既有建筑多种加固方式的效果对比

（中冶建筑研究总院有限公司）

我国于1978年开始颁布实施抗震设计规范，随着对地震不断深入的了解，抗震设计规范于1989年、2001年、2010年三次进行大范围修订，抗震标准不断提高，而上世纪八十年代以前的建筑结构也由此普遍存在未进行抗震设计或抗震设计标准较低的问题，为保证这些建筑结构的使用安全需对此类建筑结构进行鉴定加固。目前常见的传统结构加固方式是是从结构自身增强结构抗震能力，通常从结构的整体性、抗侧刚度或延性等方面来增强结构的抗震性能，并且在地震中依靠结构的弹塑性变形或塑性铰来消耗地震输入的能量。此外近年逐渐兴起新型耗能减震加固方式。耗能减震加固不同于传统抗震加固，而是在结构中增设耗能单元，使结构主体在小震作用时保持弹性状态，满足正常使用要求，而在大震作用下耗能单元率先进入弹塑性状态来消耗大部分地震输入的能量，进而减少结构主要抗侧力构件所承受的地震作用，避免进入明显非弹性阶段，保护结构主体。

两种加固方式单纯从施工角度比较，常用的传统加固方式相对施工周期较长，施工复杂，而在耗能减震加固方式中，耗能支撑、耗能部件可在工厂预先制作完成、现场安装，施工周期短而且方便。本文以SAP2000为计算工具，结合某一既有建筑的三种不同加固方案，对采用传统加固方式与耗能减震加固方式的抗震效果进行对比，以期对类似工程提供参考。

1 工程概况

北京市某建筑位于中心城区，为半地下室结构，建筑平面外包尺寸为长约38m，宽约28m的工字型，平面布置如图1所示。该单元结构形式为四层现浇钢筋混凝土框架结构，层高分别为3.15m、8.5m、10.5m、7.85m。结构总高度30m，局部突出屋面5.3m，该结构平面布置较为复杂，框架柱柱距分布不均匀为2.3m～4.7m不等，除地下室外，各层均有最大跨度约为26m的单排框架，框架柱截面沿层高逐层减小，且X、Y两轴轴线均不对称，该结构框架柱混凝土设计强度为 300#、框架梁、板混凝土设计强度 200#，钢筋主筋为280N/mm2，箍筋为240N/mm2。该建筑建于建国初期，目前已使用超过50年，参照当时前苏联抗震设计规范设计，抗震设计标准较低，抗震措施考虑不足，目前设计资料保存完整，经鉴定，结构无法满足《建筑抗震鉴定标准》要求，需对结构进行加固处理，但该结构加固要求不得改变原结构使用功能，内部填充墙体布置不满足均匀对称，且加固要求不得对外墙外立面有任何改变。依照现行《建筑抗震设计规范》，该框架结构抗震等级一级，抗震设防烈度为8度，设计地震加速度值为0.2g，地震分组为第一组，场地土类型为Ⅱ类。

2 计算分析

本文对三套加固方案进行非线性时程分析，计算采用有限元空间模型，并按照框架梁、柱单元建模，楼板采用空间板单元、楼梯考虑为梁、板组合体。由于该建筑的原设计标准较低，故对该建筑具体抗震性能进行重新计算，对原建筑在多遇地震及罕遇地震下计算各采用4条地震波进行时程分析计算，计算所采用地震波全部由当地地震局提供。经计算自振周期T1=1.691s（扭转），T2=1.541s（Y 向），T3=1.130s（扭转）X为结构薄弱方向；可见原建筑对抗震考虑考虑不足，结构平面布置不合理，造成扭转效应较大，原建筑具体计算结果见表1、表2。由表2可知，主体结构在8度多遇地震下存在层间位移不满足规范规定的1/550的要求，并且主体在罕遇地震下也存在楼层弹塑性层间位移不满足规范规定的 1/50的限值。由此表明，该建筑多遇地震的弹性时程分析及罕遇地震弹塑性时程分析结果均存在部分楼层不满足层间位移角限值，同时对该建筑主要构件进行配筋验算也表明，该建筑结构主要构件配筋不足，需对该楼进行抗震加固。根据该建筑结构的实际情况设想以三套加固方案，分别为局部增设抗震墙、增设粘滞阻尼消能器、加设防屈曲支撑。

方案一，增设现浇钢筋混凝土抗震墙，改变结构抗震体系，增大整体刚度：方案一布置如图2所示，原建筑内、外墙装修层较厚，可以将内墙填充墙拆除并布置成 160mm厚现浇钢筋混凝土抗震墙之后新增抗震墙表面布置装修层，未开窗外墙可在内侧布置160mm厚现浇钢筋混凝土抗震墙，采用该方案并不影响该建筑使用功能，但是由于原建筑结构本身布置不对称，且原填充内墙也不对称，无法做到对结构两方向刚度均匀增大，加固后仍可能于扭转不利，同时考虑到原结构底部刚度较大，可以采用框肢抗震墙结构体系。

方案二，采用新型消能减震加固方法，增设粘滞阻尼消能器：方案二布置如图3，考虑原建筑的建筑使用功能要求在每层角部及中部适当位置布置粘滞阻尼消能器，并采用人字型钢支撑形式使增设的粘滞消能器水平放置，发挥最大消能效果。将支撑紧靠外墙内侧布置，该布置方式不会对建筑使用功能带来影响，并且采用该加固方式并未对结构引入附加刚度，只是单纯增大了结构自身阻尼。

方案三，仍采用消能减震加固方法，增设防屈曲支撑：在结构变形较大部位的四角按对角形式布置，保证成对布置原则，并上下各层连续，采用此种加固形式既增大了结构刚度，又在原结构中增设了消能器，增设防屈曲支撑，改变了结构刚度分布，一方面是结构在小震作用下减小主要抗侧力构件的地震作用，另一方面，在罕遇地震作用时，防屈曲支撑率先进入塑性耗能阶段，保护结构主体。三套方案对比，增设抗震墙方案实际受建筑布置要求较大，甚至只能布置成框肢抗震墙结构，抗震墙体布置较多，对结构改变较大；增设防屈曲支撑要求对结构各层上下连续，并保证成对出现；布置粘滞阻尼消能器无上述要求，两种新型加固形式，仅对结构部分位置加固，施工简单易行。

对三套加固方案进行非线性时程分析，消能单元粘滞阻尼器应用SAP2000中Damper单元模拟，防屈曲支撑在多遇地震下应用方形截面杆单元模拟，罕遇地震作用下应用简单的双线性 Multi-linearPlastic单元模拟。三套方案相关计算结果见表3、表4。经计算分析，增设抗震墙后，结构自振周期减为T1=0.847s（扭转），T2=0.837s（扭转）T3=0.648s（X 向），结构扭转效应加剧。由表3、表4可以明显看出增设抗震墙后，结构主体所承受的基底剪力显著增大，结构所承受的地震作用增大，而由于结构刚度的增大，结构的层间位移、层间位移角得到有效控制，小于钢筋混凝土框架-抗震墙弹性层间位移角1/800、弹塑性层间位移角1/100限值，地震作用主要由新增的抗震墙承受，经计算框架柱等抗侧力构件所承受地震作用平均减小20%～30%。

采用增设粘滞阻尼的方案二，相关参数选取C=500kN/（m/s）α，α=0.3，增设粘滞阻尼耗能器，不会增加结构的刚度，不会影响结构的自振周期，仅增大了结构的阻尼，应用SAP2000进行快速非线性分析。粘滞阻尼器在罕遇地震作用下进入耗能阶段，其中在顶层安置的一阻尼器在Y向User1地震作用下滞回曲线见图2。表3、表4计算结果表明采用该方案加固可以显著降低结构主体的地震作用，基底剪力大幅降低，结构的层间位移角符合《减震抗震设计规范》（GB50011-2010）中12.3.3-3“消能减震结构的层间弹塑性位移角限值符合预期的变形控制要求，宜比非消能减震结构适当减小”的规定。地震输入的能量通过消能器的往复运动得到消耗，结构抗侧力构件所承受的地震作用平均减小60%以上。

同样采用消能减震加固方式的方案三，由于增设了防屈曲支撑，对结构主体引入了附加刚度，结构的抗侧刚度增大，对结构的自振周期、结构所承受的地震作用将产生影响。经计算结构自振周期减为T1=1.381s（两方向平动叠合），T2=1.361s（两方向平动叠合），T3=1.068s（扭转），Y向地震波User1作用下，安置在顶层角部防屈曲支撑滞回曲线见图3。由计算结果可以看出，增设防屈曲支撑在多遇地震下基底剪力大于原结构基底剪力，表明结构的刚度增大，承受的地震作用增大，而结构的弹性变形明显变小，说明增设防屈曲支撑的结构在多遇地震下，防屈曲支撑与普通钢支撑作用效果一致；罕遇地震作用下，增设防屈曲支撑的结构基底剪力增幅不大，防屈曲支撑进入塑性变形耗能阶段，计算结果显示，结构抗侧力构件承受地震作用减小16%～29%。

3 结论

以上三组加固方案相对比，三组方案在结构位移控制、主要抗侧力构件降低承受地震作用方面均显示出其有效性，均可保证结构的弹性、弹塑性层间位移角满足规范规定限值；而在抗侧力构件承受的地震作用上，增设粘滞阻尼消能器的方案显示很好的效果；在基底剪力控制方面，增设抗震墙方案、增设防屈曲支撑都由于引入了附加刚度引起了基底剪力的增大而可能需要对基础进行加固，但增设防屈曲支撑的方案引起的基底剪力增加显著低于增设抗震墙的方案。

故通过对北京市某建筑加固方案进行计算得出以下结论：

（1）局部增设抗震墙、增设粘滞阻尼消能器、加设防屈曲支撑均可以有效的对结构进行加固，单从施工简便角度出发，建议优先选择耗能减震加固方式；

（2）增设抗震墙与加设防屈曲支撑，两者在减少主要抗侧力构件所承受地震作用相差不多时，虽然增设抗震墙的结构可以对层间位移进行更有效的控制，但是该加固方式对结构整体刚度增大较多，结构整体所承受的基底剪力显著增大，可能需要对基础进行加固处理；

（3）相对增设粘滞性消能器，增设防屈曲支撑对结构弹性位移的控制更有效，而粘滞性消能器更侧重于对罕遇地震下结构的弹塑性位移的控制，此外可以看出增设粘滞阻尼可以非常有效的减少结构抗侧力构件所承受的地震作用及基础承受的基底剪力。