近年来，地震韧性成为了地震工程领域的研究热点，隔震技术往往被视为实现结构地震韧性的重要手段而得到了推广应用。一方面该技术可有效减小结构的最大层间位移角和楼面绝对加速度等关键响应，提升结构地震韧性水平[1-3]，另一方面该技术可有效减小上部结构构件尺寸，在高烈度区往往具有较好的经济性[4-7]。《建筑抗震设计规范》(GB50011―2001)[8]首次将隔震设计方法写入规范，经过多次完善[9]形成了现行《建筑抗震设计规范》(GB50011―2010)[10](简称为“抗规”)中的隔震设计方法，该方法为目前隔震建筑设计的主要依据。
随着大量震害经验的不断总结和工程实践的不断开展，隔震设计方法得到了进一步的发展和完善，于2018年形成了《建筑隔震设计标准(征求意见稿)》[11](简称为“隔规”)。未来我国隔震设计将存在两个依据，包括抗规和隔规。目前国内学者针对两种规范的对比做了部分研究。石诚等[12]对隔震结构等效线性模型的反应谱法进行了研究，提出反应谱法可能低估隔震结构上部楼层的剪力，导致结构设计的不安全。余文正等[13]对不同的隔震结构等效线性化计算方法进行了对比研究，探索了不同等效参数计算方法的计算精度。修明慧等[14]以框架-剪力墙结构为例，介绍了隔震层等效阻尼比和隔震支座等效刚度的迭代方法，并与现行规范的分步设计法进行了对比分析。腾晓飞等[15]提出了基于性能的隔震结构直接设计方法，初步探索了中震直接设计法与现行设计方法在地震响应、配筋结果方面的差异。党育等[16]用概率统计的方法分析隔震结构的抗震可靠度，通过可靠度计算得出隔规对隔震建筑有更高的性能要求。然而，上述研究多集中于两种设计方法的对比，目前对于两种规范以及基于两种规范所设计结构的地震响应和经济性差别研究还相对较少。
基于上述研究需求，本文首先综合分析了抗震规范和隔震规范在设计方法上的差别，对隔震设计时的三点关键问题进行了分析。在此基础上，本文以RC框架结构为例，分别采用抗规和隔规设计了具有不同结构总高度的三组案例，明确了基于隔规设计的控制因素，对比分析了基于两种规范设计的结构的地震响应的异同。以材料用量作为评价标准，量化分析了基于两种规范设计的结构的经济性。本文的研究成果可为RC框架隔震结构的设计提供重要参考。
1 抗规和隔规设计方法差别
相比于抗规的设计方法，隔规设计方法主要存在以下四个特点：
1)降低了结构在长周期段的地震作用：抗规反应谱在结构基本周期超出5Tg后仍为直线下降段，而隔规反应谱则为曲线下降段，隔震结构地震作用得到了有效降低。
2)放宽了降一度目标的设计指标：抗规要求控制各层减震系数不超过0.4(无阻尼器)或0.38(有阻尼器)，满足降一度设计目标。隔规取消了减震系数，采用底部剪力比来衡量隔震效果，该指标一定程度上仍是底层剪力减震系数，与抗规具有一定的可比性。当该指标小于0.50时隔规认为满足降一度设计目标。虽然反应谱的调整降低了整体结构的地震作用，但该措施降低了上部结构的隔震效果，两者相结合给上部结构的地震作用和设计方案带来了不确定的影响。
3)对大震和中震下上部结构的层间位移角有了更高的要求：抗规要求框架结构在大震下的层间位移角小于1/50，未对中震下的层间位移角做出明确规定。隔规对框架结构在大震和中震下上部结构的层间位移角提出了更高的要求，其限值分别为1/120和1/400。鉴于上部结构地震作用的不确定性，该要求的提出对于结构设计方案的影响尚不明确。
4)采用整体设计法取代抗规的分步设计法：抗规根据降度目标首先降度设计上部结构，然后布置隔震层进行动力时程分析，迭代设计直至减震系数等满足相应要求，然后对上部结构直接进行降度后的小震反应谱配筋设计。该方法流程清晰，但无法考虑整体隔震建筑的变形特征与受力状态[12]。因此，隔规提出了基于中震的整体设计法，对结构整体进行设计，迭代设计直至底部剪力比和上部层间位移角满足要求，然后基于整体结构中震分析所得的上部结构地震力进行配筋，设计时确定隔震层等效刚度和阻尼比可采用振型分解反应谱法迭代或采用动力时程分析方法确定。前三者和该设计方法的调整会对上部结构刚度(或混凝土用量)产生影响，同时该设计方法的调整可能会对钢筋用量存在一定程度影响。
隔规和抗规的设计方法存在显著差异，进行隔震设计时有必要明确以下三点关键问题：
1)当采用隔规对隔震结构进行设计时，需要识别影响其设计的控制性因素(如底部剪力比或层间位移角等)，这主要是由于上部结构地震作用变化趋势的不确定性和层间位移角的高要求引起的。
2)采用抗规和隔规对同一建筑进行设计时，在满足控制性因素上限要求的前提下，两者设计所得结构方案的地震响应差别还有待深入研究。
3)采用不同的规范进行隔震结构设计可能会对结构的经济性指标产生一定的影响，然而相关研究目前还相对较少。
2 分析案例设计
2.1 案例概况
基于隔规编制组的基准案例，考虑不同结构总高度的影响，本研究基于抗规和隔规采用PKPM设计了3组6个案例，其设防烈度均为8度(0.20 g)，场地类别为Ⅱ类，设计地震分组为第二组。考虑到该烈度下RC框架的最大适用高度为40 m[10]，本研究将三组案例的结构总高度(层数)分别取为15 m(5层)、23.1 m(7层)和40 m(12层)，分别命名为案例1、案例2和案例3。案例1和案例2层高分别为3 m和3.3 m，案例3首层层高为3.7 m，2层～12层层高为3.3 m。三组案例平面尺寸均为26.4 m×12.6 m，相应的结构平面图如图1(a)所示。三组案例高宽比分别为1.19、1.83和3.17。以案例1为例，其三维模型如图1(b)所示。三组案例的混凝土强度等级均为C30，楼板厚度均为120 mm。
图1 案例平面图和三维图
Fig.1 Plan and three-dimensional views of study cases
2.2 基于抗规和隔规的隔震设计原则
三组案例均采用传统的基础隔震方案，即隔震层位于基础与上部结构之间，使用商业有限元软件ETABS2016进行隔震设计分析，模型采用研究团队前期所建议的建模方法建立[17-19]。为了保证抗震方案和隔震方案两者的可比性，本研究根据以下五点基本原则对结构进行隔震设计：
1)隔震均满足降一度设计目标，对于基于抗规设计的结构控制其减震系数不超过0.4，对于基于隔规设计的结构控制其底部剪力比不超过0.5；
2)抗规和隔规均采用相同的隔震层布置方案和相同的支座型号，这主要是由于一方面相同隔震方案的引入更有利于对比两种规范对上部结构设计的影响，另一方面框架结构在平面尺寸确定的前提下其自重变化相对较小，而该类结构使用面压大都为10 MPa[20-22]，因此可采用相同的隔震方案；
3)隔震设计时，抗规采用动力时程分析方法进行设计，为了保证抗规和隔规的可比性，在采用隔规设计时采用动力时程分析确定隔震支座等效刚度和等效阻尼比，进而采用规范要求的振型分解反应谱法进行设计。具体而言，基于时程分析所得隔震层位移采用谭平团队建议的等效线性化方法[15]建立采用等效刚度的整体隔震结构模型，采用等效阻尼比修正后的反应谱对结构进行分析设计。对关键指标进行设计检验，包括减震系数(或底部剪力比)、最大层间位移角和大震下的支座极值面压和隔震层位移。
4)大震下的支座极值面压均采用隔规推荐的组合方法进行计算；
5)隔震沟尺寸参照相关工程经验取值，定为300 mm。
基于上述原则，本文通过对上部结构进行迭代设计，直至某一参数(减震系数、底部剪力比或上部结构层间位移角)贴近规范限值完成设计，具体流程如图2所示。
图2 迭代设计流程图
Fig.2 Flow chart of the iterative design process
2.3 分析案例上部结构设计结果
依据上述设计原则迭代设计完毕后，三组案例的主要结构构件尺寸如表1～表3所示。对于5层的案例1，相比于抗规设计的结构，隔规设计的结构梁截面尺寸整体降低了20%左右，其柱截面由于是轴压比控制，因此与抗规设计方案保持一致；对于7层的案例2，隔规设计的结构梁截面尺寸整体降低了20%左右，同时首层柱和二层柱的截面尺寸降低了10%左右；对于12层的案例3，隔规设计的结构梁截面尺寸整体降低了15%左右，柱的截面尺寸则整体降低了10%左右。
表1 案例1构件截面尺寸
Table 1 Dimensions of main components for case 1
构件类型 楼层 规范类别 截面尺寸/mm框架梁 1～5 抗规 250×400内、外隔规 200×350次梁 1～5 抗规 200×350隔规 200×350柱 1～5 抗规 400×400隔规 400×400
表2 案例2构件截面尺寸
Table 2 Dimensions of main components for case 2
构件类型楼层规范类别截面尺寸/mm 1～2 抗规 300×500外框架梁隔规 300×400 3～4 抗规 300×500隔规 300×300、300×400、300×500 5～7 抗规 300×500隔规 200×400 1～2 同外框架梁内框架梁3～4 抗规 300×400隔规 300×300、300×400 5～7 抗规 300×400隔规 200×400次梁 1～7 抗规 200×400隔规 200×300隔规 400×400、450×450、500×500 2 抗规 450×450、500×500隔规 400×400、450×450、500×500 3～4 抗规 400×400、450×450隔规 400×400、450×450 5～7 抗规 400×400、450×450隔规 400×400、450×450 1 抗规 500×500、550×550柱
表3 案例3构件截面尺寸
Table 3 Dimensions of main components for case 3
构件类型楼层规范类别截面尺寸/mm外框架梁1～12抗规 350×550隔规 300×500
续表
构件类型 楼层 规范类别 截面尺寸/mm 1～5 同外框架梁内框架梁6～12 抗规 300×400隔规 250×350次梁 1～12 抗规 200×400隔规 200×350柱隔规 550×550、600×600、650×650 4～5 抗规 550×550、600×600隔规 500×500、550×550 6～12 抗规 450×450、500×500隔规 400×400、450×450 1～3 抗规 600×600、650×650
三组案例的隔震层布置如图3所示，各隔震支座主要力学性能参数如表4所示。隔震前后结构的基本周期如表5所示。抗规和隔规的反应谱及各组案例在隔震结构周期点上的对比如图4所示。
图3 三组案例隔震层布置图 /mm
Fig.3 Layouts of isolation system of three groups of cases
表4 隔震支座参数
Table 4 Properties of the isolators
型号 LNR 400 LNR 500 LNR 600 LRB 400 LRB 500 LRB 600符号 N4 N5 N6 R4 R5 R6 100%等效水平刚度/(kN/m)650 810930 960 12001440屈服后刚度/(kN/m)— — — 470 590710屈服力/kN — — — 47 74 106橡胶剪切模量/(N/mm2)0.40 0.40 0.40 0.40 0.40 0.40橡胶层总厚度/(mm)78 98 118 78 98 118
表5 案例基本周期
Table 5 Fundamental periods of study cases
案例编号 规范类别 上部结构基本周期/s 隔震结构基本周期/s 1 抗规 0.839 2.345隔规 0.962 2.35 2 抗规 1.047 2.528隔规 1.161 2.54 3 抗规 1.428 3.115隔规 1.693 3.147
图4 抗规和隔规反应谱对比
Fig.4 Comparison of response spectra of two design codes
3 设计控制因素和地震响应对比
案例1～案例3的隔规分析案例在大震(中震)下的隔震层等效阻尼比分别为11%(19%)、14%(24%)和18%(28%)，等效周期分别为2.554 s(2.331 s)、2.667 s(2.281 s)和3.163 s(2.764 s)。各案例的隔震设计关键指标如表6所示。三组隔震层位移整体均未超出限值(0.55倍支座有效直径、3倍支座橡胶总厚度和隔震沟宽度300 mm要求)，并且基于隔规和抗规设计的案例隔震层位移差距相对较小，本文在此不再一一列出。此外，对于框架结构该值一般也可以通过附加阻尼装置或放宽隔震沟尺寸满足相关要求，因此本文不将该值作为控制因素分析。从表6可以看出：
1)无论是抗规还是隔规，隔震设计的控制因素均是减震系数(抗规)和底部剪力比(隔规)。各组案例的减震系数或底部剪力比基本都达到了规范限值，仅案例1与规范限值存在较小的差距。大震上部结构的最大层间位移角(下文简称为大震θmax)整体远小于规范限值，抗规案例最大值为1/296，远小于规范限值1/50；隔规案例最大值为1/216，远小于1/120。隔规案例的中震上部结构最大层间位移角(下文简称为中震θmax)分别为1/474、1/469和1/465，与规范限值1/400相比，整体存在10%以上的富余。极大面压也整体小于规范限值，支座未出现拉应力。
2)中震下，隔规设计的上部结构地震作用小于抗规设计的上部地震作用。从表6可以看出，三组案例采用隔规设计后上部结构底部地震作用分别降低19.76%、18.29%和15.37%。这表明尽管隔规放宽了底部剪力比的限值要求，一定程度上降低了隔震效果，但由于在长周期段反应谱的显著调整，使得RC框架结构采用隔规设计后地震作用得到了一定程度的降低。
3)隔规设计的上部结构最大层间位移角大于抗规设计的上部结构最大层间位移角。从表6可以看出，三组案例采用隔规设计后大震θmax分别增大30.97%、38.42%和44.91%，中震θmax分别增大11.81%、14.29%和42.37%。值得注意的是，采用隔规设计后由于地震作用减小且放宽底部剪力比，所以上部结构可以采用更柔的设计方案，因此尽管上部结构地震作用有了一定程度的降低，但地震作用的降低程度小于上部结构刚度的降低程度，导致了上部结构θmax的增大。此外，随着层数的增多，上部结构地震作用降低程度相近，而刚度降低程度增大(结构整体采用了更柔的设计方案)，因此导致θmax增量出现了一定程度的增大趋势。
表6 三组案例隔震设计关键指标
Table 6 Critical design parameters of three groups of study cases
案例编号规范类别隔震结构首层剪力/kN首层剪力降低率/(%)减震系数(抗规)底部剪力比(隔规)大震θmax大震θmax增大率/(%)中震θmax中震θmax增大率/(%)极大面压/MPa极小面压/MPa 1 抗规 1680 19.76 0.38 1/296 30.97 1/530 11.81 13.62 1.32隔规 1348 0.48 1/226 1/474 13.21 1.14 2 抗规 2340 18.29 0.40 1/299 38.42 1/536 14.29 14.2 0.32隔规 1912 0.50 1/216 1/469 11.73 1.49 3 抗规 3312 15.37 0.40 1/384 44.91 1/662 42.37 18.65 0.24隔规 2803 0.50 1/265 1/465 16.73 0.01
4 材料用量对比
为了明确基于抗规和隔规设计的RC框架隔震结构的经济性差别，本研究对上述三组案例的上部结构混凝土和钢筋用量进行了对比分析。
4.1 混凝土用量对比
由于上部结构采用了更柔的设计方案，基于隔规设计的方案混凝土用量整体低于基于抗规设计的方案。
三组案例上部结构主要构件混凝土用量对比如图5所示，从图中可以看出，随着结构总高的增加，梁的混凝土用量降低量整体较为稳定，介于21.65%和28.23%之间；柱的混凝土用量降低量则存在显著提高，从无降低提升至17.92%。各案例的总混凝土用量降低量分别为7.70%、10.25%和12.10%，随着结构高度的增高，采用隔规设计RC框架隔震结构可以节省更多的混凝土。
图5 三组案例上部结构混凝土用量对比
Fig.5 Comparison on concrete consumption of superstructure for three groups of cases
4.2 钢筋用量对比
抗规采用的配筋方法是对上部结构进行降一度的小震反应谱分析，进而配筋设计。隔规则是对隔震后的整体结构进行原设防烈度下的中震反应谱分析，进而配筋。对于基于隔规的整体设计法，本研究基于动力时程分析获得的中震隔震层平均位移确定隔震层等效刚度和周期，然后采用反应谱法对结构进行配筋设计。
为了更直观的对比两者配筋时地震力的差异，本文将上部结构设计配筋时的基底剪力对比如表7所示。从表中可以看出，三组案例基于隔规配筋时的基底剪力均显著大于抗规的基底剪力，各案例的基底剪力增量分别为88.80%、123.89%和132.81%。这主要是由于抗规配筋设计时采用的是降度后的小震力，而隔规采用的是类似于降度后的中震力。
表7 三组案例配筋设计基底剪力对比
Table 7 Comparison on the base shear forces for reinforcement design of three groups of study cases
案例编号 规范类别 配筋设计基底剪力/kN 基底剪力增量/(%)1 抗规 714 88.80隔规 1348 2 抗规 854 123.89隔规 1912 3 抗规 1204 132.81隔规 2803
三组案例上部结构主要构件钢筋用量对比如图6所示，整体来说隔规的配筋量大于抗规配筋量，随着结构总高的增加，柱的钢筋用量增量随之降低。三组案例的增量分别为26.29%、13.62%和11.02%。从图6可以看出，钢筋用量的增加主要来自于梁，增量介于24.20%和43.28%之间，这主要是由于梁大都为设计配筋，地震力的显著提升和截面尺寸的减小使得梁配筋存在较大的增幅。不同于梁，随着结构总高度的增加，柱的钢筋用量增量逐渐减小，当结构总高增加至40 m时，基于隔规设计的柱构件配筋甚至小于抗规配筋。这主要是由于当结构高度较小时，柱配筋较多为设计配筋，隔规和抗规由于地震力差距较大且部分柱截面尺寸存在减小，导致钢筋有所增多。随着结构高度的增加，部分柱转为构造配筋，由于截面尺寸的减小导致配筋反而出现了降低的现象。
5 结论
本文以RC框架隔震结构为基本研究对象，分别采用抗规和隔规的隔震设计方法，基于关键指标上限设计原则，设计了具有不同结构高度的三组案例。在此基础上，明确了基于隔规设计RC框架结构的控制因素，对比分析了基于两种规范设计的结构的地震响应和经济性差别，主要结论如下：
(1)采用隔规对RC框架隔震结构进行设计时，底部剪力比是控制设计因素。隔规虽然有更高的层间位移角限值要求，但设计时不起控制作用。中震上部结构最大层间位移角存在10%以上的富余，大震上部结构最大层间位移角则富余较大。
(2)隔规显著降低了长周期段的地震作用，虽然增大了底部剪力比限值降低了隔震效果，但相比于抗规设计的上部结构其地震作用降低15%～20%左右，因此可以采用更柔的设计方案。由于上部结构刚度降低程度大于地震作用降低程度，采用隔规设计的上部结构最大层间位移角大于抗规设计的上部结构，随着结构高度的增大，其增大程度显著增加，最大增量达44.91%。
(3)采用隔规设计的RC框架隔震结构的混凝土用量会有一定程度降低，三组案例分别降低了7.70%、10.25%和12.10%，随结构高度的增加混凝土用量的降低程度逐渐增大。采用隔规设计的该类结构钢筋用量会有一定程度增大，三组案例分别增大了26.29%、13.62%和11.02%，随结构高度的增高钢筋用量的增大程度逐渐降低。
[1]朱宏平, 周方圆, 袁涌.建筑隔震结构研究进展与分析[J].工程力学, 2014, 31(3): 1―10.Zhu Hongping, Zhou Fangyuan, Yuan Yong.Development and analysis of the research on base isolated structures [J].Engineering Mechanics, 2014,31(3): 1―10.(in Chinese)
[2]刘彦辉, 谭平, 周福霖, 等.高层框架-剪力墙隔震结构地震响应研究[J].工程力学, 2015, 32(3): 134―139.Liu Yanhui, Tan Ping, Zhou Fulin, et al.Study of seismic response in isolated high-rise frame-shear wall structures during earthquakes [J].Engineering Mechanics, 2015,32(3): 134―139.(in Chinese)
[3]卢嘉茗, 解琳琳, 李爱群, 等.适用于区域RC框架结构隔震韧性提升的简化模型[J].工程力学, 2019.doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2019.02.0057.Lu Jiaming, Xie Linlin, Li Aiqun, et al.A simplified model for seismic resilience improvement of regional RC frame structures using seismic isolation [J].Engineering Mechanics, 2019.doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.02.0057.(in Chinese)
[4]范重, 裴雨晨, 赵红, 等.某剪力墙结构隔震设计技术经济性研究[J].建筑结构, 2018, 48(9): 1―8.Fan Zhong, Pei Yuchen, Zhao Hong, et al.Study on technical economy of seismic isolation design on a shear wall structure [J].Building Structure, 2018, 48(9): 1―8.(in Chinese)
[5]党育, 杜永峰, 毕长松.隔震建筑的经济性分析[J].工程抗震与加固改造, 2006, 28(4): 37―40.Dang Yu, Du Yongfeng, Bi Changsong.Economy analysis of seismic isolated structures [J].Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting, 2006, 28(4): 37―40.(in Chinese)
[6]缪驰, 周颖, 石维.9度区商场建筑隔震与非隔震结构方案选择及经济性分析[J].结构工程师, 2013, 29(1):62―68.Miao Chi, Zhou Ying, Shi Wei.Structural selection and economic analysis of isolated and non-isolated Shopping mall located at seismic intensity 9 [J].Structural Engineers, 2013, 29(1): 62―68.(in Chinese)
[7]Wang Zheng, He Zheng, Shi Yonggan.Fragility and safety margin analysis of RC frames having equal construction cost [C]// Fernando Dilum, Teng Jinguang, Torero Jose L.Proceedings of the Second International Conference on Performance-based and Life-cycle Structural Engineering(PLSE 2015).Brisbane: School of Civil Engineering, The University of Queensland, 2015: 1154―1163.
[8]GB 50011―2001, 建筑抗震设计规范[S].北京: 中国建筑工业出版社, 2001.GB 50011―2001, Code for seismic design of buildings[S].Beijing: China Architecture & Building Press, 2001.(in Chinese)
[9]卢啸, 陆新征, 李梦珂, 等.地震作用设计参数调整对框架结构抗震设计及安全性的影响[J].工程力学, 2017,34(4): 27―36.Lu Xiao, Lu Xinzheng, Li Mengke, et al.Influence of seismic action adjustments on seismic design [J].Engineering Mechanics, 2017, 34(4): 27―36.(in Chinese)
[10]GB 50011―2010, 建筑抗震设计规范[S].北京: 中国建筑工业出版社, 2010.GB 50011―2010, Code for seismic design of buildings[S].Beijing: China Architecture & Building Press, 2016.(in Chinese)
[11]中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑隔震设计规范(征求意见稿)[EB].http://www.mohurd.gov.cn/zqyj/2018 01/t20180112_234778.html, 2018-1-11.Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China.Code of design for seismic isolated buildings(draft for comment)[EB].http://www.mohurd.gov.cn/zqyj/201801/t20180112_23477 8.html, 2018-1-11.
[12]石诚, 张同亿, 冉田苒, 等.隔震结构等效线性模型的反应谱法研究[J].建筑结构, 2018, 48(17): 84―88.Shi Cheng, Zhang Tongyi, Ran Tianran, et al.Study on response spectrum method based on equivalent linear model of isolated structures [J].Building Structure, 2018,48(17): 84―88.(in Chinese)
[13]余文正, 陶忠, 潘文, 等.隔震结构等效线性化计算方法对比研究[J].建筑结构学报, 2018, 39(1): 78―87.Yu Wenzheng, Tao Zhong, Pan Wen, et al.Comparative study equivalent linearization calculation method in design of seismic isolated structure [J].Journal of Building Structures, 2018, 39(1): 78―87.(in Chinese)
[14]修明慧, 谭平, 滕晓飞.隔震结构直接设计法研究[J].华南地震, 2017, 37(2): 92―99.Xiu Minghui, Tan Ping, Teng Xiaofei.Study on direct design method for isolated structure [J].South China Journal of Seismology, 2017, 37(2): 92―99.(in Chinese)
[15]滕晓飞, 谭平, 王晓哲,等.基于性能的隔震结构直接设计方法[J].沈阳建筑大学学报(自然科学版), 2018,34(6): 1061―1068.Teng Xiaofei, Tan Ping, Wang Xiaozhe, et al.Performance-based design method of isolated structure [J].Journal of Shenyang Jianzhu University(Natural Science),2018, 34(6): 1061―1068.(in Chinese)
[16]党育, 张辙洵, 李涌涛, 等.基于概率统计方法的隔震结构可靠度[J].工程力学, 2018, 35(11): 146-154.Dang Yu, Zhang Zhexun, Li Yongtao, et al.Study on aseismic reliability of isolated structures based on probability statistics method [J].Engineering Mechanics,2018, 35(11): 146-154.(in Chinese)
[17]李爱群, 刘立德, 曾德民, 等.高烈度区近断层RC框架核心筒高层结构隔震设计关键参数取值[J].东南大学学报(自然科学版), 2018, 48(2): 294-302.Li Aiqun, Liu Lide, Zeng Demin, et al.Critical design parameters of seismically isolated RC frame-core tube tall buildings located in near-fault regions [J].Journal of Southeast University(Natural Science Edition), 2018,48(2): 294-302.(in Chinese)
[18]Li Aiqun, Yang Cantian, Xie Linlin, et al.Research on the rational yield ratio of isolation system and its application to the design of seismically isolated reinforced concrete frame-core tube tall buildings [J].Applied Sciences, 2017, 7(11): 1191.
[19]杨参天, 解琳琳, 李爱群, 等.适用于高层隔震结构的地震动强度指标研究[J].工程力学, 2018, 35(8):21-29.Yang Cantian, Xie Linlin, Li Aiqun, et al.Intensity measures for seismically isolated tall buildings [J].Engineering Mechanics, 2018, 35(8): 21-29.(in Chinese)
[20]王维, 包霞, 李爱群.基于性能的既有框架结构隔震加固设计方法[J].建筑科学, 2017, 33(7): 99-103.Wang Wei, Bao Xia, Li Aiqun.Performance based isolation retrofitting design of existing frame structures[J].Building Science, 2017, 33(7): 99-103.(in Chinese)
[21]吴垠龙.映秀幼儿园基础隔震结构设计[J].建筑结构,2013, 43(增刊1): 1233-1236.Wu Yinlong.Yingxiu kindergarten base isolation structure design [J].Building Structure, 2013, 43(Suppl 1): 1233-1236.(in Chinese)
[22]陈晓彬, 潘文, 兰香, 等.高烈度区澄江化石地博物馆减隔震结构设计与分析[J].建筑结构, 2017, 47(8):41-46.Chen Xiaobin, Pan Wen, Lan Xiang, et al.Design and analysis of seismic isolation and energy-dissipation structure of Chengjiang Fossil Museum in high seismic fortification intensity site [J].Building Structure, 2017,47(8): 41-46.(in Chinese)