層間位移的案例
鋼結構網格結構支座節點設計詳解
層間位移角不滿足規范要求，說明結構的上述要求無法得到滿足。但層間位移角過分小，則說明結構的經濟技術指標較差，宜適當減少墻、柱等豎向構件的截面面積。
層間位移角不滿足規范要求時的調整方法：
1、程序調整：SATWE程序不能實現。
2、結構調整：只能通過調整增強豎向構件，加強墻、柱等豎向構件的剛度。
1）由于高層結構在水平力的作用下將不可避免地發生扭轉，所以符合剛性樓板假定的高層結構的最大層間位移往往出現在結構的邊角部位，因此應注意加強結構外圍對應位置抗側力構件的剛度，減小結構的側移變形。同時在設計中，應在構造措施上對樓板的剛度予以保證。
2）利用程序的節點搜索功能在SATWE的“分析結果圖形和文本顯示”中的“各層配筋構件編號簡圖”中快速找到層間位移角超過規范限值的節點，加強該節點對應的墻、柱等構件的剛度。節點號在“SATWE位移輸出文件”中查找。
五、位移比（層間位移比）：主要為限制結構平面布置的不規則性，以避免產生過大的偏心而導致結構產生較大的扭轉效應。見抗規3.4.2，高規 4.3.5及相應的條文說明。位移比（包括層間位移比，下同）不滿足規范要求，說明結構的剛心偏離質心的距離較大，扭轉效應過大，結構抗側力構件布置不合理。
位移比不滿足規范要求時的調整方法：
1、程序調整：SATWE程序不能實現。
2、結構調整：只能通過調整改變結構平面布置，減小結構剛心與質心的偏心距；調整方法如下：
1）由于位移比是在剛性樓板假定下計算的，結構最大水平位移與層間位移往往出現在結構的邊角部位；因此應注意調整結構外圍對應位置抗側力構件的剛度，減小結構剛心與質心的偏心距。同時在設計中，應在構造措施上對樓板的剛度予以保證。
展開 20180528吉林松原5.7級地震破壞力分析
圖1 達里巴臺站位置
(a) UD
(b) EW
(c) NS
圖2 達里巴臺站地面運動記錄
圖3 達里巴臺站記錄反應譜
三、地震動對典型單體結構破壞能力分析
(1) 對典型多層框架結構破壞作用
將達里巴臺站記錄輸入平面布置如圖4(a)所示的6度、7度和8度設防的典型鋼筋混凝土框架結構，得到其層間位移角包絡如圖4(b)所示。結果表明，基本無結構損傷。
(a)RC框架結構平面布置示意圖（單位mm）
(b) RC框架結構層間位移角包絡圖
圖4典型多層鋼筋混凝土框架結構
(2) 對典型超高層結構破壞作用
將達里巴臺站記錄輸入圖5(a)所示某典型超高層結構1，得到其層間位移角包絡如圖5(b)所示，基本無結構損傷。
(a) 某典型超高層結構1
(b) 典型超高層結構1層間位移角包絡圖
圖5典型超高層結構1
將達里巴臺站記錄輸入圖6(a)所示某典型超高層結構2，得到其層間位移角包絡如圖6(b)所示，基本無結構損傷。
(a) 某典型超高層結構2
(b) 典型超高層結構2層間位移角包絡圖
圖6典型超高層結構2
(3) 對典型多層設防砌體結構破壞作用
將達里巴臺站記錄輸入圖7 (a)所示典型多層設防砌體結構，得到其門洞墻和窗洞墻層間位移角包絡如圖7 (b)所示。基本無結構損傷。
(a) 砌體結構平面布置圖和模型示意圖
(b) 砌體結構層間位移角包絡圖
圖7典型多層設防砌體結構
四、地震動對典型城市區域破壞能力分析
根據本課題組之前數據積累，將達里巴臺站的地面運動分別輸入松原地區典型城市、鄉鎮和典型農村，得到考慮建筑承載力參數不確定性后的破壞狀態如圖8-圖10所示。圖中每類結構有三列，分別為結構抗力取中位值和加減一倍標準差的預測結果。
展開 2018-08-13云南玉溪5.0級地震破壞力分析
(a) 結構布置示意圖
(b) 層間位移角包絡圖
圖6 典型超高層結構1
模型2
將53TGD臺站記錄輸入圖7 (a)所示某典型超高層結構2，得到其層間位移角包絡如圖7 (b)所示。
【03】黏滯阻尼器不同安裝方式的適用性及位移放大系數推導（第1篇）
阻尼器兩端的相對位移小于結構的層間位移。
優點：構造簡單、易于裝配。
缺點：所占空間大，不利于人員通行和門窗布置，節點負擔較重。
人字形安裝（墻式安裝）：阻尼器兩端的相對位移等于結構的層間位移。
優點：可充分利用其消能能力，墻式安裝構件簡單，人字形方便跨 中門洞。
缺點：人字形支撐設計時要充分考慮側向穩定。
剪刀型安裝：阻尼器兩端的相對位移大于結構的層間位移。
優點：能較好解決建筑布置與阻尼器布置之間的矛盾，獲得大空間 和 視野；
缺點：附加給結構的側向剛度有限、必須將放大的支撐力傳至框架 梁，容 易使 框架梁發生樓面外的變形，影響 位移 放大 功能 的發 揮，安 裝 機構造型 和工藝復雜。
肘節型安裝（墻式安裝）：阻尼器兩端的相對位移大于結構的層間位移。
優點：上部耗能支撐可置于門、窗洞口的上方，能提供一定的下部 使用空 間，上部耗能支撐比 下部耗能支撐形式更有效。
缺點：有受彎桿件的反肘節上部耗能支撐受力復雜，安裝機構造 和工藝 復雜。
03不同安裝方式的黏滯阻尼器位移放大系數推導？
斜向形、人字形、剪刀型黏滯阻尼位移放大系數推導如下所示：
肘節型位移放大系數參：黏滯阻尼器不同安裝方式的適用性及位移放大系數推導（第2篇）
參考文獻
陳永祁，馬良喆等. 建筑結構液體黏滯阻尼器的設計與應用. 中國鐵道出版社
劉莎等. 關于粘滯阻尼器在結構的布置位置及安裝方式. 四川建筑材料
Ani Natali Sigaher, et. Scissor-Jack-Damper Energy Dissipation System.
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扔磚頭、跳盒子，這也是做科學試驗哦！ | 新論文：地震次生墜物情境中的人員疏散模擬
圖9 疏散場景示意圖
研究建立了三種疏散情境，分別為：
1）無墜物情形下的人員疏散；
2）有墜物情形下的人員疏散，填充墻發生破壞時層間位移角限值取1/100；
3）有墜物情形下的人員疏散，填充墻發生破壞時層間位移角限值取1/200。
算例區域的墜物分布如圖10所示，在兩種有墜物情形下，A處寬度為7m的通道都完全被堵塞，說明該通道的安全風險極大。需要說明的是，該區域的墜物落地處距離建筑小于2.3m，但是由于落地后碎片的碰撞和彈跳，最終導致整個7m寬的道路都被碎片覆蓋。
(a) 層間位移角限值1/100
(b) 層間位移角限值1/200
圖10 墜物分布示意圖
圖11是疏散過程的動圖，可以發現建筑1附近人員易出現擁堵。
圖11 教學區人員疏散過程
由于建筑1和建筑3周圍墜物堵塞情況較嚴重，這兩棟建筑內的人員疏散距離也發生顯著變化，疏散結果對比如圖12所示。建筑1處的人員平均疏散距離由無墜物情形時的343m增加到有墜物情形時的494m，增加幅度達到44%。
展開 建筑黑科技來襲 之Abaqus材料本構庫開發、驗證及工程實踐
下面從層間位移角和層位移時程曲線這兩個方面，用試驗數據與數值計算結果進行對比，從而驗證所開發的本構子程序。
數值與試驗對比-層間位移角x
數值與試驗對比-層間位移角y
數值與試驗對比-X方向頂層位移時程
數值與試驗對比-Y方向頂層位移時程
x方向和y方向最大層間位移角結果平均誤差均在10%左右，同時層位移時程曲線的趨勢與試驗基本一致，幅值也基本相當。總的來說，數值計算結果與試驗數據相差較小，表明所開發的本構子程序分析精度滿足工程需求，采用梁單元來對鋼筋混凝土框架結構進行有限元模擬是可行的。
5
工程應用
結合CSEPA軟件，應用上文介紹的本構庫進行實際工程項目的動力彈塑性分析，能夠評價結構在罕遇地震下的動力響應及彈塑性行為，根據主要構件的塑性損傷情況和整體變形情況，判斷結構是否達到相應的性能目標，并判斷結構薄弱部位和薄弱構件，并提出相應的加強改進措施，以指導施工圖設計。下面介紹兩個典型的工程應用案例。
展開 【02】建筑結構隔震層隔震支座布置原則
04建筑工程減隔震技術規程DB11/2075-2022、DB54/T 0268-2022
隔震層可由隔震支座、阻尼裝置和抗風裝置組成，阻尼裝置和抗風裝置可與隔震支座合為一體或者單獨設置，必要時可設置限位裝置；
隔震層剛度中心宜與上部結構的質量中心重合；
隔震支座的平面布置宜與上部結構和下部結構中豎向受力構件的平面位置相對應;隔震支座底面宜布置在相同標高位置上，必要時也可布置在不同的標高位置上，但應采取有效措施保證隔震支座共同工作,且罕遇地震作用下,相鄰隔震層的層間位移角不應大于1/1000；
同一結構選用多種規格的隔震支座時,應充分發揮每個隔震支座的承載力和水平變形能力，所有隔震裝置的豎向變形應基本一致；橡膠類支座不宜與摩擦擺等鋼支座在同一隔震層中混合使用；
同一支承處選用多個隔震支座時，隔震支座之間的凈距應大于安裝和更換時所需的空間尺寸；
設置在隔震層的抗風裝置宜對稱、分散地布置在建筑物的周邊；
隔震層采用摩擦擺隔震支座時，應考慮支座水平滑動時產生的豎向位移，及其對隔震層和結構的影響；
當隔震層采用隔震支座和消能器時，應使隔震層在地震后基本恢復原位，隔震層在罕遇地震作用下的水平最大位移所對應的恢復力，不宜小于隔震層屈服力與摩阻力之和的1.2倍。
05建筑工程減隔震技術規程DG/TJ 08-2326-2020
隔震層在罕遇地震下應保持穩定，不宜出現不可恢復的變形；其橡膠支座在罕遇地震的水平和豎向地震作用下，拉應力不應大于1.0 MPa，上海地區Ⅲ、IⅣ類土不宜超過0.5MPa。
山東、四川、陜西等地對要求均基本一致
Statement聲明
轉載須注明來源：防震技術，感謝您的理解！
展開 發了那么多SCI，有興趣了解一下“SCI效應”么？ | 新論文：考慮“場地-城市效應”的區域建筑震害
大概71.73%的建筑物頂點位移降低了0-25%，20.03%的建筑物頂點位移增加了0-25%。也就是說，對于大概90%的建筑物，地震響應變化不超過1/4。由于清華校園建筑物的高度和密度相對不是很大，所以這個結果是符合預期的。
圖7 頂點位移變化量對比
但是，有大概3%的建筑物，頂點位移增大了25%以上，部分建筑甚至超過50%。分析表明，這些建筑物都是非設防砌體建筑，在地震下已經進入了嚴重的非線性階段。因此少量的地面運動加速度變化就可能會導致非常嚴重的后果。以其中一棟典型非設防砌體結構為例，其底層層間力-變形關系、是否考慮“場地-城市效應”的地面運動輸入反應譜以及底層的層間位移角響應如圖8所示。由于考慮城市-場地效應后，部分頻段上地震動輸入的反應譜值略有增大，而這個增大的地震動輸入會導致砌體結構進入下降段，進而使得最大層間位移角增大了100%以上。
圖8 典型破壞非設防砌體結構響應分析
T1、T2分別是不考慮和考慮SCI效應的結果
四、結論
本文建議了一個可以考慮地下波動行為和地上建筑物非線性響應耦合分析的方法，從而可以更好考慮復雜城市建筑群中“城市-場地效應”的影響。案例分析結果表明，“城市-場地效應”會改變建筑物的地震輸入，進而影響最終震害分析的結果。
五、展望
以上案例研究只分析了建筑高度和密度都不算大的清華校園園區，已經表明SCI效應會帶來一定影響。但是如果是更加密集的高層建筑區，其結果會是怎樣呢？歡迎大家一起討論。
這么多的密集高層建筑物，我們還能用“自由場地”地震動輸入么？
田源
來源：陸新征課題組
展開 【劃重點與簡析】建筑隔震設計標準（GB/T 51408-2021）
6.3.18 剪力墻隔震結構應當注意在設置隔震層時，抗震墻和開洞抗震墻下應設置轉換梁，需注意相關構造要求。
6.3.20-2 上部結構底層不應采用偏心支撐，宜采用屈曲約束支撐（BRB）或中心支撐 。隔震結構抗震計算時，鋼框架一支撐結構的框架部分按剛度分配計算得到的地震層剪力應乘以調整系數，達到不小于上部結構底部總地震剪力的25%和框架部分計算最大層剪力1.8倍二者的較小值。（6.3.22）
7.1.2 大跨屋蓋建筑中的隔震支座宜采用隔震橡膠支座、摩擦擺隔震支座或彈性滑板支座。采用其他隔震支座時，應進行專門研究 。
7.1.3 大跨屋蓋結構應考慮結構溫度變形引起的隔震支座和隔震層各裝置的變形。地震效應應進行三向地震輸入的時程分析（7.1.4）。地震作用的荷載效應組合應計入環境溫度的影響，溫度作用的荷載組合分項系數可取 0.4。（7.3.3）
9 核電廠建筑相關要求較普通結構要求更高，主要在支座性能檢測、支座驗算限值、地震作用效用（三向）、隔震縫寬度取值、上部結構層間位移角、地震監測與預警等方面。
10 加固結構上部結構抗震措施，根據底部剪力比及相應地震烈度確定。詳見加固規范。
展開 鋼架結構計算及加固方案分析 ￥15
</p><p>根據《建筑抗震設計規范》（GB50011）表5.5.1所描述：多高層鋼支架層間位移角限值為1/250。
城市區域建筑抗震分析實例及應用
(a) 結構一階振型
(b) 結構二階振型
(c) 結構三階振型
(d) 結構四階振型
(e) 結構五階振型
(f) 結構六階振型
(g) 結構七階振型
(h) 結構八階振型
(i) 結構九階振型
(j) 結構十階振型
圖 3-4 結構前10階振型
3.3.2層間位移角
在該地震波情況下最薄弱的地方是5號樓層，且XY方向的最大層間位移角為1/91和1/34，最大頂點位移XY分別為0.144m和0.323m。
圖 3-5 結構X、Y向層間位移角示意圖
3.3.3基底剪力
由下圖可得到，在該地震波情況下，X向的基地剪力為128.3MN，Y向的基地剪力為97.5MN。
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在SAP2000和Perform3D中設計粘滯流體阻尼器
你將扎實地理解阻尼器如何影響結構響應、減少位移、控制層間位移角以及提高整體抗震性能。
接下來，課程進入SAP2000的實際操作建模，你將學習如何正確定義非線性連接單元、分配阻尼器屬性，并將粘滯流體阻尼器集成到結構系統中。你將執行線性和非線性時程分析，解釋關鍵結果，并通過位移、加速度和力響應來評估阻尼器的有效性。
在高級部分，課程涵蓋Perform3D建模，重點關注基于性能的抗震評估、非線性組件、阻尼器校準和驗收標準。你將學習如何比較結構在有阻尼器和無阻尼器情況下的行為，評估生命安全性和防止倒塌的性能水準，并理解真實工程項目中使用的實用設計決策。
本課程非常適合希望在設計辦公室和研究項目中自信應用抗震阻尼器的土木和結構工程師、研究生、研究人員和實踐專業人士。無需具備阻尼器經驗，只需具備結構分析和地震工程的基礎知識。
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**目標學員**
- 希望專攻抗震保護的土木和結構工程師
- 對高級結構建模和阻尼系統感興趣的工程專業學生
展開 【JY】ETABS與Perform3D彈塑性分析功能對比示例
1、模型概況
本例為5層鋼筋混凝土框架結構，規則對稱。本文借用這個例子來展示功能，并不探討結構本身的合理性。
該模型的
框架梁端指定了
塑性鉸（彎矩鉸）
，
框架柱兩端指定了纖維鉸
，施加雙向地震時程作用。分別獨自建立ETABS模型（圖1）和Perform3D模型（圖2），并盡量保證兩個模型的一致性。表1、圖3~圖5是部分計算結果對比，可以看到兩個軟件的計算結果吻合得較好。下文將逐一對比介紹模型的設置及相應的軟件功能。
圖1 ETABS模型
圖2 Perform-3D模型
圖3 層間位移角
圖4 X方向基底剪力
圖5 頂點位移
2、非線性分析設置
2.1材料本構
本例使用的材料有C30、C35和HRB400。材料的非線性參數主要包括：
應力-應變曲線、可接受準則和滯回模型
。材料的可接受準則通過材料應變來定義，用于使用纖維單元的構件性能評估。以下以C30為例對比本例材料參數的設置。
2.2纖維鉸
本例框架柱使用了纖維鉸，相關操作包括定義纖維截面、纖維段長度等。以下是本例底部中柱的纖維鉸定義。
2.3塑性鉸
本例框架梁使用了塑性鉸（彎矩鉸）。塑性鉸的定義主要包括：骨架曲線、可接受準則、滯回模型。ETABS內置了ASCE 41-13和ASCE 41-17兩本規范，可以根據截面信息自動生成相應的塑性鉸。本例的梁鉸即自動鉸，相關數據自動生成。Perform-3D的塑性鉸有多種類型，本例使用彎矩-轉角鉸，輸入的數據與ETABS一致。
2.4 鉸布置
框架的塑性鉸一般布置在構件端部，建模時要確定鉸在桿件上的位置，以及鉸的長度，同時要避開節點區。本例中梁鉸是零長度的彎矩鉸，柱鉸是相對長度為0.2的纖維鉸。以下是兩個軟件關于鉸布置的相關操作，在操作過程中盡量確保模型的一致性。
展開 土-樁-隔震結構 多尺度耦合動力響應分析
圖5-2隔震支座滯回曲線
5.3層間位移
在十條不同人工波作用下，上部結構最薄弱的地方是10號樓層，且最大頂點位移為0.28m。
圖5-3上部結構層間位移
6 結論
本文基于有限元軟件Abaqus，建立了考慮土—樁相互作用的隔震結構安全性有限元技術體系。建立土-樁-隔震結構耦合的動力彈塑性分析模型，通過施加了El波與多條人工波，研究了隔震結構在考慮土—樁相互作用下的彈塑性時程響應。
結果表明：該方法可用于考慮土—樁—隔震結構的地震安全性水平及結構層面水平的分析。基于Abaqus為總結考慮土—樁—隔震結構的地震安全性評價流程做一個鋪墊分析方法，對后續重要隔震建筑在考慮土-結構動力相互作用下的安全性評價研究給出方法。
仿真計算采用的設備基本情況：
CPU：Inetl(R)Core(TM)i9-10980XECPU@3.00Hz 3.00Ghz (36核)
內存(RAM)：128GB
總計算耗時約：50h~80h
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土-樁-隔震結構 多尺度耦合動力響應分析.pptx
展開 Nature Mater. 金屬所首次制備出一種新型熱電材料！
研究顯示在這種（000l）面織構中，經弱范德華力連接的-Te1-Te1-原子面平行于復合薄膜自由表面，范德華力層間的相對運動是復合薄膜沿面外彎曲變形時表現出良好柔性的重要機制，相鄰Bi2Te3<-12-10>晶向高度取向一致，且為（000l）范德華力晶面上的易滑移方向，這有利于范德華層間位移在相鄰晶粒間的傳遞。
圖2 Bi2Te3-SWCNT復合材料熱電性能分析
此外，納米孔隙結構也有利于容納材料柔性變形時的相對位移，進一步提高柔性變形能力。獨特的顯微結構賦予該復合材料在室溫至100攝氏度范圍內，沿（000l）面內方向的熱電優值（ZT）高達~0.9，與商用塊體脆性熱電材料ZT性能相當，同時具有非常優異的彎曲柔性力學性能。進一步研究表明，由于該復合材料具有良好的彎曲柔性與自支撐結構，因此可使用離子束、飛秒激光等微納加工方法將其裁剪成任意幾何形狀和轉移至各種類型的基底上，有利于靈活方便地制備各種結構的熱電器件，甚至可以通過靜電力等非接觸式方法操控該復合熱電材料。同時，研究表明該復合材料的制備原理和技術可同樣適用于其他具有弱范德華力連接的層狀結構半導體材料體系，在柔性半導體材料和器件領域具有廣泛的應用前景。
圖3 Bi2Te3-SWCNT復合材料彎曲柔性性能分析與MD分子動力學模擬
相關研究成果“Flexible layer-structured Bi2Te3 thermoelectric ona carbon nanotube scaffold”于11月19日在《自然-材料》（Nature Materials）在線發表。該工作獲得國家重點研發計劃、國家自然科學基金、中科院裝備研制項目、中科院百人計劃等的支持和金屬所公共技術服務部研究員譚軍的大力協助。
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