1、第41卷第5期2023年10 月青海大学学报Journal of Qinghai UniversityVol.41 No.5Oct.2023多维地震作用下地基不均匀沉降结构响应研究丁孟成，包超1*，尚浩东，赵迎晨,马肖彤（1.宁夏大学土木与水利工程学院，宁夏银川7 50 0 2 1;2.宁夏第二建筑有限公司，宁夏银川7 50 0 2 1；3.北方民族大学土木工程学院，宁夏银川7 50 0 2 1)摘要：为了研究在多维地震与地基不均匀沉降共同作用下RC框架结构地震损伤特征，采用数值模拟方法对比分析了在不同沉降区和沉降量条件下结构变形特征、能量耗散规律及破坏模式。结果表明:对于地基不均匀沉降的RC
2、框架结构，多维地震作用与单向地震作用所引起的结构最大层间位移响应较为接近,但二者所引起的结构扭转效应差异显著,且不均匀沉降区域距离结构平面中心越远，扭转效应就越显著。地基不均匀沉降造成框架结构刚度退化，引起结构自振周期延长，对结构能量耗散模式产生显著影响，且不均匀沉降量越大，阻尼耗能占总耗能比例越小，累计滞回耗能占总耗能比例越大。地基不均匀沉降导致沉降区框架柱出现地震破坏相对滞后,破坏程度也有所减弱,但会造成与沉降区域相连的梁柱构件更早发生破坏，且破坏程度更为严重。关键词：地基不均匀沉降；多维地震；框架结构；能量耗散；地震损伤中图分类号：TU313.3D0I:10.13901/ki.qhwxx
3、bzk.2023.05.012Study on the response of structures with uneven settlement of foundationDING Mengcheng,BAO Chao*,SHANG Haodong,ZHAO Yingchen,MA Xiaotong(1.School of Civil and Hydraulic Engineering,Ningxia University,Yinchuan 750021,China;3.School of Civil Engineering,North Minzu University,Yinchuan 7
4、50021,China)Abstract:In order to explore the seismic damage characteristics of RC frame structures under thecombining action of multi-dimensional earthquake and uneven settlement of foundation,thedeformation characteristics,energy dissipation rule and damage modes of RC frame structures areanalyzed
5、by numerical simulation under different settlement areas and conditions.The results indicatethat in terms of RC frame structures with uneven settlement of foundation,the maximum interlayerdisplacement response caused by multi-dimensional seismic action and unidirectional seismic actionis relatively
6、close,while the dfference in the structural torsion effect is significant.Moreover,thefarther the uneven settlement area is from the center of the structure,the more significant the torsioneffect is.The uneven settlement of foundation causes stiffness degradation of frame structure andprolongs the n
7、atural vibration period of the structure,which has a significant impact on the energydissipation mode of the structure.The larger the uneven settlement,the smaller the proportion of收稿日期：2 0 2 2-12-0 6基金项目：宁夏重点研发计划项目（2 0 2 1BEG03022）；中国科学院西部之光”人才培养计划项目（XAB2021YW14）；宁夏大学2 0 2 2年产教融合研究生联合培养示范基地建设项目（SFJ
8、D202210）；宁夏青年科技人才托举工程（TJGC2019007，TJGC2019001）；宁夏回族自治区重点研发计划项目（引才专项）（2 0 18 BEB04006)作者简介：丁孟成（1998 一），男，江苏淮安人，宁夏大学在读硕士研究生。*通信作者，Em a i l:b a o c h a o n x u.e d u.c n文献标志码：Aunder the action of multi-dimensional earthquake2.Ningxia No.2 Construction Co.,LTD,Yinchuan 750021,China;文章编号：10 0 6-8 9 9 6(2
9、 0 2 3)0 5-0 0 8 3-1084damping energy consumption to total energy consumption,and the larger the proportion of hysteresisenergy consumption to total energy consumption.The uneven settlement of foundation results in rela-tively delayed seismic damage to the frame columns in the settlement area,and th
10、e degree of damageis also weakened.However,it will cause earlier and more severe damage to the beam column compo-nents connected to the settlement area.Key words:uneven settlement of foundation;multi-dimensional earthquake;frame structure;energydissipation;seismic damage地基不均匀沉降除了影响建筑物正常使用外,还会导致上部结构产
11、生附加内力,致使结构强度、刚度、稳定性受到破坏，成为引起建筑物结构损伤的重要原因之一 1-2 。关于地基不均匀沉降对建筑结构的不利影响,国内外学者做了一系列研究。Tokimatsu 等 3 通过试验探究了土体液化等因素与结构地基不均匀沉降和倾斜程度的关系。Ding等 4 通过数值模拟了隧道开挖过程导致临近建筑不均匀沉降时的结构应力变化,并对结构损伤进行分析，提出相关加固意见。贾强等 3 通过试验探讨了地基不均匀沉降对上部框架结构构件开裂和破坏规律，对RC框架结构的不均匀沉降限值提出了建议指标。Hara6采用数值模拟分析了RC结构在不同结构柱沉降下整体结构的应力分布及构件极限强度的变化。以上成果
12、主要集中于地基不均匀沉降结构的静力响应分析,实际上，当地基不均匀沉降量超过一定限值 7 时,还可能造成结构动力特性改变和抗震性能退化。针对地基不均匀沉降与地震共同作用的问题,陈轩等 8 通过振动台对比试验研究了跨地裂缝不均匀沉降结构和无地裂缝结构的动力特性、加速度响应、位移响应和应变响应规律。Xu等 9 通过试验以位移、扭转等为指标研究了结构在不同沉降工况及地震动强度下框架结构的地震响应。杜永峰等 10 研究了湿陷性黄土地区地基不均匀沉降对基础隔震结构减震性能的影响。Couto 等 11 对发生不均匀沉降的既有建筑进行损伤统计分析,同时采用数值模拟该类建筑结构的抗震性能。Bao 等 12 采用
13、非线性时程分析方法,研究了不同沉降区域与沉降量下框架结构在地震作用时的塑性铰分布规律与耗能特征。基于目前相关研究主要将地基不均匀沉降与单向地震进行耦合，从框架结构内力、变形等指标进行分析，很少考虑与多维地震进行耦合，且未从能量、精细化结构破坏模式等方面进行综合性分析。对此,本文通过对地基不均匀沉降条件下的RC框架结构进行多维地震时程分析，探讨在地基不均匀沉降条件下多维地震对上部结构变形、能量耗散、破坏模式的影响,并进行综合性分析,为相关工程地基不均匀沉降病害的处理提供参考。1模型设计以6 层43的RC框架结构为例,模型如图1所示。结构首层高度4.1m,其他层高度3.9m,纵跨和横跨跨度均6 m
14、。柱截面尺寸550 mm550mm,梁截面尺寸30 0 mm600mm，板厚12 0 mm。设防烈度8 度，设计地震加速度0.2 g,设计分组为第3组，场地类别类，特征周期0.45s。混凝土本构关系选择ABAQUS的混凝土塑性损伤模型青海大学学报第41卷xuI区IV区61区区6 mx 4图1有限元模型图2 结构平面布置与不均匀沉降区图Fig.1Finite element modelFig,2 Structure layout and uneven setlement area第5期1.1工况施加目前，国内外关于沉降限值规定不尽相同。我国GB500072011建筑地基基础设计规范 7 规定：地
15、基土为高压缩性土时，框架结构相邻柱基沉降差允许值为0.0 0 3L(L为相邻柱基中心距离);德国规范 13 规定：钢筋混凝土框架结构不均匀沉降对应的转角正切值在1/50 0 1/40 0；文献 5 通过试验研究表明,框架结构梁转角正切小于1/10 0（边柱沉降）或1/6 2 5（中柱沉降）仍可满足正常使用要求。对此，综合考虑每个沉降区分别设置18、5490 mm共3个沉降值，沉降施加区域划分如图2 所示。根据GB500112010建筑抗震设计规范 14 规定，多遇地震、设防地震、罕遇地震地面加速度峰值(PGA)分别设置为0.0 7、0.2、0.4g。选取EL-Centro波、Tianjin波、
16、Taft波3条地震波,对多遇地震、设防地震、罕遇地震进行PGA调幅。由于结构短向（即图1箭头方向）刚度较小,是结构抗震的最不利方向,将结构短向作为地震作用主方向。地震波 NS方向波作用于结构短向,E-W方向波作用于结构长向，Z竖直方向波作用于结构竖向。根据CB50011一2 0 10 建筑抗震设计规范 14 规定，短向、长向和竖向地震加速度输入峰值比取1:0.8 5:0.6 5。1.2模态分析自振特性是结构动力响应和抗震分析的基础。表1为不同沉降工况下结构自振周期，随着沉降量增加,结构自振周期普遍呈现增大趋势,沉降区、I V尤为显著。主要原因在于地基不均匀沉降导致结构质量分布发生变化，同时造成
17、结构损伤进而导致结构刚度退化，而质量与刚度直接关系着结构自振周期的变化。Tab.1Natural vibration periods of structure under different settlement conditions沉降量/mm1854902多维地震弹塑性时程分析结果2.1位移对比分析2.1.1层间位移分析根据GB500112010建筑抗震设计规范 14 要求,RC框架结构弹性层间位移角限值为1/550,弹塑性层间位移角限值为1/50。由于地基不均匀沉降种类多而复杂，本文仅给出了在多维地震下4个沉降区沉降作用和单向地震下沉降区IV区沉降作用时结构的最大层间位移角平均值。未沉降
18、结构在多维罕遇地震下最大层间位移角平均值为1/111,单向罕遇地震下为1/113，两者相差幅度为1.7%，多维设防地震与单向设防地震相差幅度为4.8%，多维多遇地震与单向多遇地震相差幅度为3.1%。图4为发生不均匀沉降时结构最大层间位移角与PGA的关系。当沉降区IV区沉降量为90mm时,多维罕遇地震引起的结构最大层间位移角平均值为1/10 8,单向罕遇地震为1/110,两者最大层间位移角相差幅度为2.9%。当沉降量为54mm和18 mm时，两者的层间位移相差幅度分别为0.9%、3.7%。通过图4对比可见，在不同地震动强度下，超出规范限值时地基不均匀沉降量对结构最大层间位移影响较小。在单向地震与
19、多维地震作用下结构最大层间位移非常相近。因此，在多维地震丁孟成等：多维地震作用下地基不均匀沉降结构响应研究图38 及示意图Fig.3 Schematic diagram of S and e表1不同沉降工况下结构自振周期不同沉降区沉降作用下结构自振周期/sI区I区0.6150.6430.6380.7140.6450.7448548=482-882XL区0.6240.6670.683IV区0.6500.7190.73986作用时,通过层间位移不能准确反映结构的抗震性能。0.0100.0080.0060.0040.0020.0002.1.2扭转效应为描述在多维地震下地基不均匀沉降对RC框架结构扭转
20、效应的影响,以3条地震波作用下结构平面扭转角的平均值作为描述结构扭转效应指标。计算公式如式(1）,0、8 示意图如图3。(1)图5为在多维罕遇地震作用下不同沉降状态的结构层间扭转角。通过图5对比发现，不同沉降区在沉降作用下结构层间扭转角差异很大,未沉降结构的扭转角最小。发生地基不均匀沉降后结构由规则结构转化为不规则结构，楼层扭转效应变化非常明显，但不同沉降区沉降作用对结构层间扭转效应影响比较离散,沉降区、区域沉降对结构扭转影响最大。通过观察楼层与层间扭转角关系可知,多层RC框架的结构层间扭转角基本随着楼层增加而逐渐增大。由图5b5d 所示的结构层间扭转角与沉降量关系可知，沉降量增加时结构层间扭
21、转角的增大幅度会逐渐降低。6532100.51层间扭转角(10 4)aI区青海大学学报0.0100.008(xug)0.006单向IV区0.0041区区区一IV区0.0702PGAlga 18 mmFig.4Relationship between the maximum interlayer displacement angle and PGA under different settlement amounts第41卷0.0100.0080.006单向IV区0.004区H区0.002HI区HV区0.000L0.4图4在不同沉降量下结构最大层间位移角与PGA的关系tan 0=2(82-8)/
22、LL4无沉降318mm254mm90mm1.522.533.544.5一单向IV区-区区0.002区-IV区0.0000.0702PGA/gb54 mm65100.511.522.533.544.5层间扭转角(10-)bI区60.40.07无沉降18mm54mm90mm0.2PGA/gc.90 mm0.455U432100.5Fig.5 Interlayer torsion angles of the structure with different settlement states under rare earthquake一无沉降18mm54mm90mm1.522.533.544.5层间
23、扭转角(10+)cI 区图5在多维罕遇地震下不同沉降状态的结构层间扭转角3200.511.522.533.544.5层间扭转角(10-)dIV区无沉降18mm54mm90mm第5期2.2能量耗散2.2.1能量平衡方程在多自由度情况下地震作用时弹塑性结构相对能量方程15-16 为：xmxdt+xcxdt+xF(x,x)dt=-00式中：m为体系的质量；c为体系的黏性阻尼系数；F（）为体系的恢复力；x、x 分别为体系相对于地面的位移、速度、加速度；x为地面运动加速度。式(2）可简化为：(3)式中:E=-Tmlx,dt为结构相对地震输人的能量;Ek=厂。xTmxdt为系统相对位移的地震动能；（）丁孟
24、成等：多维地震作用下地基不均匀沉降结构响应研究xmlx,dt0Ek+ED+EA=Ef87(2)E,=厂。Tcdt为系统阻尼耗能;E=厂。F(x,)dt为系统变形能,E包括可恢复的弹性应变能Es00和不可恢复的地震累计滞回耗能EH。则式(2)也可简化为：Ek+E,+Es+EH=E2.2.2 能量耗散分析不同地震波作用时结构总输人能、累计滞回耗能、阻尼耗能、弹性应变能和动能的比值比较离散，但分布规律较为一致17 。在多维罕遇地震作用时不同沉降工况下结构耗能分布如图6 所示。本研究以ELC e n t r o 波作用结果为例，通过计算阻尼耗能E,的地震总输人能占比百分数Rp,以及累计滞回耗能E的地震
25、总输入能占比百分数R，对比分析结构耗能情况。Rp、R 计算公式如下：(5)R=En/Et(6)100100EED8382.28060402016.80L01008380604020F16.800通过比较不同沉降工况下结构在多维罕遇地震时能量耗散比例可知，随着沉降区接近结构面中心，(4)Rp,=Ep/EfE8381.878.375.324.620.917.718沉降量/mmaI区ERAED81.277.119.722.81854沉降量/mmc区图6 罕遇地震下结构的耗能Fig.6 Energy dissipation of structure under rare earthquake80604
26、02016.80549073.926.69077.918.921.7018沉降量/mmbI区1008060402016.80L074.625.35490EHED8379.120.718沉降量/mmdIV区76.623.35467.931.99088R与R,变化幅度呈现增大趋势。如图6 d所示，当沉降区为IV区，沉降量为18 mm时,R为2 0.7%，此值略小于其他3个沉降区以相同沉降量时的R；沉降量增至54mm时,R达到2 3.3%，较I区同比增幅2.4%；当IV区沉降量达到9 0 mm时，R为31.9%，与其他3个沉降区相比数值差异进一步扩大，相较I区增幅7.3%。结果表明，沉降量越大，结构
27、中越多构件会不同程度地进人塑性状态，在地震输人能不变的情况下,进人塑性的构件势必会造成结构滞回耗能比例上升。2.3结构破坏演化分析混凝土受压变形与破坏过程被总结为6 个阶段18 ：初始阶段,在对应应力为0.4fe,处，试件保持近似弹性变形；上升阶段,应变发展至峰值应变8 c，处，试件内部出现微裂缝并逐步发展；下降阶段，在对应应变1 1.3倍8 c处，试件表面出现可见裂缝；裂缝迅速发展阶段，试件表面逐渐形成宏观斜裂缝；裂缝逐渐贯通全截面阶段，在对应应变2 3倍8 c，处；裂缝继续发展加宽阶段，损伤区域呈条带状，直至完全破坏。综合以上结果提出如表2 的评价指标建议。Tab.2Corresponde
28、nce between compressive strain and damage level of concrete损坏程度受压损伤变量无损坏(0,0.02)轻微损坏(0.02,0.2轻度损坏(0.2,0.4)中度损坏(0.4,0.6比较严重损坏(0.6,0.7)严重损坏(0.7,1.0)青海大学学报表2 清混凝土受压应变与损坏等级对应关系混凝土压应变(0,0.5 8c,r)(0.58e.r,1.0 8c.,)(1.0 8e,r,1.5 8e,r(1.5 8cr,1.0 8c.u(1.0 8e.u,1.58c.u)1.5 8e,u第41卷损伤程度弹性变形出现塑性变形，内部产生微裂缝表面出现可
29、见裂缝形成宏观斜裂缝裂缝逐渐贯通全截面形成破损带为研究结构在地基不均匀沉降与多维地震共同作用下的破坏演化过程，以结构沉降区区沉降作用结果为例，选取图7 虚线框子结构，通过精细化有限元模型，研究子结构在多维罕遇地震作用下的破坏模式，鉴于3条地震波分别作用下结构破坏规律相似度较好，以Taft波作用结果为例。353025%15105左柱1右柱1左柱2右柱2图7 子结构选取Fig.7 Selection of substructure+左1左2 板梁一右1右200图8 构件严重损伤单元占比Fig.8 Proportion of severe damage units of components1854
30、沉降量/mm90第5期图8 展示了在多维罕遇地震下子结构构件严重破坏单元数占构件单元总数的比值。由构件严重损伤单元占比可知,未沉降结构和发生地基不均匀沉降结构的边柱破坏程度均大于中柱。随着沉降量的增加,结构边柱破坏程度基本以4.5%左右的幅度增加，如结构未沉降时左2 的破坏程度为2 0.4%，沉降量9 0 mm时破坏程度为34.1%。中柱右2 破坏程度与边柱相反,以3%左右的幅度逐渐降低,如结构未沉降时右2 的破坏程度为15%，沉降量9 0 mm时破坏程度为5.9%。在多维罕遇地震作用下未沉降结构的子结构边柱左2 破坏程度较中柱右2 破坏程度增大5.4%,沉降量9 0 mm时边柱左2 破坏程度
31、较中柱右2 破坏程度增大2 8.2%。对于框架梁和楼板构件,结构沉降量18 mm时子结构的框架梁和楼板在多维罕遇地震作用下破坏程度与未沉降的子结构破坏程度相差较小,沉降量达到9 0 mm时框架梁破坏程度增长了4.1%，板构件破坏程度受沉降量增加的影响相对较小。由此可知,地基不均匀沉降对边柱和中柱损伤程度影响最大,对楼板影响相对较小。在多维罕遇地震作用下未沉降结构的子结构破坏过程如图9 所示。地震作用初始阶段结构处于弹性状态,基本未出现损伤;随着结构损伤累积,地震作用至7.0 s时,在结构底层柱脚与梁端开始出现轻微损伤，产生微裂缝；7.7 s时梁端部位出现可见裂缝，开始形成塑性铰，结构边柱节点及
32、框架柱脚损伤逐渐发展；地震作用至12.6 s时,结构损伤基本达到最大,梁端与节点部位达到严重破坏，裂缝贯穿节点,并在框架柱直角边自下而上出现不同深度的宏观裂缝。图9 c为结构的最终破坏云图。由结构首层边柱与中柱损伤三维云图（图10)可知，柱脚部位混凝土达到严重破坏,钢筋屈服,边柱破坏与中柱差异较小。由楼板破坏云图（图11)可见，发生不均匀沉降后在楼板与边柱连接一侧破坏出现一定程度增加,沉降区一侧变化相对较小,同时在楼板与因不均匀沉降而倾斜的梁连接两侧出现较多的可见裂缝。DAMAGEC(AVG:75%)丁孟成等：多维地震作用下地基不均匀沉降结构响应研究DAMACEC(AVG:75%)Xe89DA
33、MAGEC(平均：7 5%)+9.611e-01+8.81001+8.009e-01+7208e-01+6.407e-01+5.606c-01+4.806e-01+4.005e-01+3204c-01+2.403e-01+1.602e-01+8.009e-02+0.000e+00a 7.0 sb 7.7s图9 未沉降结构的子结构地震损伤过程Fig.9Seismic damage process of substructure of unsettled structurec最终损伤图DAMAGEC(平均：7 5%)+9.459e-01+8.671e-01+7.882e.7.094e016306e
34、4.518e4.7293.94153e6501+7.882e2+0.000e+00DAMAGEC(平均：7 5%)+9.459e-01+8.671e-01+6.306e882e.094e001.518e01000082e020.000e+00S.Max IN-Planc principal(ADS)(平均：7 5%)+2.302e+02+1:776e+02250e-02983e3276ee879e3le-05e57e-03.483e-04.009e+02S.Max IN-Planc principal(ADS)(平均：7 5%)+2.302e+02+1.772e+0242e+025e+01le
35、+0188e+01939e02789e401469e024.060e+023.530e+02a边柱柱脚b中柱柱脚图10 未沉降结构的子结构构件损伤云图Fig.10Damage nephograms of substructure components of unsettled structureC边柱柱脚钢筋应力云图d中柱柱脚钢筋应力云图90DAMAGEC(平均：7 5%）+9.590e-018.791e-01+7991e-01+7.192e-016.393e-01+5.594e-0114.795e-01+3.9960-013179e-01+2397e-01+1598e-01+7.991e-0
36、2+0.000e+00青海大学学报DAMAGEC(平均：7 5%)+9.731e-01+8.920e-01+8.109e-01+7298e-0116.487e-01+5.676e-0114.865e-014.054e-01+2433e-0113244e-01+1.622e-01+8.109e-02+0.000e+00第41卷a未沉降图11子结构连接区域楼板损伤云图Fig.11Damage nephogram of floor slab in the substructure connection area图12 展示了在多维罕遇地震下沉降量9 0 mm时子结构的地震受压破坏过程。由图12 a可
37、见，仅考虑沉降作用时,结构在节点和边柱已出现不同程度损伤。由于右侧沉降作用，在首层未沉降柱大约2/3柱高位置，柱身近沉降，侧压应力增大，造成中度损伤并产生斜裂缝,同时梁端与柱端出现不同程度的塑性铰，且梁端损伤程度大于柱端损伤程度。地震作用初期，框架梁损伤发展早于其他构件,其他构件损伤发展较慢。地震作用至7.3s时,未沉降柱柱脚损伤开展时刻较沉降柱提前,7.7 s时未沉降柱柱脚损伤已明显发展,与沉降柱柱脚损伤差异明显扩大。沉降柱柱脚与图9 未沉降工况下子结构该处柱脚相比，损伤差异较大，表明地基不均匀沉降导致了沉降柱损伤时效出现滞后。随着地震动持续，在框架梁左右两端逐渐产生明显裂缝，地震作用至12
38、.9 s时，结构损伤基本不再发生变化。图12 c展示了子结构的最终损伤图,通过结构最终损伤结果可见，由于受地基不均匀沉降影响,边柱存在初始缺陷,在地震作用下出现了严重贯通裂缝,导致结构濒临断裂，而沉降区中柱损伤程度相对较小,如图13b和图13d所示，此时结构边柱和中柱破坏程度差异也比较明显。DAMAGEC(平均：7 5%)+9.713e-01+8:094c-01+8.904e-01+7.274e-01-6.475e05.666e+4.857e+4.047e1.619e-+8.094e-00.000e+00b 沉降量 9 0 mmDAMAGECDAMAGEC(平均：7 5%)(平均：7 5%)+
39、9.713e-01+8.904e-01+8:094e-01+7.285e-01+6:475e-01+5:666e-01+4.857e-01+4.047e-01+3:238e-01+2.428e01.619e-01+8.094e-02+0.000e+00asFig.12Seismic damage process of substructure in zone II with 90 mm settlement depthDAMAGCDAMAGEC(平约：7 5%）(平均：7 5%）476e+9.476e8.067e77e7e7ee1859e369e369e9P966789+0.000e+00+0
40、.000e+00b7.3s图12 II 区沉降量9 0 mm时子结构的地震破坏过程SMAX.In-Plane Principal(Abs)(平均：7 5%）+4.190e+02+3.491e+02+2.792e+02+2.094e+02+1.395e+02+6.966e+01-1.980e01-7.006e+01-1.399e+022.098e+022.796e+023.495e+024.194e+02c最终损伤图SMAXIn-Plane Principal(Abs)(平均：7 5%)+4.190e+02+3.491e+02+2.792e+02+2.094e+02+1.395e+02+6.96
41、6e+01-1.980e017.006e+01-1.399e+022.098e+022.796e+023.495e+024.194e+02a边柱柱脚Fig.13Structure damage nephograms of substructure in zone I with 90 mm settlement depthb中柱柱脚图13I区沉降量9 0 mm时子结构的构件损伤云图c边柱钢筋应力d中柱钢筋应力第5期图14为沉降量18 mm和54mm下子结构在多维罕遇地震时的受压损伤云图。根据结构的破坏演化分析可知,精细化模型数值分析是研究多维地震下不均匀沉降结构破坏模式的有效途径。地基不均匀沉降
42、造成结构部分单元失效,致使结构内力重分布,形成新的传力路径。在沉降量逐渐增大过程中，构件间的拉结作用减弱，结构传力路径逐渐失效，使得构件无法充分发挥其抗震性能，减弱了沉降区构件的地震破坏程度并延缓了损伤出现时刻，但加剧了沉降区相邻区域内各构件的地震破坏时效与程度。DAMAGEC(平均：7 5%）99.640e一丁孟成等：多维地震作用下地基不均匀沉降结构响应研究91DAMAGEC（平均：7 5%）HO0a 18mm图14区沉降量18 mm和54mm时子结构的损伤云图Fig.14 Damage nephograms of substructure in zone II with 18 mm and
43、 54 mm settlement depthsb 54mm3结论本文采用数值模拟方法研究了沉降区域、沉降量、多维地震动强度等参数对地基不均匀沉降下RC框架结构抗震性能的影响规律,得出以下结论：（1)对于地基不均匀沉降的框架结构，多维地震作用与单向地震作用所引起的结构最大层间位移响应较为接近，但二者所引起的结构扭转效应差异显著，且不均匀沉降区域距离结构平面中心越远，扭转效应就越显著。地基不均匀沉降所引起的结构刚度变化对结构能量耗散模式具有显著影响,且不均匀沉降量越大，阻尼耗能占总耗能比例越小，累计滞回耗能占总耗能比例越大。(2)结构损伤评价标准可以较好地反映在地基不均匀沉降条件下结构地震破坏模
44、式。地基不均匀沉降对结构不同构件的地震损伤影响差异较大。沉降柱的地震损伤程度弱于未沉降柱，地震损伤时效也相对滞后；沉降量的增加导致沉降区首层柱与二层柱的地震损伤程度差距逐渐减小,对相邻的未沉降区首层与二层柱的影响较小；框架梁和沉降区相邻楼板的地震损伤程度与沉降量呈正相关趋势,但沉降量对楼板地震损伤程度的影响远小于框架梁。(3)地基不均匀沉降所引起的结构初始损伤将加剧与沉降区相连接构件的地震损伤程度，导致结构抗震性能退化。对于存在地基不均匀沉降问题的建筑结构,应当及时处理,以免在地震过程中出现更为严重的破坏。参考文献：1孙占军，金来建，何庆祥，等.上海地区某加层建筑地基不均匀沉降原因分析J.建筑
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