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摘要：我国于2010年开始实行新版《建筑抗震设计规范》（文中10版规范）取代有十年历史的01版《建筑抗震设计规范》（文中01版规范）。作为设计人员，我们最关心的是规范的变化对结构设计的影响。本文利用SATWE对两组四个多层扭转不规则钢筋混凝土多层框架模型进行计算，对比分析新旧规范差异性对结构弹性分析的影响。利用SAP2000来验证分析新旧规范对该类型结构的设计方法、抗震措施等方面差异性的有效性。对比结构在静、动力非线性分析下结构的顶点位移、位移角、基底剪力等地震响应的差异性。认为新规范对计算结构位移比的方法的改进能更好的反映结构的扭转效应，及抗震措施的加强是有效的。通过模型的计算分析比较得到对实际设计工作有用的结论。
关键词： 新旧规范；扭转不规则； 多层框架； 抗震性能；
中图分类号：S611文献标识码： A
前言
汶川地震对不同建成年代、不同结构类型、不同烈度地区的建筑物进行了一次最真实的“振动台实验”[1,2]，同时通过实地震害考察，得到了许多对实际结构设计有用的结论。
结构产生扭转的主要因素是：建筑结构本身不规则不对称，地震来时地震波的扭转分量，大变形后结构刚度变化不均匀，偶然偏心矩对结构的影响。实际设计中反应扭转性能主要指标有：位移比、周期比、静力偏心距、偶然偏心距、强度偏心距等参数。本文对比新旧规范对该类型结构的设计计算方法、抗震措施等方面的差异性，并对现行规范的安全性进行合理的评价,得到对实际设计工作的有用的结论。
一、扭转不规则结构新旧规范对比
1新旧规范对扭转不规则结构的部分修正
扭转不规则类型定义：10规范[3]较01版规范[4]对楼层的最大弹性水平位移（或层间位移）和楼层两端弹性水平位移（或层间位移）的计算要求采用“规定的水平力”即采用地震作用振型组合计算后换算的楼层力计算。
10版、01版规范在单向水平地震下，选择“CQC振型组合法”计算结构的扭转耦联效应， 10版规范对01版规范的耦联系数计算方法进行了修正,可认为旧规范的公式是在新规范基础上假设各振型阻尼比相等后得出的简化公式。01规范对于地震作用时偶然偏心的是否考虑的规定模糊不定，新规范明确规定结构位移比计算时考虑偶然偏心的影响。
柱作为最主要的抗侧力构件和竖向构件，若柱端先于梁端屈服，结构侧移必然会增大，甚至会出现楼层垮塌的现象。新版抗规对“柱强系数”的指标如柱端弯矩放大系数、底层框架柱下端增大系数、柱剪力增大系数采取了增大0.1~0.3的调整。
10版规范对柱的轴压比降低0.05左右[5]，新增加了关于四级框架结构柱的轴压比的规定。构件的最小配筋率上调了0.1%左右。
2扭转结构新旧规范计算对比
关于扭转不规则结构的计算，10规范做了修正：1、依照国外的设计规定，楼盖端部位移与楼层平均位移比小于2时使用刚性楼盖假定，反之则认为是弹性楼盖。2、计算扭转位移比时，楼层位移计算方法不再选择“CQC振型组合法”[6]，同时要求取“规定水平力”计算，可避免“CQC方法”计算得到的最大位移出现在边缘楼盖的中部而非角部。3、偶然偏心的大小 [7]，除了选该方向最大尺寸的5%以外考慮外，也可依据抗侧力构件和结构平面布置来计算（本文模型还是取最大尺寸的5%）。4、扭转结构偏心距的大小可通过层质量和刚度中心的相对位置来确定。
二、工程概况
本文严格按照10版规范和01版规范设计了两组不同抗震等级的算例模型，算例为L形六层框架结构，层高3.3m，Ⅱ类场地，地震分组为第二组，特征周期0.40s，建筑设防为丙类，具体信息如下列表和图所示。
表3.1：结构构件尺寸及荷载信息
Table 3.1 Structural element dimensions and load information
设计模型 主梁（mm） 柱（mm）
M01-8、M10-8
8度（0.2g） 1~4层主梁为
5、6层主梁为 1~4层柱：
5层柱
6层柱
M01-7、M10-7
7度（0.1g） 主梁均为 1、2层柱：
3~6层柱：
注：以下数据是对所有模型通用的：次梁取为mm；顶层板厚取120mm，恒载取5.5KN/m2，活载取2.0 KN/m2；余下各层板厚均为100mm，恒载取5.0KN/m2，活载取2.0 KN/m2；在每楼层的四周布置15KN/m的均布线荷载；楼板混凝土强度为C20，梁、柱为C30。纵筋为HRB400，箍筋为HPB300（在05pkpm中不包含HPB300钢筋通过参数设置来调整HPB235强度，使二者强度一致）
图3.18度设防的1~5层结构平面布置图（6层没有次梁，其余构件尺寸参照上文）
Figure 3.1 1 to 5 layer structural floor plan of 8 degrees defensive zone
图3.27度设防的1~5层的结构平面布置图（6层无次梁，其余构件尺寸参照上文）
Figure 3.21 to 5 layer structural floor plan of 7(6) degrees defensive zone
表3.2：结构分析信息
Table 3.2 Analysis information of structure
模型编号 周期比 最大层间
位移角 最大层间位移比 地震基底剪力（KN）
M01-8 0.92 1/ 752 1.25 2159
M10-8 0.91 1/553 1.32 2523
M01-7 0.95 1/ 816 1.17 1023
M10-7 0.93 1/581 1.22 1149
结构有明显的扭转效应，考虑系数取0.05偶然偏心作用。本文的最大层间位移角计算，模型M10-8、M10-7要比M01-8、M10-7的计算结果比高近40%；最大层间位移比M10-8模型为1.32比M01-8模型计算结果1.25增大了5.6%，同时七度区计算结果增大4%左右；对基底剪力按10规范计算增大13%左右。对比各组模型SATWE的计算图形和文本，发现结构梁的配筋变大了但不明显。统计计算文件，得梁柱的配筋并输入到SAP2000中进行模型分析。
三、模型弹塑性静、动力分析
1静力推覆分析不同加载模式的分析对比
通过静力加载不同模式的计算，对比选择拟合较好的加载模式。本文只列出按10规范设计的设防烈度为8度的模型在三种加载模式下的数据。分析结果表明：倒三角加载和第一振型加载所得出的结果拟合较好，按均布加载模式结果与第一振型加载结果拟合较差。对本文扭转明显的结构，选取按第一振型结果与动力时程分析结果进行对比。
图4.1M10-8不同加载模式下弹塑性极限状态层间位移角
Figure 4.1The drift in inelastic limited stage under different load modes
2静力弹塑性分析和动力弹塑性分析层间位移角对比
对抗震结构而言，动力时程分析才能真正反应结构的抗震效果[9]，本文利用双频段选波原则[11]，利用三条自然波进行动力时程计算，得到模型的顶点最大位移、最大位移角、基底剪力等地震响应值，并与静力非线性分析结果进行对比分析。列出了模型M10-8、M10-7的相关计算结果（表4.2），对模型M01-8、M01-7的分析可见后文的对比分析。
表4.2模型M10-8、M10-7动力弹塑性分析与静力弹塑性分析结果对比
Table 4.2 Comparison of elastoplastic dynamic analysis results and Pushover analysis results in M10-8 model and M10-7 model
M10-8 model
地震波名称 USA01897 USA02551 USA03040 静力分析平均结果
顶点最大位移 113.9mm 177.3mm 93.2mm 120mm
最大位移角 1/123（2层） 1/92(2层) 1/160(2层) 1/101(4层)
基底剪力 8661.2KN 8468kN 5822.2KN 6245.8KN
M10-7 model
地震波名称 CHI00096 JAP00076 NZD00129 静力分析平均结果
顶点最大位移 92.3mm 89.7mm 79.1mm 61mm
最大位移角 1/133（4层） 1/138(4层) 1/162(4层) 1/96(3层)
基底剪力 4403KN 4291kN 3968KN 4303.7KN
按10规范设计的算例各条地震波的动力时程分析结果较接近，顶点最大位移满足规范要求，薄弱层层间位移比也远低于1/50的规范要求。对比动力时程分析与弹塑性静力推覆分析的结果 [10]，发现两者差别较大。弹塑性动力时程计算的顶点位移略微高于静力分析的结果，其中M10-8模型的时程分析平均结果比静力分析结果高了6.7%，M10-7模型的时程分析平均结果比静力分析结果高出了大约30%。动力时程分析的基底剪力与静力推覆分析结果相差不大，误差在20%以内。在对比层间位移角的计算结果时，发现两种方法所得的结果差距较大，尤其是对薄弱层的判别，两种方法所得的结论并不一致。
3动力弹塑性分析结果
图4.2 M10-8、M01-8弹塑性层间位移角
Figure 4.2 The drift in inelastic ofM10-8 and M01-8modes
图4.3 M10-7、M01-7弹塑性层间位移角
Figure 4.3The drift in inelastic of M10-7 and M01-7modes
表4.3各组算例结构的层间位移比对比
Table 4.3 Comparation of structural layer displacement ratio between each grou examples
楼层 M10-8 M01-8 M10-7 M01-7 规范要求
1层 1/156 1/136 1/192 1/286 1/50
2层 1/124 1/114 1/112 1/166 1/50
3层 1/108 1/110 1/98 1/96 1/50
4层 1/101 1/116 1/116 1/96 1/50
5层 1/118 1/136 1/188 1/156 1/50
6层 1/214 1/240 1/408 1/380 1/50
图4.4M10-7、M01-7算例2轴线Y向框架塑性铰图
（左为M10-7，右图为M01-7）
Figure 4.4Plastic hinge Figure of 2 axis Y Direction frame in M10-7 M01-7 examples
(M10-7 in Left , M01-7 in right)
图4.5M10-8、M01-8算例2轴线Y向框架塑性铰图
（左为M10-8，右图为M01-8）
Figure 4.5 Plastic hinge Figure of 2 axis Y Direction frame in M10-8, M01-8 examples
(M10-8 in Left , M01-8 in right)
通过结构塑性分布状态可以看出，模型M10-7、M10-8的大部分柱铰仅是刚进入屈服状态，而模型M01-7、M01-8在薄弱层的柱铰已经进入了明显的弹塑性反应阶段，且01版规范设计的算例柱出铰的数量明显多于新版本规范设计的算例。从各算例的层间位移角对比情况来看，M10-8、M10-7各楼层的层间位移角明显低于于M01-8、M01-7模型。因此，按新版本规范设计的具有扭转效应的不规则结构抗震性能明显优于旧版规范设计的结构。
四、结论
本文结合10版、01版规范对扭转不规则结构的相关规定设计了两组（抗震等级分别为三级、二级）的多层偏心结构，并对该两组结构进行了弹性分析与设计、静力弹塑性分析及动力非线性时程分析。讨论了新旧规范的抗震措施变化及按新旧规范设计算例的抗震性能等相关内容，主要得出了以下结论：
1在对比新、旧规范对位移比的计算方法时发现，新规范对计算结构位移比的方法能够正确反映结构的扭转效应，此项改进是非常有效且的。
2新规范对框架柱的加强措施能够提高结构的抗震性能，控制偏心结构的破坏模式，提高了结构的抗震性能力。
3扭转不规则结构的非线性静力分析与动力时程分析结果差值还是较明显，对于扭转效应较明显的结构应该采用动力时程分析来验证静力分析。
4建议设计人员在需要考虑扭转效应对多层框架结构影响的弹性设计时应该计入偶然偏心的影响，并对比双向地震作用的弹性分析结果来进行构件的配筋设计。
参考文献
[1]李英民，刘立平. 汶川地震建筑震害与思考[M]. 重庆大学出版社, 2008.
[2]王亚勇. 汶川地震建筑震害启示-抗震概念设计[J]. 建筑结构学报, 2008, 29(4): 20-25.
[3] GB 50011-2010.建筑抗震设计规范[S],2010.
[4] GB 50011-2001. 建筑抗震设计规范[S], 2001.
[5]唐代远, 陆新征, 叶列平, 等. 柱轴压比对我国 RC 框架结构抗地震倒塌能力的影响[J]. 工程抗震与加固改造, 2010, 32(5): 26-35.
[6] Tso WK, Moghadam. A.S. Pushover Proeedure for seismic analysis of buildings [J]. Progress in Structural Engineering and Materials, 1998, Vol. l (3):337-344.
[7]傅学怡. 汶川、 台湾建筑震害启示——改进规范的几点建议[J]. 建筑结构, 2009, 38(7): 15-16.
[8] Washington DC: Federal Emergency Management Agency, 1996.Applied Technology Council, Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings [S]. ATC-40, 1996.
[9]王耀伟, 黄宗明. 影响偏心结构非弹性地震反应的主要因素分析[J].重庆建筑大学学报, 2001, 23(6): 114-120.
[10]门进杰. 不规则钢筋混凝土框架結构基于性能的抗震设计理论和方法[D]. 西安： 西安建筑科技大学, 2007.
[11]杨溥, 李英民,赖明. 结构时程分析法输入地震波的选择控制指标[J]. 土木工程学报, 2000, 33(6): 33-37.
关键词： 新旧规范；扭转不规则； 多层框架； 抗震性能；
中图分类号：S611文献标识码： A
前言
汶川地震对不同建成年代、不同结构类型、不同烈度地区的建筑物进行了一次最真实的“振动台实验”[1,2]，同时通过实地震害考察，得到了许多对实际结构设计有用的结论。
结构产生扭转的主要因素是：建筑结构本身不规则不对称，地震来时地震波的扭转分量，大变形后结构刚度变化不均匀，偶然偏心矩对结构的影响。实际设计中反应扭转性能主要指标有：位移比、周期比、静力偏心距、偶然偏心距、强度偏心距等参数。本文对比新旧规范对该类型结构的设计计算方法、抗震措施等方面的差异性，并对现行规范的安全性进行合理的评价,得到对实际设计工作的有用的结论。
一、扭转不规则结构新旧规范对比
1新旧规范对扭转不规则结构的部分修正
扭转不规则类型定义：10规范[3]较01版规范[4]对楼层的最大弹性水平位移（或层间位移）和楼层两端弹性水平位移（或层间位移）的计算要求采用“规定的水平力”即采用地震作用振型组合计算后换算的楼层力计算。
10版、01版规范在单向水平地震下，选择“CQC振型组合法”计算结构的扭转耦联效应， 10版规范对01版规范的耦联系数计算方法进行了修正,可认为旧规范的公式是在新规范基础上假设各振型阻尼比相等后得出的简化公式。01规范对于地震作用时偶然偏心的是否考虑的规定模糊不定，新规范明确规定结构位移比计算时考虑偶然偏心的影响。
柱作为最主要的抗侧力构件和竖向构件，若柱端先于梁端屈服，结构侧移必然会增大，甚至会出现楼层垮塌的现象。新版抗规对“柱强系数”的指标如柱端弯矩放大系数、底层框架柱下端增大系数、柱剪力增大系数采取了增大0.1~0.3的调整。
10版规范对柱的轴压比降低0.05左右[5]，新增加了关于四级框架结构柱的轴压比的规定。构件的最小配筋率上调了0.1%左右。
2扭转结构新旧规范计算对比
关于扭转不规则结构的计算，10规范做了修正：1、依照国外的设计规定，楼盖端部位移与楼层平均位移比小于2时使用刚性楼盖假定，反之则认为是弹性楼盖。2、计算扭转位移比时，楼层位移计算方法不再选择“CQC振型组合法”[6]，同时要求取“规定水平力”计算，可避免“CQC方法”计算得到的最大位移出现在边缘楼盖的中部而非角部。3、偶然偏心的大小 [7]，除了选该方向最大尺寸的5%以外考慮外，也可依据抗侧力构件和结构平面布置来计算（本文模型还是取最大尺寸的5%）。4、扭转结构偏心距的大小可通过层质量和刚度中心的相对位置来确定。
二、工程概况
本文严格按照10版规范和01版规范设计了两组不同抗震等级的算例模型，算例为L形六层框架结构，层高3.3m，Ⅱ类场地，地震分组为第二组，特征周期0.40s，建筑设防为丙类，具体信息如下列表和图所示。
表3.1：结构构件尺寸及荷载信息
Table 3.1 Structural element dimensions and load information
设计模型 主梁（mm） 柱（mm）
M01-8、M10-8
8度（0.2g） 1~4层主梁为
5、6层主梁为 1~4层柱：
5层柱
6层柱
M01-7、M10-7
7度（0.1g） 主梁均为 1、2层柱：
3~6层柱：
注：以下数据是对所有模型通用的：次梁取为mm；顶层板厚取120mm，恒载取5.5KN/m2，活载取2.0 KN/m2；余下各层板厚均为100mm，恒载取5.0KN/m2，活载取2.0 KN/m2；在每楼层的四周布置15KN/m的均布线荷载；楼板混凝土强度为C20，梁、柱为C30。纵筋为HRB400，箍筋为HPB300（在05pkpm中不包含HPB300钢筋通过参数设置来调整HPB235强度，使二者强度一致）
图3.18度设防的1~5层结构平面布置图（6层没有次梁，其余构件尺寸参照上文）
Figure 3.1 1 to 5 layer structural floor plan of 8 degrees defensive zone
图3.27度设防的1~5层的结构平面布置图（6层无次梁，其余构件尺寸参照上文）
Figure 3.21 to 5 layer structural floor plan of 7(6) degrees defensive zone
表3.2：结构分析信息
Table 3.2 Analysis information of structure
模型编号 周期比 最大层间
位移角 最大层间位移比 地震基底剪力（KN）
M01-8 0.92 1/ 752 1.25 2159
M10-8 0.91 1/553 1.32 2523
M01-7 0.95 1/ 816 1.17 1023
M10-7 0.93 1/581 1.22 1149
结构有明显的扭转效应，考虑系数取0.05偶然偏心作用。本文的最大层间位移角计算，模型M10-8、M10-7要比M01-8、M10-7的计算结果比高近40%；最大层间位移比M10-8模型为1.32比M01-8模型计算结果1.25增大了5.6%，同时七度区计算结果增大4%左右；对基底剪力按10规范计算增大13%左右。对比各组模型SATWE的计算图形和文本，发现结构梁的配筋变大了但不明显。统计计算文件，得梁柱的配筋并输入到SAP2000中进行模型分析。
三、模型弹塑性静、动力分析
1静力推覆分析不同加载模式的分析对比
通过静力加载不同模式的计算，对比选择拟合较好的加载模式。本文只列出按10规范设计的设防烈度为8度的模型在三种加载模式下的数据。分析结果表明：倒三角加载和第一振型加载所得出的结果拟合较好，按均布加载模式结果与第一振型加载结果拟合较差。对本文扭转明显的结构，选取按第一振型结果与动力时程分析结果进行对比。
图4.1M10-8不同加载模式下弹塑性极限状态层间位移角
Figure 4.1The drift in inelastic limited stage under different load modes
2静力弹塑性分析和动力弹塑性分析层间位移角对比
对抗震结构而言，动力时程分析才能真正反应结构的抗震效果[9]，本文利用双频段选波原则[11]，利用三条自然波进行动力时程计算，得到模型的顶点最大位移、最大位移角、基底剪力等地震响应值，并与静力非线性分析结果进行对比分析。列出了模型M10-8、M10-7的相关计算结果（表4.2），对模型M01-8、M01-7的分析可见后文的对比分析。
表4.2模型M10-8、M10-7动力弹塑性分析与静力弹塑性分析结果对比
Table 4.2 Comparison of elastoplastic dynamic analysis results and Pushover analysis results in M10-8 model and M10-7 model
M10-8 model
地震波名称 USA01897 USA02551 USA03040 静力分析平均结果
顶点最大位移 113.9mm 177.3mm 93.2mm 120mm
最大位移角 1/123（2层） 1/92(2层) 1/160(2层) 1/101(4层)
基底剪力 8661.2KN 8468kN 5822.2KN 6245.8KN
M10-7 model
地震波名称 CHI00096 JAP00076 NZD00129 静力分析平均结果
顶点最大位移 92.3mm 89.7mm 79.1mm 61mm
最大位移角 1/133（4层） 1/138(4层) 1/162(4层) 1/96(3层)
基底剪力 4403KN 4291kN 3968KN 4303.7KN
按10规范设计的算例各条地震波的动力时程分析结果较接近，顶点最大位移满足规范要求，薄弱层层间位移比也远低于1/50的规范要求。对比动力时程分析与弹塑性静力推覆分析的结果 [10]，发现两者差别较大。弹塑性动力时程计算的顶点位移略微高于静力分析的结果，其中M10-8模型的时程分析平均结果比静力分析结果高了6.7%，M10-7模型的时程分析平均结果比静力分析结果高出了大约30%。动力时程分析的基底剪力与静力推覆分析结果相差不大，误差在20%以内。在对比层间位移角的计算结果时，发现两种方法所得的结果差距较大，尤其是对薄弱层的判别，两种方法所得的结论并不一致。
3动力弹塑性分析结果
图4.2 M10-8、M01-8弹塑性层间位移角
Figure 4.2 The drift in inelastic ofM10-8 and M01-8modes
图4.3 M10-7、M01-7弹塑性层间位移角
Figure 4.3The drift in inelastic of M10-7 and M01-7modes
表4.3各组算例结构的层间位移比对比
Table 4.3 Comparation of structural layer displacement ratio between each grou examples
楼层 M10-8 M01-8 M10-7 M01-7 规范要求
1层 1/156 1/136 1/192 1/286 1/50
2层 1/124 1/114 1/112 1/166 1/50
3层 1/108 1/110 1/98 1/96 1/50
4层 1/101 1/116 1/116 1/96 1/50
5层 1/118 1/136 1/188 1/156 1/50
6层 1/214 1/240 1/408 1/380 1/50
图4.4M10-7、M01-7算例2轴线Y向框架塑性铰图
（左为M10-7，右图为M01-7）
Figure 4.4Plastic hinge Figure of 2 axis Y Direction frame in M10-7 M01-7 examples
(M10-7 in Left , M01-7 in right)
图4.5M10-8、M01-8算例2轴线Y向框架塑性铰图
（左为M10-8，右图为M01-8）
Figure 4.5 Plastic hinge Figure of 2 axis Y Direction frame in M10-8, M01-8 examples
(M10-8 in Left , M01-8 in right)
通过结构塑性分布状态可以看出，模型M10-7、M10-8的大部分柱铰仅是刚进入屈服状态，而模型M01-7、M01-8在薄弱层的柱铰已经进入了明显的弹塑性反应阶段，且01版规范设计的算例柱出铰的数量明显多于新版本规范设计的算例。从各算例的层间位移角对比情况来看，M10-8、M10-7各楼层的层间位移角明显低于于M01-8、M01-7模型。因此，按新版本规范设计的具有扭转效应的不规则结构抗震性能明显优于旧版规范设计的结构。
四、结论
本文结合10版、01版规范对扭转不规则结构的相关规定设计了两组（抗震等级分别为三级、二级）的多层偏心结构，并对该两组结构进行了弹性分析与设计、静力弹塑性分析及动力非线性时程分析。讨论了新旧规范的抗震措施变化及按新旧规范设计算例的抗震性能等相关内容，主要得出了以下结论：
1在对比新、旧规范对位移比的计算方法时发现，新规范对计算结构位移比的方法能够正确反映结构的扭转效应，此项改进是非常有效且的。
2新规范对框架柱的加强措施能够提高结构的抗震性能，控制偏心结构的破坏模式，提高了结构的抗震性能力。
3扭转不规则结构的非线性静力分析与动力时程分析结果差值还是较明显，对于扭转效应较明显的结构应该采用动力时程分析来验证静力分析。
4建议设计人员在需要考虑扭转效应对多层框架结构影响的弹性设计时应该计入偶然偏心的影响，并对比双向地震作用的弹性分析结果来进行构件的配筋设计。
参考文献
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