均跨度不大于30m时, 纵向基本周期可按下列公式确定: 1 砖围护墙厂房, 可按下式计算: T1 0.23,0.000251lH3 (J.1.1-1) 0.85; l ?厂房跨度(m), 多跨厂房可取各跨的平均值; H ?基础顶面至柱顶的高度(m)。 2 敞开、半敞开或墙板与柱子柔性连接的厂房, 可按第本条式(J.1.1-1)进行计算并乘以下列围护墙影响系数: 2 2.6,0.002lH3 (J.1.1-2) 式中 2 ?围护墙影响系数, 小于1.0时应采用1.0。 J.1.2

57、柱列地震作用的计算 1 等高多跨钢筋混凝土屋盖的厂房, 各纵向柱列的柱顶标高处的地震作用标准值, 可按下列公式确定: Kai (J.1.2-1) F Gi1eqKai式中 1 ?屋盖类型系数, 大型屋面板钢筋混凝土屋架可采用1.0, 钢屋架采用 Kai = 34Ki (J.1.2-2) 式中 Fi ?i柱列柱顶标高处的纵向地震作用标准值; 5.1.7条确定; 1 ?相应于厂房纵向基本自振周期的水平地震影响系数, 应按本规范 Geq ?厂房单元柱列总等效重力荷载代表值, 应包括按本规范第5.1.3条 折算的柱自重(有吊车时采用10,柱自重, 无吊车时采用50,柱自重); 确定的屋盖重力荷载代表值

58、、70,纵墙自重、50,横墙与山墙自重及 Ki ?i柱列柱顶的总侧移刚度, 应包括i柱列内柱子和上、下柱间支撑的侧 减系数, 可根据柱列侧移值的大小, 采用0.2,0.6; 122 移刚度及纵墙的折减侧移刚度的总和，贴砌的砖围护墙侧移刚度的折 Kai ?i柱列柱顶的调整侧移刚度; 3 ?柱列侧移刚度的围护墙影响系数, 可按表J.1.2-1采用; 有纵向砖围 值的1.15倍采用; 用1.0, 中柱列可按表J.1.2-2采用。 表J.1.2-1 围护墙影响系数 护墙的四跨或五跨厂房, 由边柱列数起的第三柱列, 可按表 4 ?柱列侧移刚度的柱间支撑影响系数, 纵向为砖围护墙时, 边柱列可采 表J.1

59、.2-2 纵向采用砖围护墙的中柱列柱间支撑影响系数 2 等高多跨钢筋混凝土屋盖厂房, 柱列各吊车梁顶标高处的纵向地震作用标准值,可按下式确定: Fci 1GciHci (J.1.2-3) Hi 式中 Fci ?i柱列在吊车梁顶标高处的纵向地震作用标准值; Gci ?集中于i柱列吊车梁顶标高处的等效重力荷载代表值, 应包括按本规范 5.1.3条确定的吊车梁与悬吊物的重力荷载代表值和40,柱子自重; Hci ?i柱列吊车梁顶高度; Hi ?i柱列柱顶高度。 J.2 柱间支撑地震作用效应及验算 J.2.1 斜杆长细比不大于200的柱间支撑在单位侧力作用下的水平位移, 可按下式确定: 1 u uti

60、(J.2.1) 1, i 式中 u ?单位侧力作用点的位移; 123 i ?i节间斜杆轴心受压稳定系数, 应按现行国家标准钢结构设计规范 采用; uti ?单位侧力作用下i节间仅考虑拉杆受力的相对位移。 J.2.2 长细比不大于200的斜杆截面可仅按抗拉验算, 但应考虑压杆的卸载影响，其拉力可按下式确定: Nt li (1, c i)scVbi (J.2.2) 式中 Nt ?i节间支撑斜杆抗拉验算时的轴向拉力设计值; li ?i节间斜杆的全长; 和0.5; Vbi ?i节间支撑承受的地震剪力设计值; sc ?支撑所在柱间的净距。 J.2.3 无贴砌墙的纵向柱列, 上柱支撑与同列下柱支撑宜等强设

61、计。 J.3 柱间支撑端节点预埋件的截面抗震验算 J.3.1 柱间支撑与柱连接节点预埋件的锚件采用锚筋时, 其截面抗震承载力宜按下列公式验算: N c ?压杆卸载系数, 压杆长细比为60、100和200时, 可分别采用0.7、0.6 0.8fyAs (J.3-1) cossin RE(,)0.8 m r v 1 (J.3-2) 01, rs (J.3-3) m= 0.6+0.25 t/d v = (4-0.08d)fcfy (J.3-4) 式中 As ?锚筋总截面面积; RE ? 承载力抗震调整系数, 可采用1.0; 的1.05倍; 20,(mm); N ? 预埋板的斜向拉力，可采用全截面屈服

62、点强度计算的支撑斜杆轴向力 eo ? 斜向拉力对锚筋合力作用线的偏心距, 应小于外排锚筋之间距离的 , ? 斜向拉力与其水平投影的夹角; ? 偏心影响系数; s ? 外排锚筋之间的距离(mm); m ? 预埋板弯曲变形影响系数; 124 t ? 预埋板厚度(mm); d ? 锚筋直径(mm); 和0.85; v ? 锚筋的受剪影响系数, 大于0.7时应采用0.7。 J.3.2 柱间支撑与柱连接节点预埋件的锚件采用角钢加端板时, 其截面抗震承载力宜按下列公式验算: N 0.7 (J.3-5) r ? 验算方向锚筋排数的影响系数, 二、三和四排可分别采用1.0、0.9 (RE N,) u0Vu0

63、Vuo = 3nr minbfafc Nuo = 0.8nfaAs 式中 n ? 角钢根数; b ? 角钢肢宽; Wmin ? 与剪力方向垂直的角钢最小截面模量; As ? 一根角钢的截面面积; fa ? 角钢抗拉强度设计值。 125 (J.3-6) (J.3-7) 附录K 单层砖柱厂房纵向抗震计算的修正刚度法 K.0.1 本附录适用于钢筋混凝土无檩或有檩屋盖等高多跨单层砖柱厂房的纵向抗震验算。 K.0.2 单层砖柱厂房的纵向基本自振周期可按下式计算: Gs (K.0.2) T1 2 T K s 式中 T ? 周期修正系数, 按表K.0.2采用; Gs ? 第s柱列的集中重力荷载, 包括柱列左

64、右各半跨的屋盖和山墙重力荷 载，及按动能等效原则换算集中到柱顶或墙顶处的墙、柱重力荷载; Ks ? 第s柱列的侧移刚度。 表K.0.2 厂房纵向基本自振周期修正系数 K.0.3 单层砖柱厂房纵向总水平地震作用标准值可按下式计算: FEk,1?Gs (K.0.3) 式中 1 ?相应于单层砖柱厂房纵向基本自振周期T1的地震影响系数; Gs ?按照柱列底部剪力相等原则, 第s柱列换算集中到墙顶处的重力荷载代 表值。 K.0.4 沿厂房纵向第s柱列上端的水平地震作用可按下式计算: sKs Fs,? FEk (K.0.4) ?sKs 式中 s ? 反映屋盖水平变形影响的柱列刚度调整系数, 根据屋盖类型和各柱 列的纵墙设置情况, 按表K.0.4采用。 表K.0.4 柱列刚度调整系数 126