仿古建筑的隔震加固研究

張文龍,任文杰,付素娟,郝雨杭,劉杲彤

(1.河北工業大學土木與交通學院,天津 300401;2.河北省建筑科學研究院有限公司,河北 石家莊 0500213.河北建研科技有限公司,河北 石家莊 050021)

0 引言

仿古建筑是對古建筑的建筑形式和文化內涵上的傳承與發展,是和傳統建筑形式不同的文化建筑[1]。近幾十年,仿古建筑的加固改造越來越受到關注,其難度也較大,主要表現為:由于相關規范的不完善,使得仿古建筑的結構設計存在著很多不確定性;仿古建筑大多數采用鋼筋混凝土結構,雖然形式上與古建筑相似,但由于使用材料的不同,建筑功能的復雜,其抗震性能也發生了很大變化[2];傳統抗震加固方法存在一些弊端,諸如:施工會對原有結構物及周邊環境帶來較大影響,柱截面增大或增設抗震墻、普通鋼支撐之類的抗側力構件將導致建筑平面布置改變,或導致大量的梁截面尺寸不足以及梁端配筋不足等問題,且施工周期長、施工面積大,同時也會對原結構造成部分損傷[3]。

此外具有傳統文化的仿古建筑上部結構裝修成本很高、施工難度大,對此需在不破壞其原有建筑風貌的基礎上進行抗震加固,因此對仿古建筑加固具有更高的要求。隔震技術是很具有革新性意義的一種結構控制技術,采用隔震加固技術可在不改變建筑外立面和裝修的建筑風貌的條件下,通過基礎隔震進行抗震加固處理,減少上部結構的地震作用,有效解決加固技術難題。目前關于隔震結構減震效果的研究很多,陳道政等[4]以一棟7層鋼筋混凝土框架為研究對象,通過基礎隔震和布置黏滯阻尼器使這兩種結構在多遇地震作用下位移減少量相同,對比研究結構大震下非線性動力響應,結果表明采用基礎隔震的結構的抗震性能要好于設置黏滯阻尼器的結構。張建新等[5]對云南省尋甸縣縣城的一棟Ⅸ度(0.40g)區的雙塔高層結構進行隔震設計及相應的地震反應分析。閆維民等[6]為了解決基礎隔震技術在核電工程中的應用問題,以某高溫氣冷堆核電廠房結構為背景,通過1∶20縮尺模型地震模擬振動臺試驗,研究了水平雙向和三向地震動作用下水平整體基礎隔震核電結構(含設備)的地震響應規律和特點。這些研究主要涉及到一般鋼筋混凝土建筑、軟土場地建筑和高層建筑,但隨著建筑的逐漸老化及地震動區劃圖的修改,出現了大批量的仿古建筑抗震設防不滿足要求,而針對這方面具體研究減震效果的文獻較少。

本文以某鋼筋混凝土仿古大雄寶殿為研究對象,對其采用隔震技術進行加固;采用有限元分析軟件計算比較了該建筑隔震前后在地震波作用下的位移、加速度等動力響應,以期能夠為仿古建筑的整體加固提供參考性意見。

1 工程概況

鋼筋混凝土仿古大雄寶殿位于某核心景區,工程結構設計使用年限為50年,抗震設防類別為丙類(標準設防),抗震設防烈度為Ⅷ度,基本地震加速度為0.30g,設計地震分組為第二組,建筑場地類別為Ⅲ類。該大殿的結構形式為帶復雜屋蓋的鋼筋混凝土框架結構,第一、二層梁、柱為傳力構件,第三、五層的墻體和柱子共同承受梁傳來的荷載,第四層的墻體承受上部結構傳來的荷載,屋頂形式采用重檐四阿頂開間為九間,進深為五間,如圖1所示?？蚣芰?、次梁、斜梁、樓板、屋面板和墻體均采用C30混凝土,框架柱采用C35混凝土。受力鋼筋采用HRB400,箍筋采用HPB300。建筑高度為16.650 m,總重為50 048 kN。

圖1 大雄寶殿Fig.1 Mahavira Hall

因為該地區的設防烈度的提高導致結構主體不滿足現行抗震規范要求,須對結構進行加固處理。為保護原有的建筑風貌和使用功能,并且大大提高結構的抗震性能,提出采用隔震方式對其進行加固。

2 有限元模型的建立

大殿屋面由斜板、斜梁組成,沒有明確的層概念。建立正確的且符合實際的有限元模型是實現準確的有限元計算和分析的前提[7]。

2.1 隔震支座的模擬與布置

用于隔震加固的隔震裝置為圓形疊層橡膠支座,共120套,其中包括64套無鉛芯隔震橡膠支座和56套有鉛芯隔震橡膠支座,統一布置在各框架柱下,其形心同框架柱截面中心重合。無鉛芯隔震橡膠支座的本構關系為線性模型;有鉛芯橡膠支座由上、下鋼承板、中部交錯疊層和核心鉛芯組成,集隔震器與阻尼器于一身。其原理為疊層橡膠支座中間鉆孔灌入鉛芯以提高支座大變形時的吸能能力,同時鉛芯橡膠隔震支座豎向剛度非常大[8]。鉛芯橡膠支座本構關系如圖2所示,有限元分析時,常用雙線性模型來描述有鉛芯橡膠支座的本構關系。隔震支座參數列于表1。非隔震樓采用固定支座單元代替隔震支座模擬單元,隔震支座采用連接單元模擬。

圖2 有鉛芯隔震橡膠支座滯回曲線及雙線性模型Fig.2 Hysteretic curve and bilinear model of lead rubber bearing

表1 隔震支座的基本參數Table 1 Basic parameters of isolation bearing

支座布置形式對隔震結構減震效果的影響很大。因此進行隔震支座平面布置時應合理利用不同支座的特點,如鉛芯橡膠隔震支座抗側剛度大,應布置在結構周邊和角部,以提高整體隔震結構的抗扭轉剛度,并且大雄寶殿屬于平面對稱結構,因此隔震支座應對稱布置,減少偏心影響。支座平面布置如圖3所示。

圖3 隔震支座平面布置圖Fig.3 Plan of isolation bearing

2.2 有限元模型

利用Midas Gen軟件對該框架結構進行建模。模型采用空間梁單元模擬梁、斜梁、柱此類典型的桿系構件。梁單元由2個節點構成,具有拉、壓、剪、彎、扭的變形剛度。首層水平樓板采用剛性板單元模擬,梁柱節點均為現澆的剛性節點?？蚣苤w澆筑在樁基礎上面,因此柱的底端也按照固定端考慮。對于除主要承重的梁、柱、枋以外,其他起裝飾和連接作用的構件在此模型中忽略[9]。

模型以長邊方向為x軸的方向、短邊方向為y軸的方向,豎直方向為z軸方向。建立非隔震有限元模型如圖4所示。在非隔震模型底部設置0.5 m高的隔震層,建立隔震模型如圖5所示。模型基本數據如下:梁單元654個,墻單元72個,板單元206個。

圖4 大雄寶殿非隔震有限元模型Fig.4 Non-isolation finite element model of Mahavira Hall

圖5 大雄寶殿隔震有限元模型Fig.5 Isolation finite element model of Mahavira Hall

3 模態分析

基于模態分析原理,對非隔震結構和隔震結構分別進行模態分析,模態階數取10階,前3階模態分析結果如表2所示,可見:采取隔震加固措施后,能有效延長自振周期,改變結構的剛度特性。由標準地震反應譜曲線可知,延長自振周期后,上部結構加速度反應大幅減小,從而減小地震作用。

表2 模態分析結果Table 2 The results of modal analysis

4 動力時程分析

4.1 選取地震波

采用時程分析法時,應按建筑場地類別和設計地震分組選用實際強震記錄和人工模擬的加速度時程曲線,其中實際強震記錄的數量不應少于總數的2/3[10]。動力時程分析結果表明,不同的地震波所得的計算結果相差較大。因此,在結構動力時程分析時選擇合理的地震記錄對于計算結果非常重要[11]。根據工程地質資料,并結合《建筑抗震設計規范》,從Midas Gen地震波數據庫中選用El-Centro Site波(El-Centro波)、Taft波和RH1TG055波(RH1波)對結構進行時程分析。3條地震波的主要參數如表3所示。

表3 三條地震波的特性Table 3 Characteristics of three seismic waves

4.2 基底剪力分析

以El-Centro Site波為例對建立的非隔震和隔震加固模型,進行多遇地震作用下的彈性時程分析,其他兩種地震波類同,不再贅述。其中結構隔震前后在x向(長軸)和y向(短軸)的基底剪力時程反應對比圖如圖6、7所示。并將3條地震波的基底剪力最大值列表與反應譜分析后結構的基底剪力進行比較,見表4。

表4 多遇地震作用下結構基底剪力比較Table 4 Comparison of structural base shear forces under frequent earthquake

圖6 x向基底剪力對比Fig.6 Comparison of base shear forces in x direction

結果顯示,隔震結構在x向和y向的基底剪力均要小于非隔震結構,其中x向基底剪力的最大值只有非隔震結構的30.00%,y向的最大值也僅有非隔震樓的26.80%;每條地震波計算所得結構底部剪力都大于振型分解反應譜法計算結果的65%,三條地震波計算所得結構底部剪力的平均值也大于振型分解反應譜法計算結果的80%。這滿足《建筑抗震設計規范》對地震波選取的相關要求。

圖7 y向基底剪力對比Fig.7 Comparison of base shear forces in y direction

4.3 層剪力分析

隔震與非隔震結構各地震時程曲線的層間剪力對比如表5、表6所示(多遇地震動作用下)。

表5 x向層間剪力對比Table 5 Comparison of inter-story shear forces in x direction

表6 y向層間剪力對比Table 6 Comparison of inter-story shear forces in y direction

由表可知,各樓層x向的剪力比均大于相應樓層y向的結果,造成這種差異的原因是原結構y向的抗側剛度大于x向的抗側剛度;基礎隔震結構的層間剪力僅為非隔震的18%～25%,隔震結構與非隔震結構最大層間剪力比為0.25,減震效果明顯。此外隔震加固后能夠使層剪力分布更均勻,從而改善抗震性能。

4.4 位移響應分析

結構在Ⅷ度0.3g多遇地震作用下不同標高處位移峰值曲線如圖8～13所示(圖中層位移指各標高處相對于標高為0處的位移)。

圖8 El-C波x向層位移對比Fig.8 Comparison of layer displacements in x direction under El-C wave

圖9 El-C波y向層位移對比Fig.9 Comparison of layer displacements in y direction under El-C wave

圖10 Taft波x向層位移對比Fig.10 Comparison of layer displacements in x direction under Taft wave

圖11 Taft波y向層位移對比Fig.11 Comparison of layer displacements in y direction under Taft wave

圖12 RH1波x向層位移對比Fig.12 Comparison of layer displacements in x direction under RH1 wave

圖13 RH1波y向層位移對比Fig.13 Comparison of layer displacements in y direction under RH1 wave

由圖可知:隨著標高的增加,結構x向(y向)的位移峰值總體呈增大趨勢,但最大標高處(即大歇山頂正脊處)位移峰值不一定是整個結構位移的最大值;隔震結構頂部與隔震層的相對位移與非隔震結構頂部與底部的相對位移相比減小很多,且隔震結構的水平位移主要集中在隔震層,上部結構位移相對較小,在水平地震作用下幾乎為整體平動,這是由于隔震層耗能,從而減小上部結構的相對位移。

4.5 頂部加速度時程分析

為便于比較,選取非隔震和隔震模型脊檁同一位置相同節點(1077號節點)為研究對象得到結構在Ⅷ度0.3g多遇地震作用下的頂部加速度時程分析結果對比(以El-Centro Site波為例)如圖 14、15所示。

圖14 x向加速度反應對比Fig.14 Comparison of acceleration responses in x direction

圖15 y向加速度反應對比Fig.15 Comparison of acceleration responses in y direction

由圖可以看出采用基礎隔震技術后,大殿頂部加速度要明顯低于非隔震結構,僅為非隔震結構的9.02%(x向)和10.07%(y向);同時走向趨勢也比較平緩,這表明隔震層有效吸收了大量地震能量,從而阻隔地震能量向上傳遞,使結構地震響應減輕,保護結構在地震作用下免受破壞。

4.6 隔震層驗算

根據《抗規》[10]12.2節房屋隔震設計要點規定,隔震支座應進行豎向承載力驗算和罕遇地震下水平位移的驗算。

在重力荷載代表值作用下,丙類建筑隔震支座豎向壓應力限值為15 MPa。通過數值分析得到隔震結構的各個隔震支座在重力荷載代表值的豎向壓應力為9.24 MPa,滿足規范規定。同時,采用隔震加固技術后,結構在罕遇地震作用下隔震層x向、y向最大水平平均位移分別為190.87 mm和189.33 mm,小于0.55D=220 mm和3Tr=228 mm中的較小值 (其中Tr為隔震支座的最小橡膠層總厚度,D為最小隔震支座的有效直徑),符合抗震規范對橡膠隔震支座層間位移的規定,說明隔震層在Ⅷ度(0.3g)罕遇地震作用下具有較高的穩定性和可靠性。

5 結論

本文通過工程實例,對仿古大殿隔震結構和非隔震結構進行建模,分別選取符合規范要求的天然地震波和人工波進行了模態分析和多遇地震作用下的時程分析,主要得到了以下結論:

(1)模態分析結果表明,采用隔震加固技術后,仿古大殿的自振周期對比非隔震結構顯著延長,是非隔震結構的3～4倍,使結構剛度特性得以改變,遠離場地特征周期,從而減小地震作用。

(2)隔震結構在x向和y向的基底剪力均要小于非隔震結構,x向基底剪力的最大值只有非隔震結構的30.00%,y向的最大值也僅有非隔震樓的26.80%;同時結構頂部x、y向加速度均能減小 70%以上,且變化趨勢較為平緩,從而能有效保護仿古大殿上部結構建筑風貌。

(3)采用基礎隔震加固技術后,仿古大殿在地震作用下的層剪力分布更加均勻,水平位移主要集中在隔震層,上部結構位移相對較小,在水平地震作用下幾乎為整體平動,結構的扭轉效應也得以減輕。

(4)本工程選用的隔震支座布置方案是合理有效的,可以有效降低上部結構在地震作用下的地震響應,使上部結構不需要處理即可滿足相應抗震設防烈度的要求,這樣既保證了原建筑使用功能不中斷,也保存了建筑的原始風貌。