方小丹1，魏 琏2 ( 1． 华南理工大学建筑设计研究院，广东广州 510641; 2． 深圳市力鹏建筑结构设计事务所，广东深圳 518031)

摘要:对当前建筑结构抗震设计中若干原则性问题进行讨论，提出: 建筑结构抗震设计不适宜采用概率可靠度方法而更适 合采用多安全系数设计方法;应以设防烈度地震即中震的地震动参数进行结构承载力设计，依 R-μ-T 规律改进设计中的地 震作用-延性等级组合;当结构的计算基底剪力不满足规定的最小基底剪力时，可以加大地震作用力，而不应该调整结构的 刚度来加大地震反应;比较了巨型框架与普通框架结构的侧向刚度，说明巨型框架的侧向刚度远较普通框架差，不具备承 担一定比例地震作用剪力的必要刚度，而应令核心筒承担全部的地震剪力;我国现行规范对结构的层间位移角限值过于严 格，分析其主要原因并建议大幅度放宽。 关键词:抗震设计; 多安全系数; R-μ-T 规律; 巨型框架; 层间位移角限值 中图分类号: TU351. 104 文献标志码: A

Discuss on issues of seismic design of building structures FANG Xiaodan1，WEI Lian2 ( 1． Architectural Design and Research Institute of SCUT，Guangzhou 510641，China 2． LPS Architectural Engineering Design Associates，Shenzhen 518031，China)

Abstract: In this paper， some principle issues about the seismic design of building structures are discussed． The multisafety factor method can be more suitable than the probabilistic reliability method for the seismic design of building structures． It is suggested that the ground motion parameters corresponding to the fortification intensity level be used to check the load carrying capacities of structures． The earthquake load-ductility level combination can be improved for the design according to the R-μ-T rules． When the calculated base shear does not meet the minimum base shear requirement， the seismic force can be increased instead of adjusting the stiffness of the structure to increase the seismic responses． The lateral stiffness of the megaframe structure is much smaller than that of the normal frame structure． The megaframe can not bear a certain proportion of the total seismic shear force as it hasn’ t the necessary lateral stiffness． Instead， the core tube should be designed to bear all the earthquake shear force． The story drift limits are too strict and should be substantially relaxed． Keywords: seismic design; multisafety factors; R-μ-T rule; megaframe; interstory drift limit

作者简介:方小丹( 1951— ) ，男，广东汕头人，一级注册结构工程师，注册土木工程师( 岩土) 。E-mail:f5101@126. com 收稿日期:2011 年6 月

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0 引言

我国是世界上地震灾害最严重的国家之一。半 个世纪以来，我国的结构抗震设计方法随地震学、动 力学、结构分析和结构试验等的进步而从无到有，在 强震观察、震害调查、学习和借鉴其它国家先进经验 的过程中不断成熟。如何从我国的地震环境和社会 发展的实际情况出发，不断提高建筑结构抗震设计 的水平，使之更安全可靠、更合理经济，是结构抗震 工作者的重要任务。笔者长期从事建筑结构的设计 工作，在学习和从事结构抗震设计的实践中有一些 思考和心得，现结合自己的工程经验，对我国建筑结 构抗震设计的若干原则性问题提出一些粗浅的看 法，期望引起讨论。 1 结构抗震设计中可靠度设计方法 的适用性

强烈地震尤其是大震级地震是破坏性很大但发 生几率很小的小概率事件。我国是地震多发国家， 大部分地区都受到破坏性地震的威胁。新中国成立 以来，发生过1976 年7. 8 级的唐山大地震和 2008 年 8 级的汶川大地震，造成了人民生命和财产的极大损 失。同时，也应当看到，大多数抗震设防区的建筑物 在其整个服役期间并未遭受较大地震的袭击。半个 世纪以来，地震学有了长足的发展，然而人们对地震 动机理的认识不能不说还十分肤浅。当我们在谈论 地震的宏观机制———板块学说和局部机制———弹性 回跳理论的时候，又发生诸如唐山地震———称为板 内或直下型地震，其机理更为复杂。竖向荷载、风荷 载、材料的力学性能等的随机性可通过大量的实测 数据和试验数据的统计分析获得，对工程设计来说， 已可足够准确地掌握其统计规律和特征。而地震则 完全不同，强震发生次数不多，在同一地区重复发生 的机会更少，无从进行工程意义上的有价值的统计 分析，由于其难以把握的不确定性，使可靠度设计方 法失去最基本的依据。除了地震输入，结构响应的 不确定性也是明显的，其中最主要的是地基与基础 间的相互作用以及地震过程中结构自身动力特性的 变化。当前，将地震视为一随机过程已为工程界所 接受，但将非平稳的随机过程视为与时间无关的平 稳随机过程，并以最简单的、一个参数即可表达地震 发生的概率分布的泊松模型来描述这个随机过程， 实际上并没有足够的、由实际发生的地震统计数据 的支持。迄今为止，还没有较可靠的方法来预估未 来一段时间可能发生地震的强度、频谱特性及持时

等对结构反应有决定性影响的要素。从某种程度上 说，地震作用实际上是“给定的”，与当前对地震的认 识水平相对应所能达到的可靠性相关，还与社会的 经济发展水平相关。当前结构构件抗震承载力表达 式除了形式上与结构抗力相似，并不存在抗震设计 承载力极限状态的可靠度，其根本原因就在于地震 作用及其效应的难以估计。 关于建筑结构工程设计采用可靠度方法的适用 性问题，有学者提出质疑并指出 : “规范的设计方法 与其说是一种科学，还不如说更多的是一种工程技 术，更应注意整体的综合。从这个意义上说，多安全 系数设计方法要比可靠度设计方法更合适规范采 用” ［1］ 。这个结论用于结构抗震设计更为恰当。近 年来，基于性能的设计方法引入抗震设计，中震作用 甚至大震作用的分析更频繁地见诸初步设计文件和 超限设计可行性报告，实际上已连可靠度方法的外 壳也抛弃了。去除可靠度设计方法的外壳，改用多 安全系数设计方法，可令人有“退一步、进二步”、“退 一步海阔天空”之感，不必为尴尬的 γRE 伤脑筋，许多 安全度的调整问题可迎刃而解。 2 采用设防烈度地震动参数进行 结构构件承载力设计

我国 GBJ 11—1989《建筑抗震设计规范》颁布并 沿用至今的“小震不坏，中震可修，大震不倒”的抗震 设计原则已经受了历史的考验，与当今世界上抗震 设计较先进的国家如美国、日本、欧洲等大致相同。 所不同的是，他们以设防烈度地震即中震的地震动 参数进行构件的承载力设计，我国则以多遇烈度地 震即小震作为设计依据。前者验算中震作用下结构 构件的安全性，同时也就保证了“小震不坏” ;后者辅 加各种以小震作用组合及地震作用调整系数进行结 构构件的承载力设计，满足较大安全系数的小震组 合的承载力要求，也就保证了“中震可修”，从最终结 果看，有安全度的高低，但并无原则性的差别。 但是，采用小震地震动参数有如下缺点: ( 1) 借鉴和学习其它国家的抗震设计的经验和 方法是提高我国抗震设计水平的途径之一。决定结 构构件抗震承载力安全度高低的主要因素有: 地震 作用的大小; 结构材料强度的取值; 安全系数的大 小。虽然其它国家的做法各有特点，但由于地震作 用取值存在较大的差别，还是不方便进行横向比较 和彼此间的交流。 ( 2) 与美、日、欧洲等国家的抗震设计原则类似， 我国也以“中震”作为设防目标，但却用小震作用进 行结构构件承载力设计，并又考虑了各种与抗震等

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级相关的内力增大系数。地震作用取值小，调整系 数多，对应于给定可靠指标的、小至 10 －4 ～ 10 －3量级 的失效概率不便于设计人员对结构总体及关键构件 安全度的直观把握。 3 依 R-μ-T 规律改进设计中的地震 作用-延性等级组合

地震因其极大的不确定性使得设计人员在结构 抗震设计中常需要借助于经验及工程判断。然而， 一些理论上及实践中均已经证明了的基本原则应该 成为抗震设计方法的基石，R-μ-T 关系就是其中之 一。R指地震作用折减系数， μ指结构的延性， T指结 构的刚度。通俗地说，在满足一定的刚度需求的前 提下，延性好的结构设计地震作用可折减多些，延性 差的结构设计地震作用可折减少些，相应地提出不 同的延性要求及对应的构造措施。以美国 UBC 1997 为例，以中震作用为设防目标，其折减系数包含了结 构的延性及超强等因素，为1/2. 5 ～1/8 不等，地震作 用折减多的( 最多达 1/8) 需满足保证结构延性的一 系列构造要求，体现了上述的 R-μ-T 原则。我国的抗 震设计规范则不然，不论何种结构体系，也不论设防 烈度的高低，折减系数均取为 1/2. 86。然而，却又依 建筑物的结构型式、高度及所在抗震设防烈度区分 别确定抗震等级。这就意味着低烈度区如 6、 7 度区 的结构比高烈度区如8、 9 度区的结构安全度更低;相 同设防烈度区中，中、低层的结构比高层、超高层的 结构安全度更低。因为高层或超高层建筑受到的风 荷载更大，对地震作用而言，结构的超强系数更高; 加之抗震等级高，截面构造设计时的内力调整系数 更大，柱、剪力墙的轴压比、配筋率等构造要求更严 格，其抗震安全度远较中、低层建筑为大。不幸的 是，地震反应谱、功率谱表明，恰恰是中、短周期的 中、低层建筑结构的地震反应更大。从实际震害看， 也较少有高层、超高层建筑结构在地震中严重破坏、 倒塌的报道，这当然不是巧合。 为适当提高低烈度区结构的抗震安全性，使抗 震设计更趋经济合理，可以调整抗震设计中的地震 作用-延性等级组合。原则上，高烈度区结构的地震 作用可折减多些，相应地提高其延性要求; 低烈度区 结构的地震作用可折减少些，相应的构造措施可以 适当放松。 4 不应调整结构刚度来满足规定的 最小基底剪力要求

建筑结构对刚度的需求出于以下几方面考虑:

①避免强震时非结构构件如玻璃幕墙、内隔墙等因 结构过大的变形而破坏; ②避免结构过大的变形影 响电梯等设备的正常运行; ③避免强震时结构过大 的侧向变形加剧 P-Δ 效应，恶化结构的受力; ④避免 在较大风荷载作用下建筑物产生令人不舒服的低频 振动。从一般抗震结构的适宜刚度原则出发，在满 足上述要求的前提下，结构应当做得相对柔一些以 减少地震作用反应。 倘若由于采用比实际地震时小得多的地震作用 作为结构构件设计的依据而没有把握，需要结构承 担必要的、最低限度的地震作用，这不难理解; 与此 相反，如果要求加大结构的刚度来增加作用于其上 的惯性力也即地震作用，就未免本末倒置了。很容 易举出实际上可能存在的工程实例作为反证。例 如，某位于上海地区Ⅳ类场地的超高层建筑，结构各 项控制性指标均满足相关规范的要求且有一定的富 余，剪重比即最小地震作用也恰好满足要求; 如果将 其置于风荷载相似、抗震设防烈度同样是 7 度的广 州地区，虽然场地的工程地质情况远好于上海地区， 为Ⅰ、Ⅱ类场地，但结构却不满足最小地震作用要 求。于是就有此不合理的情况出现: 地质条件较好、 结构地震反应较小、位于广州地区Ⅰ、Ⅱ类场地上的 此超高层建筑，尽管结构的其它各项控制性指标均 满足规范要求且富余量更多，却要再加大梁、柱、核 心筒等构件的截面尺寸来增加结构的刚度，加大结 构的地震作用反应来满足最小地震作用要求。 不失一般性，按单自由度体系对此钢筋混凝土 超高层建筑做一简单的讨论。假定其周期大于5Tg， 则根据规范［2］要求，地震影响系数为: α = ［ 0. 20. 9 － 0. 02( T － 5Tg) ］αmax ≥ αmin 上海地区Ⅳ类场地，Tg = 0. 65; 广州地区Ⅱ类场 地，Tg =0. 35;两地的设防烈度均为7 度，αmax =0. 08; 又假定 αmin =0. 016。为满足基底最小地震作用剪力 的要求，位于上海地区的此超高层建筑周期应满足: T ≤ ( 0. 20. 9 + 0. 1Tg － αmin /αmax) × 50 = ( 0. 235 + 0. 1 × 0. 65 － 0. 016/0. 08) × 50 = 5 s 而位于广州地区时则应满足: T ≤ ( 0. 235 + 0. 1 × 0. 35 － 0. 2) × 50 = 3. 5 s 由单自由度体系周期计算公式 T= 2π 槡M/K 可 知，在广州地区要把周期 T = 5 s 的建筑加大刚度至 T =3. 5 s 以满足基底最小地震作用剪力要求并不容 易，相当于要求结构刚度为原来的( 5/3. 5) 2 = 2. 04 倍。在加大剪力墙、梁、柱断面尺寸的同时免不了要 增加结构的质量，最终的结果可能是广州地区的此 超高层建筑承担的地震作用剪力比其在上海地区 还大。

84

结论应当是明确的: 可以令结构承担必要的、最 低限度的地震作用力，可以令Ⅳ类场地上的建筑承 担比Ⅱ类场地更大的最小地震作用剪力而不是相 反，却不应当加大结构的刚度来增加其地震反应。 5 带伸臂加强层的巨型框架-核心筒 结构中的框架剪力调整

带伸臂加强层的巨型框架-核心筒结构是一种抗 震、抗风性能优良、适用于超高层建筑的结构型式。 其受力特点为:加强层伸臂桁架及与其连接的巨柱、 核心筒弯曲刚度极大，近乎满足平截面假定，侧向荷 载作用产生的转角引起巨柱的拉伸和压缩，由于巨 柱间力臂较大，从而提供了巨大的抗倾复力矩，大大 减少核心筒承担的倾复力矩。与此同时，由于巨型 框架的侧向刚度大致与伸臂加强层的间距成三次方 的反比例关系，故其侧向刚度很小，核心筒需承担全 部的水平剪力。此外，建筑物的全部重量集中于核 心筒及为数不多的几根巨柱上，巨柱的竖向荷载较 大，在大风及强震作用下一般不出现拉力，从而提高 了结构的整体抗倾覆稳定性。 对巨型框架与普通框架的侧向刚度可作一简单 的比较: 框架的剪切变形主要由梁、柱的弯曲变形产生， 其等效剪切刚度为:

S =

V Δs

=

12

H2

1 ∑ EIc /Hc

+

1 ∑ EIb /l ( ) b 式中: V 为层剪力; Δs 为层剪切变形; H 为层高或带 伸臂加强层的间距; Hc 为柱的高度( 普通框架结构 Hc = H ( 层高) ，巨型框架结构 Hc = H ( 加强层的间 距) ) ; Ic、 Ib 分别为柱、梁的截面惯性矩; bc、hc 分别 为柱截面的宽、高; lb 为梁的跨度; E 为弹性模量。 不失一般性，假定梁的弯曲刚度无限大，即 EIb → ∞，则矩形柱框架( 包括巨型框架) 的等效剪切刚度 为:

S =

V Δs

=

12∑ EIc H3

=

12E∑

bch3 c 12

H3

=

E∑ bch3 c H3 假定巨型框架共8 个巨柱，巨柱截面尺寸 4 m × 4 m，伸臂加强层间的间距( 也即巨柱高) H = 80 m ( 图1a) ，如果仅考虑腹板框架4 个巨柱的贡献，则其 等效剪切刚度为:

S1 =

V Δs

=

E∑ bch3 c H3

=

E × 4 × 44 803

=

E 500 普通框架共16 根柱，柱截面尺寸2 m ×2 m，层高 ( 也即普通柱高) 4. 5 m( 图 1b) ，仅考虑腹板框架 10

( a) 巨型框架-核心筒结构

( b) 普通框架-核心筒结构 图1 巨型框架-核心筒结构和普通框架-核心筒 结构示意图 Fig． 1 Schematic diagram of huge frametube and frametube structure 根柱的贡献，则其等效剪切刚度为:

S2 =

V Δs

=

E × 10 × 24 4. 53

=

E 1. 756 在此算例中，巨型框架与普通框架的等效剪切 刚度之比为: S1 S2 = 1. 756 500 = 1 285 一般的框架-核心筒结构，由于常规的弹性分析 未能反映遭遇强震时核心筒刚度退化的影响，故要 求作为二道防线的框架需承担15% ～ 20%的总地震 剪力。显然，这一要求并不适用于巨型框架-核心筒 结构，因为巨型框架的侧向刚度远较普通框架差，不 具备承担此剪力必要的刚度。 巨型框架-核心筒结构的二道防线体现在遭遇强 震作用时随着核心筒弯曲刚度的退化，巨型框架将 分担更多的倾复力矩。一般来说，巨柱及伸臂桁架 的截面尺寸由结构的刚重比及要求分担倾覆力矩的 比例等刚度需求决定，构件的承载力有较大的富余， 满足中震甚至大震弹性或不屈服要求，有潜力可以 承担更大的倾覆力矩。况且对于高宽比较大的超高 层建筑而言，受剪承载力通常有较大的安全储备，结 构安全的决定性因素往往是结构的压弯承载力。只 要令核心筒承担100%罕遇地震作用下的总剪力，就 可以避免结构发生剪切破坏。至于巨型框架，可令 其承担3 倍自身计算所得的剪力，必要时以弹塑性 94

分析的结果加以校核。只要控制住核心筒的弹塑性 位移角，就可以确保结构的抗震安全性。 顺便指出，即使是一般的框架-核心筒结构，让框 架承担小震作用 15% ～ 20% 的总剪力也过于粗略， 可能偏大，也可能偏小。某些侧向刚度相对较大的 框架，其在小震作用下承担剪力的比例已经较大，则 在强震作用下，由于核心筒刚度退化而使框架承担 可能大于15% ～20%的总剪力。而某些结构的核心 筒刚度很大，框架的刚度相对较小，则即使在大震作 用下，核心筒的刚度退化，当结构的位移角接近其极 限弹塑性位移角，框架所能分担剪力的比例仍然小 于 10% 。更为合理的做法是按框架、核心筒的相对 刚度进行分配。计算核心筒刚度退化有多种方法， 考虑到地震作用的不确定性，采用计算结果较为稳 定的静力弹塑性分析方法不失为较好的一种选择。 6 地震作用组合可不考虑风荷载

现行抗震设计规范［2］规定，在进行结构构件的 地震作用效应组合时，风荷载起控制作用的建筑应 有风荷载效应参与组合。然而，是否参与组合的原 则应由二种效应是否可能同时发生或同时发生的几 率决定。建筑物遭遇理论上475 年一遇的强震，同时 又遭50 年或100 年一遇的强风袭击的概率极小，在 进行结构构件地震作用效应组合时应可不考虑风荷 载效应的组合。况且，结构抗风与抗震设计原则有 较大区别。实际上，往往有这样的情况，建筑物迎风 面面积较大方向为风荷载控制，迎风面面积较小方 向为地震作用控制; 按规范［2］要求，一个方向需组合 风荷载效应，另一方向却无需组合风荷载效应，逻辑 上也混乱。 结构抗风、抗震的设计原则不同，但建筑物在其 服役期间经常遭遇强风的袭击，也存在遭遇强震袭 击的可能。因此，地震设防区的建筑物既要做好抗 风设计又要满足抗震设防要求。可以考虑对建筑物 独立进行构件的抗震承载力设计，采用多安全系数 的设计方法，此时仅考虑竖向荷载和地震作用的组 合，按强剪弱弯、强柱弱梁等抗震设计原则完成构件 的截面设计，最后再与结构抗风设计结果比较，取其 包络。如构件的承载力需求为风荷载效应控制，则相 应地进行相关构件的满足抗震设计要求的验算和调 整，最终结构可同时满足抗风与抗震承载力的要求。 7 大幅度放宽结构层间位移角限值

结构的层间位移角是衡量结构刚度及变形能力 的指标。较之日本、美国等国，我国规范［2］对结构尤

其是钢筋混凝土结构在多遇地震作用下的层间位移 角限制要严格很多，框架结构为 1/550，框-剪结构为 1/800，剪力墙结构1/1 000，而日本、美国等国规范的 层间位移角限值为 1/200。导致我国规范对结构层 间位移角限制偏严格的原因大致如下: 首先，我国规范［2］认为小震作用属正常使用极 限状态，结构应保持“弹性”，故以钢筋混凝土构件 ( 包括柱、剪力墙) 开裂时的层间位移角作为小震作 用下结构的弹性位移角限值。众所周知，钢筋与混 凝土的弹性模量相差约5 ～ 10 倍，因此，对钢筋混凝 土受弯或大偏压( 拉) 构件而言，混凝土开裂时钢筋 的应力还很小。即使是外荷载长期作用的受弯构 件，如一般的钢筋混凝土梁，正常使用状态下也是带 裂缝工作的，但这并不妨碍用弹性方法计算结构的 内力，只要控制住裂缝的宽度，也不影响结构的耐久 性。钢筋混凝土柱和剪力墙正常使用阶段主要内力 是竖向荷载引起的压力，在风荷载和可能发生的地 震作用下，只要钢筋不屈服，仍处于弹性阶段，即使 混凝土开裂，也不会影响结构的安全性和耐久性。 并且，在短时间作用的侧向力卸载后，可能出现的裂 缝也会闭合，这比竖向荷载长期存在的受弯钢筋混 凝土梁更容易满足耐久性要求。 其次，工程实践表明，结构分析得到的结构自振 周期往往较实测为长，也即结构的计算刚度较实际 为小，其主要原因是在结构分析时未考虑非承重墙、 楼梯以及非结构构件等的影响。计算刚度偏小会导 致结构的地震反应偏小，因此，规范［2］要求对计算周 期乘以小于 1 的系数来加以修正，框架结构的周期 折减系数为 0. 6 ～ 0. 7，框-剪结构为 0. 7 ～ 0. 8，剪力 墙结构为0. 9 ～ 1. 0。然而，结构分析得到的位移却 没有相应修正。由单自由度体系的周期计算公式 T =

2π

M 槡 K

可知，结构刚度 K 与周期 T 的平方成反比 例，因此，大致上框架结构的位移计算值约偏大估计 1 0. 62 ～ 1 0. 72 ，即约 2. 04 ～ 2. 77 倍; 框-剪结构约偏大 1 0. 72 ～ 1 0. 82 ，即约1. 56 ～ 2. 04 倍; 剪力墙结构约偏大 1 0. 92 ～ 1 1. 02 ，即约1. 00 ～1. 23 倍。 最后，通常层间位移角以建筑物的中、上部楼层 较大，即使建筑物的高度小于150m，上部楼层的侧向 位移中也有相当部分是由于下部楼层的转角所引起 的，此部分位移为刚体位移，而刚体位移并不产生结 构内力。 结构的层间位移角限值过于严格造成建筑物尤 其是低层及多、高层建筑的刚度需求偏大，其直接后

05

果就是结构的地震反应增大，除造成投资的浪费外， 反而对结构抗震不利。 8 不规则结构的应对措施

结构工程师总希望所设计的结构规则、对称、传 力路径直接、简单。但由于业主、建筑师对使用功能 及建筑平、立面的多样化要求，不可避免地造成结构 复杂和建筑体型的不规则。如何最大限度地满足业 主、建筑师的要求，同时又确保结构的抗震安全性， 是结构工程师所要面对的挑战。 考察美国、日本等国关于不规则结构的应对措 施，有一定的学习和参考价值。美国著名学者 Wilson 指出 : “当实施三维动力分析时，不必区分规则结构 与不规则结构。如果建立了一个精确的三维计算机 模型，刚度和质量的垂直与水平的不规则性及已知 的偏心率将会引起振型的位移和旋转分量进行耦 合。基于这些耦合振型上的三维动力分析会产生较 大的力且产生远比一般结构更复杂的反应，有可能 以规则结构相同的精确度和可靠度对一个非常不规 则的结构预测动态力的分布。因此，如果一个不规 则的结构设计是基于一个实际的动态力分布，那么 在逻辑上就没有理由认为它将会比使用相同的动态 荷载设计的规则结构具有任何更低的抗震能力。资 料记载表明，许多不规则的结构在地震期间显示了 较差的性能，这是因为它们的设计通常是基于近似 二维静力分析的。” ［3］基于这样的认识，美国规范如 UBC 1997 应对建筑平面及竖向不规则的措施显得十 分简单:将建筑平面及竖向不规则的定量判别标准 作为能否采用静力分析方法即基底剪力法的判据， 规则结构可以采用静力分析方法即基底剪力法，不 规则结构应当采用三维动力分析方法。日本则规定 在第二级设计时，不规则结构的基底剪力应乘以系 数 Ces = CeCs，其中偏心系数 Ce = 1. 0 ～ 1. 5，视偏 心率的大小而定，刚度均匀系数 Cs = 1. 0 ～ 1. 5，与 楼层的侧向刚度比相关，即不规则结构视其不规则 的程度，设计基底剪力增大1. 00 ～2. 25 倍。 这是两种应对不规则结构的思路和方法: 或者 建立较少假定的、符合结构实际情况的三维计算机 分析模型，能较准确地捕捉结构的动态力分布; 或者 采用较简化的方法，但加大设计地震作用来考虑其 不利影响。 我国规范［2］也有类似的规定。不同的是，我们 进一步把判定结构不规则的量化指标作为是否需要 进行额外的抗震设防专项审查的标准。常有这样的

情况，结构工程师为了避免额外的工作量和麻烦，艰 难地与业主和建筑师讨价还价，争取减少某一项“超 限”来避免超限审查;也有些工程师为满足规范某些 条文的规定，把原本抗震性能较好的结构改得性能 更差，例如，某原来有一较完整的核心筒-剪力墙结 构，由于周期比不满足规范的要求而把核心筒削弱， 改为四个角隅处的 L 形柱。由于削弱了结构的平动 刚度，周期比满足规范的要求，但结构的扭转角大 了， L 形柱的轴压比大了，剪应力也大了，结构的抗震 性能更差了。过多的限制和审查是一把双刃剑，固 然可以消除某些抗震设计的不足之处，但也可能因 此扼杀许多结构工程设计人员的创造性。 9 结语

本文仅就建筑结构抗震设计的一些原则性问题 作概念性的讨论。我国的建筑结构抗震工作已经取 得很大的成就，要在已有的基础上得到进一步的改 进和发展，则不但关乎工程技术，也关乎公共政策。 我们期望，随着社会经济的发展、国力的增强，适当 提高建筑结构的安全度和耐久性，从而使结构有更 多的“保有耐力”来抵御发生概率小、破坏性大的强 震;在地震高烈度区的乡村，普及简易的房屋抗震基 本构造，对贫困农民自建房有必要的资金扶持; 在工 程技术方面，加强结构抗震设计的基础研究，为新一 代设计规范的修编提早做准备，例如，期望地震学有 长足的进步，避免或减少在 6、 7 度设防区发生 10、 11 度的大震;又如，研究结构构件延性与整体结构延性 的拓扑关系，为确定地震作用-延性等级组合提供依 据等等。 参 考 文 献 ［ 1］ 陈肇元. 混凝土结构的安全性与规范的可靠度设计 方法［J］ ． 建筑技术， 2001，32 ( 10) : 682-687． ( CHEN Zhaoyuan． Safety and the reliability design method in Chinese building code for concrete structures ［ J］ ． Architecture Technology，2001，32( 10) : 682687． ( in Chinese) ) ［ 2］ GB 50011—2010 建筑抗震设计规范［S］ ． 北京: 中 国建筑工业出版社， 2010． ( GB 50011—2010 Code for seismic design of buildings［S］ ． Beijing: China Architecture ＆ Building Press，2010． ( in Chinese) ) ［ 3］ Wilson Edward L． 结构静力与动力分析［M］ ． 1 版． 北京: 中国建筑工业出版社， 2006: 180． ( Wilson Edward L． Static and dynamic analysis of structures ［M］ ． 1st ed． Beijing: China Architecture ＆ Building Press，2006:180． ( in Chinese) )

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