畢繼紅 段逸辰 霍琳穎 王照耀

1.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院 300350

2.濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（天津大學(xué)） 300072

引言

在地震作用下，鋼筋混凝土貯液池可能發(fā)生多種震害現(xiàn)象，包括池內(nèi)輔助結(jié)構(gòu)破壞、侵蝕破壞、局部失穩(wěn)、材料破壞以及池壁破壞等震害［1］，目前，地下結(jié)構(gòu)的抗震性能分析方法大體可分為兩大類，即動(dòng)力時(shí)程分析法和擬靜力分析法［2］，時(shí)程分析法計(jì)算精度較高，可以準(zhǔn)確反應(yīng)結(jié)構(gòu)隨時(shí)間的變化，但動(dòng)力時(shí)程分析法計(jì)算量較大、耗時(shí)多，且在地震輸入、人工邊界處理等方面增加問題的復(fù)雜度，計(jì)算結(jié)果也易受地震波選取的影響［3］。因此在一般工程問題中應(yīng)用較少。擬靜力法分析相對(duì)簡(jiǎn)單、計(jì)算量相對(duì)較小，但難以得到結(jié)構(gòu)在地震動(dòng)過程中的動(dòng)態(tài)變化。

對(duì)于地下貯液池的抗震分析方法，國內(nèi)外許多學(xué)者進(jìn)行了大量的研究。Shukla等［4］應(yīng)用彈性地基梁原理，采用擬靜力法來考慮土體與結(jié)構(gòu)的相互作用；Seeber、Fischer［5］通過建立三維有限元模型研究了地震波下的液-池-土的相互作用。自由場(chǎng)變形法是由Newmark在20世紀(jì)60年代提出［6］，后經(jīng)C.M.St.John和T.F.Zahrah［7］發(fā)展起來的一種簡(jiǎn)單有效的抗震分析方法，該方法將地震作用下結(jié)構(gòu)位置處的自由場(chǎng)變形作為結(jié)構(gòu)的變形直接施加到地下結(jié)構(gòu)上計(jì)算結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。

我國研究人員劉杰平等［8］采用ANSYS有限元軟件分析了固液耦合作用的鋼筋混凝土矩形水池動(dòng)力響應(yīng)，得到了影響水池抗震性能的影響因素。張聰［9］在兩階段設(shè)計(jì)法、應(yīng)答震度法、抗震計(jì)算和耐震檢測(cè)方法的基礎(chǔ)上，對(duì)某凈水廠地下儲(chǔ)液池的抗震計(jì)算進(jìn)行了全過程分析整理，趙杰等［10］以反應(yīng)位移法對(duì)核電廠工業(yè)水池抗震設(shè)計(jì)分析，通過ANSYS的二次開發(fā)并結(jié)合五點(diǎn)公式計(jì)算得到結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布規(guī)律及其危險(xiǎn)工況。

該貯液池結(jié)構(gòu)復(fù)雜，進(jìn)行時(shí)程分析法時(shí)工作量大，計(jì)算時(shí)間長，為了對(duì)比擬靜力法與時(shí)程分析法兩種抗震分析方法計(jì)算結(jié)果，本文建立了結(jié)構(gòu)的有限元簡(jiǎn)化模型，以相同的邊界條件與加載方式對(duì)模型采用擬靜力法與時(shí)程分析法兩種方法進(jìn)行計(jì)算，得到兩種分析方法的計(jì)算結(jié)果，提出了一個(gè)修正系數(shù)使兩種抗震方法的計(jì)算結(jié)果可以轉(zhuǎn)換，在此基礎(chǔ)上對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震分析。

1 工程概況

1.1 結(jié)構(gòu)概況

本貯液池建于1979年，貯液池由流入室、沉沙池組成，貯液池上部存在附屬結(jié)構(gòu)。貯液池的地表面標(biāo)高為4.00m，地下水位為-2.30m，貯液池底板標(biāo)高為-21.38m。貯液池長30m，寬17m，流入室與沉沙池由1000mm厚的鋼筋混凝土板分隔，流入室與沉沙池之間的分隔板存在兩個(gè)4.4m×2.5m的矩形水口。沉沙池為地下四層結(jié)構(gòu)，長19.5m，寬17m，底部一層為10.75m高的沉沙池，負(fù)一至負(fù)三層為設(shè)備及人員室共18.5m高。流入室為地下兩層結(jié)構(gòu)長17m，寬10.5m，底部一層為16.25m高的流入池，負(fù)一層為樓梯間及瞭望臺(tái)。由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜，給出結(jié)構(gòu)剖面圖，如圖1所示。

圖1 半地下貯液池剖面圖（單位：mm）Fig.1 Sectional view of semi-underground reservoir（unit：mm）

貯液池基礎(chǔ)為群樁基礎(chǔ)，由50根樁徑1500mm，樁長為32.5m的單樁組成，群樁基礎(chǔ)平面布置如圖2所示。

圖2 群樁基礎(chǔ)平面布置圖（單位：mm）Fig.2 Layout drawing of pile group foundation（unit：mm）

1.2 邊界條件

貯液池周圍土體由回填土、第一黏土層、第一砂土層、第二黏土層、第三黏土層組成。各層土體分別記作Bs、Ac1、As1、Ac2、Ac3參數(shù)見表1。

表1 各層土體參數(shù)Tab.1 Soil parameters of each layer

2 有限元模型的建立

用有限元分析軟件FINAL對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模，結(jié)構(gòu)采用四邊形板單元，以彈簧單元代替?zhèn)劝搴偷装逯車耐馏w，結(jié)構(gòu)受力以面力加載至板單元，由于實(shí)際有限元模型結(jié)構(gòu)復(fù)雜，難以進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析，故建立一個(gè)簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)的有限元模型，對(duì)簡(jiǎn)化模型分別采用動(dòng)力時(shí)程法與擬靜力法進(jìn)行計(jì)算，得到結(jié)構(gòu)的最大響應(yīng)，如圖3、圖4分別為實(shí)際結(jié)構(gòu)的有限元模型與簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)的有限元模型。

2.1 實(shí)際結(jié)構(gòu)有限元模型

依據(jù)結(jié)構(gòu)建立實(shí)際有限元模型如圖3所示，模型詳細(xì)還原了結(jié)構(gòu)的全貌，模型共有21849個(gè)板單元，21607個(gè)節(jié)點(diǎn)。梁與柱使用加厚的板單元進(jìn)行計(jì)算，結(jié)構(gòu)各個(gè)板各方向的配筋，通過配筋率賦予板單元。

圖3 實(shí)際結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.3 Finite element model of actual structure

2.2 簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)有限元模型

由于結(jié)構(gòu)單元節(jié)點(diǎn)數(shù)量多，對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析方法計(jì)算量大，耗時(shí)久，故建立結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化模型如圖4所示。采用動(dòng)力時(shí)程法與擬靜力法進(jìn)行抗震性能分析。

圖4 簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.4 Simplified structural finite element model

簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)依據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)忽略非關(guān)鍵部分減少單元數(shù)，對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行合理放粗減少計(jì)算量，為了保證簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)的有限元模型具有足夠的計(jì)算精度。簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)有限元模型與實(shí)際結(jié)構(gòu)有限元模型采用相同的邊界條件、荷載組合與配筋，以相同的加載方式對(duì)簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)有限元模型進(jìn)行計(jì)算，使簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)有限元模型與實(shí)際結(jié)構(gòu)有限元模型最大相應(yīng)出現(xiàn)的位置相同，最大響應(yīng)值的誤差也在合理范圍內(nèi)，以確保簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)有限元模型的計(jì)算精度，網(wǎng)格放粗以后的有限元模型共有4735個(gè)板單元，4322個(gè)節(jié)點(diǎn)。

2.3 材料本構(gòu)

1.混凝土本構(gòu)

混凝土受壓本構(gòu)采用Saenz［11］模型，由式（1）表示：

式中：σc為混凝土壓應(yīng)力，ε1為應(yīng)變；Ec為變形模量；Es為彈性模量；εc為峰值壓應(yīng)變。

混凝土受拉采用線彈性本構(gòu)模型，開裂后應(yīng)力為零［12］。

2.鋼筋本構(gòu)

鋼筋本構(gòu)采用理想彈塑性模型，由式（2）表示：

式中：σs為鋼筋應(yīng)力；ε2為鋼筋應(yīng)變；fy為鋼筋屈服強(qiáng)度；εy為鋼筋屈服應(yīng)變；Es為彈性模量。

3 邊界條件

3.1 側(cè)板地基反力系數(shù)

貯液池地面以下的周圍土體選用彈簧單元代替，賦予彈簧單元水平地基反力系數(shù)kH與切向地基反力系數(shù)kV，地基反力系數(shù)計(jì)算公式采用日本土木學(xué)［13］會(huì)給出的公式，側(cè)壁水平地基反力系數(shù)見表2。

表2 地基側(cè)板彈簧計(jì)算結(jié)果Tab.2 Calculation result of side leaf spring on foundation

水平地基反力系數(shù)kH：

切向地基反力系數(shù)kv：

式中：α為地基反力換算系數(shù)，通過孔內(nèi)水平荷載試驗(yàn)測(cè)定，在地震時(shí)取常數(shù)8；E0為地基變形系數(shù)；BH為與荷載作用方向垂直的基礎(chǔ)換算載荷幅，由計(jì)算，B為荷載作用面寬度，LH為該層土體厚度。

3.2 底板地基反力系數(shù)

貯液池底板以下的群樁基礎(chǔ)同樣以彈簧單元考慮，計(jì)算得到群樁基礎(chǔ)的彈簧常數(shù)見表3，將群樁基礎(chǔ)的彈簧常數(shù)除以底板面積得到底板彈簧的法線方向地基反力系數(shù)與切線方向地基反力系數(shù)

表3 群樁基礎(chǔ)彈簧常數(shù)Tab.3 Spring constant of pile group foundation

群樁基礎(chǔ)彈簧常數(shù)：

式中：i為單樁在x，y方向上第i根樁；Kvi為第i根樁的樁軸方向彈簧常數(shù)；K1i-K4i為柱軸直角方向彈簧常數(shù)；Xi為樁頭的水平坐標(biāo)；θi為樁軸垂直軸的角度；Ass為水平彈簧常數(shù)；Asr=Ars為水平與旋轉(zhuǎn)連成彈簧常數(shù)；Arr為旋轉(zhuǎn)彈簧常數(shù)；Asv=Avs為水平與垂直連成彈簧常數(shù)；Arv=Avr為垂直與旋轉(zhuǎn)連成彈簧常數(shù)；Avv為垂直彈簧常數(shù)。

底板地基反力系數(shù)依據(jù)群樁基礎(chǔ)的彈簧常數(shù)求得，將群樁法線與切線方向的彈簧常數(shù)除以矩形底板面積可得，法線方向地基反力系數(shù)kH為59731kN／m3，切線方向地基反力系數(shù)kV為4380kN／m3。

4 擬靜力法

4.1 設(shè)計(jì)水平震度

本貯液池采用震度法［13］計(jì)算結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。震度法是一種將對(duì)構(gòu)筑物的地震作用力，根據(jù)構(gòu)筑物的固有周期對(duì)應(yīng)的響應(yīng)加速度求出的設(shè)計(jì)水平震度，置換為靜態(tài)荷載（慣性力、地震時(shí)土壓、地震時(shí)動(dòng)水壓），求構(gòu)筑物的地震時(shí)響應(yīng)的抗震計(jì)算方法，設(shè)計(jì)水平震度計(jì)算公式如式（11）。

式中：a為結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應(yīng)加速度，g為重力加速度。

本結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)水平震度由式（12）、式（13）求出。

地上部設(shè)計(jì)水平震度Khf：

式中：Cz為地區(qū)修正系數(shù)，取1；SG為地基修正系數(shù)，取1.2；SI為重要度修正系數(shù)，取1.1；Kh0為標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)水平震度，取0.2。

地下部設(shè)計(jì)水平震度Khb：

式中：z為埋深。

4.2 地下水動(dòng)水壓

貯液池處于地下水位以下的表面受到地下水壓的作用，在地震時(shí)地下水動(dòng)水壓Pw的計(jì)算見式（14）。

式中：w0為水的單位體積質(zhì)量，h為水深。

求出各單元受到的地下水動(dòng)水壓以面力施加在受力單元上，地下水動(dòng)水壓與基礎(chǔ)各點(diǎn)標(biāo)高的關(guān)系如圖5所示。

4.3 內(nèi)容水動(dòng)水壓

貯液池的內(nèi)容水動(dòng)壓Pw1與地下水壓以相同的方式施加在受力單元上，內(nèi)容水動(dòng)壓Pw1的計(jì)算見式（15）。

式中：β為修正系數(shù)，當(dāng)L／H=0.5時(shí)β取0.397，當(dāng)L／H=4時(shí)，β取0.996，其余值由其線性內(nèi)插求得，L為沿震動(dòng)方向板的長度；H為總水深；h為單元重心距水面的距離。

4.4 動(dòng)土壓

動(dòng)土壓隨深度變化如圖6所示。

圖6 動(dòng)土壓Fig.6 Dynamic earth pressure

地下水動(dòng)水壓、內(nèi)容水動(dòng)水壓及靜水壓依照3.2節(jié)計(jì)算可得，地下土壓計(jì)算公式如下：

靜土壓Ps：

動(dòng)土壓PEA：

式中：γ為土的單位體積質(zhì)量；x為深度；Ks為靜止土壓系數(shù)，取0.5。

4.5 加載方式

將模型的四個(gè)外壁依照其法線方向分別將+X、-X、+Y、-Y四個(gè)外壁記作1、2、3、4號(hào)外壁。+X方向加震時(shí)，整個(gè)結(jié)構(gòu)受到+X方向的慣性力；2號(hào)壁受到+X方向的力為：慣性力、地下水動(dòng)水壓、動(dòng)土壓、內(nèi)容水動(dòng)水壓，-X方向受到的力為內(nèi)容水靜水壓，+X與-X方向的力共同作用以面力施加于受力單元上；1號(hào)壁受到+X方向的力為慣性力、內(nèi)容水靜水壓、內(nèi)容水動(dòng)水壓，各個(gè)力相加后以面力施加于受力單元上。垂直于加震方向的內(nèi)板受到內(nèi)容水壓時(shí)依照受力情況將內(nèi)容水動(dòng)水壓、內(nèi)容水靜水壓、慣性力組合以面力施加于受力單元上，鉛垂方向施加結(jié)構(gòu)自重；與地震動(dòng)方向相同的單元受到靜水壓或靜土壓以相同的方式水平施加在各個(gè)單元上。

-X、+Y、-Y方向的最不利荷載組合同+X方向最不利荷載組合，這里不再贅述。

5 時(shí)程分析法

5.1 地震波的選取

進(jìn)行時(shí)程分析時(shí)，地震波的合理選取是非常重要的一步，合理選擇輸入的地震加速度波是結(jié)構(gòu)時(shí)程分析法實(shí)施的基礎(chǔ)［14］。地震波的選取應(yīng)滿足地震動(dòng)三要素的要求，包括：頻譜特性、有效峰值和持續(xù)時(shí)間。頻譜特性依照結(jié)構(gòu)所處的場(chǎng)地類別和設(shè)計(jì)地震分組確定；有效峰值按照規(guī)范調(diào)整；有效持續(xù)時(shí)間一般不少于結(jié)構(gòu)自振周期的5倍和15s，時(shí)間間隔按照需求設(shè)為0.01s或0.02s。

本文從地震波生成器SGSw中選取EL-Centro地震波，運(yùn)用反應(yīng)譜的概念來調(diào)整輸入地震動(dòng)加速度時(shí)程曲線，EL-Centro的時(shí)程曲線和加速度反應(yīng)譜見圖7，將EL-Centro波通過高速傅里葉變換使結(jié)構(gòu)第一模態(tài)周期對(duì)應(yīng)的反應(yīng)譜加速度等于震度法下結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)水平地震度，使地震波可以合理地加載在本結(jié)構(gòu)上，調(diào)整后的地震波及反應(yīng)譜見圖8。

圖7 EL-Centro波地震加速度時(shí)程及反應(yīng)譜Fig.7 EL-Centro wave seismic acceleration time history and response spectrum

圖8 調(diào)整后的地震波加速度時(shí)程及反應(yīng)譜Fig.8 Adjusted seismic wave acceleration time history and response spectrum

其中EL-Centro波的地震波加速度曲線峰值為0.2784g，對(duì)應(yīng)的反應(yīng)譜曲線峰值為2.4597g，調(diào)整后的地震波的加速度曲線峰值為0.0899g，對(duì)應(yīng)的反應(yīng)譜曲線峰值為0.7942g。結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)水平震度最大值為0.264，由此對(duì)地震波進(jìn)行調(diào)整，X方向的一階模態(tài)周期為0.044s，Y方向的一階模態(tài)周期0.051s，取結(jié)構(gòu)第一模態(tài)周期為0.044s，由結(jié)構(gòu)一階模態(tài)周期調(diào)整后地震波反應(yīng)譜對(duì)應(yīng)的加速度為0.264g。

調(diào)整后地震波滿足本結(jié)構(gòu)在地震動(dòng)三要素上的要求，可以施加在簡(jiǎn)化模型上進(jìn)行時(shí)程分析。

5.2 時(shí)程分析法荷載組合

垂直于地震波方向并受到地下水壓或內(nèi)容水壓的單元，其地下水動(dòng)水壓和內(nèi)容水動(dòng)水壓按照以下公式計(jì)算作為附加質(zhì)量與鋼筋混凝土自重相加后以面力施加于受力單元的-Z方向，與施加地震波方向相同的單元不受動(dòng)水壓，但其垂直方向受到的靜水壓或靜土壓時(shí)以面力水平加載至受力單元上。

地下動(dòng)水壓作為附加質(zhì)量：

內(nèi)容動(dòng)水壓作為附加質(zhì)量：

6 簡(jiǎn)化模型結(jié)果分析

分別對(duì)簡(jiǎn)化模型進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程與震度法分析，以結(jié)構(gòu)位移為例，+X方向加波時(shí)，在與+X方向垂直的外板沿高度Hx取6個(gè)節(jié)點(diǎn)；+Y方向加波時(shí)，在與+Y方向垂直的外板沿高度Hy取10個(gè)節(jié)點(diǎn)，沿寬度By取9個(gè)節(jié)點(diǎn)，Hx、Hy、By的位置見圖3，得到震度法位移與時(shí)程分析法的節(jié)點(diǎn)最大位移，-X、-Y在Hx、Hy、By對(duì)稱板的相同位置分別選取10個(gè)、9個(gè)、8個(gè)節(jié)點(diǎn)，這里不再贅述。

由圖9所示，X方向加震時(shí)，兩種方法節(jié)點(diǎn)位移的變化有著相似的趨勢(shì)，+X方向加震時(shí)，高度未達(dá)到8900mm之前節(jié)點(diǎn)位移隨著高度的增加而增大，高度達(dá)到8900mm之后節(jié)點(diǎn)位移隨著高度的增加而減小；-X方向加震時(shí)，高度未達(dá)到12250mm之前節(jié)點(diǎn)位移隨著高度的增加而增大，高度達(dá)到12250mm之后節(jié)點(diǎn)位移隨著高度的增加而減小。

圖9 X向加震外板節(jié)點(diǎn)沿Hx最大位移Fig.9 Maximum displacement of X-direction seismic external plate node along Hx

如圖10所示，Y方向加波時(shí)兩種方法計(jì)算得到的最大位移值在同一高度，+Y方向加震時(shí)，高度為7365mm時(shí)位移達(dá)到最大值，-Y方向加震時(shí)，位移最大處的高度同樣為7365mm。

圖10 Y向加震外板節(jié)點(diǎn)沿Hy最大位移Fig.10 Maximum displacement of joints of Y-direction seismic external plate along Hy

Y方向加震時(shí)，外板節(jié)點(diǎn)位移沿著By的變化如11圖所示，+Y方向加震時(shí)，距原點(diǎn)距離小于14500mm時(shí)，兩種方法的計(jì)算結(jié)果趨于平穩(wěn)，此后隨著距原點(diǎn)距離的增加而增大，位移最大值在距原點(diǎn)距離14500mm處，此后隨著節(jié)點(diǎn)位移隨著距原點(diǎn)距離的增加而減??；-Y方向加震時(shí)，節(jié)點(diǎn)位移在距原點(diǎn)距離17000mm時(shí)達(dá)到最大值，兩種方法計(jì)算得到的節(jié)點(diǎn)位移的變化趨勢(shì)相同。

圖11 Y向加震外板節(jié)點(diǎn)沿By寬度最大位移Fig.11 Maximum displacement along By the width of the outer plate under Y-direction vibration

由上述分析可得，震度法與時(shí)程分析法的位移最大值出現(xiàn)的位置相同，且震度法相對(duì)于時(shí)程分析法更為保守，結(jié)構(gòu)需要進(jìn)行時(shí)程分析時(shí)，利用靜力法同樣可以得到結(jié)構(gòu)的最大變形或受力處。

由上述分析可以把結(jié)構(gòu)的修正系數(shù)用結(jié)構(gòu)擬靜力法得到的最大應(yīng)力或最大位移與時(shí)程分析法的到的最大應(yīng)力或最大位移之比來表示，各項(xiàng)抗震指標(biāo)的修正系數(shù)見表4。

表4 各項(xiàng)抗震指標(biāo)的修正系數(shù)Tab.4 Safety factor of various seismic indexes

由表4可得：結(jié)構(gòu)位移的修正系數(shù)較小，各項(xiàng)應(yīng)力指標(biāo)修正系數(shù)較大；各項(xiàng)修正系數(shù)中，-Y方向加震時(shí)結(jié)構(gòu)的各項(xiàng)指標(biāo)的修正系數(shù)相對(duì)于其余方向最?。蝗∥灰浦?Y方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)的修正系數(shù)。擬靜力法相對(duì)于動(dòng)力時(shí)程分析法有著更安全的結(jié)果。出于安全性考慮，選取修正系數(shù)最小值1.37作為此結(jié)構(gòu)的修正系數(shù)。

7 結(jié)構(gòu)抗震分析

對(duì)本貯液池進(jìn)行地震下的響應(yīng)分析時(shí)，由于時(shí)程分析法計(jì)算復(fù)雜，工作量多，故采用擬靜力震度法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震驗(yàn)算并用修正系數(shù)轉(zhuǎn)換得到修正的擬靜力法結(jié)果，該法得到的結(jié)構(gòu)最大響應(yīng)在數(shù)值上等于時(shí)程分析法最大響應(yīng)值，采用此方法可以得到地震波下的結(jié)構(gòu)最大響應(yīng)。

分別對(duì)結(jié)構(gòu)最小主應(yīng)力、最大剪應(yīng)力進(jìn)行地震響應(yīng)校核。鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)最大剪應(yīng)力出現(xiàn)在-X加波時(shí)的底板上，由5.1節(jié)修正系數(shù)取1.37，計(jì)算結(jié)果如表5所示。

表5 抗震驗(yàn)算結(jié)果Tab.5 Seismic verification results

由表5可得，擬靜力震度法得到的結(jié)構(gòu)最小主應(yīng)力小于結(jié)構(gòu)容許壓應(yīng)力，結(jié)構(gòu)最大剪應(yīng)力大于結(jié)構(gòu)容許剪應(yīng)力；由修正系數(shù)換算得到修正擬靜力震度法的結(jié)構(gòu)最小主應(yīng)力與最大剪應(yīng)力均小于結(jié)構(gòu)允許值，因此鑒于擬靜力法計(jì)算結(jié)果的保守性與經(jīng)濟(jì)性，以修正擬靜力震度法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行抗震性能驗(yàn)算，結(jié)構(gòu)最大響應(yīng)驗(yàn)算通過，不需要進(jìn)行加固。

8 結(jié)論

本文對(duì)半地下貯液池結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化模型分別采用擬靜力的震度法與時(shí)程分析法對(duì)原有結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震性能分析，提出針對(duì)該結(jié)構(gòu)震度法相對(duì)于時(shí)程分析法的修正系數(shù)，由此對(duì)實(shí)際模型進(jìn)行震度法的抗震性能驗(yàn)算并以修正系數(shù)輔助進(jìn)行校核，得到如下結(jié)論：

（1）由擬靜力法與時(shí)程分析法的計(jì)算結(jié)果得到的各項(xiàng)指標(biāo)的修正系數(shù)易受結(jié)構(gòu)與加震方向的影響，結(jié)構(gòu)位移相對(duì)于壓應(yīng)力、剪切應(yīng)力、Mises應(yīng)力的修正系數(shù)更??；各方向的修正系數(shù)中，-Y方向加震時(shí)結(jié)構(gòu)相對(duì)于其余方向最小，出于安全性考慮，以得到的修正系數(shù)最小值1.37作為此半地下水池結(jié)構(gòu)的修正系數(shù)。

（2）本貯液池由擬靜力法與時(shí)程分析法計(jì)算得到結(jié)構(gòu)最大響應(yīng)出現(xiàn)的位置相同，修正系數(shù)可以將擬靜力法最大響應(yīng)值轉(zhuǎn)換為時(shí)程分析法的最大響應(yīng)值，得到結(jié)構(gòu)在地震波下的最大響應(yīng)。