考虑几何参数影响的联肢剪力墙抗震性能研究_邓又民.pdf

第 39 卷第 1 期2023 年2 月结构工程师Structural EngineersVol.39，No.1Feb.2023考虑几何参数影响的联肢剪力墙抗震性能研究邓又民1 付俊杰2 伍云天2，3，*何飞4（1.深圳市华阳国际工程设计股份有限公司长沙分公司，长沙 410000；2.重庆大学土木工程学院，重庆 400045；3.重庆大学山地城镇建设与新技术教育部重点实验室，重庆 400045；4.华阳国际工程设计（湖南）有限公司，长沙 410000）摘 要 耦联比是反映联肢剪力墙墙肢与连梁的耦合作用程度的重要参数。然而，耦联比与结构体系的非线性特征高度相关，导致在结构初步设计阶段难以确定。因此，有必要引入在初步设计阶段即可方便确定的其他参数。本研究采用连梁跨高比和墙肢高宽比来代替耦联比，设计了9个联肢剪力墙原型结构，利用增量动力分析方法，研究了连梁跨高比和墙肢高宽比对钢筋混凝土联肢剪力墙地震易损性特征和极限承载力的影响。采用双因子二次响应面法进一步揭示了连梁跨高比和墙肢高宽比的组合对联肢剪力墙整体性能的影响，得到响应变量的最优值，并利用曲线拟合找出连梁跨高比和墙肢高宽比最优关系。结果表明，连梁跨高比和墙肢高宽比可以有效地作为耦联比的补充，在初步设计阶段作为衡量钢筋混凝土联肢剪力墙的整体抗震性能的参数。关键词 耦联比，连梁跨高比，墙肢高宽比，增量动力分析法，响应面法Seismic Performance of Coupled Shear Walls Considering the Influence of Geometric ParametersDENG Youmin1 FU Junjie2 WU Yuntian2，3，*HE Fei4（1.Shenzhen Capol International&Associates Limited Changsha Branch，Changsha 41000，China；2.School of Civil Engineering，Chongqing University，Chongqing 400045，China；3.Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area，Ministry of Education，Chongqing University，Chongqing 400045，China；4.Capol International&Associates（Hunan）Limited，Changsha 410000，China）Abstract Coupling ratio（CR）has been widely used to reflect the coupling degree of shear wall and coupling beam.However，the parameter CR is highly related to the nonlinear characteristics of the structural system，which is thus difficult to determine at the preliminary design stage.Therefore，it is necessary to introduce other parameters，which can be easily determined at the preliminary design stage.In this study，the span to depth ratio b of the coupling beam and the height to width ratio w of the wall pier are used to replace CR as the seismic design parameters at the preliminary design stage，and nine prototype structures are designed.The influence of b and w on seismic vulnerability and ultimate load carrying capacity of RC coupled walls is studied by using incremental dynamic analysis method.The influences of b and w on the overall behavior of the coupled shear wall are further revealed by the double factor quadratic response surface method.The optimal relationship between b and w was found by curve fitting.The results show that b and w can be used as the alternative parameters to CR to ensure the optimal overall performance of RC coupled wallsKeywords Coupling ratio，height to width ratio of wall，span to depth ratio of coupling beam，incremental dynamic analysis，response surface method收稿日期：2021-10-13 作者简介：邓又民，男，高级工程师，主要从事复杂结构设计的研究工作。E-mail：*联系作者：伍云天，男，教授，主要从事工程抗震研究工作。E-mail：DOI:10.15935/ki.jggcs.2023.01.013Structural Engineers Vol.39，No.1 Earthquake and Wind Resistance0 引 言 钢筋混凝土联肢剪力墙结构由连梁将多个单肢剪力墙耦合形成的抗震结构体系，在我国高层建筑中应用广泛，其抗震性能优于相同数量单肢剪力墙的叠加。地震发生时，连梁作为第一道抗震防线率先屈服，通过塑性变形耗散大量地震能量，耦合作用也确保墙肢损伤能较均匀地分散至墙体全高范围，从而减轻墙肢底部区域的破坏程度。在地震引起的侧向荷载下，连梁首先屈服，并遭受相当大的塑性变形。除了自身的抗弯承载力外，相邻的墙肢还受到连梁传递的轴向力的作用，从而形成拉-压耦联来抵抗地震弯矩。联肢剪力墙系统的耦合作用由耦合比反映，耦联比是连梁和墙肢抵御倾覆力矩的相对比（coupling ratio，以下采用符号CR表示），可由式（1）计算。CR=LV连梁LV连梁+M墙肢（1）式中：V连梁为传给各构件墙的连梁总剪力；L为相邻墙中心间距；M墙肢为墙肢底部弯矩。早期研究发现，联肢剪力墙比相同数量单肢剪力墙的叠加具有更高的侧向刚度和更大的侧向变形能力。Harries等1建议CR值上限为66，因为过高的CR在不改善结构性能的情况下会给连梁的抗震设计带来更大的困难。El-Tawil等2建议将30到45作为抗震设计中的CR值范围。但是，CR很难确定，尤其是在初步设计阶段，这往往给实际工作带来困难。Subedi3-4对不同连梁跨高比（采用符号b表示）的钢筋混凝土剪力墙进行了分析和试验研究，结果表明b对钢筋混凝土剪力墙的内力、变形分布和破坏模式都有影响。Harries 等1证明了墙肢高宽比（采用符号为w表示）可以影响 CR 的近似取值范围。与 CR 相比，b和w具有明确的几何含义，可以在抗震设计的早期阶段直接确定。因此，在钢筋混凝土联肢剪力墙的结构设计中，b和w可用作CR的替代参数。然而，关于这两个参数对联肢剪力墙结构性能影响的研究很少。为了更好地了解b和w对钢筋混凝土剪力墙整体抗震性能的影响，本研究利用非线性分析程序 Perform-3D对 9个原型钢筋混凝土联肢剪力墙进行了基于IDA的地震易损性分析；采用响应面法研究了b和w对剪力墙整体变形能力的影响，提出了b和w的最佳组合范围。1 联肢剪力墙设计 为了更加详细研究在不同墙肢高宽比、连梁跨高比对钢筋混凝土联肢剪力墙的抗震性能影响，本文利用软件 Perform-3D设计了 9个模型构件，抗震设防烈度为8度（0.2g）。它们的底层高度相同，为3.5 m，2层及以上高度为3 m。所有结构均使用抗压强度为40 MPa的混凝土。纵向和横向 钢 筋 的 设 计 屈 服 强 度 分 别 为 360 MPa 和270 MPa。恒载和活载的荷载系数分别为 1.0和0.5。恒载、活载及其与地震作用的组合设计值均符合规范GB 500092012。用CW-1CW-9对9个联肢剪力墙进行编号。如 图 1 所 示，CW-1CW-3、CW-4CW-6 和 CW-7CW-9共11层、16层和21层。w的对应值分别为3.35、4.85和6.35。各组b值变化范围为37（3，5，7）。表1总结了CW-1CW-9的几何设计参数。墙肢截面配筋主要由以下参数构成：墙肢端部纵向钢筋配筋率As；墙肢端部体积配箍率v；墙肢端部暗柱宽度Lc；水平分布钢筋Ash；竖向分布筋Asv，由规范JGJ 32011的最小配筋率（sv）0.27%确定。CW-1底层墙肢截面配筋如图2所示。梁的配筋如图3所示。由于连梁的剪力和弯矩大小随结构高度的变化而变化，导致不同楼层连梁的配筋要求不同。为方便起见，如果不同楼层的连接梁的设计荷载相似，则它们按相同规格配筋。表2为CW-3连梁的配筋细节，作为示例。图1联肢剪力墙立面图Fig.1Elevations of prototype coupled wall62 抗震与抗风 结构工程师第 39 卷 第 1 期2 数值模拟 2.1材料本构关系由于墙体边缘有箍筋，故墙肢边缘区域采用考虑约束混凝土模型5。连梁及墙肢其他区域则采用GB 50010规定的非约束混凝土模型。如图4所 示，混 凝 土 的 这 些 应 力 应 变 模 型 通 过“YULRX”6分析骨架曲线进一步拟合。钢筋为二折线本构关系，如图5所示。2.2结构建模在所有模型中，连梁的b值都大于2，因此屈服变形以弯曲为主7。连梁分为弹性区域和塑性区域，为了避免由于纤维横截面模型和刚性隔板假设相结合而引起梁单元内部的附加轴向力，此处不考虑刚性隔板假设。墙肢采用基于截面纤维模型的结构墙单元建模。在该单元中分别模拟了轴力相互作用和剪切行为。混凝土纤维和钢筋纤维提供了轴向、弯曲耦合行为，如图6所示。由于所有模型的w值均大于3，因此忽略了墙肢的非线性剪切特性，只考虑材料弹性抗剪。2.3分析模型的验证将分析结果与陈云涛等8的研究结果进行比较，验证了所采用分析方法的准确性和效率。在图7中，模拟的荷载-位移滞回曲线（虚线）与试验图3连梁配筋Fig.3Reinforcement of coupling beam图2CW-1底层截面配筋（单位：mm）Fig.2Reinforcement for bottom story section of CW-1（Unit：mm）表1 联肢剪力墙的设计参数Table 1Design parameters of prototype coupled walls结构编号墙肢截面高度/m墙肢截面宽度/m剪力墙高度/m墙肢高宽比w连梁跨高比b连梁截面高度Db/m连梁截面宽度Wb/m连梁跨度/mCW-140.2533.53.3570.2850.252CW-240.2533.53.3550.4000.252CW-340.2533.53.3530.6650.252CW-440.2548.54.8570.2850.252CW-540.2548.54.8550.4000.252CW-640.2548.54.8530.6650.252CW-740.2563.56.3570.2850.252CW-840.2563.56.3550.40.252CW-940.2563.56.3530.6650.252表2 CW-3连梁配筋Table 2Reinforcement of coupling beam CW-3楼层配筋详图2层，11顶层37层810层63Structural Engineers Vol.39，No.1 Earthquake and Wind Resistance曲线（实线）一起绘制。分析结果与实测结果在刚度、强度和捏缩效应等方面吻合较好，说明采用分析技术对钢筋混凝土联肢剪力墙进行建模可以取得较好的效果。3 地震易损性分析 3.1方法利用增量动力分析（IDA）结果与定义损伤极限状态（LS）相结合，可以将结构达到或超过定义的损伤极限状态的概率和相应的地震烈度水平绘制为地震易损性曲线9。IDA由一系列输入逐级Steel图5钢筋二折线性应力-应变曲线Fig.5Bilinear stress-strain curve of reinforcing图4混凝土应力-应变曲线拟合Fig.4Fitting of concrete stress-strain curves图6连梁与墙肢的分析模型：纤维模型Fig.6Analytical model for coupling beams and wall piers：fiber model图7分析结果与实验结果的比较Fig.7Comparison of analytical and experimental results64 抗震与抗风 结构工程师第 39 卷 第 1 期增大强度幅值地震记录的非线性动力时程分析组成10。为了定量评估钢筋混凝土联肢剪力墙的地震易损性，采取了以下措施：编制一套合适的地震记录；规范和扩大地震记录；选择合适的强度和损伤指标；进行非线性动力时程分析；对数据进行后处理以生成地震易损性曲线；计算安全储备系数并评估不同LSi的结构安全能力。3.2地震动的选择根据FEMA P69511的建议，从太平洋地震工程研究中心（PEER）提供的地震动数据库中选择了一套16条地震动记录，记录的主要信息汇总在表3中。图8（a）为所选记录的反应谱与中国规范（GB 500112010）的目标反应谱之间的比较。所选记录的平均反应谱与目标反应谱的统计显著性一致，如图8（b）所示。3.3地震动强度和结构损伤指标IDA需要一个选择的强度指标（IM）来表示地震强度等级，以及一个损伤指标（DM）来量化结构可以达到的损伤状态。选择联肢剪力墙阻尼比为5%的结构基本周期所对应的谱加速度 Sa（T1，5%）作为IM。周颖等12的研究表明，对于高层结构的地震动参数选择Sa（T1，5%）作为IM是更加可行的。由于IDA曲线显示出较低的离散度，并且对于完整的结构响应特征，并不需要震级或震源距离信息，屈服后的变形是反映结构整体损伤状态和性能特征的关键指标，因此将最大层间位移角max作为DM。图8地震动反应谱曲线比较Fig.8Comparison of response spectrum curves of ground motions表3 IDA的地震动记录Table 3Ground motion records for IDA编号12345678910111213141516NGA 编号9601 6021 7871741 1111 1161 1588487527671 6337217258291 485125震级6.77.17.16.56.56.97.57.36.96.97.46.56.577.66.5PGA/g0.480.820.340.380.510.210.360.420.440.370.500.260.300.550.510.51步长/s0.0100.0100.0100.0050.0100.0100.0050.0030.0050.0050.0200.0050.0100.0200.0050.005持时/s19.9955.9045.3139.0440.9540.9527.1933.5639.9539.9536.4440.0022.3036.0090.0036.35震中距/km26.541.326.529.48.74698.282.19.831.440.435.811.222.777.520.2名称Northridge,USADuzce,TurkeyHector Mine,USAImperial ValleyKobe,JapanKobe,JapanKocaeli,TurkeyLanders,USALoma Prieta,USALoma Prieta,USAManjil,IranSuperstition HillsSuperstition HillsCape MendocinoChi-Chi,TaiwanFriuli,Italy记录站台Canyon Country-WLCBoluHectorEI Centro Array#11Nishi-AkashiShin-OsakaDuzceCoolwaterCapitolaGilroy Array#3AbbarEI Centro Imp.Co.Poe Road(temp)Rio Dell OverpassTCU045Tolmezzo震源类型逆冲断层走滑断层走滑断层走滑断层走滑断层走滑断层走滑断层走滑断层走滑断层走滑断层走滑断层走滑断层走滑断层逆冲断层逆冲断层逆冲断层65Structural Engineers Vol.39，No.1 Earthquake and Wind Resistance3.4损伤极限状态为了符合中国规范（GB 500112010）中规定的三个抗震设防等级，参照邓明科13研究结果将三种损伤极限状态依次分为：使用良好、功能中断、防止倒塌。根据邓明科等14的分析和实验结果，以最大层间位移角max作为结构的变形控制。表4列出了与这些极限状态对应的最大位移角的限值。3.5易损性曲线从 IDA 中导出max值和相应的地震水平，从而得到易损性曲线。条件概率P（LSi|IM=im）可由式（2）计算P（LSi|IM=im）=NLS/Ntotal（2）式中，NLS是在im级地震荷载下导致max超过极限状态LSi的地震动记录数；Ntotal是记录总数。然后，根据式（2）得到的离散点进行曲线拟合，从而得到地震易损性曲线。地震易损性曲线的分析函数假定为双参数对数正态模型15，并可用式（3）表示：FR(im)=P（LSi|IM=im）=|ln()im-ln()mRRTR（3）式中：FR表示易损性曲线；（）为标准正态分布函数；mR和RTR分别为易损性函数的中位值和对数标准差。三种损伤极限状态所对应的结构易损性曲线的 比 较 见 图 9；CW-1CW-9 的mR值 如 图 10所示。3.6不同极限状态下的结构极限承载力这里引入 FEMA P69511中提出的结构抗倒塌储备系数（CMR），以进一步反映分析模型的抗倒塌能力。CMR是用于量化结构抗倒塌安全冗余度的主要指标，定义为结构防止倒塌水准下失效概率为 50%对应的地震动强度与罕遇地震动强度之比（GB 500112010），可由式（4）计算：表4 损伤极限状态对应的maxTable 4max Corresponding to Damage Limit States性能水平max使用良好1/1 000功能中断1/250防止倒塌1/100图9不同极限状态下的易损性曲线比较Fig.9Comparison of fragility curves at different limit states图10易损性曲线中位值mRFig.10Median values of fragility curves66 抗震与抗风 结构工程师第 39 卷 第 1 期CMR=Sa(T1,5%)防倒塌/Pf=50%Sa(T1,5%)罕遇（4）为了评估不同地震等级对应的结构极限承载力，进一步提出了设防储备系数（PMR）和弹性储备系数（EMR），PMR定义为功能中断水准下失效概率是 50%对应的地震动强度与设防地震动强度之比（GB 500112010），可由式（5）计算：PMR=Sa(T1,5%)功能中断/Pf=50%Sa(T1,5%)设防（5）EMR 定义为使用良好水准下失效概率是50%对应的地震动强度与多遇地震动强度之比（GB 500112010），可由式（6）计算EMR=Sa(T1,5%)使用良好/Pf=50%Sa(T1,5%)多遇（6）CW-1CW-9的CMR、PMR、EMR分别为图11（a）（c）所示。4 双因素二次响应面分析 4.1响应面法响应面法是数学方法、统计学和实验设计相结合而成的，可用于优化考虑各种相关参数的整体性能。通常采用不同阶数的数值函数（如一阶线性模型和二阶多项式模型）来逼近光滑的响应面。响应面的二阶近似函数如式（7）所示：y=0+i=1nixi+i=1niix2i+i=1n-1jinijxixj+（7）式中：y为结构响应变量；xi和xj是输入变量；0、i、ii和ij为回归系数；n是输入变量的数目；为服从正态分布的误差，服从均值为零的正态分布。选择w和b作为输入变量，mR值和储备系数作为结构响应变量。因此，双因子二次响应面模型可得式（8）：y=0+1b+2w+12bw+112b+222w（8）中位值及储备系数的响应面如图12所示。4.2响应面易损性分析表5和表6列出了所有回归系数、拟合度R2、中位值mR、显著性p值等各项二阶响应面系数值。根据表5，当y代表mR值时，响应面模型的拟合度值（R2）均达到 0.99，P 值均小于 0.01。如表 6 所示，当y表示储备系数时，所有响应面模型的R2均超过0.95，P值均小于0.05。这些响应面模型具有较高的拟合度且检验是显著的。所有这些模型都具有统计意义。5 结果讨论与分析 5.1w和b对结构易损性的影响通过比较图9（a）、图9（b）和图9（c），三种极限状态下的易损性曲线之间存在显著差异，表明w和b对易损性曲线的影响是显著的。在三种极限状态下，当结构达到相同的谱加速度时，较低的w或b导致较低的结构失效概率 Pf。图 10（a）、图10（b）和图10（c）表明，结构地震易损性中位值mR在三种损伤极限状态下均随w或b的减小而增大。5.2w和b对结构储备能力的影响如图11（a）所示，当w为3.35或4.85时，结构的防倒塌储备能力CMR随着b的减小而显著增图11结构储备系数比较Fig.11Comparison of structural margin ratios67Structural Engineers Vol.39，No.1 Earthquake and Wind Resistance图12中位值及储备系数的响应面Fig.12Response surface for structural margin ratios and median values表5 中位值mR二阶响应面模型Table 5Second order response surface model for mR响应量拟合度显著性计算项01b2w12bw112b222wmR使用良好R2=0.99P=0.000 6系数值1.424-0.129-0.3000.0110.0050.018F值-193.2637.239.27.131.7mR功能中断R2=0.99P=0.002 0系数值3.4200.029-0.9240.023-0.0200.061F值-53.2335.59.77.020.0mR防止倒塌R2=0.99P=0.001 3系数值10.020-0.476-2.4680.083-0.0110.163F值-101.0391.831.80.534.4表6 储备系数的二阶响应面模型Table 6Second order response surface model for margin ratio响应量拟合度显著性计算项01b2w12bw112b222wEMRR2=0.96P=0.025 3系数值4.613-0.402-0.336-0.0070.0270.013F值-32.739.80.11.20.1PMRR2=0.95P=0.038 2系数值1.5201.091-0.415-0.020-0.1050.037F值-6.522.21.024.21.0CMRR2=0.95P=0.044 4系数值6.3670.069-1.4240.045-0.0390.117F值-21.84.46.44.312.368 抗震与抗风 结构工程师第 39 卷 第 1 期加。对于最高的w=6.35，CMR随着w的降低先增加后减小。对于所有b值，结构的CMR呈现出随w的增加先降低然后增加的趋势，结构的最大、平均和最小CMR值分别为3.24、2.76和2.43。最大防倒塌储备能力 CMR值仅为最小值的 1.33倍，表明CW-1CW-9的防倒塌储备能力没有明显差异。如图11（b）所示，对于所有w值，结构的设防储备能力PMR随着b的减小均显现先增大后减小的趋势。对于所有的b值，w越小PMR越大。结构的最大、平均和最小PMR值分别为3.12、2.48和1.92。最大PMR值是最小PMR值的1.62倍，说明 CW-1CW-9 的设防储备能力存在较明显的差异。如图11（c）所示，对于所有w值，结构的弹性储备能力EMR随w值的减小而迅速增加。对于所有b值，EMR随w值的减小而缓慢增加。这一现象表明，w或b越低，EMR越大。结构的最大、平均和最小EMR值分别为2.54、1.89和1.24。表明CW-1CW-9弹性储备能力差异显著。5.3w和b对结构易损性的交互影响根据表 5，三个模型中2的 F统计量分别为637.2、335.5和391.8，在相应的回归系数中最高，表明w对所有地震易损性中位值mR的影响最大。图12（a）（c）显示了mR使用良好、mR功能中断和mR防止倒塌的各响应量随w和b改变而呈现变化规律。当w为 3.35和b为 3的组合时，3种地震易损性中位值达到最大。5.4w和b对储备能力的交互影响从表6可以看出，EMR中1的F值（32.7）和2的F值（39.8）远大于其余系数，说明w和b的对EMR的影响都是显著的，且均是线性的；PMR中2的F值（22.2）和11的F值（24.2）的统计值远大于其他几个，说明w和b的影响都较为显著，前者是线性的，后者是二次的；对于CMR，1的F值（21.8）统计量最大，说明b对CMR的影响最为显著。因此，w和b对结构3种储备系数的交互影响应予以考虑。图12（e）（f）直接反映了结构储备系数随w和b改变而呈现的变化规律。当w和b的组合为3.35和3时，EMR和CMR最大；当w和b的组合为3.35和4.85时，PMR最大。5.5综合优化分析如图13所示，绘制了能够产生最优响应变量的w和b最佳组合。当w处于36.6之间时，最佳b是在3.494.1之间。然后利用曲线拟合法得到w与b的近似关系式，用式（9）表示b=0.000 668e0.992 9w+3.54（9）结果表明，最优b随w的增大呈指数增长。6 结 论 本文基于抗震设防烈度为8度（0.2 g）条件下设计的9个原型结构模型，分析了钢筋混凝土联肢剪力墙的墙肢高宽比、连梁跨高对结构抗震性能的影响。可以得出以下几个结论：（1）通过比较易损性曲线，在三种损伤极限状态（良好使用、功能中断和防止倒塌）下，当结构达到相同的谱加速度时，w或b越低，中位值mR越高但结构的失效概率Pf越低。随着极限状态由良好使用向防止倒塌的转变，w和b对结构的3种储备能力的影响逐渐减小。（2）根据响应面法分析结果，w和b分别主要影响CMR和mR；w和b对EMR和PMR的影响程度几乎相同。（3）对响应面分析结果，进行了综合优化分析，得到了w和b的优化组合规律。曲线拟合结果表明，最优b随w的增大呈指数增长。参 考 文 献1Harries K A，Moulton J D，Clemson R L.Parametric study of coupled wall behavior-implications for the design of coupling beamsJ.Journal of Structural 图13综合优化分析结果Fig.13Result of comprehensive optimization analysis69Structural Engineers Vol.39，No.1 Earthquake and Wind ResistanceEngineering，2004，130（12）：480-488.2El-Tawil S，Kuenzli C M.Pushover of hybrid coupled walls.II：analysis and behavior J.Journal of Structural Engineering，2002，128（10）：1282-1289.3Subedi N K.RC-coupled structural wall structures.I：Analysis of coupling beamJ.ASCE Journal of Structural Engineering，1991a，117（3）：667-680.4Subedi N K.RC-coupled structural wall structures.II：Ultimate strength calculationsJ.ASCE Journal of Structural Engineering，ASCE，1991b，117（3）：681-698.5Park R，Priestley M J N，Gill W D.Ductility of square-confined concrete columns J.Journal of the Structural Division，1982，108（4）：929-9506Computers and Structures（CSI），Inc.User Guide for Perform-3D，Computers and Structures，Inc.，Berkeley，California，USA，2011.7Modeling and acceptance criteria for seismic design and analysis of tall buildingsS.Pacific Earthquake Engineering Research Center（PEER），Berkeley，CA，USA，2010.（6）8陈云涛，吕西林.联肢剪力墙抗震性能研究试验和 理 论 分 析J.建 筑 结 构 学 报，2003，8（4）：25-34.（7）Chen Yuntao，L Xilin.Seismic behavior of coupled shear wallsexperiment and theoretical analysisJ.Journal of Building Structures，2003，8（4）：25-34.（7）（in Chinese）9吕西林，苏宁粉，周颖.复杂高层结构基于增量动力分析法的地震易损性分析 J.地震工程与工程振动，2012，32（5）：19-25.L Xilin，Su Ningfen，Zhou Ying.IDA-based seismic fragility analysis of a complex high-rise structureJ.Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2012，32（5）：19-25.（in Chinese）10Vamvatsikos D，Cornell A.Incremental dynamic analysisJ.Earthquake Engineering and Structural Dynamics，2002，31（3）：491-514.11FEMA.Quantification of building seismic performance factors：FEMA P695S.Washington DC：Federal Emergency Management Agency，2009.12周颖，苏宁粉，吕西林.高层建筑结构增量动力分析的地震动强度参数研究 J.建筑结构学报，2013，34（2）：53-60.Zhou Ying，Su Ningfen，L Xilin.Study on intensity measure of incremental dynamic analysis for high-rise structures J.Journal of Building Structures，2013，34（2）：53-60.（in Chinese）13邓明科.高性能混凝土剪力墙基于性能的抗震设计理论与试验研究 D.西安：西安建筑科技大学，2006.Deng Mingke.Theory and experimental reseach on performance-based seismic design of high performance concrete shear wall D.Xian：School of Civil Engineering Xian University of Architecture&Technology，2006.（in Chinese）14邓明科，梁兴文，辛力.剪力墙结构基于性能抗震设计的目标层间位移确定方法 J.工程力学，2008，25（11）：141-148.Deng Mingke，Liang Xingwen，Xin Li.Determination of target story drift for rc shear wall structure in performance-based seismic designJ.Engineering Mechanics，2008，25（11）：141-148.（in Chinese）15吕大刚，李晓鹏，王光远.基于可靠度和性能的结构整体地震易损性分析 J.自然灾害学报，2006，15（2）：107-111.L Dagang，Li Xiaopeng，Wang Guangyuan.Global seismic frag ility analysis of structures based on reliability and performanceJ.Journal of Natural Disasters，2006，15（2）：107-111.（in Chinese）70