董 策，郭 迅，齊芳月，王 超，唐小寶

（1.防災(zāi)科技學(xué)院，河北 三河 065201；2.中國(guó)地震局建筑物破壞機(jī)理與防御重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 三河 065201）

0 引言

我國(guó)地域遼闊，地處歐亞地震帶和環(huán)太平洋地震帶之間，受太平洋板塊、印度洋板塊的擠壓影響，使得我國(guó)地震頻繁發(fā)生且分布廣，其造成的次生災(zāi)害也非常嚴(yán)重［1］。如1976年唐山7.6級(jí)地震、2008年汶川8.0級(jí)地震等大地震都造成了重大的人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失［2］。

地震引起的建筑結(jié)構(gòu)倒塌是造成人員傷亡的主要原因［3］，因此建筑結(jié)構(gòu)抗震研究是非常重要的研究方向?；趯?shí)際震害，國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者在建筑抗震方面的研究取得了大量的成果，如國(guó)內(nèi)頒布并實(shí)施的《建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》等。在對(duì)高度不超過(guò)40m的多層框架結(jié)構(gòu)或多層砌體結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)，一般采用底部剪力法計(jì)算水平地震剪力，其中層間水平地震剪力是按照墻段層間等效抗側(cè)移剛度（以下簡(jiǎn)稱“抗側(cè)剛度”）進(jìn)行分配的，所以要算地震剪力的分配，首先要計(jì)算出縱橫軸各墻體的抗側(cè)剛度。在地震作用下，建筑結(jié)構(gòu)中設(shè)置不均勻的構(gòu)件抗側(cè)剛度越大，分配得到的水平地震剪力就越大，此構(gòu)件就容易率先發(fā)生破壞，進(jìn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體破壞，即所謂的“凝震聚力，個(gè)個(gè)擊破”［4］，因此抗側(cè)剛度是建筑抗震設(shè)計(jì)中一個(gè)非常重要的參數(shù)。

從近些年國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的研究來(lái)看，不考慮圈梁構(gòu)造柱的砌體結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度計(jì)算方法的研究成果較為完善，而對(duì)考慮構(gòu)造柱的砌體抗側(cè)剛度研究尚有不足。對(duì)RC框架結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的研究較多，發(fā)表了不少的成果。本文基于這些成果理論主要從砌體結(jié)構(gòu)和RC框架結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度在彈性階段內(nèi)的理論計(jì)算加以總結(jié)分析。

1 砌體結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度計(jì)算方法

1.1 無(wú)洞墻段抗側(cè)剛度計(jì)算

對(duì)于不考慮圈梁、構(gòu)造柱影響的不開洞砌體墻段在計(jì)算其抗側(cè)剛度時(shí)，根據(jù)力學(xué)知識(shí)一般假定墻段的上端為嵌固約束，下端為固定約束（圖1），在水平推力作用下墻段頂端產(chǎn)生的側(cè)向位移的倒數(shù)即為墻段的抗側(cè)剛度［5，6］。在計(jì)算墻段抗側(cè)剛度時(shí)要依據(jù)墻段的高寬比綜合考慮剪切和彎曲變形的影響。

圖1 墻片簡(jiǎn)化圖Fig.1 Simplifiedwallsheet

剪切側(cè)移：

彎曲側(cè)移：

式中：H、B、t為墻段的高度、寬度和厚度；E為砌體墻的彈性模量；G為剪切模量，根據(jù)材料泊松比一般取G＝0.4E；ξ為剪切變形截面系數(shù)，矩形截面取1.2；ρ為墻段的高寬比，即ρ＝H／B。

依據(jù) 《建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50011－2010）（以下簡(jiǎn)稱《抗震規(guī)范》）［7］中對(duì)高寬比的規(guī)定有：

①ρ＜1時(shí)，僅考慮剪切變形的影響，即抗側(cè)剛度

②1≤ρ≤4時(shí)，需同時(shí)考慮剪切和彎曲變形的影響，即

③ρ＞4時(shí)，以彎曲變形影響為主，可不考慮抗側(cè)剛度。

以上為彈性階段不考慮圈梁、構(gòu)造柱影響時(shí)砌體結(jié)構(gòu)墻段抗側(cè)剛度理論計(jì)算方法，在諸多文獻(xiàn)中都已給出［5.6，8，9］。通過(guò)對(duì)唐山地震、汶川地震等數(shù)次地震的震害調(diào)查研究發(fā)現(xiàn)，圈梁、構(gòu)造柱的合理設(shè)置能顯著提高結(jié)構(gòu)的抗震能力，表明構(gòu)造柱對(duì)結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的貢獻(xiàn)是非常大的，顯然上述抗側(cè)剛度計(jì)算方法是不完善的?，F(xiàn)行《抗震規(guī)范》中的第7.1.8條也指出計(jì)算底層框架或底部?jī)蓪涌蚣埽拐饓ζ鲶w建筑房屋縱橫向抗側(cè)剛度時(shí)，上部砌體部分中的構(gòu)造柱要參與計(jì)算考慮其影響，所以抗側(cè)剛度的計(jì)算方法應(yīng)加以改進(jìn)［7］。

《設(shè)置鋼筋混凝土構(gòu)造柱多層磚房技術(shù)規(guī)程》（TDT／T13—94）［10］（以下簡(jiǎn)稱《規(guī)程》）中詳細(xì)規(guī)定了磚混結(jié)構(gòu)對(duì)構(gòu)造柱的設(shè)置及抗側(cè)剛度的計(jì)算等。此規(guī)程中墻體抗側(cè)剛度的計(jì)算方法在式（4）的基礎(chǔ)上做了細(xì)化處理，同時(shí)考慮了構(gòu)造柱、開洞及剪彎作用的影響，《規(guī)程》中采用了折算法考慮構(gòu)造柱的作用，其公式如下：

式中：A1為墻段折算后的水平截面面積；A2為墻段扣除孔洞及構(gòu)造柱截面積后的磚砌體水平截面凈面積；Ac為構(gòu)造柱截面面積；ηc為構(gòu)造柱參與墻體工作系數(shù)，H／B≥0.5時(shí)，取0.30；H／B＜0.5時(shí)，取0.26；Ec為混凝土的彈性模量；Ag為墻段水平截面的毛面積；λw為考慮墻段孔洞和彎曲變形的剛度修正系數(shù)。

此種計(jì)算方法雖然考慮了構(gòu)造柱對(duì)結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的貢獻(xiàn)，但其中構(gòu)造柱參與墻體工作系數(shù)并未考慮構(gòu)造柱位置設(shè)置帶來(lái)的影響。如果工作系數(shù)取值過(guò)大會(huì)導(dǎo)致墻體受力計(jì)算時(shí)墻體分配到的剪力過(guò)大，造成的誤差也相應(yīng)增大［11］，所以此公式工作系數(shù)取值需進(jìn)一步改進(jìn)。

劉紅彪、周洋 等［11，12］通 過(guò) 對(duì) 設(shè) 置 圈 梁、構(gòu) 造柱的砌體墻片進(jìn)行有限元分析及擬靜力實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，研究了圈梁以及構(gòu)造柱設(shè)置位置對(duì)墻片抗側(cè)剛度的影響，并對(duì)《規(guī)程》中計(jì)算方法進(jìn)行了完善。結(jié)果表明不同高度的圈梁對(duì)墻片剛度的影響并不大，計(jì)算抗側(cè)剛度時(shí)可忽略其影響。同時(shí)結(jié)合式（4）和式（6）給出了具體構(gòu)造柱參與工作系數(shù)的取值，進(jìn)行剛度計(jì)算時(shí)取ρ＝Ht／A1。即

1.2 開洞墻段抗側(cè)剛度計(jì)算

國(guó)內(nèi)外關(guān)于開洞墻段抗側(cè)剛度不同的計(jì)算方法中約束條件也不盡相同，本文對(duì)此進(jìn)行了總結(jié)分析。

Tri-ServiceManual法［13－15］將開洞墻體的側(cè)向位移分成三部分進(jìn)行計(jì)算，如圖2所示。首先計(jì)算與整片墻體等面積的實(shí)體墻的抗側(cè)向位移Δw，其次計(jì)算與開洞墻帶部分等面積的實(shí)體墻的抗側(cè)向位移Δs，然后計(jì)算洞口兩側(cè)小墻體部分的抗側(cè)向位移Δp，最后計(jì)算整片開洞墻體的總側(cè)向位移Δ＝Δw－Δs＋Δp，進(jìn)而得到墻體的抗側(cè)剛度即K＝1／Δ。此方法的局限性在于只適用于一或兩層的開口墻體抗側(cè)剛度的簡(jiǎn)化計(jì)算，其計(jì)算結(jié)果與實(shí)際相比誤差大。

圖2 剛度計(jì)算示意圖Fig.2 Schematicdiagram ofstiffnesscalculation

Tri-ServiceManual法計(jì)算抗側(cè)剛度時(shí)要考慮墻體端部約束對(duì)變形的影響，針對(duì)此Brandow等［15，16］研究指出開洞形成的墻帶以及洞口兩側(cè)劃分的墻體應(yīng)予以假定為上下端固定約束（圖3），實(shí)體墻端部約束應(yīng)假定為底部固結(jié)、頂端嵌固（圖1），各部分宜按相應(yīng)的方法計(jì)算側(cè)向位移。而Lindeburg和Baradar［17］指出開洞墻體劃分后各部分端部約束均應(yīng)假定為下端固定、上端嵌固，在此條件下考慮變形影響并進(jìn)一步計(jì)算墻體的抗側(cè)剛度。假定的約束條件不同，由此計(jì)算的抗側(cè)剛度也隨之不同。

圖3 墻體等效圖Fig.3 Wallequivalentdiagram

Benjamin和Williams法［18，19］研究指出對(duì)于開洞墻體僅計(jì)算洞口兩側(cè)墻肢部分（圖4中②和③部分）的抗側(cè)剛度即可，上下墻帶的位移變形較小對(duì)整片墻抗側(cè)剛度的影響可忽略。此法計(jì)算簡(jiǎn)單，但墻體的總剛度往往會(huì)被高估。

圖4 開洞墻體劃分圖Fig.4 Openingwalldivisiondiagram

Dickey和Schneider法［20］則強(qiáng)調(diào)洞口兩側(cè)墻肢及上下端墻帶的側(cè)向位移變形都需要考慮，此法在計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮兩種約束的不同：當(dāng)墻體頂端約束較小可忽略或無(wú)約束時(shí)，墻肢應(yīng)視為懸臂梁，反之視為滑動(dòng)鉸支座。

Qamaruddin法［21－23］與Benjamin法相似，但其關(guān)于墻體頂端約束的假定卻不相同，依據(jù)開口情況考慮洞口上下方墻帶尺寸的影響，采用部分固結(jié)條件計(jì)算［20］。該方法的精確性相比其他方法有所提高，但不適用于以剪切破壞為主的抗側(cè)剛度計(jì)算。

Balasubramanian法等［24－27］對(duì)開口墻體據(jù)不同的邊緣約束條件劃分并計(jì)算各部分剛度，然后疊加組合總體剛度。該方法全面考慮了門窗洞口出裂縫開展趨勢(shì)對(duì)彎曲變形的影響，對(duì)砌體結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性有所提高，但其計(jì)算過(guò)程相當(dāng)復(fù)雜不符合實(shí)用條件。

現(xiàn)行《抗震規(guī)范》中開洞率對(duì)墻段抗側(cè)剛度的影響有明確的規(guī)定，即墻段宜按照門窗洞口進(jìn)行劃分，依據(jù)開洞率的大小將墻片劃分為小開口墻和大開口墻，對(duì)設(shè)置構(gòu)造柱的小開口墻段按毛墻面的抗側(cè)剛度乘以洞口影響系數(shù)進(jìn)行計(jì)算［7］。該方法計(jì)算結(jié)果與實(shí)際抗側(cè)剛度結(jié)果相差偏大，存在一定的不合理之處，需要改善優(yōu)化。

劉紅彪、周洋等［11－12］對(duì)開洞墻體的抗側(cè)剛度進(jìn)行了深入研究。指出計(jì)算開口砌體墻片的抗側(cè)剛度仍按照上述無(wú)洞墻體抗側(cè)剛度的計(jì)算公式進(jìn)行，同時(shí)通過(guò)對(duì)開洞墻體進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)和有限元分析，結(jié)合前人研究成果確定了墻體依據(jù)洞口位置劃分為若干墻肢，逐個(gè)計(jì)算剛度，最后利用剛度串并聯(lián)法整合出開洞墻體的總剛度，見式（7）。與《抗震規(guī)范》相比該方法避免了對(duì)墻體開洞率的考慮，并將構(gòu)造柱的影響考慮了進(jìn)去，劃分原則如圖5所示。該法與上述方法相比不同之處在于計(jì)算總的抗側(cè)剛度時(shí)考慮了墻體各部分串并聯(lián)的關(guān)系，在一定程度上提高了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

式中：k1、k2、k3、k4分 別 指 圖5中①、②、③和④各部分的墻段抗側(cè)剛度之和。

圖5 帶洞墻片劃分原則Fig.5 Principleofdividingwallwithholes

2 RC框架結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度計(jì)算方法

鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)中柱的抗側(cè)剛度與梁的線剛度有關(guān)，在現(xiàn)行規(guī)范中常用D值法求解RC框架的剛度［8］。依據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué)［28］考慮柱的反彎點(diǎn)高度受上下層梁線剛度比、層高變化等因素有關(guān)，對(duì)以D表示柱的抗側(cè)剛度進(jìn)行修正，即為D值法。公式表示為：

式中：Dij為第i層第j根柱的抗側(cè)剛度；iz為框架柱線剛度；h為框架柱高度；α為柱上下端節(jié)點(diǎn)彈性約束的修正系數(shù)。

RC框架結(jié)構(gòu)中的填充墻在工程設(shè)計(jì)時(shí)一般被認(rèn)為是非結(jié)構(gòu)構(gòu)件，然而數(shù)次地震的實(shí)際震害顯示，實(shí)心砌體磚填充墻的存在以及布置方式大大地影響了框架結(jié)構(gòu)的抗震性能［29－32］，對(duì)框架結(jié)構(gòu)的破壞“功不可沒”［33］。因此填充墻這一影響因素受到了國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者的重視并進(jìn)行了大量的研究，得到了許多的結(jié)論［34－36］，在計(jì)算帶填充墻的RC框架抗側(cè)剛度時(shí)應(yīng)把填充墻的影響考慮進(jìn)去。

《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GBJ11－89）［37］（以下簡(jiǎn)稱《89規(guī)范》）中給出了填充墻框架的抗側(cè)剛度計(jì)算的公式：

式中：Kf為框架柱的總抗側(cè)剛度；Kw為填充墻的抗側(cè)剛度；Aw為填充墻水平截面積；Hw為填充墻高度；Ew為砌體填充墻彈性模量；φk為側(cè)移剛度折減系數(shù)；γ為剪切影響系數(shù)；φm、φv為洞口影響系數(shù)，無(wú)洞口時(shí)取1。

《89規(guī)范》給出的層間抗側(cè)剛度計(jì)算公式，考慮了實(shí)心磚砌體填充墻對(duì)框架結(jié)構(gòu)剛度的貢獻(xiàn)，同時(shí)考慮了層間變化和開洞帶的影響，分別通過(guò)層數(shù)三等分及洞口位置給出了剛度折減系數(shù)的取值和洞口影響系數(shù)的計(jì)算公式。此法對(duì)于洞口率大于60%的填充墻不予考慮，雖然考慮的影響因素比較全面但是在實(shí)際計(jì)算中存在一定的誤差。2001修訂版《抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定地震作用下的層間剪力與層間位移的比值即為樓層的側(cè)向剛度，而現(xiàn)行10版《抗震規(guī)范》修訂后刪除了《89規(guī)范》給出的填充墻框架的抗側(cè)剛度計(jì)算公式及01版的規(guī)定。

黃華等［38］通過(guò)有限元軟件對(duì)一個(gè)10層的填充墻框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了模擬分析，其中填充墻采用的是shell63單元，填充墻和框架之間采用了半剛性連接。該模擬結(jié)果結(jié)合《抗震規(guī)范》和《規(guī)程》假定條件給出了層間抗側(cè)剛度的計(jì)算式（12），并確定了填充墻抗側(cè)剛度折減系數(shù)βw取值為0.25。此法僅依據(jù)有限元模擬給出了相應(yīng)的結(jié)論，沒有結(jié)合實(shí)際實(shí)驗(yàn)加以驗(yàn)證，通過(guò)此公式算得的結(jié)果誤差大并不實(shí)用。

吳綺云等［39］將砌體填充墻及鋼筋混凝土框架看作成整體的組合板結(jié)構(gòu)，在單向反復(fù)水平推力的作用下研究了組合結(jié)構(gòu)的受力破壞過(guò)程，并分析了其變形和破壞的特點(diǎn)，最后給出了線彈性階段抗側(cè)剛度的計(jì)算公式：

式中：ω為開洞影響系數(shù)；Iz為整體組合板的慣性矩。

童岳生等［40－41］在水平反復(fù)荷載的作用下對(duì)多榀一層單跨的磚砌填充墻框架進(jìn)行了試驗(yàn)研究，對(duì)取得的力－位移曲線深入分析后采用填充墻剛度和框架剛度相疊加的方式，提出了較為實(shí)用的三折線剛度計(jì)算法，并給出了線性階段的抗側(cè)剛度計(jì)算公式：

式中：β、γ為開洞影響系數(shù)。

圖6 等效斜壓桿模型簡(jiǎn)化圖Fig.6 Simplifieddiagram ofequivalentobliquestrutmodel

關(guān)國(guó)雄等［42］對(duì)一個(gè)1∶3的四層磚砌填充墻RC框架結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，將磚砌體填充墻和鋼筋混凝土框架近似地看做成整體結(jié)構(gòu)，考慮了填充墻的變形模量降低因子等，結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果和結(jié)構(gòu)動(dòng)力性能分析，提出了層間抗側(cè)剛度的計(jì)算公式：

式中：η為填充墻的變形模量降低因子，彈性階段取η＝1；h為鋼筋混凝土框架高度；k為填充墻的剪切貢獻(xiàn)系數(shù)；L為框架的跨度；αc為抗側(cè)剛度的影響系數(shù)，墻與框架接觸好時(shí)取1。

以上對(duì)帶填充墻鋼筋混凝土框架抗側(cè)剛度的研究方法和計(jì)算公式是基于結(jié)構(gòu)力學(xué)知識(shí)考慮剪彎變形直接通過(guò)實(shí)驗(yàn)、有限元模擬及理論分析得到的，其計(jì)算值與實(shí)測(cè)值相比存在一定的誤差。除以上研究方法外，國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用等效斜壓桿模型計(jì)算抗側(cè)剛度的研究方法較為普遍。Polyajcov［43］指出把填充墻視作為一個(gè)只承受壓力作用的與RC框架相連的斜壓支撐桿即為等效斜壓桿模型如圖2所示。

喬墩等［44］通過(guò)對(duì)多種計(jì)算方法的比較，選取了等效斜壓桿模型計(jì)算整體結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度，給出了抗側(cè)剛度的計(jì)算式（18）。并且發(fā)現(xiàn)等效斜壓桿模型中斜壓桿寬度ω的取值是關(guān)鍵，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)壓桿寬度進(jìn)行了各種研究，如Simth等［45］通過(guò)給出一個(gè)特征參數(shù)λ來(lái)表征壓桿寬度對(duì)鋼筋混凝土框架及磚砌填充墻剛度的影響；Papia等［46］研究指出壓桿寬度還與框架柱的變形有著緊密的聯(lián)系，給出了一個(gè)計(jì)算過(guò)程相當(dāng)復(fù)雜的公式等。通過(guò)對(duì)比分析，喬墩給出的計(jì)算公式中最終采用了MSTC［47］提供的壓桿寬度計(jì)算式（18），由此得到的抗側(cè)剛度計(jì)算結(jié)果較為準(zhǔn)確。

此外，對(duì)帶填充墻的框架結(jié)構(gòu)彈性抗側(cè)剛度計(jì)算方法的研究，不管是直接考慮剪切和彎曲變形給出的計(jì)算公式，還是采用等效斜壓桿模型考慮壓桿寬度等因素給出的計(jì)算公式，對(duì)于開洞的影響很少進(jìn)行深入的分析。國(guó)內(nèi)外實(shí)際震害顯示，洞口設(shè)置會(huì)改變填充墻的剛度和強(qiáng)度，甚至改變整體結(jié)構(gòu)的受力機(jī)制，使結(jié)構(gòu)破壞加重?？篆Z常等［48］通過(guò)對(duì)開洞填充墻的框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)和有限元模擬分析，考慮了洞口大小、高寬比、開口形式及設(shè)置位置等影響因素，基于等效斜壓桿簡(jiǎn)化模型，提出了開洞填充墻的剛度折減系數(shù)，給出了相應(yīng)的計(jì)算公式等，但對(duì)于開洞填充墻的RC框架結(jié)構(gòu)還需進(jìn)一步研究。

3 結(jié)論與討論

國(guó)內(nèi)外學(xué)者不斷通過(guò)實(shí)驗(yàn)和有限元模擬對(duì)結(jié)構(gòu)線彈性階段的抗側(cè)剛度計(jì)算方法進(jìn)行研究，且取得了突出的理論成果。本文通過(guò)對(duì)以往的理論計(jì)算方法進(jìn)行對(duì)比分析，并探討了各種計(jì)算方法的優(yōu)缺點(diǎn)，得到了以下結(jié)論：

（1）對(duì)于砌體結(jié)構(gòu)，構(gòu)造柱的存在大大地影響了結(jié)構(gòu)的抗側(cè)移剛度，而且對(duì)于考慮構(gòu)造柱影響的抗側(cè)剛度計(jì)算研究理論成果相對(duì)較少，僅有的考慮構(gòu)造柱的計(jì)算方法計(jì)算值誤差較大，有待進(jìn)一步改進(jìn)優(yōu)化。同時(shí)是否開洞、洞口尺寸以及洞口所處位置等因素也是結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度計(jì)算的關(guān)鍵所在，現(xiàn)有的研究成果較少且存在不足之處。

（2）對(duì)于鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，一般采用D值法計(jì)算其抗側(cè)剛度。填充墻的存在雖然在工程設(shè)計(jì)中不作為構(gòu)件考慮，但其對(duì)RC結(jié)構(gòu)的抗震性能影響是很大的，故在計(jì)算剛度時(shí)要把填充墻考慮進(jìn)去。直接考慮填充墻剪切彎曲變形得到的計(jì)算值大概是實(shí)測(cè)值的1～10倍；利用等效斜壓桿模型計(jì)算的剛度深受壓桿寬度的影響，其次填充墻的布置方式、填充材料、是否開洞、洞口大小等因素也需要進(jìn)一步研究。

不論是砌體結(jié)構(gòu)還是框架結(jié)構(gòu)，現(xiàn)有的結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度計(jì)算方法都存在一定欠缺，尚需進(jìn)一步的深入研究和改進(jìn)完善。全面考慮各種因素對(duì)結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的影響，完善相應(yīng)的計(jì)算理論，才能進(jìn)一步優(yōu)化抗震設(shè)計(jì)，為建筑抗震的韌性評(píng)價(jià)提供服務(wù)。