代入4.5-24式中，则“虚拟柱”便具有与几何刚度相同的刚度值。
这个方法可以引伸到三维的分析模型中去，只须将j层的“虚拟柱”设置在j层以上所有楼的质量中心，且扭转刚度可以用每一个“虚拟柱”的扭转常数予以包括。
有关这方面的较详细信息，可参阅下节。
(三)简化的重力二阶效应分析方法
重力二阶效应的简化分析方法很多。本节介绍文献[12]的一种方法，可以用来分析不对移结构的重力二阶效应，其基本思想和方法是在标准的一阶效应计算程序中引入具有负刚度的“虚拟柱(Fictitious Column)”，可直接完成对二阶效应的分析，不须采用繁琐的、费时的反复迭代技术。
方法的依据是：①作用在建筑结构框架柱上的重力荷载，通常比欧拉屈服荷载相对较低；②由于倾覆力矩对柱子轴向力的增大效应，通常为很小，并在某种范围内相互抵消。
这些情况在地震作用下结构的工作状态是存在的，从而允许简化结构的几何刚度矩阵，近似地使非线性问题线性化。
对这些结构，柱的常量几何刚度矩阵是三对角矩阵，如图4.5-7和表达式4.5-25，通常假定楼板自身平面内是刚性的，整个结构的几何刚度是将全部柱的侧移效应累加起来获得。相加后的几何刚度矩阵，仍是如4.5-25式三对角矩阵。
这个三对角线的矩阵，可视为平行于实际结构，具有负刚度性质的，虚拟剪切梁的刚度矩阵，如图4.5-8所示，这种模拟允许使用一阶的平面框架计算机程序来估算二阶效应。
由图4.5-7可见，层剪力 乃是与柱轴向力Pi成正比的力。
(4.5-25)
式中 -- 产生不稳定的侧向力
Pi-- i层柱子一阶轴力之和
hi-- 层高
-- i平面的侧向位移





























令 为i层的虚拟柱的剪切刚度：
(4.5-26)
由此， (4.5-27)
式中 j--i层总共的柱子数。
可见虚拟柱的负剪切刚度，等于i层总的轴向力Pi。当计算机程序不能模拟剪切位移时，可以采用转动为固定的，平移为自由的，受弯柱子作用计算模型。
(4.5-28)
由此， (4.5-29)
上述公式的建立是基于柱子在层间是按直线形式变位。实际上柱子有端部弯矩，还由于变位后的柱子中心轴线与轴力之间有偏心，产生附加的侧移力等，这些效应不大，可以近似地估计一个放大系数 ，相应地
(4.5-30)
(4.5-31)
式中 。
在三维情况下(结构有二个方向的水平位移和一个绕竖轴的转动)，结构的线性化几何刚度矩阵不再是三对角了。但当侧向位移向量及相应的矩阵分隔成二个平移和一个转动时，每一个分隔后的几何刚度仍保持三对角的形式。这样仍然可以对非对称结构的几何刚度矩阵按照具有负刚度性质的柱子来模拟，在此情况下，前面计算的虚拟柱的剪切性质(平面座标以及其扭转性质)必须一层一层来确定。
虚拟柱的位置应设在楼层柱子的荷载中心(CG)。围绕CG的该柱的负扭转刚度，按以下表达式确定。
(4.5-32)
式中 dx，dy--柱子距CG在x和y 方向的距离。
(4.5-33)
因此
由此可见，虚拟柱的扭转刚度可以取楼层重力荷载和绕CG的惯性矩的平方的乘积。
CG的位置和G的大小，取决于楼层轴力的分布，同 的情况不同。这里忽略了侧向力和二阶力对这一分布的影响，会产生一些误差，但影响不大.
当计算机程序无法模拟梁构件的扭转性质时，4.5-29式定义的等效受弯构件可用来代表虚拟柱的这些性质，但需要用每层两个这样的柱子来模拟负的扭转刚度，每一个应具有一半的负楼层刚度，即：
(4.5-34)
每一个这样的柱应放在CG两旁距离为 的位置上，如图4.5-9所示。
对规则建筑，每一层的虚拟柱(或二个等效柱)位于上下一根(或二根)竖轴上。然而，当柱子的轴力沿柱高度与层的分布为不连续时，就不同了。因此，虚拟柱的模拟应保证层与层之间为连续。例如，上下柱在楼板平面处利用刚性的水平连杆连接，如图4.5-10。一旦具有负刚度性质的附加柱子，加进到模型中去，一阶的空间框架计算机程序便自动地生成二阶刚度矩阵的各项。

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第五讲 场地分类和设计反应谱的特征周期

周锡元 樊水荣 苏经宇


一、国内外概况
现行《建筑抗震设计规范》（GBJ11－89）（以下简称89规范）中的场地分类标准和相应设计反应谱的规定是在1974年发布的《建筑抗震设计规范》（TJ11－74）中有关场地相关反应谱的基础上修改形成的。有关规定的背景材料见文献[1]—[3]。需要指出的是抗震设计反应谱的相对形状与许多因素有关，如震源特性、震级大小和震中距离，传播途径和方位以及场地条件等。在这些因素中震级大小和震中距离以及场地条件是相对易于考虑的因素，这两个因素的影响在89规范已有所反映，震级和震中距离的影响涉及到区域的地震活动性，应该属于大区划的范畴。在现行建筑抗震设计规范中的设计近震、设计远震是按由所在场地的基本烈度是否可能是由于邻区震中烈度比该地区基本烈度高二度的强震影响为准则加以区分的。这显然只是一种粗略划分。划分设计近震、设计远震实际是根据场地周围的地震环境对设计反应谱的特征周期加以调整。关于地震环境对反应谱特征周期的影响，今后将在地震危险性分析的基础上由新的地震动参数区划图来考虑。
关于场地条件对反应谱峰值max和形状(Tg值)的影响是一个非常复杂的问题，其实质是要预估不同场地条件对输入地震波的强度和频率特性的影响。首先，如何确定输入基准面或基岩面就是很困难的，在89规范中，将剪切波速大于500m/s的硬土层定义为基岩，可以说是迁就钻探深度的一种粗略的处理方法。在美国的建筑抗震设计规范中，剪切波速度大于760m/s的地层才算作是软基岩，而软基岩和硬基岩对地震波的反应特征也是有区别的。另外土层的剪切波速分布千变万化，如何将其对反应谱的影响准确的加以分类，同样也很是困难的。在各国的抗震设计规范中尽管大家都承认考虑场地影响的重要性，可以说都还没有找到很满意的实施方法。美国关于场地相关反应谱的研究始于1976年，1978年以后才开始进入抗震设计规范。美国规范应用了Seed等[4]提出的S1～S3类场地划分标准。他们与我国规范一样只考虑场地类型对反应谱形状(Tg值)的影响。1985年墨西哥地震以后，美国规范增加了剖面中存在软粘土的S4类场地。这一分类标准从定义到分类方法都有一些含糊不清的地方[5]。进入90年代以后，美国根据1989年Loma Prieta等地震中不同场地上的强震观测记录和土层地震反应分析比较结果，提出了一个以表层30m范围内的等价剪切波速为主要参数的场地分类标准和相应的设计反应谱调整方案NEHRP[6]，在这一方案中同时考虑了场地类型对反应谱峰值(max)和特征周期(Tg)的影响[7]。为适应美国东部地区的地震动特性，林辉杰等对这一方案作了一些调整[8]。NEHRP方案已基本上被美国2000年建筑规范草案接受，按照这一新方案，对低烈度区(7度)最软场地上的max将是坚硬场地的2.5倍，对高烈度区在软硬场地上的max值保持不变，中间的情况大体上是依次逐渐变化的。场地条件对反应谱Tg值的影响在美国规范中是用周期为1s的谱加速度值来表示的。场地条件对反应谱形状的影响是用周期为1s和0.2s的谱加速度比值来表示，此值实际就是我们所说的特征周期Tg值有关，其数值范围为0.4～1.0s。考虑到所在场地地震环境的不同，对Tg值，尚需作进一步的调整，调整幅度与场地类别和周期为1s时的谱加速度有关。美国2000年建筑规范中的设计反应谱随场地条件的变化幅度比以前的规范有所扩大。从统计意义上看这样的调整也许是合理的，问题是目前使用的场地分类方法和相应的场地相关反应谱还不能很好与其预期值相适应。另外，诸如震源机制等其他因素的影响还可能掩盖由于场地条件可能造成的谱形状的差异，在这种情况下，调整的幅度尚不宜过细过大。对此在这此修订中已有所考虑[15]。
日本1980年颁布的建筑抗震设计规范将场地简单地分为三类：即硬土和基岩，一般土和软弱土，相应的Tg值分别为0.4，0.6和0.8s。从文献[9]中可以看到目前各国抗震设计规范中所采用的场地分类方案大多比较简单，相应的反应谱Tg值范围一般都在0.2～1.0S之间。只有墨西哥城是一个例外，那里采用的反应谱特征周期有大至2.0～2.5s的情况。这是由于特殊的地震和地质环境造成的。我国的地震以板内地震为主，地震动的主要频率考虑在1.0～10HZ之间看来是合适的。关于场地类别对地震地面运动强度的影响，在1995年日本阪神地震以后日本学者也十分重视。他们从对规范中3类场地上峰值加速度和速度比值的统计结果中发现，2、3类场地的峰值加速度平均约为1类场地的1.5倍，2、3类场地的峰值速度平均约为1类场地的2倍和2.5倍。

二、现行规范场地分类的基本考虑
从理论上讲，对于水平层状场地，当其岩土分布和柱状，各层土力学特性（包括非线性特性），以及入射地震波等均为已知时，场地反应问题是可以解决的。目前的问题是关于输入和介质的信息都不够完备，因此很难满足工程设计的要求。抗震设计规范中只能应用目前在工程设计中可能得到的岩土工程资料，对场地土层的地震效应作粗略的划分，以反映谱特征周期一般性变化趋势。众所周知，对于均匀的单层土，土层基本周期 。此式表明覆盖土层H愈厚，剪切波速VS 愈小，基本周期愈长。值得注意的是这一基本公式主要适用于岩土波速比远大于1.0的情况，且有VS和H这样两个评价指标。由于场地土层剪切波速一般都具有随深度增加的趋势，用一般工程勘察深度范围内实测剪切波速的某种平均值来表示场地的相对刚度，应该说是比较合理的。考虑到当平均波速VS相同时，由于覆盖层厚度H不同，基本周期也将有很大的差异，因此在现行规范中增加了覆盖层厚度的指标，并由此产生了双参数的场地类别划分的构想。按照H愈大，VS愈小，Tg值愈大的一般规律将场地划分为Ⅳ类，应用可能得到的强震加速度反应谱进行分类统计获得了各类场地的平均设计谱。在实际应用统计结果时考虑到经济方面的原因，在选用各类场地Tg值时采取了平均偏小的值。另外，考虑到这种分类方法的把握不是很大，因此在分类中有意识地扩大Ⅱ类场地的范围，把Ⅰ、Ⅲ、Ⅳ类场地的范围缩得较小。在某种意义上讲这也是一种协商的结果。与国外抗震设计规范中的场地分类标准和相应的Tg值相比，我国规范中取的值约偏小15％-30%左右。从不同场地上的大量实测反应谱资料看，在中短周期段(0.1～1.0秒)实际记录分析得到的谱加速度值比规范规定大很多的情况常有出现，但按规范设计的建筑大多能经受(指不产生严重破坏)这种超规范的地震作用。例如在我国1988年云南澜沧—耿马地震的一次6.7级余震中，在震中附近Ⅰ～Ⅱ类场地上记录到的地面加速度达0.45g，反应谱特征周期达0.5秒。但台站周围的建筑震害并不很严重。这些情况说明设计中采用场地分类和相应的反应谱可能会与未来地震中实际经受的谱有较大的差异，但一般来讲，这种不确定性可能造成的后果并不是十分严重的。

三、实用中提出的问题和处理意见
89规范中的场地分类和相应的设计反应谱特征周期值划分方法已为我国工程界熟识。在93年的局部修订中对这部分内容未提出强烈的修改要求。不过在实用中以及与其他规范的协调过程中还是反映出来一些问题，归纳起来大致有以下几条。
1、在构筑物抗震设计规范修订过程中对此分类方案的阶梯状跳跃变化提出了异议。工程界也有一些意见认为场地类别的分界线不容易掌握，特别是在覆盖层厚度为80m，平均剪切波速为140m/s的特定组合下，当覆盖层厚度或剪切波速稍有变化时场地类别有可能从Ⅳ类突变到Ⅱ类，相应地震作用的取值差别太大。这种情况是因为在征求意见和审查过程中有相当一部分人要求将Ⅲ、Ⅳ类场地范围尽量划小，以减少设防投资而人为 地将一部分Ⅲ类场地划成了Ⅱ类后造成的结果。随着我国经济情况的好转，这一问题已不难解决了。
2、89规范中的划分方案在边界附近的场地类别差一类，反应谱Tg值也相应跳一档，例如从Ⅲ类场地跳到Ⅳ类场地时引起Tg值以及中长周期结构的地震作用有较大的突变，在设计中不好掌握。因此提出可否考虑采用连续化的划分方法。这个问题实际是反映了需要与可能之间的矛盾。事实上场地类别和Tg之间的这种分档对应关系在实际地震中是很可能出现矛盾的。上面提到的1988年澜沧—耿马地震中的实际记录就是一个例子。再说现行建筑抗震设计规范中的相邻场地类别Tg值的差异已不是成倍的变化了，因此过细的区分必要性不是很大的。为了满足形式上的连续化可以采用插入的方法。关于这一点将在本文第四节中加以讨论。
3、按照89规范的场地分类标准，当剪切波速大于500m/s的硬土层上覆盖3m以上剪切波速140m/s的软土时便应划为Ⅱ类场地，但当覆盖层厚度为3～9m时，只要上覆土层的平均剪切波速大于250m/s时，便可划为Ⅰ类场地。设有两个场地。场地1的覆盖土层为4m，地表以下0～3.5m以内的剪切波速为200m/s，3.5～4.0m以内的剪切波速为400m/s，按厚度加数平均剪切波速为225m/s，按现行规范应划为Ⅱ类场地。场地2的覆盖层厚度为8.5m，地表以下0～3.5m以内的剪切波速也为200m/s，3.5～8.5m以内的剪切速仍为400m/s，也就是说与场地1相比场地2是基岩以上的中硬土层的厚度增加了4m，其余均无变化。场地2的平均剪切波速为294m/s，按照现行规范场地2划为Ⅰ类。有人认为这一结果是不合理的，因为场地1的刚性比场地2大。这个问题与在大于500m/s的硬土层上面允许覆盖多厚的软土层仍可作基岩的考虑有关。事实上，这一厚度最初被定为0m，但在征求意见过程中有相多人提出规定太严格了，后来才定为3m。但仍有不少人提出当表土层的剪切波速接近“半基岩” 还可以放宽一些，从而导致了现行规范中的结果。由于造成这种反差的情况实际上很少，而且在实际地震中也还是有可以出现的。这方面的问题虽已有人提出，但并不很多。为了减少这种反差现象，在这次修订中，Ⅰ类场地上允许覆盖的中硬土层的最大厚度改为5m。
4、在文献[10]中以另外二个场地的对比为例阐述了由于计算平均剪切波速的表土层厚度取15m或覆盖厚度两者的较小值所带来的问题。在这两个例子中，场地甲的覆盖土层厚度为10m，地表以下0～9m以内的剪切波速为100m/s，9～10m以内的剪切波速为480m/s ，按厚度加数的平均剪切波速为138m/s，按现行规范应划为Ⅲ类场地；场地乙的覆盖层厚度为15m，地表以下0～9m以内的剪切波速仍为100m/s，9～15m以内的剪切波速也为480m/s，以厚度加权的平均剪切波速为252m/s，按89规范应划为Ⅱ类场地。直观来看，场地甲的刚性比场地乙的大一些，同样也出现了反差。应该说这种情况也是很少见的。出现上述现象的原因除了以上所说的计算平均剪切波速时采用的土层总厚度取值的双重标准以外，更主要的还与 基岩的最小剪切波速划一地定为500m/s有关。事实上场地岩土剖面中的所谓基岩和土只是一个相对的概念。从理论上讲，当下卧岩土的剪切波速远大于上层时，该下卧层方可划为基岩。但这样定义的岩土界面往往很深，大大超出了工程勘察的范围，因此才考虑以波速500m/s为界。在这次修订中拟补充岩土波速比的划分标准。这样一来不仅使划分标准显得更合理，上述反差现象也不大可能发生了。具体方案将在下一节中阐述。

四、场地分类标准的修订方案
考虑到以上种种意见和问题，在这次修订中将在场地分类标准基本框架不变的条件下，将原有条文作以下调整。
建筑场地类别的划分仍以土层等效剪切波速和覆盖层厚度双参数为定量标准，但对等效剪切波速和覆盖层厚度的确定方法作相应的修改。在89规范中土层等效剪切波速是按厚度加权的方法计算的，总厚度取为15m。由于按厚度加权方法缺乏物理意义，也不能与土层共振周期建立等价的关系，因此在这次修订中采用了国际上通用的以下计算公式：
(1)
(2)
式中：se——土层等效剪切波速(m/s)；
d0——场地评定用的计算深度(m)，取覆盖层厚度和20 m两者的较小值；
t——剪切波在地表与计算深度之间传播的时间(s)；
di——在计算深度范围内，第i 土层的厚度(m)；
n——计算深度范围内土层的分层数；
si——计算深度范围内第i 土层的剪切波速(m/s)。

公式(1)，(2)在文献[2]、[3]中就已经提出，在89规范中考虑到我国工程界的习惯采用了按厚度加权的算法。在文献[2]中还曾比较过两种算法的差异。在多数情况下，按照公式 (1)、(2)计算的土层等效剪切波速比按现行规范中的公式计算结果偏小。考虑到实际需要和规范分类标准的延续性，在这次修订中将计算深度从15m提高到20m。由于剪切波速随深度的变化在多数情况下具有增大的趋势，计算深度从15m增大到20m以后，按现行规范中的公式和式(1)(2)计算的土层的等效剪切波速就比较接近了。
工程场地覆盖层厚度的确定方法拟修订为：
1、在一般情况下应按地面至剪切波速大于500m/s的坚硬土层或岩层顶面的距离确定。
2、当地面5m以下存在剪切波速大于相邻的上层土剪切波速的2.5倍的下卧土层，且下卧土层的剪切波速不小于400m/s时，可取地面至该下卧层顶面的距离和地面至剪切波速大于500m/s的坚硬土层或岩层顶面距离两者中的较小值。
3、场地土剪切波速大于500m/s的孤石和硬土透镜体应视同周围土层一样。
4、剪切波速大于500m/s的硬夹层（火成岩夹层）当作绝对刚体看待，从而可以从土层柱状中扣除[11]。
四类场地别仍然根据土层等效剪切波速和覆盖层厚度加以划分，只是对覆盖层厚度的分档范围有些调整。调整后的场地划分标准见表1。

表1 建筑场地类别划分
等效剪切波速 场地类别
Ⅰ类 Ⅱ类 Ⅲ类 Ⅳ类
s500 0m
500se250 5m 5m
500se140 3m 3～50m 50m
se140 3m 3-15m 15～80m 80m

在这次分类标准中对Ⅳ类场地的范围不作任何调整，Ⅲ类场地的范围有些扩大，Ⅰ类场地的范围略有缩小，Ⅱ类场地的范围有增有减，总的来讲变化不是很大。

五、关于场地反应谱特征周期的连续化问题
由于与场地类别有关的设计反应谱特征周期Tg愈大，中长周期结构的地震作用也将增大，设防投资一般来讲也相应增加。从提高设防投资效果的要求出发，场地分类和Tg值的划分和确定似乎愈细愈好。但就目前的资料基础是做不到的。即使是像现行规范这样的粗略分档在实际地震中也难保准确，max和Tg比预期值差一倍都是不足为奇的。因此过细的分档和连续化划分只能满足人们心理上的精度要求。因此，我们不主张这样做。但是经修改以后的场地分类标准和相应的Tg取值并不排斥连续化的运用，只要运用插入方法即可。为简单起见在插入过程中可以考虑以下基本原则和约定：
1. dov-Vse平面上相邻场地分界线上的Tg值取平均值，即设在I~II类场地，II~III类场地和III~IV场地分界线上的Tg值分别为0.30，0.40和0.55秒；
2. 将Tg等值线细分到0.01秒，即分辨到二位小数；
3. 为简单起见，优先考虑采用线性插入或等步长划分。为减少相邻Tg等值线间距的跳跃变化，在等值线间距可能造成突变的区段采用步距递增或递减的非线性插入；
4. 在dov-Vse图上建筑抗震设计规范规定的场地类别分界线均呈台阶状，因此插入后的Tg等值线也可用台阶状折线来表示。由于III~IV场地的分界线是一步台阶，而II~III场地的分界线是二步台阶，为使之连续化，可将过渡区一部分中的Tg等值线取为一步台阶，另一部分取为二步台阶，一步和二步台阶区域范围按等间距的原则划分，两部分的Tg值分界线取为0.48秒；
5. 插值范围包括从覆盖层厚度dov=0~100m，等效剪切波速Vse=0~700m/s的区域，相应的Tg值范围为0.20~0.72秒；
按照以上原则和约定，在图1中给出了新的建筑抗震设计规范拟采用的场地类别分界线和相应的Tg值的等值线。按此图很容易根据dov和Vse值按以上原则确定相应的Tg值（可分辨到二位小数）。
关于Tg等值线的等间距插入方法毋需作进一步的说明。因此下面只对其中的不等间距插入方法作些补充说明。首先看dov轴上dov=3~15m的区间，其左边（即dov<3m的区间）为0.6m的等步长插入，如果在3~15m间也采用等步长插入为10个间隔，其平均间距为1.2m。为了使3m附近的等值线间隔与其左边相协调，这一段采用变步长插入，即令第i个步距为0.6+iδv1。dov=15~65m的区间，由于其左边（dov <15m）最后一个间隔为1.69m，如果从dov=15m到dov=65m的区间按等间距划分，分辨到0.01秒的Tg等值线间距达5.56m，在其左端具有很大的突变，为了保持相对比较平滑的变化趋势，采用了从左到右等值线间距递增的分割形式，即取第i个间距为1.69+iδv2。
关于 时沿竖轴上的横向分割。由于在Vsm从0~250m/s的范围内分二段按等步长插入的步距变化不太大，也就不必考虑变步长插入了。但从Vsm=250~500m/s区间等分为10个间隔时，间距为25m/s，与其下端分档间隔出现明显的不协调（突变）。所以在这一区间也应采用了变步距插入。
现在再看dov=5~50m，Vsm=140~500m/s区间的竖向分割。若将Tg值等值线细分到0.01秒，这一区域沿dov轴应划分10个分档，平均间距为4.5m/s。考虑到在此区段以外两边的dov分档都比较小，因此对这一区段采用中间宽两边窄的分割方案。具体做法是以dov=27.5m为中分线将此区段分为左右两部分。
按以上原则和方法划分得到的Tg等值线不仅保持了场地类别分界线上与建筑抗震设计规范的规定完全一致，同时也基本满足了相邻等值线间距渐变的要求，不失为一种较好的连续化划分方案。需要再次指出的是由于反应谱的场地分类目前还只是一种粗略的划分，所有的Tg值连续化的划分都只是一种形式上的细分，并不能真正改善设计用Tg值的准确性。图1中的Tg值等值线相应于地震动反应谱特征周期区划图中的一区，对二、三区也可按照同样的原则制定与场地土平均剪切波速Vsm和覆盖层厚度有关的Tg值等值线图。
因此在一般情况下按规范规定的场地类别选择Tg值已经足够，只是当dov和Vsm值都有准确数据和特殊要求时才可考虑Tg的连续化取值。

感 谢
文中有关场地分类与设计反应谱特征周期的观点与意见曾与戴国莹教授，谢礼立院士，刘曾武、郭玉学、谢君斐教授以及其他同行专家切磋和研讨，笔者从中得益匪浅，谨此致谢。

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一、 断裂工程抗震评价
1 现 状
断裂对工程影响的评价，长期以来不同学科之间存在着不同看法。经过近些年地震区考察及不断地交流研究成果，尤其近些年对地震现场地表地裂对工程影响的专项考察，如：1970年云南通海地震地表断裂研究，1976年唐山地震地表断裂考察等认为：所谓要考虑断裂对工程影响主要是发震断裂地震时与地下断裂构造直接相关的地表地裂位错带，也就是有些学者称之为地震时老断裂重新错动后直通地表的地裂位错带。建在这类位错带上的建筑破坏是不易用工程措施加以解决的，因此规范中划为危险地段应予避开。至于与发震断裂间接相关的受应力场控制所产生的地裂（如分支及次生地裂），根据唐山地震时震中区地裂的实际探查及地面建筑破坏调查结果（唐山强震区工程地质研究，1981，中国建筑科学研究院），认为此类地裂带，对经过正规设计建造的工业与民用建筑影响不大，地裂缝遇到此类建筑不是中断就是绕其分布，仅对埋藏很浅的排污渠道及农村民房有一定影响，而且可以通过工程措施加以解决，并不是所有地裂均需考虑避开。这是近些年对断裂的工程影响新的认识，修订规范时应给予充分的考虑。至于地震强度一般在确定震中烈度时已给予考虑。
2 关于烈度小于8度可不考虑发震断裂对地面建筑错动影响问题
目前我国抗震设计规范的设防均是按概率水平考虑的，如：考虑小震时的超越概率为63%左右，考虑遭遇到中震时超越概率10%，考虑罕遇地震时超越概率3%左右。说明按设防水平进行设计时，当遭遇到地震时仍可能有少量建筑超出设防水平的破坏，并不是保证100%都不会遭到破坏；也可以理解为设防水准线并不是统计中的外包线，这是根据我国经济状况决定的。同样考虑不同烈度出现地表地裂对建筑有无影响的地震强度界线时，也应按出现的概率大小确定。根据工程地质学报（工程地震专利1998.3 Vol.6 No.1）蒋溥研究员的统计资料表明：中国大陆地震断错形变——震级概率分布图，可以明显地看出当M=6.5级时有95%的断裂不会出现地表地震断错形变，仅有个别地震才有可能出现。1989年编制中华人民共和国国家标准《岩土工程勘察规范》时，也曾对13个国家的历史地震资料做了统计分析，从分析结果可以明显地看出仅在8°或8°以上时才会出现地表地裂。新中国地震烈度表在地表现象一栏的描述中明确提出：当地震烈度8°或8°以上时地表才会出现明显的裂缝。因此，根据大量地震实例综合分析结果确定，在地震烈度为8°及8°以上时才需考虑地表位错对工程建筑影响是较为适宜的。
3 关于隐伏发震断裂上覆土层厚度对地面建筑影响问题
自从抗震设计规范提出发震断裂的概念后，在地震及地质界曾提出凡是活动断裂均可能发生地震。经过不断交流协商，工程中的发震断裂主要为可能产生M≥5级以上的地震断裂这种看法取得了一致，岩土工程勘察规范也给出明确定义，但对活动断裂来讲有一个什么时间活动过，工程上才需考虑的问题。经过不断深入研究交流看法，在活动断裂时间下限方面已取得了一致意见：即对一般工业与民用建筑只考虑1.0万年（全新世）以来活动过的断裂，在此地质期以前活动过的断裂可不予考虑，对于核电，水电等工程则考虑10万年以来（晚更新世）活动过的断裂，晚更新世以前活动过的断裂亦不予考虑。
目前尚有分歧的看法是关于隐伏发震断裂的评价问题，在基岩以上覆盖土层多厚？是什么土层？地面建筑就可不考虑下部断裂的错动影响。根据我国近年来地震宏观地表地裂考察，各学者看法不够一致。有人认为30m厚土层就可以不考虑对地面建筑影响，有些学者认为是50m，还有人提出用基岩位错量大小来衡量，如：土层厚度是基岩位错量的25~30倍以上就可以不考虑等等。唐山地震震中区的地裂经建设部综合勘察研究设计院详细工作后证明这些地裂不是与地下岩石错动的发震断裂直接相关的直通地表的构造地裂，而是由于地面振动，地面应力形成的表层地裂，仅分布在地面以下3.0m左右的范围，下部土层并未断错（挖探井证实）。在采煤巷道中也未发现断错。对有一定埋深的正规建筑地裂缝不是绕开就是中断，对建筑本身没什么影响。另据中国地震局地质研究蒋溥研究员对覆盖层厚度对断错地表形变影响的研究结果，如下表：
覆盖层厚——断错形变影响指数表
覆盖层厚度（m） 0 20 20-50 >50
M≥7.5 1.0 0.6 0.3 0.1
7.5>M>5.5 1.0 0.3 0.1 0
M<5.5 1.0 0.1 0 0
鉴于上述种种看法，在缺乏实际地震现场可靠资料的情况下，为了对此问题做进一步深入研究，由北京市勘察设计研究院在建设部抗震办申请立项，对发震断裂上覆土层厚度对工程影响做了专项研究。本次研究主要采用大型土工离心机模拟实验。此实验主要优点是可以将缩小的模型通过提高加速度的办法达到与原型应力状况相等的状态。这是其它模拟实验（如振动台试验方法等）所解决不了的，为了模拟断裂错动专门加工了模拟断裂突然错动装置，可进行垂直与水平二种错动，其位错量大小是根据国内外历次地震不同震级条件下，位错量统计分析结果确定的。
根据邓起东（1992）；蒋溥（1993）和WellsD.L.K.J.coppersmith(1994)等人整理的世界和中国的地震地表位错资料情况，国外共112次地震资料，国内共49次地震资料。


国外地震断裂地表位移与震级资料
第六讲表3.1
震 级 平均位移量（m） 平均值（m）
M=6.0-6.9 0.90 3.50 1.00 0.30 0.90 0.25 0.45 2.10 0.50 0.10 0.15 0.20 0.18 0.90 0.54 1.20 0.68
1.50 0.25 0.10 0.67 0.48 0.50 1.00 0.08 0.50 0.18 1.10 0.20 0.64 0.60 0.60 0.60
0.03 1.20 0.45 0.11 1.70 0.23 0.54 0.63 0.60 0.93 2.00 0.80 0.20 0.20
M=7.0-7.9 1.90 2.59 3.30 2.00 3.00 3.30 1.35 2.90 4.60 2.00 1.85 1.50 0.66 0.50 0.57 1.80 2.16
3.50 0.60 2.10 2.80 0.55 6.45 6.60 2.14 0.80 1.30 1.63 0.50 0.52 2.30 0.86 2.60
2.05 1.50 1.20 1.54 0.80 0.95 6.20 2.95
注：小于6级和大于8级地震未参加统计


国内地震断裂地表位移与震级资料
第六讲表3.2
震级 位移量（m） 平均值（m）
M=6.0-6.9 水平 2.00 2.40 2.00 0.24 1.66
垂直 0.30 0.76 1.20 0.40 0.67
M=7.0-7.9 水
平 1.50 2.50 7.40 10.50 5.50 7.00 2.00 5.50 1.50 8.00 3.90
7.50 2.00 1.63 5.00 2.90 2.70 3.60 0.55 1.53 2.20
0.90
垂
直 4.00 1.50 1.50 1.10 2.00 3.00 5.60 3.00 2.75 2.00 2.09
5.50 5.50 1.20 1.30 5.25 0.95 0.50 0.50 0.20 0.70
1.10 0.30 0.50
注：大于8级地震未参加统计
按上述统计结果实验时的位错量定为1.0-4.0m，基本上包括了8°、9°情况下的位错量。上覆土层按下不同岩性，不同厚度分数种情况，通过离心机提高加速度，当达到与原型应力条件相同时，下部突然错动，观察上部土层破裂高度，以便确定安全厚度。从现有实验结果看，垂直位错比水平位错时的破裂高度大，当下部基盘位错量为1.0～3.0m时其上覆土层最大破裂高度约20m，当下部基盘位错量达到4.0～4.5m时其上覆土层破裂最大高度为30m。按照土工试验一般常规取值方法并考虑地震动的影响综合考虑安全系数取为3。据此提出了8°、9°时上覆土层安全厚度界限值分别为60m、90m。应当说这个结果是初步的，可能有些因素尚未考虑，也可能安全系数偏大，但毕竟是第一次有模拟实验为基础的定量提法，与以往的宏观经验和有关的理论计算均很接近，可以说有一定的可信度。
对于特殊地震地质条件下的特殊工程尚可召开专家论证会加以确定。

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