中国科学 E 辑: 技术科学 2008年 第38卷 第1期: 79 ~ 94 https://www.doczj.com/doc/b413967677.html, https://www.doczj.com/doc/b413967677.html,
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《中国科学》杂志社
SCIENCE IN CHINA PRESS
垃圾填埋场沿衬垫界面的地震稳定性及 永久位移分析
陈云敏*, 高登, 朱斌, 陈仁朋
浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室, 杭州 310027 * E-mail: chenyunmin@https://www.doczj.com/doc/b413967677.html,
收稿日期: 2006-09-18; 接受日期: 2007-04-13
国家自然科学基金重点项目(批准号: 50538080)和国家杰出青年科学基金(批准号: 50425825)资助项目
摘要 提出了垃圾填埋场的三楔体极限平衡分析法, 考虑水平地震力, 得到了垃圾填埋场沿衬垫界面滑动的安全系数和屈服加速度系数的近似解. 参数分析表明: 填埋场衬垫界面和填埋体的抗剪强度以及垃圾坝高度等直接影响填埋体沿衬垫界面的地震稳定性和屈服加速度系数. 结合一维等效线性动力响应分析及Newmark 法对垃圾填埋场在地震荷载作用下沿衬垫界面的永
久位移进行了分析. 结果表明: 屈服加速度系数k y 与最大水平等效地震系数k max 之比、场地特性和输入地震波的幅值及频谱特性等因素对地震永久位移均有一定影响.
关键词
垃圾填埋场 衬垫 地震稳定 永久位移 Newmark 法
现代城市垃圾填埋场中, 人工衬垫作为隔渗屏障广泛应用于底部衬垫系统和封顶系统, 这种包含土工织物、土工膜和黏土层的复合衬垫系统能起到很好的防渗作用, 但由于覆盖土 层-土工膜、土工织物-土工膜、土工膜-黏土层等界面的抗剪强度比较低, 填埋体容易沿这些界面产生滑动[1~3]. 在地震活动的区域, 垃圾填埋场面临着新的动力稳定问题, 在地震荷载作用下填埋场可能会沿衬垫系统发生滑动并产生永久位移, 从而导致土工膜被拉裂及渗滤液导排系统或气体收集系统被破坏[4]. 另外, 我国许多大型垃圾填埋场已接近服务年限、将进行增容扩建, 如杭州天子岭填埋场、苏州七子山填埋场等这些扩建填埋场一般建在原填埋场坡面上, 在原填埋场的封顶系统上增设底部防渗系统, 在地震荷载作用下扩建填埋体容易沿新老填埋体交界面发生滑动. 美国针对垃圾填埋场设计的联邦规范规定: 处在地震区的新建和扩建垃圾填埋场, 在设计中必须保证底部衬垫系统、渗滤液收集系统和封顶系统等能够承受地震荷载引起的最大水平加速度[5]. 我国到目前为止针对垃圾填埋场的抗震设计尚未出台相应的规范
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及标准, 在实际的工程设计中常常采用土石坝的设计方法, 选取某一地震系数采用拟静力法进行分析, 把地震荷载引起的惯性力当作一种等效的静力荷载作用于滑动体上, 从而计算得到安全系数, 而地震系数该如何选取也没有一致的看法.
除拟静力法外, 目前国际上其他通用的垃圾填埋场动力反应分析方法主要有等效线性分析法和非线性分析法[6,7]. 等效线性分析法相对简单, 且低水平激振时与非线性分析法的计算结果基本相同[7], 在实际应用中常联合极限平衡法和一维等效线性分析法来计算填埋场的永久位移: 先利用极限平衡法确定滑动体的屈服加速度, 若一维动力响应分析得到的峰值加速度超过屈服加速度, 则采用Newmark 法对超出的部分进行二次积分即可得到永久位移. 对于非线性分析法, 主要有Bray 等人[7]及Gunturi 等人[8]的一维非线性分析法, 它们可以考虑垃圾材料的非线性性质, 由于分析复杂, 目前一般用于高烈度的地震响应分析. Rathje 等人[6]采用
一维地震分析程序Shake91和二维等效线性有限元程序QUAD4M 计算了填埋场的动力响应和永久位移, 结果表明, 对于深层滑动面, 一维分析能够得到合理的地震响应和偏于保守的永久位移 值, 但对于浅层的滑动面, 宜进行二维分析. Bray 等人[7]的计算结果表明, 动力响应和永久位移主要取决于填埋体的基本周期和输入地震动的频谱特性. 国内学者也在这一领域取得了部分成果[9,10], 但到目前为起止, 还未见文献针对扩建填埋场沿新老场之间衬垫界面的地震稳定性及永久位移计算建立合理的模型及开展深入细致的分析.
我国大部分已建和新建的大型填埋场均属山谷型填埋场, 在填埋场的坡脚处都建有垃圾坝, 填埋体-垃圾坝界面的防渗系统一般与填埋场底部防渗系统连为一体, 因此填埋场可能发生如图1所示的三折线型滑动[11]. 针对我国垃圾填埋场的构造型式和滑动面的特殊性, 本文在楔体极限平衡理论[12]的基础上, 得到了三折线型滑动安全系数和屈服加速度系数的近似表达式, 该方法可以考虑普通条分法所不能考虑的填埋体抗剪强度对安全系数或屈服加速度系数的影响. 同时结合现场钻孔试验、表面波频谱试验和中型动三轴试验的结果, 利用一维等效线性动力响应分析得到滑动填埋体的水平等效地震系数时程曲线, 采用Newmark 法对不同场地上不同高度填埋场沿衬垫界面的永久位移进行分析并得出相应的结论, 对我国垃圾填埋场的抗震设计具有一定的指导意义.
图1 垃圾填埋体三折线型滑动示意图
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1 垃圾填埋场沿衬垫界面的地震稳定性
1.1 分析模型
如图2所示, 视山谷型填埋场沿背部、底部及垃圾坝内坡衬垫滑动的填埋体为刚体, 在三折线的两个拐点处沿竖向剖分, 把滑动填埋体分成主动楔、中间楔和被动楔三个楔体, 在对各楔体建立极限平衡方程时, 假设条件如下:
(a) 填埋场安全系数F s 沿滑动面处处相等;
(b) 楔体间合力和水平方向成一未知夹角ω, 且作用在楔体间界面1/3高度处; (c) 满足极限平衡法的合理性要求, 即楔体间界面的安全系数s 1V F ≥[13]; (d) 楔体间界面的安全系数s V F 不小于填埋场的安全系数s F , 即s s V F F ≥[12];
(e) 已有文献[14,15]表明竖向地震力对安全系数的影响很小, 因此本文也仅采用水平地震系数h k 来考虑地震力的影响.
(f ) 渗滤液水头较低, 不考虑渗流的影响
.
图2 垃圾填埋体三楔体分析模型
1.2 平衡方程
对于中间楔, 考虑竖直方向力的平衡, 根据极限平衡条件得到 120: cos sin .Y
M VM M M VM F W E N F E θθ=+=++∑ (1)
令11s /,sw V n C F = 22s /,sw V n C F = s tan /,sw sw V m F ?= 则有
11s 1s 11/tan /,VM V HM sw V sw sw HM E C F E F n m E ?=+=+ (2) 22s 2s 22/tan /,VM V HM sw V sw sw HM E C F E F n m E ?=+=+ (3)
s s /tan /,M M M M F C F N F δ=+ (4)
其中M W 为中间楔重量; 1VM E 和2VM E 分别为中间楔侧面摩擦力; 1HM E 和2HM E 分别为中间楔侧面法向力; M N 和M F 分别为中间楔下部法向力和摩擦力; θ为填埋场底坡坡度; 1C 和2C 分别为主动楔-中间楔和中间楔-被动楔界面黏聚力; M C 为中间楔下部衬垫界面黏聚力; sw ?为填埋体内摩擦角; M δ为中间楔下部衬垫界面最小摩擦角.
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将(2)~(4)式代入(1)式, 得到 1212s ()()(cos sin tan /).M sw sw sw HM HM M M W n n m E E N F θθδ+?+?=+ (5)
考虑水平方向力的平衡有
120:sin cos .X
HM M h M HM M F E N k W E F θθ=++=+∑ (6)
联立(4)和(6)式解得
12s s /.cos tan /sin HM HM M h M
M M E E C F k W N F θδθ
??+=
? (7)
联立(5)式和(7)式解得
12121221
1s 2s [()],
(sin cos tan ), (cos sin tan ).
M sw sw h M M
HM HM sw M M W n n A k W A C E E A m A A F A F θθδθθδ+??+?=
?=?+=+ (8)
对主动楔进行极限平衡分析, 考虑竖直方向和水平方向力的平衡, 得到
134143
3s 4s (),
(sin cos tan ), (cos sin tan ),
A sw h A A
HM HA sw A A W n A k W A C E E A m A A F A F ββδββδ?+?==
+=?=+ (9)
其中A W 为主动楔重量; HA E 为主动楔侧面法向力; β为填埋场背坡坡度; A C 为主动楔下部衬垫界面黏聚力; A δ为主动楔下部衬垫界面最小摩擦角.
同样对被动楔进行极限平衡分析, 考虑竖直方向和水平方向力的平衡, 得到
256265
5s 6s (),
(sin cos tan ), (cos sin tan ).
P sw h P P
HM HP sw P P W n A k W A C E E A m A A F A F ψψδψψδ+?+==
?=+=? (10)
其中P W 为被动楔重量; HP E 为被动楔侧面法向力; ψ为垃圾坝内坡坡度; P C 为被动楔下部衬垫界面黏聚力; P δ为被动楔下部衬垫界面最小摩擦角.
把(9)和(10)式代入(8)式, 得到
13443
12122562165
()[()]() ,
A sw h A A sw M sw sw h M M P sw h P P sw sw W n A k W A C A m A W n n A k W A C W n A k W A C A m A A m A ?+?++??++?+=+??
(11)
(11)式含有两个未知数s V F 和s F . 各部分楔体重量A W , M W 和P W 可通过填埋体重度sw γ、填埋场背坡高度1H 、
顶部宽度B 、垃圾坝高度2H 、填埋场前坡坡度α, β, θ, ψ等参数计算, 楔体间界面黏聚力1C 和2C 通过填埋体的黏聚力强度指标sw c 计算, 楔体下部衬垫界面黏聚力
A C 和M C 及P C 通过衬垫界面黏聚力强度指标a c 和m c 及p c 得到.
若无垃圾坝, 此时滑动面为双折线型, 可分成两个楔体进行分析, 此时中间楔退化为被动楔, 如图3所示. (11)式退化为
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1341124321
()().A sw h A A P sw h P P
sw sw W n A k W A C W n A k W A C A m A A m A ?+?+?+=+? (12)
(12)式也可用于封顶系统的动力稳定分析, 如图4所示. 若无地震荷载作用, 即0h k =, (12)式退化到Qian 等[12]的方程, 可进行垃圾填埋场的静力稳定分析
.
图3 未设垃圾坝填埋场两楔体静力分析模型[12]
图4 封顶系统两楔体分析模型
1.3 安全系数及屈服加速度系数求解
对于(11)和(12)式可按下述方法[12]求解填埋场静动力安全系数s F , 此时水平地震系数h
k 为已知数:
令s tan /0,sw sw V m F ?== 11s /0,sw V n C F == 22s /0,sw V n C F ==, 即不考虑填埋体抗剪强度的影响, 代入(11)式计算得到下限安全系数smin F ;
当s 1F <时, 由于s 1V F ≥, 取s 1V F =; 当s 1F ≥时, 由于s s V F F ≥, 取s s ,V F F =, 此时
11s /,sw V n C F =22s /sw V n C F =和s tan /sw sw V m F ?=为最大值, 即最大限度考虑了填埋体抗剪强
度的影响, 计算得到上限安全系数smax F ;
取填埋场安全系数为上限安全系数和下限安全系数的平均值, 即s smax smin ()/2F F F =+; 若填埋场的安全系数s 1F =, 此时对应的水平地震系数h k 即为屈服加速度系数y k . 大量的参
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数分析表明[12,16]: 当s 1F ≥时, 可取s s 2V F F =. 把s 1F =, s 2V F =代入(11)式, 即可得到屈服加速度系数y k .
1.4 屈服加速度系数比较
取Ling 等人[15]的算例进行分析, 滑动面如图4所示. 取覆盖土层厚度0.9m, 沿坡度方向的长度L 分别为50m 和100m, 覆土的容重18s γ= kN/m 3, 内摩擦角s ?=32°, 黏聚力c s =15 kPa, 覆土-土工膜的界面黏聚力0A c =, αβ==18.4°[3(H):1(V)]. 结果如图5(a)所示, 文献[15]
假设主动楔和被动楔界面的合力与坡面方向平行, 而实际情形并非如此. 本文方法中楔体间合力方向与填埋体抗剪强度参数及楔体间界面安全系数s V F 直接相关, 因此可以计算出更加合理的楔体间合力方向.
取Shewbridge [14]的算例进行分析, 不考虑垃圾坝, 如图3所示. 由于传统方法未能考虑填埋体抗剪强度对屈服加速度系数的影响, 本文另取填埋体参数: 10.2sw γ=kN/m 3, sw ?=33°,
0sw c =, 其他参数同文献[14], 结果如图5(b)所示. 三者计算结果均比较接近, 文献[14]并未考
虑楔体间的切向作用力, 而Spencer 法需要复杂的迭代过程才能求解
.
图5 衬垫界面最小摩擦角与屈服加速度系数关系图
(a) 封顶系统的屈服加速度系数; (b) 沿底部衬垫系统滑动的屈服加速度系数
1.5 参数分析
本文取填埋场的垃圾坝高度220H =m, 垃圾坝内坡坡度26.56ψ=°[2(H):1(V)], 填埋体和衬垫界面参数参考文献[12]: 10.2sw γ=kN/m 3, 33sw ?=°, 0sw c =, 15A M P δδδδ====°,
3A M P c c c c ==== kPa. 其他基本参数如下: 18.4αβ==°, 0θ=°, 400B =m, 1100H =m.
计算结果如下:
水平地震系数h k 对安全系数s F 的影响如图6所示, 安全系数s F 随水平地震系数h k 增加而急剧下降, 当安全系数下降到接近1时, 下降速度趋于平缓. 如当衬垫界面最小摩擦角δ为10°
时, 静力情形下的安全系数为1.611; 而当0.078h k =时, 安全系数即下降到1.
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填埋体黏聚力sw c 和内摩擦角的影响如图7所示, 当填埋体内摩擦角sw ?不变时, y k 随sw
c 增加而线性增大; 当填埋体黏聚力sw c 不变时, 由于这4条线的间距不同, y k 随sw ?增加而呈
非线性增大.
衬垫界面黏聚力c 和最小摩擦角δ的影响如图8所示, 当衬垫界面最小摩擦角δ不变时,
y k 随c 增加而线性增大; 当衬垫界面黏聚力c 不变时, 由于这4条线的间距相同, y k 同样随δ
增加而线性增大, 可以看出, 衬垫界面最小摩擦角对屈服加速度系数的影响较大.
垃圾坝高度2H 和内坡坡度ψ的影响如图9所示, 可以看出, y k 随2H 的增加而增大, 但
随ψ的增加而减小. 这说明垃圾坝的存在可在一定程度上提高填埋体的安全系数或屈服加速度系数, 垃圾坝高度越高, 越有利于填埋场的整体稳定, 但垃圾坝的工程造价也将相应增加
.
图6 水平地震系数与安全系数关系图
图7 填埋体黏聚力与屈服加速度系数关系图
图8 衬垫界面黏聚力与屈服加速度系数关系图
图9 垃圾坝高度与屈服加速度系数关系图
2 垃圾填埋场沿衬垫界面的永久位移
Newmark 在1965年的朗肯土力学会议上提出了计算土石坝永久位移的思路: 当作用在潜
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在滑动面上的惯性力超过某一数值时, 坝体将产生失稳并开始滑动, 通过计算坝体的屈服加速度、并把坝体平均加速度超过屈服加速度的部分进行二次积分就可求得永久位移. 对于理想的刚性滑动体来说, 滑动体每一时刻的加速度均和地面加速度一致, 因此可以直接用地面加速度时程曲线进行直接积分. 而填埋体较一般岩土体相比, 具有多样性、多孔性、高非均质性及各向异性的特点, 因此垃圾填埋场的动力反应分析与一般土石坝和边坡的动力反应分析有所不同, 特别是高度较大的填埋场在地震荷载作用下同一时刻填埋体的各部分可能朝相反的方向运动, 如何得到合适的地震系数时程曲线成为Newmark 法计算垃圾填埋场沿衬垫界面永久位移的关键.
2.1 地震系数时程曲线
在实际分析中, 常采用Seed 等人[17]提出的水平等效地震加速度HEA 代表作用在潜在滑动面上的平均地震荷载, 其表达式为
()
(),h t HEA t z
τρ=
(13) 其中()HEA t 表示t 时刻作用深度z 以上填埋体柱的水平等效加速度; ()h t τ表示t 时刻深度z 处的剪应力, 可通过一维等效线性动力响应分析得到; ρ为填埋体的密度(kg/m 3). 对应的水平等效地震系数()k t 表达式为
()()
()(),h h t t HEA t k t g
gz z ττργ=
==
(14) 其中γ为填埋体的容重(kN/m 3), 记max k 为最大水平等效地震系数. 在地震过程中, max k 可能大于也可能小于屈服加速度系数k y , 填埋体将发生间歇性的滑动, 使得位移不断累积最终产生永久位移. 根据Newmark 法, 对滑动填埋体的水平等效加速度超出屈服加速度的部分进行二
次积分, 即可得到如下滑动填埋体沿水平方向的永久位移:
()d .y k k g t ?=?∫∫ (15)
2.2 填埋体动力参数
动力响应分析需要确定填埋体的相应动力参数, 根据对杭州天子岭填埋场3个钻孔的天
然密度试验, 如图10所示, 垃圾的天然密度主要在790~1440 kg/m 3之间, 平均天然密度为
1040 kg/m 3, 而美国OII 填埋场的垃圾平均天然密度为1570 kg/m 3[18]. 根据天子岭填埋场的表面波频谱分析法试验结果[19,20], 垃圾的剪切波速沿深度逐渐增加, 与国外测试结果[7,21,22]相比, 天子岭填埋场所测剪切波速较小, 如图11所示. 由于我国垃圾组成成分不同于国外发达国家, 填埋场内对垃圾体的压实程度也有所不同, 因此我国垃圾的天然密度及现场剪切波速与国外文献所列的测试结果有较大差异. 通过现场的天然密度及剪切波速试验, 计算得到填埋场不同深度的垃圾最大动剪模量max d G [19].
通过人工配制与杭州天子岭卫生填埋场垃圾成分相同的试样, 利用中型动三轴试验仪研究其动力特性. 试样的尺寸为直径20 cm, 高度50 cm, 装样完成后, 采用二氧化碳法饱和. 饱
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和后的试样再进行各向等压固结, 固结压力分别为100, 200, 300和400 kPa. 振动时采用不排水状态, 试验振动频率为0.3 Hz. 在同一固结压力下, 采用同一个试样, 改变10~16级动荷载连续进行试验. 每级荷载振动12~15次, 不同的加荷周次实测的应力-应变滞回曲线多少有一些差别, 由此算出的动剪切模量和阻尼比也不完全一样. 因此, 在分析整理试验成果时, 轴向应变、动剪切模量以及阻尼比均以第3次至第10次的平均值给出, 得到较大应变范围内归一化的动剪模量max /d d G G 和阻尼比D 随动剪应变的变化曲线, 如图12和13所示. 在剪应变小于0.03%时, 动剪模量随动剪应变的衰减试验结果与Idriss 等[23] 的反分析结果比较吻合, 当剪应变大于0.03%时, 处在Matasovic 等[18]通过反分析和循环直剪试验推荐的上限值和平均值之间; 而阻尼比在剪应变大于0.03%时, 比Idriss 等[23]以及Matasovic 等[18]的结果要小, 当剪应变小于0.03%时, 三者比较接近
.
图10 垃圾天然密度随深度变化图 图11 垃圾剪切波速随深度变化图
图12 垃圾归一化动剪模量与动剪应变关系图
图13 垃圾阻尼比与动剪应变对比关系图
2.3 一维等效线性动力响应分析
采用地震响应分析软件QUAKE/W 进行计算, 该有限元软件通过数据指针函数来指定材料参数, 包括超载修正函数、剪应力修正、阻尼系数、剪切模量的衰减等, 可进行随着连续迭
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代而不断改变土体特性参数的等效线性分析, 如阻尼系数和剪切模量随着连续迭代的循环应变而改变, 可导入水平向和竖向的地震加速度时程曲线, 边界条件类型包括X 和Y 方向的位
移、应力、流体压力以及阻尼等.
为考察各种因素对垃圾填埋场一维动力响应和永久位移的影响, 本文取填埋场的高度分别为10, 20, 30, 60和80 m, 填埋体的天然密度、剪切波速以及动剪模量和阻尼比随动剪应变的变化采用如图10~13所示的天子岭填埋场现场测试及室内中型动三轴试验的结果. 下卧土层的选取参考我国《建筑抗震设计规范》中场地的分类标准, 共分3种情形: 基岩, 剪切波速取760 m/s, 代表Ⅰ类场地; 厚度分别为10和60 m 的黏土层, 分别代表Ⅱ类和Ⅲ类场地, 当填
埋场高度较低(10, 20, 30 m)时, 黏土层剪切波速取150 m/s, 当填埋场高度较高时(60 m, 80 m), 黏土层剪切波速取200 m/s. 岩石和黏土层的Poisson 比均取0.33, 岩石和黏土层的天然密度分别取2600 kg/m 3和1800 kg/m 3. 黏土层动剪模量及阻尼比随动剪应变的变化参考Vucetic 等人[24], 取黏土的塑性指数PI =20.
有限元网格划分如图14所示, 以填埋场高
度H =10 m 时为例, 分别位于第Ⅰ和第Ⅱ场地, 网格划分采用平面8节点单元, 对左右边界仅
限制Y 方向的位移, 而底部采用固定边界条件. 输入地震波采用图15所示的Taft 波和EI-centro 波, 最大水平加速度MHA 分别为0.1, 0.2, 0.3和0.4 g . 有限元分析得到填埋场深度10 m 处中间节点的剪应力随时间变化值10m ()h t τ=, 由公式(14)即可得到水平地震系数时程曲线()k t , 编制MATLAB 程序, 采用Newmark 法计算得到永久位移, 如图16所示.
三类场地上填埋场沿底部衬垫界面的永久
位移计算结果分别如图17所示. 取屈服加速度系数与最大水平等效地震系数之比k y /k max 分别为0.2, 0.4, 0.6和0.8, 共有480个数据点, 可以看出: 场地类型对永久位移有一定的影响, 对于Ⅰ类和Ⅱ类场地, 两者计算结果相差不大, 而当下卧土层为深厚黏土层(Ⅲ场地)时, 永久位移值与前两类相比有一定差异, 说明场地的放大效应一定程度上影响了填埋场的永久位移; 在k y /k max 一定的情形下, 永久位移值通常随地震波的最大水平加速度MHA 增加而增加, 输入不同地震波形得到的永久位移值也有差异, 如EI-centro 波得到的永久位移值要比Taft 波形小, 特别是Ⅲ类场地. 因此在垃圾填埋场的抗震设计中, 宜选取多种地震波曲线, 使得永久位移计算结果更具普遍性和对比性.
目前国际上对垃圾填埋场沿衬垫界面的容许永久位移尚未形成统一的定论, 通常认为容
图14 有限元网格划分
(a) Ⅰ类场地; (b) Ⅱ类场地
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图15 输入地震加速度波的时程曲线
(a) Taft 波; (b) El-centro 波
图16 永久位移计算示意图
图17 不同场地上垃圾填埋场沿底部衬垫界面的永久位移
(a) Ⅰ类场地; (b) Ⅱ类场地; (c) Ⅲ类场地
许永久位移控制在15~30 cm 比较合适[7]. 本文的计算结果表明: 当k y /k max ≥0.6时, Ⅰ类和Ⅱ类场地情形下永久位移绝大多数都在15 cm 以内; 而对于Ⅲ类场地, 如图17(c)所示, 要使得永
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久位移值控制在15 cm 以内, k y /k max 值宜大于0.7; 如果以30 cm 为控制标准, 则当k y /k max ≥0.6时, 三类场地计算得到的永久位移均可满足要求. 为保守起见, 本文建议我国垃圾填埋场沿衬垫界面的容许永久位移控制在15 cm 内. 另外, 采用拟静力法进行我国垃圾填埋场的抗震设计时, 对于Ⅰ类和Ⅱ类场地, 建议地震系数取0.6 k max , 而对于Ⅲ类场地, 建议地震系数取0.7 k max .
3 工程实例分析
某垃圾填埋场的3种扩建方案如图18~20所示, 扩建库区均结合一期工程封场系统增设水平防渗系统. 下卧土层从上到下依次为: 粉质黏土(平均厚度6 m)、砾石(4 m)、粉质黏土(2 m)、砾石(4 m)和强风化石英砂岩(4 m). 取粉质黏土、砾石和石英砂岩的平均剪切波速分别为200, 300, 400 m/s, 天然密度分别为1800, 2200和2600 kg/m 3, 计算得到该场地的平均等效剪切波速为230 m/s, 属于Ⅱ类场地.
取扩建填埋体和原填埋体之间的土工膜-土工织物界面作为临界滑动面来分析扩建垃圾填埋场的稳定性, 假定滑动面顶端的扩建填埋体中存在竖向贯穿的拉裂缝, 扩建方案(一)为双折线型滑动面, 分成两个楔体分析, 扩建方案(二)和(三)均为三折线型滑动面, 分成3个楔体分析, 楔体面积通过Autocad 的面积计算功能直接确定. 在分析原垃圾填埋场沿底部衬垫界面的稳定性时, 滑动面如图21所示, 同样为三折线型滑动面. 根据Jones 等人[25]的试验结果, 取衬
图18 填埋场扩建方案(一)
图19 填埋场扩建方案(二)
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图20 填埋场扩建方案(三)
图21 原垃圾填埋场一维动力响应分析示意图
垫界面的抗剪强度为: 12.8δ=°, c =2.5 kPa, 填埋体内摩擦角25sw ?=°, 黏聚力c sw =5 kPa, 利用本文提出的三楔体极限平衡法计算得到原填埋场和扩建填埋场的静力安全系数和屈服加速度系数, 结果如表1所示.
表1 原填埋场和扩建填埋场的静力安全系数及屈服加速度系数
扩建方案 W A /kN
W M /kN
W P /kN
β (o) θ (o) γ (o) 安全系数F s
屈服加速度系数k y
(一) 38756 0 1128 13.5 0 33.7 1.19 0.04
(二) 75971 9311 2001 13.5 0 33.7 1.29 0.055 (三) 124160 51804 2235 13.5
33.7
1.54
0.07 原填埋场
26431 128537 1223 19.6 3.93 33.7 2.207
0.135
实际填埋场的形状通常为二维, 本文采用下述方法考虑填埋场的二维尺寸效应[6]: 选取有代表性的填埋体柱, 分别对这些土柱进行一维等效线性动力响应分析, 得到相应的水平等效地震系数, 计算永久位移时采用平均水平等效地震系数
()
(),i i i
W k t k t W ∑=
∑ (16) 其中()i k t 为代表性土柱的水平等效地震系数; i W 为对应的滑动填埋体重量; i 为代表性土柱的数量. 根据滑动填埋体的形状, 本文对3种扩建方案和老填埋场分别选取代表性土柱如图
18~21所示. 一维动力响应分析采用的填埋体动力参数同2.2节, 输入地震波除Taft 和EI-centro
波外, 另选取某人工波, 最大水平加速度MHA 分别为0.1, 0.2, 0.3和0.4g . 3种扩建方案在不
陈云敏等: 垃圾填埋场沿衬垫界面的地震稳定性及永久位移分析
92
同地震波下的最大水平等效地震系数max k 及永久位移?计算结果如表2所示.
表2 原填埋场和扩建填埋场沿衬垫界面的永久位移?
Taft 波
EI 波 某人工波 扩建 方案 动力 分析 0.1g 0.2g 0.3g 0.4g 0.1g 0.2g 0.3g 0.4g 0.1g 0.2g 0.3g 0.4g k max 0.0550.11 0.15 0.190.0950.1740.250.3150.0750.148 0.225 0.3 (一) k y / k max
0.730.36 0.27 0.210.420.230.160.1270.5330.27 0.178 0.133 ?/cm
0.9251.6 155 29511.776.55171.42787.8564.6 141.3 226.5 k max 0.0410.085 0.12 0.1570.05
0.096
0.140.1920.0530.111 0.164 0.215(二) k y / k max
1.340.65 0.46 0.35 1.1 0.570.390.29 1.040.5 0.36 0.256 ?/cm
无 2.97 29.7 79.5无 7.2940.392.3无 12.6 53.3 107.9 k max
0.034
0.066 0.1 0.1240.0220.0470.0690.090.0470.085 0.119 0.145(三) k y k max 2.06
1.06 0.7 0.56 3.18 1.49 1.010.78 1.490.82 0.59 0.48 ?/cm
无 无
1.45 7.44
无 无 无 0.94无 0.4 9.65 33.8原填 k max 0.041
0.082 0.127 0.175
0.0620.1180.1730.2280.0510.092 0.131 0.172埋场 k y /k max
3.3 1.65 1.06 0.77 2.25 1.130.790.590.26 1.47 1.03 0.78
?/cm
无
无
无
1.96
无
无
1.52
7.95
无
无
无
4.11
由表2可知, 若按15 cm 的地震永久位移控制标准, 则扩建方案(一)~(三)的容许输入地震加速度峰值分别为0.1, 0.2, 0.3和0.4g , 原填埋场的容许输入加速度峰值将大于0.4g , 这说明同原填埋场相比, 扩建填埋场在地震荷载作用下更容易发生沿新老填埋体交界面处的滑动. 扩建填埋场的扩建宽度越宽, 其屈服加速度系数k y 越大, 地震稳定性越好, 能承受的输入地震加速度峰值也越大. 另外, 当屈服加速度系数与最大水平等效地震系数之比k y /k max >0.6时, 以上各种工况的永久位移均小于15 cm, 这和2.3节的结论一致.
4 结论
本文提出了新建及扩建填埋场的三楔体极限平衡分析法, 考虑水平地震力, 给出了沿衬垫界面滑动的安全系数和屈服加速度系数的近似解, 该方法能够考虑普通条分法所不能考虑的填埋体抗剪强度对安全系数的影响, 并具有较好的工程适用性; 采用一维等效线性动力响应分析得到滑动填埋体的水平等效地震系数时程曲线, 并采用Newmark 法对不同场地上不同高度的填埋场在地震荷载作用下沿衬垫界面的永久位移进行了分析, 最后结合工程实例分析了某填埋场及其3种扩建方案的地震稳定性和永久位移, 得到以下结论.
(ⅰ) 填埋场衬垫界面和填埋体的抗剪强度以及垃圾坝高度等直接影响填埋体沿衬垫界面的地震稳定性和屈服加速度系数.
(ⅱ) 屈服加速度系数与最大水平等效地震系数之比、场地特性和输入地震波的幅值及频谱特性等因素对填埋场永久位移均有一定影响, 建议我国垃圾填埋场沿衬垫界面的永久位移控制在15 cm 内. 采用拟静力法进行我国垃圾填埋场的抗震设计时, 对于Ⅰ类和Ⅱ类场地, 建议地震系数取0.6k max , 对于Ⅲ类场地, 建议地震系数取0.7k max .
中国科学E辑: 技术科学 2008年第38卷第1期
(ⅲ) 与原填埋场相比, 扩建填埋场在地震荷载作用下更容易发生沿新老填埋体交界面处的滑动. 扩建填埋场的横向扩建宽度越大, 其稳定性越好, 屈服加速度系数也越大, 在满足容许地震永久位移的情形下, 能承受更大的水平地震加速度峰值.
垃圾填埋场的抗震设计应以变形控制为主, 本文对我国垃圾填埋场的抗震设计具有一定的指导意义.
参考文献
1 Koerner R M, Soong T Y. Stability assessment of ten large landfill failures. In: Zornberg J G, Christpher B R, eds.
Advances in Transportation and Geoenvironmental Systems Using Geosynthetics. Denver: ASCE Geotechnical Special Publication, 2000. 1—38
2 Qian X D, Koerner R M, Gray D H. Geotechnical Aspects of Landfill Design and Construction. New Jersey:
Prentice-Hall, 2001. 477—481
3 Mitchell J K, Seed R B, Seed H B. Kettleman Hills waste landfill slope failure I: Liner system properties. J Geo-
tech Eng, 1990, 116 (4): 647—668
4 Krinitzsky E L, Hynes M E, Franklin A G. Earthquake safety evaluation of sanitary landfills. Eng Geol, 1997(4):
143—156
5 Bray J D, Augello A J, Leonards G A, et al. Seismic stability procedures for solid-waste landfills. J Geotech Eng,
1995, 121(2): 139—151
6 Rathje E M, Bray J D. One- and two-dimensional seismic analysis of solid-waste landfills. Can Geotech J , 2001,
38: 850—862
7 Bray J D, Rathje E M. Earthquake-induced displacement of solid-waste landfills. J Geotech Geoenviron Eng,
1998, 124(3): 242—253
8 Gunturi V R, Elgamal A W M. A class of inhomogeneous shear models for seismic analysis of landfills. Soil Dyn
Earthq Eng, 1998, 17(3): 197—209
9 刘君, 孔宪京. 卫生填埋场复合边坡地震稳定性和永久变形分析. 岩土力学, 2004, 25(5): 778—782
10 陈云敏, 王立忠, 胡亚元, 等. 城市固体垃圾填埋场边坡稳定性分析. 土木工程学报, 2000, 33(3): 92—97
11 Kramer S L. Geotechnical Earthquake Engineering. New Jersey: Prentice-Hall, 1996. 430—431
12 Qian X D, Koerner R M. Effect of apparent cohesion on translational failure analyses of landfills. J Geotech
Geoenviron Eng, 2004, 130(1): 71—80
13 Whitman R V, Bailey W A. Use of computers for slope stability analysis. J Soil Mech Found Div, 1966, 93(4): 475
—498
14 Shewbridge S E. Yield acceleration of lined landfills. J Geotech Geoenviron Eng, 1996, 122(2): 156—158
15 Ling H I, Leshchinsky D. Seismic stability and permanent displacement of landfill cover systems. J Geotech
Geoenviron Eng, 1997, 123(2): 113—122
16 Qian X D, Koerner R M, Gray D H. Translational failure analysis of landfills. J Geotech Geoenviron Eng, 2003,
129(6): 506—519
17 Seed H B, Martin G R. The seismic coefficient in earth dam design. J Soil Mech Found Div, 1966, 92(3): 25—58
18 Matasovic N, Kavazanjian E J. Cyclic characterization of OII landfill solid waste. J Geotech Geoenviron Eng,
93
陈云敏等: 垃圾填埋场沿衬垫界面的地震稳定性及永久位移分析
94 1998, 124(3): 197—210
19 陈云敏, 柯瀚, 凌道盛. 城市垃圾填埋体的动力特性及地震响应. 土木工程学报, 2002, 35(3): 66—72
20 冯世进. 城市固体废弃物静动力特性及填埋场的稳定性分析. 博士学位论文. 杭州: 浙江大学, 2005
21 Kavazanjian E J, Matasovic N, Bonaparte R, et al. Evaluation of MSW properties for seismic analysis. In: Yalcin B
A, David E D, eds. Proceedings of Geoenvironment 2000, New York: ASCE Geotechnical Special Publication, 1995. 1126—1141
22 Kavazanjian E J, Matasovic N, Stokoe K H, et al. In Situ Shear Wave Velocity of solid waste from surface wave
measurements. In: Kamon ed. Proc 2nd International Congregation on Environmental Geotechnics. Osaka, Japan: Balkema, 1996. 97—102
23 Idriss I M, Fiegel G, Hudson M B, et al. Earthquake design and performance of solid waste landfills. In: Yegian M
K, Finn W D L, eds. Seismic Response of Operating Industries Landfill. New York: ASCE Geotechnical Special Publication, 1995. 83—118
24 Vucetic M K, Dobry R . Effect of soil plasticity on cyclic response. J Geotech Eng, 1991, 117(1): 89—107
25 Jones D R V, Dixon N. Landfill lining stability and integrity: The role of waste settlement. Geotext Geomembr,
2005, 23: 27—53
发电厂房墙体地震响应的反应谱法与时程分析比较 1问题描述 发电厂房墙体的基本模型如图1所示： 图1 发电厂墙体几何模型 基本要求：依据class 9_10.pdf的最后一页的作业建立ansys模型,考虑两个水平向地震波的共同作用(地震载荷按RG1.60标准谱缩放,谱值如下)，主要计算底部跨中单宽上的剪力与弯矩最大值,及顶部水平位移。要求详细的ansys反应谱法命令流与手算验证过程。以时程法结果进行比较。分析不同阻尼值(0.02,0.05,0.10)的影响。 RG1.60标准谱 (1g=9.81m/s2) (设计地震动值为0.1g) 频率谱值(g) 33 0.1 9 0.261 2.5 0.313 0.25 0.047 与RG1.60标准谱对应的两条人工波见文件rg160x.txt与rg160y.txt 2数值分析框图思路与理论简介 2.1理论简介 该问题主要牵涉到结构动力分析当中的时程分析和谱分析。时程分析是用于确定承受任意随时间变化荷载的结构动力响应的一种方法。谱分析是模态分析的扩展，是用模态分析结果与已知的谱联系起来计算模型的位移和应力的分析技术。 2.2 分析框架： 时程分析：在X和Z两个水平方向地震波作用下，提取底部跨中单宽上的剪力、弯矩值和顶部水平位移，并求出最大响应。 谱分析：先做模态分析，再求谱解，由于X和Z两个方向的单点谱激励，因此需进行两次谱分析，分别记入不同的工况最后组合进行后处理得出结够顶部水平位移、底部单宽上剪力和弯矩的最大响应。 3有限元模型与荷载说明 3.1 有限元模型 考虑结构的几何特性建立有限元模型，首先建立平面几何模型，并将模型进行合理的切割，采用plane42单元，使用映射划分网格的方法生产平面单元（XOY平面）。然后，采用solid45
地震峰值加速度与烈度 对照表 Company number：【0089WT-8898YT-W8CCB-BUUT-202108】
地震峰值加速度与烈度对照表 地Array震 反 应谱：在给定的地震输入下，不同固有周期的地层或结构物将有不同的 振动位移反应，这种反应的时程曲线是由多种频率成分组成的振动曲线，叫谱取对应于不同固有周期的位移时程曲线的最大值作为纵座标，取所对应的固有的周期为横座标，由此绘成曲线，供抗震设计中 选用在设计周期下的相应振动幅值。 所谓地震反应谱，就是单自由度弹性系统对于某个实际地震加速度 的最大反应（可以是加速度、速度和位移）和体系的自振特征（自振 周期或频率和阻尼比）之间的函数关系。 由于地震的作用，建筑物产生位移、速度和加速度。人们把不同 周期下建筑物反应值的大小画成曲线，这些曲线称为反应谱。 一般来说，随周期的延长，位移反应谱为上升的曲线；速度反应 谱比较恒定；而加速度的反应谱则大体为下降的曲线。一般说来，设 计的直接依据是加速度反应谱。加速度反应谱在周期很短时有一个上 升段（高层建筑的基本自振周期一般不在这一区段），当建筑物周期 与场地的特征周期接近时，出现峰值，随后逐渐下降。出现峰值时的 周期与场地的类型有关：I类场地约为0．1～0．2s；Ⅱ类场地约为
0．3～0．4s；Ⅲ类场地约为0．5～0．6s；Ⅳ类场地约为0．7～1．0s； 建筑物受到地震作用的大小并不是固定的，它取决于建筑物的自振周期和场地的特性。一般来说，随建筑物周期延长，地震作用减小。 衡量地震作用强烈程度目前常用地面运动的最大加速度Amax作为标志，它就是建筑物抗震设计时的基础输人最大加速度，其单位为重力加速度g（9．81m/s)或Gal（gal＝10mm/s），大体上，7度相当于最大加速度为l00Gal，8度相当于200Gal，9度相当于 400Gal。 在地震时，结构因振动面产生惯性力，使建筑物产生内力，振动建筑物会产生位移、速度和加速度。地震力大小与建筑物的质量与刚度有关。在同等的烈度和场地条件下，建筑物的重量越大，受到地震力也越大，因此减小结构自重不仅可以节省材料，而且有利于抗震。同样，结构刚度越大、周期越短，地震作用也大，因此，在满足位移限值的前提下，结构应有适宜的刚度。适当延长建筑物的周期，从而降低地震作用，这会取得很大的经济效益。 但是，从世界范围来说，地震预报仍处于探索阶段，尚未完全掌握地震孕育发震的规律，地震预报主要是根据多年积累的观测资料和震例而作出的经验性预报，因此，不可避免地带有很大局限性。目前的地震预报水平和现状，大体可这样概括：人们对地震孕育发生的原理、规律有所认识，但还没有完全认识；能够对某些类型的地震作出一定程度的预报，但还不能预报所有的地震；做出的较大时间尺度中
结构地震反应谱分析实例 在多位朋友的大力帮助下，经过半个多月的努力，鄙人终于对结构地震反应谱分析有了一定的了解，现将其求解步骤整理出来，以便各位参阅，同时，尚有一些问题，欢迎各位讨论！ 为叙述方便，举一简单实例： 在侧水压与顶部集中力作用下的柱子的地震反应谱分析，谱值为加速度反应谱，考虑X与Y向地震效应作用。已知地震影响系数a与周期T的关系： a(T)= 0.4853*(0.4444+2.2222*T) 0 !进行模态求解 ANTYPE,MODAL MODOPT,LANB,30 SOLVE FINISH !进行谱分析 /SOLU ANTYPE,SPECTR SPOPT,SPRS,30,YES SVTYP,2 !加速度反应谱 SED,1,1 !X与Y向 FREQ,0.2500,0.2632,0.2778,0.2941,0.3125,0.3333,0.3571,0.3846,0.4167 FREQ,0.4545,0.5000,0.5556,0.6250,0.7143,0.8333,1.1111,2.0000,10.0000 FREQ,25.0000,1000.0000 SV,0.05,0.0797,0.0861,0.0934,0.1018,0.1114,0.1228,0.1362,0.1522,0.1716 SV,0.05,0.1955,0.2255,0.2642,0.3152,0.3851,0.4853,0.4853,0.4853,0.4853 SV,0.05,0.2588,0.2167 SOLVE FINISH !进行模态求解(模态扩展) /SOLU ANTYPE,MODAL EXPASS,ON MXPAND,30,,,YES,0.005 SOLVE FINISH !进行谱分析(合并模态) /SOLU ANTYPE,SPECTR SRSS,0.15,disp SOLVE FINISH /POST1 SET,LIST !结果1 /INP,,mcom ANSYS地震反应谱SRSS分析 我在ANSYS中作地震分解反应谱分析，一次X方向，一次Y 方向，他们要求是独立互不干扰的，可是采用直进行一次模态分析的话，他生成的*.mcom文件好像是包含了前面的计算 结果，命令流如下： !进入PREP7并建模 /PREP7 B=15 !基本尺寸 A1=1000 !第一个面积 A2=1000 !第二个面积 A3=1000 !第三个面积 ET,1,beam4 !二维杆单元 R,1,0.25,0.0052,0.0052,0.5,0.5 !以参数形式的实参 MP,EX,1,2.0E11 !杨氏模量 mp,PRXY,1,,0.3 mp,dens,1,7.8e3 N,1,-B,0,0 !定义结点 N,2,0,0,0 N,3,-B,0,b N,4,0,0,b N,5,-B,0,2*b N,6,0,0,2*b N,7,-B,0,3*b N,8,0,0,3*b E,1,3 !定义单元 E,2,4 E,3,5 E,4,6 E,3,4 E,5,6 e,5,7 e,6,8 e,7,8 D,1,ALL,0,,2 FINISH ! !进入求解器，定义载荷和求解 /SOLU D,1,ALL,0,,2 !结点UX=UY=0 sfbeam,1,1,PRES,100000, sfbeam,3,1,PRES,100000, sfbeam,7,1,PRES,100000, SOLVE FINISH allsel NMODE=10 /SOL !* ANTYPE,2 !* MSAVE,0 !* MODOPT,LANB,NMODE EQSLV,SPAR MXPAND,NMODE , , ,1 LUMPM,0 PSTRES,0 !* MODOPT,LANB,NMODE ,0,0, ,OFF 反应谱是在给定的地震加速度作用期间内，单质点体系的最大位移反应、速度反应和加速度反应随质点自振周期变化的曲线。用作计算在地震作用下结构的内力和变形。更直观的定义为：一组具有相同阻尼、不同自振周期的单质点体系，在某一地震动时程作用下的最大反应，为该地震动的反应谱。 反应谱理论考虑了结构动力特性与地震动特性之间的动力关系，通过反应谱来计算由结构动力特性(自振周期、振型和阻尼)所产生的共振效应，但其计算公式仍保留了早期静 力理论的形式。地震时结构所受的最大水平基底剪力，即总水平地震作用为: FEK= αG 其中α为地震影响系数，即单质点弹性体系在地震时最大反应加速度。另一方面地震影响系数也可视为作用在质点上的地震作用与结构重力荷载代表值之比。 目前，反应谱分析法比较成熟，一些主要国家的抗震规范均将它作为基本设计方法。不过，它主要适合用于规则结构。对于不规则结构以及高层建筑，各国规范多要求采用时程分析法进行补充计算。 地震作用反应谱分析本质上是一种拟动力分析，它首先使用动力法计算质点地震响应，并使用统计的方法形成反应谱曲线，然后使用静力法进行结构分析。但它并不是结构真实的动力响应分析，只是对于结构动力响应最大值进行估算的近似方法，在线弹性范围内，反应谱分析法被认为是高效而且合理的方法。反应谱分为加速度反应谱、速度反应谱和位移反应谱。基于不同周期结构相应峰值的大小，我们可以绘制结构速度及加速度的反应谱曲线。一般情况下，随着周期的延长，位移反应谱为上升曲线，速度反应谱为平直曲线，加速度反应谱为下降曲线，目前结构设计主要依据加速度反应谱。 加速度反应谱在短周期部分为快速上升曲线，并且在结构周期与场地特征周期接近时出现峰值，后面更大范围为逐渐下降阶段。峰值出现的时间与对应的结构周期和场地特征周期有关。一般来说结构自振周期的延长，地震作用将减小。当结构自振周期接近场地特征周期时，地震作用最大。 反应谱分析方法需要先求解一个方向地震作用响应，再基于三个正交方向的分量考虑结构总响应，即基于振型组合求解一个方向的地震响应，再基于方向组合求解结构总响应。 振型组合方法有SRSS法，CQC法。 1.SRSS法 SRSS法是平方和平方根法，这种方法假定所有最大模态值在统计上都是相互独立的，通过求各参与阵型的平方和平方根来进行组合。该法不考虑各振型间的藕联作用，实际上结构模态都是相互关联的，不可避免的存在藕联效应，对那些相邻周期几乎相等的结构，或者不规则结构不适用此法。《抗规》GB50011-2010规定的SRSS法为如下所示： 二．地震位移谱分析 如图所示为一板梁结构，试计算在Y方向地震位移谱作用下的构件响应情况。板梁结构相关参数见下表所示。 相应谱 板梁结构 (模型图) 进行题目2的分析。第一步是建立实体模型（如图4），并选择梁单元和壳单元模拟梁 和板进行求解。建此模型并无特别的难处，只要定义关键点正确，还有就是在建模过程当中注意对全局坐标系的运用，很容易就能做出模型。 此题的难点在于对梁和板的分析求解。进行求解，首先进行的就是模态分析，约束好六条梁，就可以进行模态的分析求解了。模态分析后，相应的就进行频谱分析，在输入频率和位移后开始运算求解。此后进行模态扩展分析，最后进行模态合并分析。分析完后，再对结果进行查看。通过命令Main Menu>General Postproc>List Results>Nodal Solution查看节点位移结果、节点等效应力结果（图5）及反作用力结果（图6）。通过图片我们看清晰的看到梁和板的受力情况及变形情况，在板与梁的连接处，板所受的应力最大，这些地方较容易受到破坏，故可考虑对其进行加固。而梁主要是中间两层变形较大，所以在设计时应充分考虑材料的选用及直径的大小。 1.指定分析标题 1．选取菜单路径Utility Menu | File | Change Jobname，将弹出Change Jobname (修改文件名)对话框。 2．在Enter new jobname (输入新文件名)文本框中输入文字“CH”，为本分析实例的数据库文件名。单击对话框中的“OK”按钮，完成文件名的修改。 3．选取菜单路径Utility Menu | File | Change Title，将弹出Change Title (修改标题)对话框。 4．在Enter new title (输入新标题)文本框中输入文字“response analysis of a beam-shell structure”，为本分析实例的标题名。单击对话框中的“OK”按钮，完成对标题名的指定。 ANSYS地震分析实例 土木工程中除了常见的静力分析以外，动力分析，特别是结构在地震荷载作用下的受力分析，也是土木工程中经常碰到的题目。结构的地震分析根据现行抗震规范要求，一般分为以下两类：基于结构自振特性的地震反应谱分析和基于特定地震波的地震时程分析。 本算例将以一个4质点的弹簧－质点体系来说明如何使用有限元软件进行地震分析。更复杂结构的分析其基本过程也与之类似。 关键知识点： (a) 模态分析 (b) 谱分析 (c) 地震反应谱输进 (d) 地震时程输进 (e) 时程动力分析 (1) 在ANSYS窗口顶部静态菜单，进进Parameters菜单，选择Scalar Parameters选项，在输进窗口中填进DAMPRATIO=0.02，即所有振型的阻尼比为2% (2) ANSYS主菜单Preprocessor->Element type->Add/Edit/Delete，添加Beam 188单元 (3) 在Element Types窗口中，选择Beam 188单元，选择Options，进进Beam 188的选项窗口，将第7个和第8个选项，Stress/Strain (Sect Points) K7, Stress/Strain (Sect Nods) K8，从None 改为Max and Min Only。即要求Beam 188单元输出积分点和节点上的最大、最小应力和应变 (4) 在Element Types 窗口中，继续添加Mass 21集中质量单元 (5) 下面输进材料参数，进进ANSYS主菜单Preprocessor->Material Props-> Material Models菜单，在Material Model Number 1中添加Structural-> Linear-> Elastic->Isotropic 属性，输进材料的弹性模量EX和泊松比PRXY分别为210E9和0.3。 (6) 继续给Material Model Number 1添加Density属性，输进密度为7800。 (7) 继续给Material Model Number 1添加Damping属性，采用参数化建模，输进阻尼类型为Constant，数值为DAMPRATIO 地震危险性概率分析计算方法简介 1.地震统计单元—地震带对场点的地震危险性贡献 设有N 个地震带对场点地震危险性有贡献，而第n 个地震带在点的某地震动年超越概为P n （Z ≥z ），则场点总的年超越概率为： ∏=≥=≥N 1 n z n -1-1z ）） （（）（Z P Z P 式中，Z 为地震动参数；z 为给定的地震动参数。 地震带是地震活动性分析的基本单元，它应具有统计上的完整性和地震活动的一致性。考虑某一地震带，其地震时间过程符合泊松过程，在T 年内的4级以上地震年平均发生率为v 则有： VT K K VT P -k e ! )(= 其中P k 为该地震带内未来T 年内发生K 次地震的概率。 地震带内大小地震的比例遵从修正的Gutenberg-Richter 震级—频度关系，相应的震级概率密度函数为： ()[]()[]οοβββ M M M M M f u -----=exp 1exp )(m 其中，β为地震带b 值的2.3倍，M u 为地震带的震级上限。 2.地震带内潜在震源区的地震危险性分析 假定在每一个地震带的各个潜在震源区内，地震活动水平和强度的分布是相对均匀的。潜在震源区的地震空间分布系数是与震级有关的，记为f l,mj ,其物理含义为发生一次震级为m j ± 0.5△m 的地震的条件下，次地震落在第l 个潜在震源区的概率。该分布系数可反映地震带内地震空间分布的非均匀性，对指定震级档，此分布系数在整个地震带内是归一的。即对不同震级档有： 1 =∑=S N 1 l j m ,l f 其中，N s 为地震带内能够发生m j ± 0.5△m 级地震的潜源区总数。 根据泊松分布模型和全概率定理，一个地震带所发生的地震在场点所产生的地震动Z ()()??? ? ??????≥?--=≥∑???∑==S m j N l N j l l m l j dxdyd f z Z P S f m P v z Z P 11,E |)(exp 1)(θθ 二.地震位移谱分析 如图所示为一板梁结构，试计算在丫方向地震位移谱作用下的构件响应情况。板梁结构相关参数见下表所示。 板梁结构几何参数和材料参数 相应谱 板梁结构 （模型图） 进行题目2的分析。第一步是建立实体模型（如图4）,并选择梁单元和壳单元模拟梁和板进行求解。建此模型并无特别的难处，只要定义关键点正确，还有就是在建模过程当中注意对全局坐标系的运用，很容易就能做出模型。 此题的难点在于对梁和板的分析求解。进行求解，首先进行的就是模态分析，约束好六条梁，就可以进行模态的分析求解了。模态分析后，相应的就进行频谱分析，在输入频率和位移后开始运算求解。此后进行模态扩展分析，最后进行模态 合并分析。分析完后，再对结果进行查看。通过命令Ma in Me nu>Ge neral Postproc>List Results>Nodal Solution查看节点位移结果、节点等效应力结果（图 5）及反作用力结果（图6）。通过图片我们看清晰的看到梁和板的受力情况及变形情况，在板与梁的连接处，板所受的应力最大，这些地方较容易受到破坏，故可考虑对其进行加固。而梁主要是中间两层变形较大，所以在设计时应充分考虑材料的选用及直径的大小。 1. 指定分析标题 1. 选取菜单路径Utility Menu | File | Cha nge Job name,将弹出Cha nge Job name 修改文件名）对话框。 2. 在En ter new job name输入新文件名）文本框中输入文字“ CH”，为本分析实例的数据库文件名。单击对话框中的“ 0K按钮，完成文件名的修改。 3. 选取菜单路径Utility Menu | File | Change Title，将弹出Change Title （修改标题）对话框。 4 .在Enter new title （输入新标题）文本框中输入文字“ response analysis of a beam-shell structure，为本分析实例的标题名。单击对话框中的“ 0K按钮，完成对标题名的指定。 2. 定义单元类型 1 .选取菜单路径Main Menu | Preprocessor | Element Type | Add/Edit/Delete 将弹出Element Types单元类型定义）对话框。单击对话框中的“ ADD??”按钮，将弹出Library of Element Types （单元类型库）对话框。 2. 在左边的滚动框中单击“ Structural SheII”，选择结构壳单元类型。在右边的滚动框中单击“ Elastic 4node 63”，使其高亮度显示，选择 4 节点弹性壳单元。在对话框中单击“ APPLY按钮，完成对这种单元的定义。 3. 接着继续在Library of Element Types （单元类型库）对话框的左边滚动框中单击“Structural Beam”，在右边的滚动框中单击“ 3D elastic 4，使其高亮度显示， 选择3维弹性梁单元。单击对话框中的“ OK按钮，完成单元定义并关闭Library of Element Types仲元类型库）对话框。单击Element Types单元类型定义）对话框中的“ CLOSE“按钮，关闭对话框中，完成单元类型的定义。 3. 定义单元实常数 1 .选取菜单途径Main Menu | Preprocessor | Real Constan，将弹出Real Constants （实常数定义）对话框。单击对话框中的“ADD??”按钮，将弹出Element Type for Real Constants （选择定义实常数的单元类型）对话框。 2. 在选择单元类型列表框中，单击“ Type 1 SHELL63 ”使其高亮度显示，选择第一类单元SHELL63。然后单击该对话框中的“ OK按钮，将弹出Real Constant Set Number1,for SHELL63 （为SHELL63单元定义实常数）对话框。 3. 在对话框中的Shell thickness at node I TK（I）（壳的厚度）文本框中输入2E-3,定义板壳的厚度为2E-3 m。 4. 其余参数保持缺省。单击按钮，关闭Real Constants Set Number 1，for SHELL63（单元SHELL63的实常数定义）对话框。完成对单元SHELL63实常数的定义。 5. 重复步骤2 的过程，在弹出的Element Type for Real Constants 选（择定义实常 数的单元类型）对话框的列表框中单击“ Type 2 BEAM4” ，使其高亮度显示。然 后单击按钮，将弹出Real Constant Set Number 2,for BEAM4为BEAM4 单元定义实常数）对话框。 6. 在对话框中的文本框中分别输入下列数据：AREA为，IZZ和IYY分别为16E-12，9E-12, TKZ 和TKY 分别为3E-3, 4E-3。 7. 单击“ OK” 按钮，关闭Real Constant Set Number 2,for BEAM4 伪BEAM4 单 元定义实常数）对话框。单击“ CLOS”E 按钮，关闭对话框。 4. 指定材料特性 1．选取菜单路径Main Menu | Preprocessor | Material Props | Material Model，s 将弹出Define Material Model Behavior （材料模型定义）对话框。 2. 依次双击Structural, Lin ear , Elastic和Isotropic,将弹出1号材料的弹性模量EX 三设计地震动反应谱确定的规范方法 设计地震动是通过对地震环境和场地环境的分析判断和分类方法确定。工程勘察单位至少提供： 设计基本地震加速度和设计特征周期 场地环境：覆盖层厚度、剪切波速、土层钻孔资料 1.设计基本地震加速度和设计特征周期 根据场地在中国地震动参数区划图上的位置判断确定。 土层剪切波速的测量应符合下列要求: 1 在场地初步勘察阶段对大面积的同一地质单元测量土层剪切波速的钻孔数量不宜少于3。 2 在场地详细勘察阶段对单幢建筑测量土层剪切波速的钻孔数量不宜少于2 个数据变化较大时可适量增加对小区中处于同一地质单元的密集高层建筑群测量土层剪切波速的钻孔数量可适量减少但每幢高层建筑下不得少于一个。 3 对丁类建筑及层数不超过10 层且高度不超过30m 的丙类建筑当无实测剪切波速时可根据岩土名称和性状按表 4.1.3 划分土的类型再利用当地经验在下表的剪切波速范围内估计各土层的剪切波速. 建筑场地覆盖层厚度的确定应符合下列要求: 1 一般情况下应按地面至剪切波速大于500m/s 的土层顶面的距离确定（且其下卧层沿途的剪切波速均不小于500m/s）。 2 当地面5m 以下存在剪切波速大于（其上部各土层）相邻上层土剪切波速2.5 倍的土层且其下卧岩土的剪切波速均不小于400m/s 时可按地面至该土层顶面的距离确定 3 剪切波速大于500m/s 的孤石、透镜体应视同周围土层 4.土层中的火山岩硬夹层应视为刚体其厚度应从覆盖土层中扣除 例题：某类建筑场地位于7度烈度区，设计地震分组为第一组，设计基本地震加速度为0.1g，建筑结构自振周期T=1.4s，阻尼比为0.08，该场地在建筑多遇地震条件下地震影响系数a为多少。 同一个场地上甲乙两座建筑物的结构自震周期分别为T甲=0.25sT乙=0.60s，一建筑场地类别为Ⅱ类，设计地震分组为第一组，若两座建筑的阻尼比都取0.05，问在抗震验算时甲、乙两座建筑的地震影响系数之比最接近下列那个选项。 A 1.6 B 1.2 C 0.6 D 条件不足无法计算 例题：吉林省松原市某民用建筑场地地质资料如下： （1）0-5m粉土，=150 =180m/s (2) 5-12m中砂土=200 =240m/s （3）12-24m粗砂土=230 =310m/s (4) 24-45m硬塑粘土=260 =300m/s （5）45-60m泥岩=500 =520m/s 建筑物采用浅基础，埋深2m，地下水位2.0m，阻尼比为0.05，自震周期为1.8s该建筑进行抗震设计时 （1）进行第一阶段设计时，地震影响系数应取多少 （2）进行第二阶段设计时，地震影响系数应取多少 例题：吉林省松原市某民用建筑场地地质资料如下： （1）0-5m粉土，=150 =180m/s (2) 5-12m中砂土=200 =240m/s 地震时程曲线与反应谱的绘制 ①地震反应谱的意义 地震反应谱表示的是在一定的地震动下结构的最大反应，是结构进行抗震分析与设计的重要工具。 由于同一结构在遭遇不同的地震作用时的反应并不相同，单独一个地震记录的反应谱不能用于结构设计。但是地震记录的反应谱又有一定的相似性，我们可以将具有普遍特性记录的反应谱进行平均和平滑处理，以用于抗震设计。现在，地震反应谱不但是工程抗震学中最重要的概念之一，还是整个地震工程学中最重要的概念之一。 ②地震反应谱的计算方法 反应谱的计算方法涉及到时域分析方法和频域分析方法。 时域分析方法中的Duhamel 积分，是现在公认精度最高的方法。 绝对加速度反应谱公式如下：（推导略） 但由于实际结构系统的阻尼比ξ通常都小于0.1，所以有阻尼系统和无阻尼系统的自振 周期ω近似相等即由ωζω21-=d （精确度≥99.5%）简化成ωω=d ，实际计算中通常按无阻尼系统的自振周期确定。 从而上式可以简化为 ()()()max 00max sin )(?-==--t t a d t e x t a S ττωτωτζω ③用matlab 画地震时程曲线与绝对加速度反应谱： 所需准备软件： excel ，notepad2，matlab 以NINGHE 地震波为例 Code ： %NINGHE 地震波时程曲线 % 加载前用excel 和notepad 对数据进行规整 load NINGHE.txt; % 数据放在安装文件的work目录下 NUMERIC=transpose(NINGHE); % matlab read the data by column, ni=reshape(NUMERIC,numel(NUMERIC),1);% make the date one column t_ni=0:0.002:(length(ni)-1)*0.002; % determine the time plot(t_ni,ni); ylabel('Acceleration'); xlabel('time'); title('NINGHE') %NINGHE绝对加速度反应谱 load NINGHE.txt; NUMERIC=transpose(NINGHE); ni=reshape(NUMERIC,numel(NUMERIC),1);%make the date one column d=0;%d is damping ratio for k=1:600; t(k)=0.01*k;%规范的加速度反应谱只关心前6秒的值 w=6.283185/t(k); t_ni=0:0.02:(length(ni)-1)*0.02; Hw=exp(-1*d*w*t_ni).*sin(w*t_ni); y1=conv(ni,Hw).*(0.02*w);y1=max(abs(y1));%卷积积分 c(k)=y1*10; end;plot(t,c,'black') v1.0 可编辑可修改 工程场地地震安全性评价工作 报告编写要求 目录 I 报告编写的一般要求 1．总则 2．报告文字要求 3．报告图件要求 4．报告表格要求 5．符号及单位的使用 6．公式使用 7．术语使用 8．参考文献、资料、图件等的引用 Ⅱ报告编写内容与格式的要求 A．封面 B．扉页 C．目录 D．前言 1．技术思路 2．地震活动性 地震资料 区域地震活动时空特征分析 现代构造应力场 历史地震影响 近场小震活动 3．地震地质背景 区域地质构造背景 区域地震区、带 v1.0 可编辑可修改近场和场区活动构造 4．地震烈度及地震动衰减关系 地震烈度衰减关系 地震动衰减关系 5．确定性方法对场址地震危险性的评价 地震构造法 历史地震法 确定性方法对场址地震危险性的评价结果 6．概率分析方法对场址地震危险性的评价 地震危险性概率分析方法概述 潜在震源区划分 地震活动性参数的确定 地震危险性的概率计算 概率分析方法对场址地震危险性的评价结果 7．场地地震动参数的确定或地震动小区划 场地条件 场地地震反应分析模型及其参数确定 输入地震动参数的确定 场地地震反应计算与场地地震相关反应谱 场地地震动参数的确定或地震动小区划 8．地震地质灾害评价或地震地质灾害小区划 与场地地震地质灾害有关的工程地震条件勘察 场地地震地质灾害评价 地震地质灾害小区划 9．结论和建议 地震环境评价 场地工程地质条件评价 场地地震安全性评价 地震地质灾害评价 地震小区划 使用建议 I 报告编写的一般要求 1．总则 为配合《工程场地地震安全性评价工作规范(DB001－94）》的实施，使工程场地地震安全性评价工作报告编写规范化，并且更加符合评审及工程使用的需要，特制定本要求。 本要求适用于对工作规范《工程场地地震安全性评价工作规范(DB001－94）》中规定的4个等级工程所进行的地震安全性评价工作(不包括区域性地震区划)的最终报告的编写。 在编写最终报告时，其内容和格式必须符合本要求，不应增加或减少陈述的内容，但对于本要求没有包括而实际工作大纲要求进行的有关工作，可以增加相应的陈述内容。 本要求的章节条款顺序，是对最终报告的建议模式。实际报告章节安评。应在本要求的基础上，根据工程场地地震安全性评价实际工作大纲的要求和编写者的论证思路来编排。 2 报告文字要求 报告文字安排 2.1.1 叙述应条理清晰，行文流畅，章节安排符合地震安全性评价的论证思路。 2.1.2 论述理论与方法时，如本次工作采用的理论或方法系引用其他研究者的已有成果，则论述应从简但必须给出相关的引用参考文献；如采用的理论或方法系本次工作提出的新成果，则应在正文中(或以附件形式)详细给出理论阐述或对方法的原理及工作步骤的论述，可能的情况下应与现行方法进行比较并给出比较的结论。 2.1.3 对本次工作所采用的数据或资料进行论述时，如系引用现有的数据或资料，本次工作未有任何新的改动和补充，则应直接给出引用内容及其出处；如数据或资料系本次工作新的研究结果，则应加以详述；如数据或资料系对现有数据进行了部分改动而得到的，则也应对改动情况和改动原因加以详述。 2.1.4 报告各部分内容应前后衔接，上下文相互引用时(尤其是图件、表格等)须保证查有出处。 2.1.5 报告中所用专有名称、地名、人名等，必须保证上下文的一致性。 文字印刷质量以清晰为标准，报告全文排版风格应一致。 第24卷第6期辽宁工学院学报V ol.24 N o.6 2004年12月JOURNAL OF LIAONING INST IT UTE OF TECHNOLOGY D ec.2004概率性地震危险性分析中两种模型研究 张晓东,刘 舰,叶 冶 (辽宁工学院土木建筑系,辽宁锦州 121001) 摘 要:概率性地震危险性分析是地震危险性分析中普遍采用的分析方法,这种方法以地面运动参数的年超越概率与平均复发周期关系的形式给出。它综合了所有地震潜源和它们的平均地震活动率对场点的影响。在输入对场点的影响时往往需要建立一定的数学模型。而不同的数学模型又有不同的适用范围。本文通过对概率性地震危险性分析方法中两种数学模型的对比研究,为在地震发生的时空不均匀性和不同地震资料精度的地震危险性分析时确定模型适用范围提出参考意见。 关键词:地震危险性;贝努利随机独立试验;模型 中图分类号:T U12 文献标识码:A 文章编号:1005-1090(2004)06-0051-02 Study of Two Models on Probability Analysis of Earthquake Hazards ZHANG Xiao-dong,LIU Jian,YE Ye (Dept of Civil E ngin eering,Liaoning Insititute of T ech nology,Jinz hou121001,China) Key words:seismic risk;random independent test;model Abstract:U sing probability to analy ze seismic risk w as the most widely used method in earthquake occurrence.This m ethod w as given in the form of relations based on annually transcendented prolabil-ity with averaged recurrence period.T he form sy nthesed all earthquake potentialities of the source to-gether w ith their av erag ed active rate and effects on seism ic spots.Inputing effects on spots needs set-ting up m athematic models.However,different mathematical models are adaptable to different ranges.Contrast studies were made of two kinds of models set up with probability analyzing seismic risks.Some referrences w ere proposed in view of inconsistence in time and space as earthquake oc-curred,with seismic risk and adaptable rang e of model analy zed. 在新编的“中国地震区划图(1990)”中,由于采用了若干改进措施,使得国际上通用的地震危险性概率分析方法,能够较好的反映我国大陆地震活动的时空不均匀性。 1 地震发生过程数学模型类型 1.1 地震活动的n重贝努利独立试验模型 假设: E为一次贝努利随机试验,它包含两个基本事件A(成功)及A-(失败),令其发生的概率分别为p=p(A),q=p(A-),其中0≤p≤1,0≤q≤1,且p+q=1; 将E独立地重复n次,令A i表示第i次试验出现的事件(i=1,2,…,n),则A1,A2,…,A n相互独立,称这一试验为n重贝努利独立试验。n次试验中,恰好有k次成功的概率为 p n(k)= n k p n q n-k,k=0,1,2,…,n(1) 从物理意义上讲,一般在某一地震活动区域内,可将地震活动的某一时间段等间隔地划分为若干小 收稿日期:2004-05-26 基金项目:辽宁工学院青年教师基金 作者简介:张晓东(1971-),男,辽宁大石桥人,讲师,硕士。 地震反应谱及其应用 在地震中，由于建筑物会产生位移、速度和加速度。人们把不同周期下建筑物反应值的大小画成曲线，这些曲线就称为反应谱。在《工程抗震术语标准》（JGJ/T 97-95）中对反应谱的相关描述如下：反应谱，是指在给定的地震震动作用期间，单质点体系的最大位移反应、最大速度反应或最大加速度反应随质点自振周期变化的曲线。设计反应谱，是指结构抗震设计所采用的反应谱。楼面反应谱，是指对于给定的地震震动，由结构中特定高程的楼面反应过程求得的反应谱。反应谱特征周期，是指与设计反应谱曲线下降段起点对应的周期。 在一般条件下，随周期的延长，位移反应谱为上升的曲线；速度反应谱比较恒定；而加速度的反应谱则大体为下降的曲线。一般说来，设计的直接依据是加速度反应谱。加速度反应谱在周期很短时有一个上升段，对于高层建筑其基本自振周期则一般不在这一区段，当建筑物自震周期与场地的特征周期接近时，出现峰值，随后逐渐下降。出现峰值时的周期与场地的类型有关，按照有关规定：I类场地约为0．1～0．2s；Ⅱ类场地约为0．3～0．4s；Ⅲ类场地约为0．5～0．6s；Ⅳ类场地约为0．7～1．0s。 衡量地震作用强烈程度目前常用地面运动的最大加速度Ama x作为标志，它就是建筑物抗震设计时的基础输人最大加速度，其单位为重力加速度g （9.81m/s)。 反应谱理论考虑了结构动力特性与地震动特性之间的动力关系，通过反应谱来计算由结构动力特性（自振周期、振型和阻尼）所产生的共振效应。地震时结构所受的最大水平基底剪力，即总水平地震作用为： F = kβ(T)G 式中，k为地震系数，β(T)则是加速度反应谱Sa(T)与地震动最大加速度a 的比值，它表示地震时结构振动加速度的放大倍数。 β(T)=Sa(T)/a 局限性： 1. 反应谱理论尽管考虑了结构的动力特性，然而在结构设计中，它仍然把地震惯性力作为静力来对待。 2. 表征地震动的三要素是振幅、频谱和持时。在制作反应谱过程中虽然考虑了其中的前两个要素，但始终未能反映地震动持续时间对结构破坏程度的重要影响。 参考文献： 工程结构荷载与可靠度设计原理李国强等编著中国建筑工业出版社 工程场地地震安全性评价工作 报告编写要求 目录 I 报告编写的一般要求 1．总则 2．报告文字要求 3．报告图件要求 4．报告表格要求 5．符号及单位的使用 6．公式使用 7．术语使用 8．参考文献、资料、图件等的引用 Ⅱ报告编写内容与格式的要求 A．封面 B．扉页 C．目录 D．前言 1．技术思路 2．地震活动性 2.1 地震资料 2.2 区域地震活动时空特征分析 2.3 现代构造应力场 2.4 历史地震影响 2.5 近场小震活动 3．地震地质背景 3.1 区域地质构造背景 3.2 区域地震区、带 3.3 近场和场区活动构造 4．地震烈度及地震动衰减关系 4.1 地震烈度衰减关系 4.2 地震动衰减关系 5．确定性方法对场址地震危险性的评价 5.1 地震构造法 5.2 历史地震法 5.3 确定性方法对场址地震危险性的评价结果 6．概率分析方法对场址地震危险性的评价 6.1 地震危险性概率分析方法概述 6.2 潜在震源区划分 6.3 地震活动性参数的确定 6.4 地震危险性的概率计算 6.5 概率分析方法对场址地震危险性的评价结果 7．场地地震动参数的确定或地震动小区划 7.1 场地条件 7.2 场地地震反应分析模型及其参数确定 7.3 输入地震动参数的确定 7.4 场地地震反应计算与场地地震相关反应谱 7.5 场地地震动参数的确定或地震动小区划 8．地震地质灾害评价或地震地质灾害小区划 8.1 与场地地震地质灾害有关的工程地震条件勘察 8.2 场地地震地质灾害评价 8.3 地震地质灾害小区划 9．结论和建议 9.1 地震环境评价 9.2 场地工程地质条件评价 9.3 场地地震安全性评价 9.4 地震地质灾害评价 9.5 地震小区划 9.6 使用建议 I 报告编写的一般要求 1．总则 1.1 为配合《工程场地地震安全性评价工作规范(DB001－94）》的实施，使工程场地地震安全性评价工作报告编写规范化，并且更加符合评审及工程使用的需要，特制定本要求。 1.2 本要求适用于对工作规范《工程场地地震安全性评价工作规范(DB001－94）》中规定的4个等级工程所进行的地震安全性评价工作(不包括区域性地震区划)的最终报告的编写。 1.3 在编写最终报告时，其内容和格式必须符合本要求，不应增加或减少陈述的内容，但对于本要求没有包括而实际工作大纲要求进行的有关工作，可以增加相应的陈述内容。 1.4 本要求的章节条款顺序，是对最终报告的建议模式。实际报告章节安评。应在本要求的基础上，根据工程场地地震安全性评价实际工作大纲的要求和编写者的论证思路来编排。 2 报告文字要求 2.1 报告文字安排 2.1.1 叙述应条理清晰，行文流畅，章节安排符合地震安全性评价的论证思路。 2.1.2 论述理论与方法时，如本次工作采用的理论或方法系引用其他研究者的已有成果，则论述应从简但必须给出相关的引用参考文献；如采用的理论或方法系本次工作提出的新成果，则应在正文中(或以附件形式)详细给出理论阐述或对方法的原理及工作步骤的论述，可能的情况下应与现行方法进行比较并给出比较的结论。 2.1.3 对本次工作所采用的数据或资料进行论述时，如系引用现有的数据或资料，本次工作未有任何新的改动和补充，则应直接给出引用内容及其出处；如数据或资料系本次工作新的研究结果，则应加以详述；如数据或资料系对现有数据进行了部分改动而得到的，则也应对改动情况和改动原因加以详述。 2.1.4 报告各部分内容应前后衔接，上下文相互引用时(尤其是图件、表格等)须保证查有出处。 2.1.5 报告中所用专有名称、地名、人名等，必须保证上下文的一致性。 2.2 文字印刷质量以清晰为标准，报告全文排版风格应一致。 2.3 报告中不应出现错字。 3 报告图件要求 3.1 报告中图件只对文字的表述起补充和提示作用，不可替代文字说明；凡文字说明不可取代图件表示的地方，必须给出相关图件。 3.2 图件必须插放在报告文字引用处的下方或紧接一页，但幅面大于报告文本页面数倍的大型图件，可以附件的形式进行引用(不编排图件引用编号)，并可将图件按附件形式置于报告尾部或独立于报告本体。ANSYS地震反应谱SRSS分析共24页
反应谱与时程理论对比
Ansys谱分析实例地震位移谱分析
ANSYS地震分析实例
地震危险性概率分析计算方法简介
Ansys谱分析实例地震位移谱分析
三 设计地震动反应谱确定的规范方法
地震反应谱的绘制
地震安全性评价报告编写要求
概率性地震危险性分析中两种模型研究
地震反应谱
地震安全性评价报告编写要求
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