王 博, 白國良, 劉 林, 代慧娟

(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055；2.雙良節(jié)能系統(tǒng)股份有限公司，江蘇 江陰 214444;3.西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，西安 710054)

受工藝限制，火電廠主廠房結(jié)構(gòu)布置復(fù)雜、空間整體性能差、薄弱環(huán)節(jié)較多，作為重要的生命線工程，確保該類結(jié)構(gòu)的抗震安全至關(guān)重要。隨著火電廠主廠房結(jié)構(gòu)的高度、跨度與荷重不斷增大，傳統(tǒng)的鋼筋混凝土框排架結(jié)構(gòu)體系[1-3]在高烈度區(qū)已不能滿足大容量機(jī)組主廠房的抗震需求。為解決此問題，課題組研究提出了一種適用于高烈度區(qū)的新型主廠房結(jié)構(gòu)體系[4-6]。

與鋼筋混凝土框排架主廠房結(jié)構(gòu)相比，新型型鋼混凝土框排架混合結(jié)構(gòu)主廠房的特點是以部分型鋼混凝土柱替代傳統(tǒng)的鋼筋混凝土柱，并沿部分型鋼混凝土柱高在縱向或縱橫向同時布置剪力墻。通過合理的布置與設(shè)計，新型主廠房結(jié)構(gòu)體系可以實現(xiàn)三道抗震防線：剪力墻作為第一道抗震防線，含有剪力墻的框架作為第二道抗震防線，不含剪力墻的框架作為第三道抗震防線。三道抗震防線的實現(xiàn)極大地提高了結(jié)構(gòu)的抗震能力，確保了結(jié)構(gòu)在高烈度區(qū)的抗震安全性。文獻(xiàn)[4-6]通過模型結(jié)構(gòu)試驗研究了該類結(jié)構(gòu)的抗震性能，但對結(jié)構(gòu)在不同強度地震作用下的彈塑性地震反應(yīng)，諸如基底剪力、整體側(cè)移、層間位移角以及主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件的損傷演化特性等尚未進(jìn)行深入分析；此外，文獻(xiàn)[4-6]僅研究了型鋼混凝土框排架混合結(jié)構(gòu)主廠房在8度Ⅱ類場地情況下的抗震防線實現(xiàn)問題，考慮到在不同烈度區(qū)、不同場地類別情況下均能實現(xiàn)三道抗震防線對推廣應(yīng)用該類結(jié)構(gòu)體系具有重要的現(xiàn)實意義，因此有必要對不同烈度以及場地類別情況下主廠房結(jié)構(gòu)的剪力墻布置問題進(jìn)行深入探討。鑒于此，本文在前期模型結(jié)構(gòu)試驗研究的基礎(chǔ)上通過有限元分析繼續(xù)探討該類結(jié)構(gòu)的抗震性能，并基于剪力墻布置數(shù)量對結(jié)構(gòu)性能影響的分析，嘗試提出綜合考慮烈度與場地類別的剪力墻布置方式與抗震構(gòu)造措施。

1 工程概況

通過計算分析設(shè)計出布置有6片剪力墻的8度Ⅱ類場地1 000 MW主廠房結(jié)構(gòu)作為研究對象[4]。

圖1為型鋼混凝土框排架結(jié)構(gòu)主廠房的平面布置圖。結(jié)構(gòu)總長122 m，寬62m，共9層，高59.905 m。汽輪機(jī)房跨度34 m，煤倉間跨度14 m，除氧間跨度10 m。6片剪力墻在煤倉間與除氧間分散布置，滿足工藝要求。其中，軸端部縱向剪力墻長5 m，中部墻長3 m，橫向剪力墻長4 m；和?軸端部縱向剪力墻長3 m，中部墻長4 m；在樓梯間的③軸、軸的?列布置橫向剪力墻，長4 m。煤斗層以下剪力墻厚400 mm，煤斗層以上剪力墻厚300 mm。汽輪機(jī)房列柱為鋼筋混凝土柱，、?和列柱為型鋼混凝土柱。煤斗梁為型鋼混凝土梁，其余梁為鋼筋混凝土梁?；炷翉姸鹊燃墳镃45。表1為主要構(gòu)件的截面尺寸，文獻(xiàn)[4-6]選?、葺S至⑦軸間的3跨3榀子結(jié)構(gòu)進(jìn)行模型抗震試驗研究，該子結(jié)構(gòu)屬于主廠房結(jié)構(gòu)中荷重最大、結(jié)構(gòu)最為復(fù)雜的部分，對此部分進(jìn)行分析能夠反映整體結(jié)構(gòu)的受力性能。

圖1 結(jié)構(gòu)平面布置圖

表1 主要構(gòu)件截面尺寸

2 彈塑性有限元模型的建立

2.1 材料的本構(gòu)關(guān)系

鋼材采用雙線性動力硬化本構(gòu)模型，考慮包辛格效應(yīng)，荷載循環(huán)過程中材料不存在剛度退化。多軸應(yīng)力狀態(tài)下，采用Von.Mises屈服準(zhǔn)則。鋼材的強屈比為1.2，極限應(yīng)力時對應(yīng)的應(yīng)變?yōu)?.025。

混凝土采用損傷塑性本構(gòu)模型[7]，能準(zhǔn)確模擬低圍壓條件下混凝土在單調(diào)、循環(huán)或動載作用下的力學(xué)行為，考慮混凝土拉壓強度的差異、反復(fù)荷載下材料剛度退化以及拉壓循環(huán)的剛度恢復(fù)。混凝土材料的單軸受壓和受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線及材料軸心受壓和受拉強度標(biāo)準(zhǔn)值，可按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[8]采用?；炷吝M(jìn)入塑性后的剛度損傷分別由受拉損傷參數(shù)和受壓損傷參數(shù)表達(dá)，兩個參數(shù)的大小由混凝土材料進(jìn)入塑性狀態(tài)的程度決定，其數(shù)值參照混凝土材料單軸拉壓的滯回曲線給出。損傷因子的取值范圍從零(表示無損材料)至1(表示完全損傷材料)，通過應(yīng)力在受損材料產(chǎn)生的彈性余能與在無損材料產(chǎn)生的彈性余能等效原理得出[8]。

2.2 單元的選取

采用ABAQUS有限元軟件建立結(jié)構(gòu)模型[9]?；炷亮褐捎?節(jié)點實體單元C3D8模擬，型鋼采用4節(jié)點縮減積分殼單元S4R模擬，鋼筋采用三維桿單元T3D2單元模擬，剪力墻與樓板采用4節(jié)點縮減積分殼單元S4R模擬，根據(jù)需要將結(jié)構(gòu)排架部分的屋面簡化為平面內(nèi)剛度較大的梁，采用三維線性梁單元B31模擬，并與排架柱頂采用鉸接。

2.3 地震波的輸入

選取頻譜成分豐富的EL-Centro(N-S)波作為輸入地震波，地震動持續(xù)時間為12s。依據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[10]調(diào)整地震動加速度峰值，分別沿結(jié)構(gòu)的橫向輸入70gal、200gal、400gal與620gal的地震波，用來計算8度小震、8度中震、8度大震與9度大震四種工況下的地震反應(yīng)。圖2為調(diào)幅至400gal的輸入地震波形圖。

圖2 輸入地震波

2.4 模型驗證

圖3為采用上述方法建立的有限元模型。

圖3 有限元模型

為驗證所建有限元模型的合理性，將文獻(xiàn)[4-6]試驗得到的結(jié)構(gòu)在四種工況下的位移時程曲線與有限元計算結(jié)果進(jìn)行比較。限于篇幅，僅列出8度中震與8度大震作用下結(jié)構(gòu)頂點位移時程的比較情況，如圖3所示。

對比結(jié)果表明：有限元計算得到的位移反應(yīng)時程曲線和試驗結(jié)果較為吻合，說明建立的有限元模型是合理的，采用該模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗震性能分析的結(jié)果是可靠的。

圖4 結(jié)構(gòu)頂點位移反應(yīng)時程曲線對比

3 彈塑性地震反應(yīng)分析

3.1 地震作用

圖5為不同強度地震作用下的結(jié)構(gòu)基底剪力時程曲線。計算結(jié)果表明：8度小震作用下，結(jié)構(gòu)最大正向基底剪力為4 781 kN，最大負(fù)向基底剪力為-4 918 kN，剪重比分別為2.78%、2.81%，底層剪力墻所承擔(dān)的剪力為底部總剪力的52%，承擔(dān)的傾覆力矩為總傾覆力矩49%；8度中震作用下，結(jié)構(gòu)最大正向基底剪力為15 700 kN，最大負(fù)向基底剪力為-16 500 kN，剪重比分別為9.12%、9.6%；8度大震作用下，結(jié)構(gòu)最大正向基底剪力為21 700 kN，最大負(fù)向基底剪力為-22 600 kN，剪重比分別為12.62%、13.1%；9度大震作用下，結(jié)構(gòu)最大正向基底剪力為22 700 kN，最大負(fù)向基底剪力為-22 300 kN，剪重比分別為13.2%、13.0%。地震動初期，9度罕遇地震的基底剪力大于8度罕遇地震基底剪力，隨著結(jié)構(gòu)構(gòu)件的損傷累積，剛度退化明顯，基底剪力不再增加。

圖5 不同強度地震作用下結(jié)構(gòu)基底剪力

3.2 變形性能

圖6為8度大震下的結(jié)構(gòu)變形圖；圖7與圖8分別為不同強度地震作用下結(jié)構(gòu)的整體側(cè)移曲線與層間位移角分布情況。

由圖7可以看出：8度小震作用下，整體結(jié)構(gòu)處于彈性工作狀態(tài)，整體變形呈彎剪型，其中，上部以剪切變形為主，下部以彎曲變形為主；8度中震作用下，剪力墻開裂，結(jié)構(gòu)剛度開始下降，整體變形亦呈彎剪型；8度大震及9度大震作用下，底部剪力墻與運轉(zhuǎn)層構(gòu)件損傷破壞嚴(yán)重，剛度下降明顯，整體變形趨于剪切變形。

由圖8可以看出：8度小震作用下，結(jié)構(gòu)層間位移角最大值出現(xiàn)在煤斗層，為1/1124；8度中震作用下，結(jié)構(gòu)層間位移角最大值出現(xiàn)在運轉(zhuǎn)層，為1/411；8度大震作用下，結(jié)構(gòu)層間位移角最大值依然出現(xiàn)在運轉(zhuǎn)層，為1/191，滿足“大震不倒”的抗震設(shè)防要求；9度大震作用下，結(jié)構(gòu)層間位移角最大值出現(xiàn)在底部兩層，為1/84。這說明，隨著結(jié)構(gòu)構(gòu)件的開裂及損傷破壞加劇，結(jié)構(gòu)薄弱位置下移。

圖6 8度大震作用下結(jié)構(gòu)整體變形

圖7 不同強度地震作用下的結(jié)構(gòu)側(cè)移

圖8 不同強度地震作用下結(jié)構(gòu)的層間位移角

3.3 整體結(jié)構(gòu)及主要構(gòu)件的損傷分析

選取8度中震、8度大震、9度大震三個工況下的整體結(jié)構(gòu)損傷、剪力墻損傷、煤斗大梁及運轉(zhuǎn)層大梁的主要損傷形態(tài)進(jìn)行分析。圖9-圖12為結(jié)構(gòu)構(gòu)件在8度中震作用下的損傷形態(tài)分布圖；圖13-圖16為結(jié)構(gòu)構(gòu)件在8度大震作用下的損傷形態(tài)分布圖；圖17-圖20為結(jié)構(gòu)構(gòu)件在9度大震作用下的損傷形態(tài)分布圖。

由圖9-圖12可以看出：8度中震作用下，結(jié)構(gòu)受拉、受壓損傷主要出現(xiàn)在剪力墻根部及與煤斗大梁交接處。剪力墻根部邊緣局部小范圍內(nèi)的混凝土受壓損傷達(dá)到0.80，與煤斗大梁交接處的剪力墻的最大受壓損傷達(dá)到0.65，帶橫墻煤斗大梁的最大受壓損傷達(dá)到0.20。運轉(zhuǎn)層大梁受壓損傷主要集中在梁端部，最大值達(dá)到0.50，其他部位受壓損傷不嚴(yán)重。橫向剪力墻底部及煤斗大梁交接處開裂，但程度較輕，受拉損傷最大值達(dá)0.80，帶有橫墻的煤斗大梁的開裂主要集中在梁端部上截面，局部受拉損傷最大值達(dá)0.85，其他部位受拉損傷較小，范圍在0～0.5之間。無墻煤斗大梁的受壓與受拉損傷主要出現(xiàn)在梁跨中，受拉損傷最大值達(dá)0.90，受壓損傷范圍在0～0.15之間。運轉(zhuǎn)層大梁的開裂主要集中在梁端部及相交的橫向剪力墻上，局部受拉損傷最大達(dá)0.8，其他部位拉損傷均較小，范圍在0～0.5之間。由于剪力墻的有利約束，結(jié)構(gòu)中帶墻短柱的開裂程度小于不帶墻短柱?？傮w而言，8度中震作用下結(jié)構(gòu)損傷較小，結(jié)構(gòu)剛度為初始剛度的0.90倍左右，整體結(jié)構(gòu)處于可修復(fù)狀態(tài)。

圖9 8度中震作用下結(jié)構(gòu)整體損傷

圖10 8度中震作用下剪力墻損傷

圖11 8度中震作用下煤斗大梁處橫向剪力墻及梁的損傷

圖12 8度中震作用下運轉(zhuǎn)層大梁損傷

圖13 8度大震作用下結(jié)構(gòu)整體損傷

由圖13-圖16可以看出：8度大震作用下，結(jié)構(gòu)損傷破壞的范圍與程度遠(yuǎn)大于8度中震情況。剪力墻大面積開裂，且墻底部出現(xiàn)受壓破壞，運轉(zhuǎn)層大梁開始屈服。橫向剪力墻底部受壓塑性變形及開裂明顯，范圍較大。橫向剪力墻底部的局部混凝土發(fā)生受壓破壞，受壓損傷可達(dá)0.97，邊緣處混凝土壓碎，煤斗大梁交接處橫向剪力墻受壓損傷達(dá)0.95。帶橫墻的煤斗大梁受壓損傷主要出現(xiàn)在梁墻交接端部，受壓損傷最大達(dá)0.57。運轉(zhuǎn)層大梁的損傷加劇，梁端混凝土塑性變形增大，受壓損傷達(dá)0.90，邊緣混凝土開始壓碎，但截面尚未屈服。橫向剪力墻底部及煤斗大梁交接處大面積開裂，裂縫寬度較大，受拉損傷明顯，損傷值可達(dá)0.90。帶橫墻的煤斗大梁的開裂主要集中在梁端部上截面，其局部受拉損傷最大達(dá)0.90。運轉(zhuǎn)層大梁端部開裂明顯，裂縫寬度較寬，約一倍梁高范圍內(nèi)其受拉損傷達(dá)0.90?？傮w而言，8度大震情況下，結(jié)構(gòu)損傷較為嚴(yán)重，剛度約退化為初始剛度的0.60倍。結(jié)構(gòu)底部兩層為結(jié)構(gòu)薄弱部位，層間位移角最大值為1/191，結(jié)構(gòu)頂點位移最大值為0.152 m，結(jié)構(gòu)滿足“大震不倒”的抗震設(shè)防要求。

圖14 8度大震作用下剪力墻損傷

圖15 8度大震作用下煤斗大梁處橫向剪力墻及梁損傷

圖16 8度大震作用下運轉(zhuǎn)層大梁損傷

由圖17-圖20可以看出：9度大震作用下，結(jié)構(gòu)中橫向剪力墻底部混凝受壓損傷嚴(yán)重，煤斗大梁及下部剪力墻開裂嚴(yán)重，運轉(zhuǎn)層絕大部分梁、柱端均出現(xiàn)塑性鉸。橫向剪力墻受壓塑性變形主要發(fā)生底部兩層，底部混凝土大面積壓碎，受壓損傷達(dá)到0.97。煤斗大梁交接處橫向剪力墻最大受壓損傷達(dá)到0.97，混凝土被壓碎。帶橫墻煤斗大梁全梁基本均存在受壓損傷，但程度不嚴(yán)重，最大值為0.55。無墻煤斗大梁的受壓損傷范圍在0～0.30之間。運轉(zhuǎn)層大梁受壓損傷主要集中在梁端，其受壓損傷最大達(dá)0.97，形成塑性鉸。煤斗大梁以下的剪力墻全墻通裂，大多數(shù)裂縫貫穿整個截面，并延伸至翼墻中，最大受拉損傷達(dá)到0.95。帶橫墻煤斗大梁開裂嚴(yán)重，特別是與橫向剪力墻連接端，受拉損傷達(dá)0.90。無墻煤斗大梁的受拉損傷最大達(dá)0.90。運轉(zhuǎn)層大梁的開裂主要集中在梁端部及相交的橫向剪力墻上，局部受拉損傷最大達(dá)0.90，混凝土開裂嚴(yán)重，塑性變形較大?？傮w而言，9度大震作用下，結(jié)構(gòu)的損傷主要發(fā)生在運轉(zhuǎn)層以下，結(jié)構(gòu)剛度約退化為初始剛度的0.35倍，底部兩層層間位移角最大值為1/84，結(jié)構(gòu)雖未坍塌，但已處于不可維修狀態(tài)。

圖17 9度大震作用下結(jié)構(gòu)整體損傷

圖18 9度大震作用下剪力墻損傷

圖19 9度大震作用下煤斗大梁處橫向剪力墻及梁損傷

圖20 9度大震作用下運轉(zhuǎn)層大梁損傷

4 不同烈度及場地類別下的剪力墻布置數(shù)量與抗震構(gòu)造措施

模型結(jié)構(gòu)抗震試驗研究[4-6]與彈塑性地震反應(yīng)分析均表明：8度Ⅱ類場地、1 000 MW主廠房結(jié)構(gòu)布置6片剪力墻時可以實現(xiàn)三道抗震防線，抗震性能優(yōu)越。為進(jìn)一步推廣應(yīng)用該類結(jié)構(gòu)體系，下面主要分析其他烈度與場地類別情況下的剪力墻布置數(shù)量問題。

4.1 分析方法

以8度Ⅱ類場地、布置6片剪力墻的1 000 MW主廠房結(jié)構(gòu)為基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)，采用SAP2000有限元軟件計算分析8度小震作用下其他不同場地情況(Ⅰ類、Ⅲ類、Ⅳ類)下結(jié)構(gòu)基底剪力、樓層地震作用、結(jié)構(gòu)整體變形與層間側(cè)移與Ⅱ類場地情況下的結(jié)構(gòu)(基準(zhǔn)結(jié)構(gòu))之間的關(guān)系。最后，結(jié)合分析得到的對應(yīng)關(guān)系以及前期關(guān)于鋼筋混凝土框排架結(jié)構(gòu)的研究成果[11]，以基準(zhǔn)結(jié)構(gòu)的剪力墻布置為參考，提出不同烈度與場地類別下剪力墻的建議布置數(shù)量。

4.2 不同場地類型下剪力墻的布置數(shù)量分析

圖21為不同場地條件下主廠房結(jié)構(gòu)層間地震作用對比情況。計算結(jié)果表明，Ⅰ類場地下結(jié)構(gòu)的地震作用約為Ⅱ類場地的0.75倍，Ⅲ類場地下結(jié)構(gòu)的地震作用約為Ⅱ類場地的1.25倍，Ⅳ類場地結(jié)構(gòu)的地震作用約為Ⅱ類場地的1.65倍。

圖21 不同場地類別下結(jié)構(gòu)層間地震作用對比

圖22為不同場地條件下結(jié)構(gòu)層間位移角對比情況。計算結(jié)果表明，Ⅰ類場地下結(jié)構(gòu)的層間位移角約為Ⅱ類場地的0.76倍，Ⅲ類場地下結(jié)構(gòu)的層間位移角約為Ⅱ類場地的1.35倍，Ⅳ類場地下結(jié)構(gòu)的層間位移角約為Ⅱ類場地的1.84倍。

圖22 不同場地類別下結(jié)構(gòu)層間位移角對比

上述分析表明，8度Ⅰ類和Ⅱ類場地下主廠房結(jié)構(gòu)的層間位移角限值易滿足《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[10]對框架-剪力墻結(jié)構(gòu)1/800的限值要求，而在Ⅲ類與Ⅳ類場地條件下層間位移偏大。為滿足規(guī)范要求，在Ⅲ類與Ⅳ類場地條件下應(yīng)在結(jié)構(gòu)中布置更多片剪力墻。結(jié)合課題組對傳統(tǒng)鋼筋混凝土框排架結(jié)構(gòu)體系抗震性能的系統(tǒng)研究成果[1]，綜合考慮生產(chǎn)工藝、抗震需求以及經(jīng)濟(jì)性要求，提出不同烈度與不同場地類別情況下主廠房結(jié)構(gòu)中剪力墻的建議布置數(shù)量見表2。

表2 不同烈度及場地條件下主廠房結(jié)構(gòu)中剪力墻的建議布置數(shù)量

4.3 剪力墻的抗震構(gòu)造措施

根據(jù)試驗研究及非線性有限元分析得到的結(jié)構(gòu)損傷破壞特性，結(jié)合《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[10]，建議的剪力墻抗震構(gòu)造措施如下：

(1)運轉(zhuǎn)層以下的剪力墻為抗震加強部位，剪力墻端部宜布置端柱，端柱截面邊長不應(yīng)小于墻厚的2倍，且底部加強部位縱向配筋率不應(yīng)小于1.2%，一般部位縱向配筋率不應(yīng)小于1.0%，且水平受力鋼筋應(yīng)形成閉合箍。

(2)剪力墻厚度不應(yīng)小于300 mm與1/30層高兩者中的最大值；加強部位剪力墻的厚度不宜小于400 mm，且不應(yīng)小于層高的1/25。

(3)剪力墻中的分布鋼筋不應(yīng)采用單排布置。當(dāng)剪力墻厚度不大于400 mm時，采用雙排配筋；當(dāng)剪力墻厚度大于400 mm時，應(yīng)采用三排配筋。剪力墻配筋率不應(yīng)小于0.25%，鋼筋直徑不應(yīng)小于12 mm，最大間距不應(yīng)大于200 mm。

(4)應(yīng)避免在剪力墻上開洞，若無法避免，開洞率不宜大于25%，且應(yīng)在洞口部位采取加強措施。

5 結(jié) 論

采用ABAQUS有限元軟件建立火電廠型鋼混凝土框排架混合結(jié)構(gòu)有限元模型進(jìn)行彈塑性地震反應(yīng)分析，并探討了不同烈度與不同場地類別情況下主廠房結(jié)構(gòu)的剪力墻布置數(shù)量問題。所得主要結(jié)論如下：

(1)位移反應(yīng)時程曲線對比表明，有限元計算值與試驗值較為吻合，說明本文采用的建模方法是合理的，并可以推廣應(yīng)用于同類型結(jié)構(gòu)的計算分析當(dāng)中。

(2)8度小震作用下，結(jié)構(gòu)整體變形呈彎剪型，其中，上部以剪切變形為主，下部以彎曲變形為主；8度中震作用下，剪力墻開裂，結(jié)構(gòu)剛度開始下降，整體變形亦呈彎剪型；8度大震及9度大震作用下，底部剪力墻與運轉(zhuǎn)層構(gòu)件損傷破壞嚴(yán)重，剛度下降明顯，整體變形趨于剪切變形。

(3)分析表明，剪力墻對框架具有很好的約束作用，在地震作用下剪力墻首先出現(xiàn)損傷，并隨著地震作用的增大而不斷發(fā)展演化，能夠起到第一道抗震防線的作用；結(jié)構(gòu)的薄弱部位隨著地震作用的增強，由煤斗層到運轉(zhuǎn)層再到底部兩層下移；整體結(jié)構(gòu)變形性能較好，能夠滿足“大震不倒”的抗震設(shè)防要求。

(4)在計算分析的基礎(chǔ)上，提出了適用于不同烈度與不同場地類別下主廠房結(jié)構(gòu)的剪力墻建議布置數(shù)量，并結(jié)合模型結(jié)構(gòu)試驗以及彈塑性地震反應(yīng)分析結(jié)論提出剪力墻的抗震構(gòu)造措施，可供工程設(shè)計參考。

參 考 文 獻(xiàn)

[1]吳 濤.大型火力發(fā)電廠鋼筋混凝土框排架結(jié)構(gòu)抗震性能及設(shè)計方法研究[D].西安：西安建筑科技大學(xué),2003.

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