本發明屬于土木工程抗震與防災減災工程
技術領域：
，涉及一種雙向地震動的選波方法。
背景技術：
：(gb50011-2010)規定對某些結構進行時程分析時需要考慮雙向地震動，實際工程中常按照某一個方向進行選波，然后將所選出的地震動和其對應的實際臺站記錄的另一水平分量組合作為雙向地震動。因此現有的這種選波方法中實際上僅控制了一個方向的地震動與設計反應譜的誤差，而不能控制另一個方向的地震動與設計反應譜的誤差。這對于需要考慮雙向地震動進行時程分析的某些結構按照常規選波方法誤差較大的缺點。技術實現要素：為實現上述控制兩個方向地震動與設計反應譜誤差的目的，本發明提供一種基于常用方法選波方法雙向地震動的選波方法，并對兩個方向的地震動均進行了誤差控制的雙向地震動選擇，解決了現有選波方法技術中存在的僅控制了一個方向的地震動與設計反應譜誤差的問題。本發明所采用的技術方案是，一種雙向地震動的選波方法，按照以下步驟進行：步驟一：根據常用方法進行單向地震波的初選；步驟二：考慮場地條件對第一步選出的地震波進行二次挑選；步驟三：隨機組合挑選出來的地震動，并對每一對用于輸入組合的地震波進行對齊操作；步驟四：計算每一對地震波強度包線模型e(t)的參數:時間參數to、t1、t2、bt、mt；平穩段強度參數i0和下降段衰減指數c，此外，模型的時間參數尚應滿足約束條件：to≤t1≤t2；因此進行結構時程分析時應優先選用模型參數相近的地震輸入組合；基于以上模型，采用最優化方法并以地震動的累積能量為目標函數來確定相應的模型參數，從而完成雙向地震動的選擇。進一步的，所述步驟一的具體步驟是，選波標準為地震波在結構基本周期附近[t1-δt1，t2+δt2]段和[0.1，tg]段加速度反應譜均值與設計反應譜在這兩段的均值相差均不超過10％；其中：t1表示結構的第一基本自振周期；δt1表示第一自振周期的下偏差；δt2表示第一自振周期的上偏差；tg表示為場地的特征周期。進一步的，所述步驟二的具體步驟是，為了使得所選擇的地震波的場地條件與建筑所在的場地條件相同，在選波的時候控制地震波的震級m、震中距r在一定的范圍。進一步的，根據常用衰減規律模型結合pga衰減規律模型最終得出的震級m和震中距r的范圍。進一步的，所述步驟三中對齊原則為兩條地震波強度包線水平段的中點或地震波加速度時程峰值點在同一時刻。本發明的有益效果是，本發明經過處理之后兩兩隨機組合作為雙向地震動輸入的一種雙向地震動選波方法，解決了對于需要考慮雙向地震動輸入的結構，實際工程中常按照單方向進行選波不能控制另一個方向的地震動與設計反應譜的誤差的缺點，使得兩個方向的地震動誤差均進行了控制。附圖說明為了更清楚地說明本發明實施例或現有技術中的技術方案，下面將對實施例或現有技術描述中所需要使用的附圖作簡單地介紹，顯而易見地，下面描述中的附圖僅僅是本發明的一些實施例，對于本領域普通技術人員來講，在不付出創造性勞動的前提下，還可以根據這些附圖獲得其他的附圖。圖1是地震波對齊示意圖。圖2是多層位移比為1.5鋼筋混凝土結構層間位移角均值及變異系數對比圖。圖3是多層結構層間位移角均值對比圖。圖4是高層結構層間位移角均值對比圖。圖5是多層結構層間位移角變異系數對比圖。圖6是高層結構層間位移角變異系數對比圖。具體實施方式下面將結合本發明實施例中，對本發明實施例中的技術方案進行清楚、完整地描述，顯然，所描述的實施例僅僅是本發明一部分實施例，而不是全部的實施例。基于本發明中的實施例，本領域普通技術人員在沒有做出創造性勞動前提下所獲得的所有其他實施例，都屬于本發明保護的范圍。一種雙向地震動的選波方法，具體按照以下四個步驟進行：步驟一：根據常用方法進行單向地震波的初選。選波標準為地震波在結構基本周期附近[t1-δt1，t2+δt2]段和[0.1，tg]段加速度反應譜均值與設計反應譜在這兩段的均值相差均不超過10％。其中：t1表示結構的第一基本自振周期；δt1表示第一自振周期的下偏差；δt2表示第一自振周期的上偏差；tg表示為場地的特征周期。步驟二：考慮場地條件對第一步選出的地震波進行二次挑選。為了使得所選擇的地震波的場地條件與建筑所在的場地條件相同，在選波的時候控制地震波的震級m、震中距r在一定的范圍。本文根據常用衰減規律模型結合pga衰減規律模型最終得出的震級m和震中距r的范圍，見表1。表1震級m和震中距r變化范圍設防烈度/地震分組m范圍r范圍(km)6度/第一組[4.0,6.0][10,50]6度/第二組[5.0,7.0][11,80]6度/第三組>7.0>807度/第一組[5.5,7.0][20,80]7度/第二組[6.0,8.0][20,100]7度/第三組>7.0>1008度/第一組[6.5,8.0][30,80]8度/第二組[7.0,9.0][50,150]8度/第三組>7.5>110步驟三：隨機組合挑選出來的地震動，并對每一對用于輸入組合的地震波進行對齊操作。對齊原則為兩條地震波強度包線水平段的中點或地震波加速度時程峰值點在同一時刻，對齊過程如圖1所示。步驟四：計算每一對地震波強度包線模型e(t)(見公式1和2所示)的參數:時間參數to、t1、t2、bt、mt；平穩段強度參數i0和下降段衰減指數c。此外，模型的時間參數尚應滿足約束條件：to≤t1≤t2；現有研究表明，實際地震記錄的兩個水平分量的強度包線基本一致，因此進行結構時程分析時應優先選用模型參數相近的地震輸入組合。基于以上模型，可采用最優化方法并以地震動的累積能量為目標函數來確定相應的模型參數。本文提出的一種新的雙向地震動選擇方法按照以上四個步驟，對比分析了結構雙向輸入及單向輸入下的區別并以混凝土框架結構為研究對象，設計六個x向存在偏心的單向偏心結構，其中三個4層結構：dc1.1，dc1.3和dc1.5；以及三個12層結構：gc1.1，gc1.3和gc1.5，結構編號中的數字如“1.1”等代表位移比。設防烈度為8度0.2g，場次類別為ⅱ類，設計地震分組為第一組，地面粗造度為0.4kn/m2，基本風壓為b類。本文選波方法與常規選波方法對比，分別按照工程常用方法和本文方法選取50組天然記錄，在sap2000中對dc1.5結構進行雙向地震動輸入下的彈性及彈塑性分析，計算結果(包括頂點位移、底部剪力和層間位移角三個指標)的均值和變異系數(標準差與平均數的比值)見表2和圖2(圖例中c、b分別代表常用方法和本文方法，e、p分別代表彈性和彈塑性)。表2頂點位移和底部剪力對比由表2可知，無論采用哪種選波方法，彈性和彈塑性情況下頂點位移和底部剪力的均值和變異系數都十分接近。就層間位移角而言，彈性和彈塑性下分別基于兩種選波方法得到的均值基本相同但變異系數有明顯差異，即采用本文方法可以得到更小的層間位移角變異系數。在實際工程中層間位移角最能反映結構的損傷狀態，因此可以認為本文方法更優。下面分別考慮彈性和彈塑性及單向和雙向輸入情況，對所有結構均進行了70組地震動下的計算。考慮到層間位移角是結構分析時考察的重點，以下對不同輸入情況下x向層間位移角的均值和變異系數進行對比分析(見圖3-圖6，圖例中d、s分別代表單向和雙向輸入，e、p分別代表彈性和彈塑性)，均值用以總結結構在單、雙向輸入下響應的差異。本文所有雙向輸入工況中，均以x為主方向，且控制主、次方向pga比為1:0.85。由圖3和圖4可知，無論是彈性或者彈塑性，高層或者多層結構，雙向輸入下的計算結果都明顯大于單向輸入下的結果，且位移比越大時雙向輸入下結果的放大效應也越明顯，即隨著位移比的增大結構的x向層間位移角不斷增大。除此之外，多層結構在彈塑性分析時，單、雙向輸入下結構最大層間位移角所在樓層不完全一致，這點也可看出考慮雙向地震作用的必要性，即雙向地震作用不僅僅在結構響應上可能有放大作用，還可能造成結構破壞樓層的轉移。基于本文提出的選波方法，對于多層結構，當位移比為1.5時，彈塑性下結構下部單向輸入結果的變異系數略大于雙向輸入結果，而隨著位移比的減小，單向輸入結果的變異系數逐漸減小至略小于雙向輸入結果。對于高層結構，彈塑性狀態下結構下部單向輸入結果的變異系數略大于或者基本等于雙向輸入。另外，多層結構在彈性分析時，不同樓層的層間位移角變異系數基本相同；而高層結構層間位移角變異系數沿樓層呈s形。多層和高層結構彈塑性分析時，結構上部的層間位移角變異系數明顯小于結構下部的對應值。考慮到結構下部已經進入彈塑性狀態，而結構上部仍基本處于彈性狀態，可以認為彈塑性下的變異系數遠大于彈性下的變異系數。因此如果要保證結果具有足夠的保證率，在對結構進行彈性時程分析和彈塑性時程分析時，顯然應該采用不同的輸入樣本容量。按照本文的選波方法建議彈性分析時常采用的“3+1”(三條天然波加一條人工波)輸入組合可以保證結果具有較高的保證率，對于彈塑性分析建議采用“6+4”(六條天然波加四條人工波)或“7+4”(七條天然波加四條人工波)的輸入組合來確保結果的可靠性。以上所述僅為本發明的較佳實施例而已，并非用于限定本發明的保護范圍。凡在本發明的精神和原則之內所作的任何修改、等同替換、改進等，均包含在本發明的保護范圍內。當前第1頁12