GB 50011-2010标准规范下载简介

GB 50011-2010(2016年版) 建筑抗震设计规范(完整正版、清晰无水印)

分档，即以β0.40分档。

表7水平向减震系数与隔震后结构水平地震作用所对应烈度的分档

本次修订对2001规范的规定，还有下列变化： 1计算水平减震系数的隔震支座参数，橡胶支座的水平剪 切应变由50%改为100%，大致接近设防地震的变形状态，支座 的等效刚度比2001规范减少，计算的隔震的效果更明显。 2多层隔震结构的水平地震作用沿高度矩形分布改为按重 力荷载代表值分布。还补充了高层隔震建筑确定水平向减震系数 的方法。 3对8度设防考虑竖向地震的要求有所加严，由“宜”改 为“应”。 12.2.7隔震后上部结构的抗震措施可以适当降低，一般的橡胶 支座以水平向减震系数0.40为界划分，并明确降低的要求不得 超过一度，对于不同的设防烈度如表8所示：

向减震系数与隔震后上部结构抗震措施月

需注意甘肃省市政工程预算定额2018 第八册 路灯工程，本规范的抗震措施，一般没有8度（0.30g）和7 度（0.15g）的具体规定。因此，当β>0.40时抗震措施不降低， 对于7度（0.15g）设防时，即使β<0.40，隔震后的抗震措施 基本上不降低。 砌体结构隔震后的抗震措施，在附录L中有较为具体的规 定。对混凝土结构的具体要求，可直接按降低后的烈度确定，本 次修订不再给出具体要求。 考愿到隔震层对竖向地震作用没有隔振效果，隔震层以上结 构的抗震构造措施应保留与竖向抗力有关的要求。本次修订，与 抵抗竖向地震有关的措施用条注的方式予以明确。 12.2.8本次修订，删去2001规范关于墙体下隔震支座的间距 不宜大于2m的规定，使大直径的隔震支座布置更为合理。 为了保证隔震层能够整体协调工作，隔震层顶部应设置 平面内刚度足够大的梁板体系。当采用装配整体式钢筋混凝 土楼盖时，为使纵横梁体系能传递竖向荷载并协调横向剪力 在每个隔震支座的分配，支座上方的纵横梁体系应为现浇。 为增大隔震层顶部梁板的平面内刚度，需加大梁的截面尺寸 和配筋。 隔震支座附近的梁、柱受力状态复杂，地震时还会受到冲 切，应加密箍筋，必要时配置网状钢筋， 上部结构的底部剪力通过隔震支座传给基础结构。因此，上 部结构与隔震支座的连接件、隔震支座与基础的连接件应具有传 递上部结构最大底部剪力的能力。 12.2.9对隔震层以下的结构部分，主要设计要求是：保证隔震 设计能在罕遇地震下发挥隔震效果。因此，需进行与设防地震、 罕遇地震有关的验算，并适当提高抗液化措施。 本次修订，增加了隔震层位于下部或大底盘顶部时对隔震层 以下结构的规定，进一步明确了按隔震后而不是隔震前的受力和

需注意，本规范的抗震措施，一般没有8度（0.30g）和7 度（0.15g）的具体规定。因此，当β>0.40时抗震措施不降低： 对于7度（0.15g）设防时，即使β<0.40，隔震后的抗震措施 基本上不降低。 砌体结构隔震后的抗震措施，在附录L中有较为具体的规 定。对混凝土结构的具体要求，可直接按降低后的烈度确定，本 次修订不再给出具体要求。 考虑到隔震层对竖向地震作用没有隔振效果，隔震层以上结 沟的抗震构造措施应保留与竖向抗力有关的要求。本次修订，与 抵抗竖向地震有关的措施用条注的方式予以明确，

12.2.9对隔震层以下的结构部分，主要设计要求是：保证隔急

12.2.9对隔震层以下的结构部分，主要设计要求是：保证隔意

本次修订，增加了隔震层位于下部或大底盘顶部时对隔震月 以下结构的规定，进一步明确了按隔震后而不是隔震前的受力利 变形状态进行抗震承载力和变形验算的要求

12.3房屋消能减震设计要点

12.3.2消能部件的布置需经分析确定。设置在结构的两个主车

方向，可使两方向均有附加阻尼和刚度；设置于结构变形较大的 部位，可更好发挥消耗地震能量的作用， 本次修订，将2001规范规定框架结构的层间弹塑性位移角 不应大于1/80改为符合预期的变形控制要求，宜比不设置消能 器的结构适当减小，设计上较为合理，仍体现消能减震提高结构 抗震能力的优势。

12.3.3消能减震设计计算的基本内容是：预估结构的位移，并

与未采用消能减震结构的位移相比，求出所需的附加阻尼，选择 消能部件的数量、布置和所能提供的阻尼大小，设计相应的消能 部件，然后对消能减震体系进行整体分析，确认其是否满足位移

时，需要通过强行解耦，然后计算消能减震结构的自振周期、振 型和阻尼比。此时，消能部件附加给结构的阻尼，参照ATC 33，用消能部件本身在地震下变形所吸收的能量与设置消能器后 结构总地震变形能的比值来表征， 消能减震结构的总刚度取为结构刚度和消能部件刚度之和 消能减震结构的阻尼比按下列公式近似估算：

S; = Ssi 十 Sej T; ΦTC.Φ cj 4元M

式中: Si、Ssj、Scj 分别为消能减震结构的振型阻尼比、原 结构的i振型阻尼比和消能器附加的i振 型阻尼比； T;、Φ;、M; 一 消能减震结构第自振周期、振型和广义 质量； C一一消能器产生的结构附加阻尼矩阵。 国内外的一些研究表明，当消能部件较均匀分布且阻尼比不 天于0.20时，强行解耦与精确解的误差，大多数可控制在5% 以内。 12.3.5本次修订，增加了对黏弹性材料总厚度以及极限位移 极限速度的规定

12.3.6本次修订，根据实际工程经验，细化了2001版

由10%降低为15%。 12.3.7本次修订，进一步明确消能器与主结构连接部件应在弹 性范围内工作。 12.3.8本条是新增的。当消能减震的地震影响系数不到非消能 减震的50%时，可降低一度

由10%降低为15%。 12.3.7本次修订，进一步明确消能器与主结构连接部件应在弹 性范围内工作。 12.3.8本条是新增的。当消能减震的地震影响系数不到非消能 减震的50%时，可降低一度

附录 L隔震设计简化计算和

1对于剪切型结构，可根据基本周期和规范的地震影响系 数曲线估计其隔震和不隔震的水平地震作用。此时，分别考虑结 构基本周期不天于特征周期和大于特征周期两种情况，在每一种 情况中又以5倍特征周期为界加以区分。 1）不隔震结构的基本周期不大于特征周期T。的情况： 设隔震结构的地震影响系数为α，不隔震结构的地震影响系 数为α，则对隔震结构，整个体系的基本周期为Ti，当不大于 5T。时地震影响系数

α = n2(Tg/T)'αmax

由于不隔震结构的基本周期小于或等于特征周期，其地震影 响系数

式中：αmax 阻尼比0.05的不隔震结构的水平地震影响系数最 大值； 12、y 分别为与阻尼比有关的最大值调整系数和曲线下 降段衰减指数，见本规范第5.1节条文说明。 按照减震系数的定义，若水平向减震系数为β，则隔震后结 构的总水平地震作用为不隔震结构总水平地震作用的β倍，即

αβα β≥n(Tg/T1)

根据2001规范试设计的结果，简化法的减震系数小于时程法： 采用1.2的系数可接近时程法，故规定：

β= 1. 2nz(Tg/Ti)

当隔震后结构基本周期Ti>5Tg时，地震影响系数为倾斜

下降段且要求不小于0.2αmax，确定水平向减震系数需专门研究， 往往不易实现。例如要使水平向减震系数为0.25，需有：

对Ⅱ类场地Tg0.35s，阻尼比0.05，相应的T1为4.7s 但此时α=0.175αmx，不满足α≥0.2αmax的要求。 2）结构基本周期大于特征周期的情况： 不隔震结构的基本周期T。大于特征周期T。时，地震影 系数为

=(T,/T,)0.9αmax

为使隔震结构的水平向减震系数达到β，同样考虑1.2的调 整系数，需有

β= 1. 2n2(Tg/T)"(To/Tg)0. 9

当隔震后结构基本周期Ti>5T。时，也需专门研究。 注意，若在T。≤Tg时，取T。一Tg；则式（12）可转化为 式（10），意味着也适用于结构基本周期不大于特征周期的情况。 多层砌体结构的自振周期较短，对多层砌体结构及与其基本 司期相当的结构，本规范按不隔震时基本周期不大于0.4s考虑。 于是，在上述公式中引入“不隔震结构的计算周期T。”表示不 隔震的基本周期，并规定多层砌体取0.4s和特征周期二者的较

图27隔震层扭转计算简图

u; =V(u.+ut sina;)"+(uricosa)"

u?+2uutsinai+u.

ui=nuc n; =1+(ut /uc)sina

另一方面，在水平地震下讠支座的附加位移可根据楼层的扭转角 与支座至隔震层刚度中心的距离得到

kh kjr i kh n:=1+ r;esina

如果将隔震层平移刚度和扭转刚度用隔震层平面的几何尺寸表 述，并设隔震层平面为矩形且隔震支座均匀布置，可得

kh oc ab Zkjr? oc ab(a² +b2)/12 n: = 1+12es;/(a² +62)

对于同时考虑双向水平地震作用的扭转影响的情况，由于隔 震层在两个水平方向的刚度和阻尼特性相同，若两方向隔震层顶 部的水平力近似认为相等，均取为F，可有地震扭矩

司时作用的地震扭矩取下列二者的

Mtx =Fekey， My =Fekex

Mt=/Mx+（0.85Mty）2和Mt=/M+（0.85Mtx）2

其中，偏心距e为下列二式的较大

Mtx = Feke

e =Ve十(0.85e)2和e =e+(0.85ex)2

考虑到施工的误差，地震剪力的偏心距e宜计入偶然偏心距的影 向，与本规范第5.2节的规定相同，隔震层也采用限制扭转影响 系数最小值的方法处理。由于隔震结构设计有助于减轻结构扭转 反应，建议偶然偏心距可根据隔震层的情况取值，不一定取垂直

于地震作用方向边长的5%。 3对于砌体结构，其竖向抗震验算可简化为墙体抗震承载 力验算时在墙体的平均正应力。。计入竖向地震应力的不利影响。 4考虑到隔震层对竖向地震作用没有隔震效果，上部砌体 结构的构造应保留与竖向抗力有关的要求。对砌体结构的局部尺 寸、圈梁配筋和构造柱、芯柱的最大间距作了原则规定。

13.1.1非结构的抗震设计所涉及的设计领域较多，本章主要涉 及与主体结构设计有关的内容，即非结构构件与主体结构的连接 件及其锚固的设计。 非结构构件（如墙板、幕墙、广告牌、机电设备等）自身的 抗震，系以其不受损坏为前提的，本章不直接涉及这方面的 内容。 本章所列的建筑附属设备，不包括工业建筑中的生产设备和 相关设施。

及与主体结构设计有关的内容，即非结构构件与主体结构的连接 件及其锚固的设计。 非结构构件（如墙板、幕墙、广告牌、机电设备等）自身的 抗震，系以其不受损坏为前提的，本章不直接涉及这方面的 内容。 本章所列的建筑附属设备，不包括工业建筑中的生产设备和 相关设施。 13.1.2非结构构件的抗震设防目标列于本规范第3.7节。与主 体结构三水准设防目标相协调，容许建筑非结构构件的损坏程度 略大于主体结构，但不得危及生命。 建筑非结构构件和建筑附属机电设备支架的抗震设防分类 各国的抗震规范、标准有不同的规定，本规范大致分为高、中、 低三个层次： 高要求时，外观可能损坏而不影响使用功能和防火能力，安 全玻璃可能裂缝，可经受相连结构构件出现1.4倍以上设计挠度 的变形，即功能系数取>1.4； 中等要求时，使用功能基本正常或可很快恢复，耐火时间减 少1/4，强化玻璃破碎，其他玻璃无下落，可经受相莲结构构件 出现设计挠度的变形，功能系数取1.0； 一般要求，多数构件基本处于原位，但系统可能损坏，需修 理才能恢复功能，耐火时间明显降低，容许玻璃破碎下落，只能 经受相连结构构件出现0.6倍设计挠度的变形，功能系数 取0.6。

13.2.1本条明确了结构专业所需考虑的非结构构件的影响，包 活如何在结构设计中计入相关的重力、刚度、承载力和必要的相 互作用。结构构件设计时仅计人支承非结构部位的集中作用并验 算连接件的锚固。

13.2.2非结构构件的地震作用，除了自身质量产生的惯性力

13.2.2非结构构件的地震作用，除了自身质量产生的惯性

等效侧力法在第一代楼面谱（以建筑的楼面运动作为地震输 人，将非结构构件作为单自由度系统，将其最大反应的均值作为 面谱，不考虑非结构构件对楼层的反作用）基础上做了简化 各国抗震规范的非结构构件的等效侧力法，一般由设计加速度

功能（或重要）系数、构件类别系数、位置系数、动力放大系数 和构件重力六个因素所决定。 设计加速度一般取相当于设防烈度的地面运动加速度；与本 规范各章协调，这里仍取多遇地震对应的加速度。 部分非结构构件的功能系数和类别系数参见本规范附录M 第M.2节。 位置系数，一般沿高度为线性分布，顶点的取值，UBC97 为4.0，欧洲规范为2.0，日本取3.3。根据强震观测记录的分 析，对多层和一般的高层建筑，顶部的加速度约为底层的二倍； 当结构有明显的扭转效应或高宽比较大时，房屋顶部和底部的加 速度比例天于2.0。因此，凡采用时程分析法补充计算的建筑结 构，此比值应依据时程分析法相应调整。 状态系数，取决于非结构体系的自振周期，UBC97在不同 场地条件下，以周期1s时的动力放天系数为基础再乘以2.5和 1.0两档，欧洲规范要求计算非结构体系的自振周期T，取值 为3/L1十（1一T/T)2」，日本取1.0、1.5和2.0三档。本规范 不要求计算体系的周期，简化为两种极端情况，1.0适用于非结 构的体系自振周期不大于0.06s等体系刚度较大的情况，其余按 T.接近于T1的情况取值。当计算非结构体系的自振周期时，则 可按2/L1+（1Ta/Ti）2」采用。 由此得到的地震作用系数（取位置、状态和构件类别三个系 数的乘积）的取值范围，与主体结构体系相比，UBC97按场地不 司为（0.7～4.0)倍L若以硬土条件下结构周期1.0s为1.0，则为 （0.5～5.6)倍」，欧洲规范为0.75～6.0倍L若以硬土条件下结构 周期1.0s为1.0，则为（1.2～10）倍。我国一般为（0.6～4.8） 倍L若以Tg=0.4s、结构周期1.0s为1.0，则为（1.3～11)倍]。 13.2.4非结构构件支座间相对位移的取值，凡需验算层间位移 者，除有关标准的规定外，一般按本规范规定的位移限值采用。 对建筑非结构构件，其变形能力相差较大。砌体材料构成的 非结构构件，由于变形能力较差而限制在要求高的场所使用，国

外的规范也只有构造要求而不要求进行抗震计算；金属幕墙和高 级装修材料具有较大的变形能力，国外通常由生产厂家按主体结 构设计的变形要求提供相应的材料，而不是由材料决定结构的变 形要求；对玻璃幕墙，《建筑幕墙》标准中已规定其平面内变形 分为五个等级，最大1/100，最小1/400。 对设备支架，支座间相对位移的取值与使用要求有直接联 系。例如，要求在设防烈度地震下保持使用功能（如管道不破碎 等），取设防烈度下的变形，即功能系数可取2～3，相应的变形 限值取多遇地震的（3～4）倍；要求在罕遇地震下不造成次生灾 害，则取罕遇地震下的变形限值。 13.2.5本条规定非结构构件地震作用效应组合和承载力验算的 油 航

13.2.5本条规定非结构构件地震作用效应组合和承载力验算的

13.3建筑非结构构件的基本抗震措施

89规范各章中有关建筑非结构构件的构造要求如下： 1砌体房屋中，后砌隔墙、楼梯间砖砌栏板的规定； 2多层钢筋混凝土房屋中，围护墙和隔墙材料、砖填充墙 布置和连接的规定： 3单层钢筋混凝土柱厂房中，天窗端壁板、围护墙、高低 跨封墙和纵横跨悬墙的材料和布置的规定，砌体隔墙和围护墙、 墙梁、大型墙板等与排架柱、抗风柱的莲接构造要求； 4单层砖柱厂房中，隔墙的选型和连接构造规定； 5单层钢结构厂房中，围护墙选型和连接要求 2001规范将上述规定加以合并整理，形成建筑非结构构件 材料、选型、布置和锚固的基本抗震要求。还补充了吊车走道 板、天沟板、端屋架与山墙间的填充小屋面板，天窗端壁板和天 窗侧板下的填充砌体等非结构件与支承结构可靠连接的规定。 玻璃幕墙已有专门的规程，预制墙板、顶棚及女儿墙、雨篷 等附属构件的规定，也由专门的非结构抗震设计规程加以规定。 本次修订的主要内容如下：

13.3.5进一步明确厂房围护墙的设置应注意下列问题：

1唐山地震震害经验表明：嵌砌墙的墙体破坏较外贴墙轻 得多，但对厂房的整体抗震性能极为不利，在多跨厂房和外纵墙 不对称布置的厂房中，由于各柱列的纵向侧移刚度差别悬殊，导 致厂房纵向破坏，倒塌的震例不少，即使两侧均为嵌砌墙的单跨 厂房，也会由于纵向侧移刚度的增加而加天厂房的纵尚地震作用 效应，特别是柱顶地震作用的集中对柱顶节点的抗震很不利，容 易造成柱顶节点破坏，危及屋盖的安全，同时由于门窗洞口处刚 度的削弱和突变，还会导致门窗洞口处柱子的破坏，因此，单跨 厂房也不宜在两侧采用嵌砌墙。 2砖砌体的高低跨封墙和纵横向广房交接处的悬墙，由于 质量大、位置高，在水平地震作用特别是高振型影响下，外甩力 大，容易发生外倾、倒塌，造成高砸低的震害，不仅砸坏低屋 盖，还可能破坏低跨设备或伤人，危害严重，唐山地震中，这种 震害的发生率很高，因此，宜采用轻质墙板，当必须采用砖砌体 时，应加强与主体结构的锚拉。 3高低跨封墙直接砌在低跨屋面板上时，由于高振型和上 下变形不协调的影响，容易发生倒塌破坏，并砸坏低跨屋盖，邢 台地震7度区就有这种震例。 4砌体女儿墙的震害较普遍，故规定需设置时，应控制其 高度，并采取防地震时倾倒的构造措施 5不同墙体材料的质量、刚度不同，对主体结构的地震影 响不同，对抗震不利，故不宜采用。必要时，宜采用相应的 措施。

13.3.6本条文字表达略有修改。轻型板材是指彩色涂层压型钢

板、硬质金属面夹芯板，以及铝合金板等轻型板材。

降低厂房屋盖和围护结构的重量，对抗震士分有利。震害调

查表明，轻型墙板的抗震效果很好。大型墙板围护厂房的抗震 能明显优手砌体围护墙厂房。天型墙板与厂房柱刚性莲接，对 房的抗震不利，并对厂房的纵向温度变形、厂房柱不均匀沉降 及各种振动也都不利。因此，大型墙板与厂房柱间应优先采用 性连接。 嵌砌砌体墙对厂房的纵向抗震不利，故一般不应采用。 13.4建筑附属机电设备支架的基本抗震措施 本规范仅规定对附属机电设备支架的基本要求。并参照美 UBC规范的规定，给出了可不作抗震设防要求的一些小型设 和小直径的管道。 建筑附属机电设备的种类繁多，参照美国UBC97规范， 求自重超过1.8kN（400磅）或自振周期大于0.1s时，要进 震计算。计算自振周期时，一般采用单质点模型。对于支承 件复杂的机电设备，其计算模型应符合相关设备标准的要求。

本规范仅规定对附属机电设备支架的基本要求。并参照美国 规范的规定，给出了可不作抗震设防要求的一些小型设备 直径的管道。 建筑附属机电设备的种类繁多，参照美国UBC97规范，要 重超过1.8kN（400磅）或自振周期大于0.1s时，要进行 十算。计算自振周期时，一般采用单质点模型。对于支承条 杂的机电设备，其计算模型应符合相关设备标准的要求

M.1结构构件抗震性能设计方法

M.1.1本条依据震害，尽可能将结构构件在地震中的破坏程 度，用构件的承载力和变形的状态做适当的定量描述，以作为性 能设计的参考指标。 关于中等破坏时构件变形的参考值，大致取规范弹性限值和 弹塑性限值的平均值：构件接近极限承载力时，其变形比中等破 坏小些：轻微损坏，构件处于开裂状态，大致取中等破坏的 半。不严重破坏，大致取规范不倒塌的弹塑性变形限值的90%。 不同性能要求的位移及其延性要求，参见图28。从中可见 对于非隔震、减震结构，性能1，在罕遇地震时层间位移可按线 性弹性计算，约为厂△ue，震后基本不存在残余变形；性能2， 震时位移小于2L△ue，震后残余变形小于0.5L△ue」；性能3， 考虑阻尼有所增加，震时位移约为（4～5）L△ue」，按退化刚度估 计震后残余变形约△ue」；性能4，考虑等效阻尼加大和刚度退 化，震时位移约为（7～8)[△u，震后残余变形约2[△ue}。

从抗震能力的等能量原理，当承载力提高一倍时，延性要求 减少一半，故构造所对应的抗震等级大致可按降低一度的规定采

用。延性的细部构造，对混凝土构件主要指箍筋、边缘构件和轴 压比等构造，不包括影响正截面承载力的纵向受力钢筋的构造要 求；对钢结构构件主要指长细比、板件宽厚比、加劲肋等构造。

M.1.2本条列出了实现不同性能要求的构件承载力验算表达

M.1.3本条给出竖向构件弹塑性变形验算的注意事项

对于不同的破环状态，弹塑性分析的地震作用和变形计算的 方法也不同，需分别处理。 地震作用下构件弹塑性变形计算时，必须依据其实际的承载 力一一取材料强度标准值、实际截面尺寸（含钢筋截面）、轴向 力等计算，考虑地震强度的不确定性，构件材料动静强度的差异 等等因素的影响，从工程的角度，构件弹塑性参数可仍按杆件模 型适当简化，参照IBC的规定，建议混凝土构件的初始刚度取 短期或长期刚度，至少按0.85E.I简化计算。 结构的竖向构件在不同破坏状态下层间位移角的参考控制目 标，若依据试验结果并扣除整体转动影响，墙体的控制值要远小 于框架柱。从工程应用的角度，参照常规设计时各楼层最大层间 位移角的限值，若于结构类型按本条正文规定得到的变形最大的 楼层中竖向构件最大位移角限值，如表9所示

表9结构竖向构件对应于不同破坏状态的最大层间位移角参考控制目标

M.3建筑构件和建筑附属设备抗震计算的楼面谱方法

非结构抗震设计的楼面谱，即从具体的结构及非结构所在的

楼层在地震下的运动（如实际加速度记录或模拟加速度时程）得 到具体的加速度谱，体现非结构动力特性对所处环境（场地条 件、结构特性、非结构位置等）地震反应的再次放大效果。对不 司的结构或同一结构的不同楼层，其楼面谱均不相同，在与结构 本系主要振动周期相近的若十周期段，均有明显的放大效果。下 面给出北京长富宫的楼面谱，可以看到上述特点。 北京长富宫为地上25层的钢结构，前六个自振周期为 3.45s、1.15s、0.66s、0.48s、0.46s、0.35s。采用随机振动法 计算的顶层楼面反应谱如图29所示，说明非结构的支承条件不 同时，与主体结构的某个振型发生共振的机会是较多的

图29长富宫顶层的楼面反应谱

14.1.1本章是新增加的，主要规定地下建筑不同于地面建筑的 抗震设计要求。 地下建筑种类较多，有的抗震能力强，有的使用要求高，有 的服务于人流、车流，有的服务于物资储藏，抗震设防应有不同 的要求。本章的适用范围为单建式地下建筑，且不包括地下铁道 和城市公路隧道，因为地下铁道和城市公路隧道等属于交通运输 类工程。 高层建筑的地下室（包括设置防震缝与主楼对应范围分开的 地下室）属于附建式地下建筑，其性能要求通常与地面建筑 致，可按本规范有关章节所提出的要求设计。 随着城市建设的快速发展，单建式地下建筑的规模正在增 大，类型正在增多，其抗震能力和抗震设防要求也有差异，需要 在工程设计中进一步研究，逐步解决。 14.1.2建设场地的地形、地质条件对地下建筑结构的抗震性能 均有直接或间接的影响。选择在密实、均匀、稳定的地基上建 造，有利于结构在经受地震作用时保持稳定。 14.1.3、14.1.4对称、规则并具有良好的整体性，及结构的侧 向刚度宜自下而上逐渐减小等是抗震结构建筑布置的常见要求 地下建筑与地面建筑的区别是，地下建筑结构无应力求体型简 单，纵向、横向外形平顺，部面形状、构件组成和尺寸不沿纵向 经常变化，使其抗震能力提高。 关于钢筋混凝土结构的地下建筑的抗震等级，其要求略高于 高层建筑的地下室，这是由于： ①高层建筑地下室，在楼房倒塌后一般即弃之不用，单建

式地下建筑则在附近房屋倒塌后仍常有继续服役的必要，其使用 功能的重要性常高于高层建筑地下室； ②地下结构一般不宜带缝工作，尤其是在地下水位较高的 场合，其整体性要求高于地面建筑： ③地下空间通常是不可再生的资源，损坏后一般不能推倒 重来，需原地修复，而难度较大。 本条的具体规定主要针对乙类、内类设防的地下建筑，其他 设防类别，除有具体规定外，可按本规范相关规定提高或降低。 14.1.5岩石地下建筑的口部结构往往是抗震能力薄弱的部位

14.1.5岩石地下建筑的口部结构往往是抗震能力薄弱的部位

14.1.5岩石地下建筑的口部结构往往是抗震能力薄弱

洞口的地形、地质条件则对口部结构的抗震稳定性有直接的影 响，故应特别注意洞口位置和口部结构类型的选择的合理性，

14.2.1本条根据当前的工程经验，确定抗震设计中可不进行

算分析的地下建筑的范围。 设防烈度为7度时1、Ⅱ类场地中的内类建筑可不计算，主 要是参考唐山地震中天津市人防工程震害调查的资料。 设防烈度为8度（0.20g）1、Ⅱ类场地中层数不多于2层、 本型简单、跨度不大、构件连结整体性好的丙类建筑，其结构刚 度相对较大，抗震能力相对较强，具有设计经验时也可不进行地 震作用计算

1地下建筑结构抗震计算模型的最大特点是，除了结构自 身受力、传力途径的模拟外，还需要正确模拟周围土层的影响。 长条形地下结构按横截面的平面应变问题进行抗震计算的方 法，一般适用于离端部或接头的距离达1.5倍结构跨度以上的地 下建筑结构。端部和接头部位等的结构受力变形情况较复杂，进 行抗震计算时原则上应按空间结构模型进行分析。 结构形式、土层和荷载分布的规则性对结构的地震反应都有 影响，差异较大时地下结构的地震反应也将有明显的空间效应。

此时，即使是外形相仿的长条形结构，也宜按空间结构模型进行 抗震计算和分析。 2对地下建筑结构，反应位移法、等效水平地震加速度法 或等效侧力法，作为简便方法，仅适用于平面应变问题的地震反 应分析；其余情况，需要采用具有普遍适用性的时程分析法。 3反应位移法。采用反应位移法计算时，将土层动力反应 立移的最大值作为强制位移施加于结构上，然后按静力原理计算 内力。土层动力反应位移的最大值可通过输入地震波的动力有限 元计算确定。 以长条形地下结构为例，其横截面的等效侧向荷载为由两侧 土层变形形成的侧向力力（之）、结构自重产生的惯性力及结构与周 围土层间的剪切力t三者的总和（图30）。地下结构本身的惯性 力，可取结构的质量乘以最大加速度，并施加在结构重心上

b（）和可按下列公式计算：

图30反应位移法的等效荷载

S.T 元H () = [u()()

的地层的剪切刚度，其值约为初始值的70%～80%；H为顶板 以上土层的厚度，S为基底上的速度反应谱，可由地面加速度 又应谱得到；Ts为顶板以上土层的固有周期；力（之）为土层变形 形成的侧向力，u（之）为距地表深度之处的地震土层变形；b为 地下结构底面距地表面的深度；kh为地震时单位面积的水平向 土层弹簧系数，可采用不包含地下结构的土层有限元网格，在地 下结构处施加单位水平力然后求出对应的水平变形得到。 4等效水平地震加速度法。此法将地下结构的地震反应简 化为沿垂直向线性分布的等效水平地震加速度的作用效应，计算 采用的数值方法常为有限元法；等效侧力法将地下结构的地震反 应简化为作用在节点上的等效水平地震惯性力的作用效应，从而 可采用结构力学方法计算结构的动内力。两种方法都较简单，尤 其是等效侧力法。但二者需分别得出等效水平地震加速度荷载系 数和等效侧力系数等的取值，普遍适用性较差。 5时程分析法。根据软土地区的研究成果，平面应变问题 时程分析法网格划分时，侧向边界宜取至离相邻结构边墙至少3 音结构宽度处，底部边界取至基岩表面，或经时程分析试算结果 趋于稳定的深度处，上部边界取至地表。计算的边界条件，侧向 边界可采用自由场边界，底部边界离结构底面较远时可取为可输 入地震加速度时程的固定边界，地表为自由变形边界。 采用空间结构模型计算时，在横截面上的计算范围和边界条 牛可与平面应变问题的计算相同，纵向边界可取为离结构端部距 离为2倍结构横断面面积当量宽度处的横剖面，边界条件均宜为 自由场边界。

14.2.3本条规定地下结构抗震计算的主要设计参数：

1地下结构的地震作用方向与地面建筑的区别。首先是对 于长条形地下结构，作用方向与其纵轴方向斜交的水平地震作 用，可分解为横断面上和沿纵轴方向作用的水平地震作用，二者 强度均将降低，一般不可能单独起控制作用。因而对其按平面应 变问题分析时，一般可仅考虑沿结构横向的水平地震作用；对地

下空间综合体等体型复杂的地下建筑结构，宜同时计算结构横向 和纵向的水平地震作用。其次是对竖向地震作用的要求，体型复 杂的地下空间结构或地基地质条件复杂的长条形地下结构，都易 产生不均匀沉降并导致结构裂损，因而即使设防烈度为7度，必 要时也需考虑竖向地震作用效应的综合作用。 2地面以下地震作用的大小。地面下设计基本地震加速度 直随深度逐渐减小是公认的，但取值各国有不同的规定；一般在 基岩面取地表的1/2，基岩至地表按深度线性内插。我国《水工 建筑物抗震设计规范》DL5073第9.1.2条规定地表为基岩面 时，基岩面下50m及其以下部位的设计地震加速度代表值可取 为地表规定值的1/2，不足50m处可按深度由线性插值确定。对 于进行地震安全性评价的场地，则可根据具体情况按一维或多维 的模型进行分析后确定其减小的规律。 3地下结构的重力荷载代表值。地下建筑结构静力设计时： 水、土压力是主要荷载，故在确定地下建筑结构的重力荷载的代 表值时，应包含水、土压力的标准值。 4土层的计算参数。软土的动力特性采用Davidenkov模型 表述时，动剪变模量G、阻尼比入与动剪应变之间满足关 系式：

DB35／T 1036-2019 10kV及以下电力用户业扩工程技术规范 (d/0)2B Gmax +(Ya/%)2B A G.

式中，Gmax为最天动剪变模量，%为参考应变，入mx为最大阻尼 比，A、B、β为拟合参数。 以上参数可由土的动力特性试验确定，缺乏资料时也可按下 列经验公式估算。

Gmax =pcs Λmax = α2—α3(,) =hi

式中，p为质量密度，cs为剪切波速，。为有效上覆压力，为 第i层土的有效重度，h；为第i层土的厚度，α2、α3为经验常 数，可由当地试验数据拟合分析确定。 14.2.4地下建筑不同于地面建筑的抗震验算内容如下： 1一般应进行多遇地震下承载力和变形的验算。 2考虑地下建筑修复的难度较大，将罕遇地震作用下混凝 土结构弹塑性层间位移角的限值取为L」1/250。由于多遇 地震作用下按结构弹性状态计算得到的结果可能不满足罕遇地震 作用下的弹塑性变形要求，建议进行设防地震下构件承载力和结 构变形验算，使其在设防地震下可安全使用，在罕遇地震下能满 足抗震变形验算的要求。 3在有可能液化的地基中建造地下建筑结构时，应注意 检验其抗浮稳定性，并在必要时采取措施加固地基，以防地震 时结构周围的场地液化。鉴于经采取措施加固后地基的动力特 性将有变化，本条要求根据实测标准贯入锤击数与临界锤击数 的比值确定液化折减系数，并进而计算地下连续墙和抗拨桩等 的摩阻力。

14.3.1地下钢筋混凝土框架结构构件的尺寸常大于同类地面结 构的构件，但因使用功能不同的框架结构要求不一致，因而本条 仅提构件最小尺寸应至少符合同类地面建筑结构构件的规定，而 未对其规定具体尺寸。 地下钢筋混凝土结构按抗震等级提出的构造要求，第3款为 根据“强柱弱梁”的设计概念适当加强框架柱的措施。 此次局部修订进行文字调整，以明确最小总配筋率取值 规定。

受力和方便施工的需要。为加快施工进度，减少基坑暴露时间 地下建筑结构的底板、顶板和楼板常采用无梁肋结构，由此使底

板、顶板和楼板等的受力体系不再是板梁体系，故在必要时宜通 过在柱上板带中设置暗梁对其加强。 为加强楼盖结构的整体性，第2款提出加强周边墙体与楼板 的连接构造的措施。 水平地震作用下，地下建筑侧墙、顶板和楼板开孔都将影响 结构体系的抗震承载能力，故有必要适当限制开孔面积，并辅以 必要的措施加强孔口周围的构件。 此次局部修订进行文字调整，明确暗梁的设置范围Q／GDW 11809-2018 输变电工程三维设计模型交互规范，

对周围土体和地基中存在的液化土层，注浆加固和换土等技 术措施可有效地消除或减轻液化危害。 对液化土层未采取措施时，应考虑其上浮的可能性，验算方 法及要求见本章第14.2节，必要时应采取抗浮措施。 地基中包含薄的液化土夹层时，以加强地下结构而不是加固 也基为好。当基坑开挖中采用深度大于20m的地下连续墙作为 围护结构时，坑内土体将因受到地下连续墙的持包围而形成较 好的场地条件，地震时一般不可能液化。这两种情况，周围土体 都存在液化土，在承载力及抗浮稳定性验算中，仍应计入周围土 层液化引起的土压力增加和摩阻力降低等因素的影响。 14.3.4当地下建筑不可避免地必须通过滑坡和地质条件剧烈变 化的地段时，本条给出了减轻地下建筑结构地震作用效应的构造 措施。 14.3.5汶川地震中公路隧道的震害调查表明，当断层破碎带的 复合式支护采用素混凝土内衬时，地震下内衬结构严重裂损并大 量塌，而采用钢筋混凝土内衬结构的隧道口部地段，复合式支 泸的内衬结构仅出现裂缝。因此，要求在断层破碎带中采用钢筋 混凝土内衬结构