采用隔震加固技术的某医疗建筑抗震性能分析

2021-03-27李枫悦周德源钟玉成

结构工程师 2021年1期

李枫悦周德源钟玉成张晖

（1.同济大学结构防灾减灾工程系，上海200092；2.厦门市城市管理综合事务中心，厦门361004；3.上海建筑设计研究院有限公司，上海200040）

0 引言

地震灾害是人类面临的最严重的自然灾害之一。医疗建筑是承担着救护功能的生命线工程，是抗震设防的重点考虑对象［1］。老旧的医疗建筑抗震设防标准较低、抗震构造措施不足导致其抗震能力较弱，因此对既有医疗建筑框架结构开展抗震加固技术的研究具有一定的现实研究意义和实用价值。结构被动控制类型主要可分为消能减震、基础隔震等［2］。基础隔震是指在建筑物的上部结构与基础之间设置隔震层，地震来临时延长自振周期、耗散地震能量，达到抗震的目的［3］。本文以上海某三甲医院的一制剂楼为研究对象，利用PERFORM-3D 软件建立两种不同隔震体系的模型（天然橡胶支座隔震体系和铅芯橡胶支座隔震体系），进行有限元计算，评估基础隔震加固技术的隔震性能。

1 工程概况

本文研究对象为上海某三级医院的一制剂楼，设计总建筑面积为3 150 m2，无地下室，地上主体结构7 层，建筑主体总高为38.3 m。抗震设防级别为重点设防（乙类），结构设计使用年限为50年，抗震设防烈度为7度，基本地震加速度设计值为0.1 g。设计地震分组为第一组，建筑场地类别为Ⅳ类，多遇地震时场地特征周期0.9 s，罕遇地震时为1.1 s，框架抗震等级为三级［4］。结构三维模型见图1。

图1 三维模型图Fig.1 Three-dimensional model

2 模型的建立与验证

在PKPM 中建立制剂楼结构的整体线弹性模型，然后把STAWE 模型导入到NosaCAD 结构分析软件中，生成弹塑性分析模型，最后利用NosaCAD 把弹塑性模型转化成相应的Perform-3D计算模型［5］。对比两种软件计算模型周期结果见表1，结构第一扭转周期与第一平动周期的比值为0.704，满足规范规定的周期比不大于0.85的要求。Perform-3D 模型总质量为5 318 t，PKPM 模型质量为5 291 t，两模型质量相对误差0.5%。其六阶周期最大相对误差为7.5%，可见两种模型前六阶周期基本吻合。

表1 结构模型自振周期Table 1 Natural vibration period of structural model

3 隔震加固方案简介

根据《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010）［2］中的相关规定，橡胶隔震支座在重力荷载代表值下的压应力限值不应超过12 MPa。根据支座力学特性，通过计算按照竖向承载力选择支座：选用28 个天然橡胶支座LNR500（其相关参数见表2），选用28个铅芯橡胶支座LRB500（其相关参数见表3）分别形成隔震方案，详见图2、图3。

表2 天然橡胶隔震支座参数一览表Table 2 Parameters of natural rubber isolation

表3 铅芯橡胶隔震支座参数一览表Table 3 Parameters of lead rubber isolation

4 地震波的选取

本文采用时程分析法对隔震结构和无控结构进行分析，时程分析的结果与地震动输入有很大关系，按照建筑场地类别以及多遇和罕遇地震作用类别从PEER-NGA-Record 数据库中分别选取2条天然地震波和1 条人工波见表4。各条地震波频谱特性与规范反应谱对比见图4、图5。从图中可以看出，在特征周期Tg点到结构基本周期点范围内，天然波的反应谱曲线与规范反应谱符合得较好，天然波长周期成分中，卓越周期和结构周期接近，可以较好反映地震时的共振效果。对多遇地震作用下的时程分析底部剪力与振型反应谱法底部剪力进行对比分析，地震波时程曲线中每条计算所得结构底部剪力均大于振型分解反应谱计算结果的65%，小于振型分解反应谱计算结果的135%。并且这3 条地震波时程计算所得结构剪力的平均值也大于振型分解反应谱计算结果的80%，小于振型分解反应谱计算结果的135%。地震波选取合理。

图2 天然橡胶支座隔震加固体系的支座平面布置图Fig.2 Layout drawing of natural rubber isolation reinforcement system

图3 铅芯橡胶支座隔震加固体系的支座平面布置图Fig.3 Layout drawing of lead rubber isolation and reinforcement system

表4 时程分析地震波基本信息表Table 4 Basic information of seismic wave in time history analysis

图4 多遇时程加速度谱与规范反应谱对比图Fig.4 Comparison of time acceleration spectrum and standard response spectrum

图5 罕遇时程加速度谱与规范反应谱对比图Fig.5 Comparison of time acceleration spectrum and standard response spectrum

5 隔震加固体系响应对比与分析

5.1 结构的自振特性

利用Perform-3D 有限元分析软件建立不同隔震方案下隔震结构模型并进行模态分析，其前六阶对应的自振周期见表5。由表5可知，两种隔震体系都延长了结构的基本自振周期，天然橡胶支座隔震体系的第一阶周期是非隔震结构的1.823倍。铅芯橡胶支座隔震体系的第一阶周期是非隔震结构的1.11倍。铅芯橡胶支座隔震体系比天然橡胶支座隔震体系延长的周期小，这是因为铅芯橡胶支座具有较大的初始刚度。所以需要较大的地震力才能充分地发挥铅芯支座的隔震效果。在较小的地震力作用下，铅芯支座没有发生屈服，隔震体系未必能发生较好的隔震效果。

5.2 多遇地震下结构动力时程分析

5.2.1 水平向减震系数

《上海市建筑抗震设计规程》（DGJ 08-9—2013J10284—2013）［4］中水平向减震系数β 定义为：对于多层房屋，为按弹性计算所得的隔震与非隔震各层层间剪力的最大比值，对于高层建筑结构，尚应计算隔震与非隔震各层倾覆力矩的最大比值，并与层间剪力的最大比值相比较，取二者的较大值。对隔震体系和无控结构进行多遇地震下的时程分析后得知：天然橡胶支座隔震体系X 向水平减震系数为0.59，Y 向水平减震系数为0.62。铅芯橡胶支座隔震体系X 向水平减震系数为0.66，Y 向水平减震系数为0.65。进行隔震加固后，结构的层间剪力和倾覆力矩都有较大程度的减小。X 方向，天然橡胶支座隔震体系的层间剪力为无控结构的44%～59%，层间倾覆力矩为无控结构的30%～56%。Y 方向，天然橡胶支座隔震体系的层间剪力为无控结构的22%～62%，层间倾覆力矩为无控结构的41%～58%。铅芯橡胶隔震体系在X 方向的层间剪力为无控结构的24%～66%，层间倾覆力矩为无控结构的30%～58%。Y 方向，铅芯橡胶隔震体系的层间剪力为无控结构的45%～65%，层间倾覆力矩为无控结构的42%～62%。隔震效果显著，隔震后上部结构性能明显提高。层间剪力详见图6。

表5 结构模型自振周期Table 5 Natural vibration period of structural model

图6 多遇地震作用下层间剪力图Fig.6 Inter-storey shear diagram under frequent earthquake

5.2.2 楼层层间位移角分析

对隔震体系和无控结构进行多遇地震下的时程分析，隔震后上部结构和无控结构X、Y 向的层间位移角沿楼层分布见图7。相比于无控结构，在三种不同的地震波作用下，两种隔震体系的层间位移角都有所减小。无控结构最大层间位移角在X 向为0.002 27、Y 向为0.003 49，不满足规范要求。天然橡胶支座隔震体系在不同地震作用下的最大层间位移角在X向为0.00116、Y向为0.001 80，铅芯橡胶支座隔震体系在不同地震作用下的最大层间位移角在X 向为0.001 15、Y 向为0.001 78，均小于规范规定的0.001 82。

图7 多遇地震作用下层间位移角Fig.7 Inter-storey drift diagram under frequent earthquake

5.2.3 顶层加速度时程对比

多遇地震下隔震体系与无控结构顶点相对加速度时程轨迹对比见图8、图9。隔震体系的顶点加速度峰值比无控结构有明显的减小。同一地震作用下，无控结构与隔震体系顶点相对加速度最大值出现的时间不一致。这是因为隔震体系加了隔震支座，延长了结构的周期，改变了结构自身的动力特性，因此结构的响应也不同。

5.2.4 能量耗散

隔震体系及无控结构的能量耗能组成见表6。在多遇地震作用下，隔震体系耗散的总能量比无控结构要多。

图8 多遇地震下天然橡胶支座隔震体系顶点相对加速度时程轨迹对比图Fig.8 Comparison of peak relative acceleration time history track of rubber isolation system under frequent earthquake

图9 多遇地震下铅芯橡胶支座隔震体系顶点相对加速度时程轨迹对比图Fig.9 Comparison of peak relative acceleration time history track of lead rubber isolation system under frequent earthquake

表6 多遇地震下结构能量耗能组成Table 6 Energy consumption composition of structures under frequent earthquake

天然橡胶支座隔震体系主要是结构阻尼耗能，上部结构基本处于弹性状态，这是由于：隔震体系大部分变形都在隔震层，上部结构没有进入塑性状态，并且天然橡胶支座本构模型为线性，没有耗能能力。而铅芯橡胶支座隔震体系除了阻尼耗能，还有极少一部分塑性耗能，塑性耗能占3.5%，主要是因为铅芯橡胶支座本生具备耗能的能力，并且在多遇地震作用下，铅芯支座有很小一部分进入了弹塑性耗能状态。

5.3 罕遇地震作用下结构动力时程分析

5.3.1 楼层层间位移角分析

对隔震体系和无控结构进行罕遇地震下的时程分析，隔震后上部结构和无控结构X、Y 向的层间剪力沿楼层分布见图10。在罕遇地震作用下，铅芯橡胶支座隔震体系在X向最大层间位移角为0.013 89，在Y 向最大层间位移角为0.016 23。隔震以后结构的层间位移角都能满足规范规定的不大于0.02的要求。而铅芯橡胶支座能充分耗散地震能量，所以铅芯橡胶支座隔震体系的层间位移角降低率整体上比天然橡胶支座隔震体系的要大。

图10 多遇地震作用下层间位移角Fig.10 Inter-storey drift dragram under rare earthquake

5.3.2 顶层加速度时程对比

在罕遇地震作用下，隔震体系的顶点相对加速度峰值比无控都有明显的减小，天然橡胶支座隔震体系与铅芯橡胶支座隔震体系都能减小结构的加速度响应，保护主体结构。顶点相对加速度时程轨迹对比见图11、图12。

图11 罕遇地震下天然橡胶支座隔震体系顶点相对加速度时程轨迹对比图Fig.11 Comparison of peak relative acceleration time history track of rubber isolation system under rare earthquake

图12 罕遇地震下铅芯橡胶支座隔震体系顶点相对加速度时程轨迹对比图Fig.12 Comparison of peak relative acceleration time history track of lead rubber isolation system under rare earthquake

5.3.3 支座最大位移

罕遇地震下对两种不同的隔震体系进行时程分析，可以得到隔震支座的最大水平位移见表7。由表可知，这两种隔震体系的最大水平位移相差较大，天然橡胶支座的最大水平位移要远大于铅芯橡胶支座的水平位移，这是由于天然橡胶支座初始刚度比较小，而铅芯橡胶支座的初始刚度较大并且屈服后有较好的耗能能力。

5.3.4 能量耗散

结构在地震发生前面的时间段内主要由结构的阻尼耗散地震输入的能量。随着时间的增加，结构开始进入塑性，塑性变形耗能不断增加。隔震层中含有铅芯橡胶支座的隔震体系不仅通过延长结构周期，也能提供塑性耗能来起到减震效果，天然橡胶支座没有塑性耗能能力。隔震层上部结构塑性耗能的大小决定结构损伤程度。表8 列出了塑性耗能、隔震层塑性耗能、上部结构塑性耗能所占比例和具体数值。

由表8 可知，同一建筑的隔震体系和无控体系在相同地震作用下，铅芯橡胶支座隔震体系吸收的地震能量大，总塑性耗能也更大，但结构绝大部分的塑性耗能集中在隔震层中，真正由隔震层上部结构耗散掉的塑性能量却减少了，这与隔震设计理念一致。

5.4 隔震层的抗风承载力验算

由《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010）［2］，采用隔震支座的结构风荷载的产生的总水平力不宜超过结构总重力的10%，本结构风荷载的产生的总水平力为948.5 kN，结构的总重力为52 120 kN，满足规范要求。

6 结论

本文选取上海市现有的一栋制剂楼作为计算模型，对两种基础隔震体系（天然橡胶支座隔震体系和铅芯橡胶支座隔震体系）进行抗震性能分析，可得到如下结论：

表7 罕遇地震作用下支座最大位移Table 7 Maximum displacement of bearing under rare earthquake

（1）两种隔震体系均有效地延长了结构的基本自振周期，很好地避开了地震中的高频成分，降低地震响应作用。隔震体系的层间位移主要集中在隔震层，表现出近似整体平动的趋势。隔震加固后，多遇地震作用下，隔震体系的最大层间位移角为0.001 80（1/556），小于规范规定的0.001 82（1/550）；罕遇地震作用下，隔震体系的最大层间位移角为0.019 90（1/50.25），小于规范规定的0.020 00（1/50），都满足了规范的要求。