仿古建筑的隔震加固研究

张文龙,任文杰,付素娟,郝雨杭,刘杲彤

(1.河北工业大学土木与交通学院,天津 300401;2.河北省建筑科学研究院有限公司,河北 石家庄 0500213.河北建研科技有限公司,河北 石家庄 050021)

0 引言

仿古建筑是对古建筑的建筑形式和文化内涵上的传承与发展,是和传统建筑形式不同的文化建筑[1]。近几十年,仿古建筑的加固改造越来越受到关注,其难度也较大,主要表现为:由于相关规范的不完善,使得仿古建筑的结构设计存在着很多不确定性;仿古建筑大多数采用钢筋混凝土结构,虽然形式上与古建筑相似,但由于使用材料的不同,建筑功能的复杂,其抗震性能也发生了很大变化[2];传统抗震加固方法存在一些弊端,诸如:施工会对原有结构物及周边环境带来较大影响,柱截面增大或增设抗震墙、普通钢支撑之类的抗侧力构件将导致建筑平面布置改变,或导致大量的梁截面尺寸不足以及梁端配筋不足等问题,且施工周期长、施工面积大,同时也会对原结构造成部分损伤[3]。

此外具有传统文化的仿古建筑上部结构装修成本很高、施工难度大,对此需在不破坏其原有建筑风貌的基础上进行抗震加固,因此对仿古建筑加固具有更高的要求。隔震技术是很具有革新性意义的一种结构控制技术,采用隔震加固技术可在不改变建筑外立面和装修的建筑风貌的条件下,通过基础隔震进行抗震加固处理,减少上部结构的地震作用,有效解决加固技术难题。目前关于隔震结构减震效果的研究很多,陈道政等[4]以一栋7层钢筋混凝土框架为研究对象,通过基础隔震和布置黏滞阻尼器使这两种结构在多遇地震作用下位移减少量相同,对比研究结构大震下非线性动力响应,结果表明采用基础隔震的结构的抗震性能要好于设置黏滞阻尼器的结构。张建新等[5]对云南省寻甸县县城的一栋Ⅸ度(0.40g)区的双塔高层结构进行隔震设计及相应的地震反应分析。闫维民等[6]为了解决基础隔震技术在核电工程中的应用问题,以某高温气冷堆核电厂房结构为背景,通过1∶20缩尺模型地震模拟振动台试验,研究了水平双向和三向地震动作用下水平整体基础隔震核电结构(含设备)的地震响应规律和特点。这些研究主要涉及到一般钢筋混凝土建筑、软土场地建筑和高层建筑,但随着建筑的逐渐老化及地震动区划图的修改,出现了大批量的仿古建筑抗震设防不满足要求,而针对这方面具体研究减震效果的文献较少。

本文以某钢筋混凝土仿古大雄宝殿为研究对象,对其采用隔震技术进行加固;采用有限元分析软件计算比较了该建筑隔震前后在地震波作用下的位移、加速度等动力响应,以期能够为仿古建筑的整体加固提供参考性意见。

1 工程概况

钢筋混凝土仿古大雄宝殿位于某核心景区,工程结构设计使用年限为50年,抗震设防类别为丙类(标准设防),抗震设防烈度为Ⅷ度,基本地震加速度为0.30g,设计地震分组为第二组,建筑场地类别为Ⅲ类。该大殿的结构形式为带复杂屋盖的钢筋混凝土框架结构,第一、二层梁、柱为传力构件,第三、五层的墙体和柱子共同承受梁传来的荷载,第四层的墙体承受上部结构传来的荷载,屋顶形式采用重檐四阿顶开间为九间,进深为五间,如图1所示。框架梁、次梁、斜梁、楼板、屋面板和墙体均采用C30混凝土,框架柱采用C35混凝土。受力钢筋采用HRB400,箍筋采用HPB300。建筑高度为16.650 m,总重为50 048 kN。

图1 大雄宝殿Fig.1 Mahavira Hall

因为该地区的设防烈度的提高导致结构主体不满足现行抗震规范要求,须对结构进行加固处理。为保护原有的建筑风貌和使用功能,并且大大提高结构的抗震性能,提出采用隔震方式对其进行加固。

2 有限元模型的建立

大殿屋面由斜板、斜梁组成,没有明确的层概念。建立正确的且符合实际的有限元模型是实现准确的有限元计算和分析的前提[7]。

2.1 隔震支座的模拟与布置

用于隔震加固的隔震装置为圆形叠层橡胶支座,共120套,其中包括64套无铅芯隔震橡胶支座和56套有铅芯隔震橡胶支座,统一布置在各框架柱下,其形心同框架柱截面中心重合。无铅芯隔震橡胶支座的本构关系为线性模型;有铅芯橡胶支座由上、下钢承板、中部交错叠层和核心铅芯组成,集隔震器与阻尼器于一身。其原理为叠层橡胶支座中间钻孔灌入铅芯以提高支座大变形时的吸能能力,同时铅芯橡胶隔震支座竖向刚度非常大[8]。铅芯橡胶支座本构关系如图2所示,有限元分析时,常用双线性模型来描述有铅芯橡胶支座的本构关系。隔震支座参数列于表1。非隔震楼采用固定支座单元代替隔震支座模拟单元,隔震支座采用连接单元模拟。

图2 有铅芯隔震橡胶支座滞回曲线及双线性模型Fig.2 Hysteretic curve and bilinear model of lead rubber bearing

表1 隔震支座的基本参数Table 1 Basic parameters of isolation bearing

支座布置形式对隔震结构减震效果的影响很大。因此进行隔震支座平面布置时应合理利用不同支座的特点,如铅芯橡胶隔震支座抗侧刚度大,应布置在结构周边和角部,以提高整体隔震结构的抗扭转刚度,并且大雄宝殿属于平面对称结构,因此隔震支座应对称布置,减少偏心影响。支座平面布置如图3所示。

图3 隔震支座平面布置图Fig.3 Plan of isolation bearing

2.2 有限元模型

利用Midas Gen软件对该框架结构进行建模。模型采用空间梁单元模拟梁、斜梁、柱此类典型的杆系构件。梁单元由2个节点构成,具有拉、压、剪、弯、扭的变形刚度。首层水平楼板采用刚性板单元模拟,梁柱节点均为现浇的刚性节点。框架柱整体浇筑在桩基础上面,因此柱的底端也按照固定端考虑。对于除主要承重的梁、柱、枋以外,其他起装饰和连接作用的构件在此模型中忽略[9]。

模型以长边方向为x轴的方向、短边方向为y轴的方向,竖直方向为z轴方向。建立非隔震有限元模型如图4所示。在非隔震模型底部设置0.5 m高的隔震层,建立隔震模型如图5所示。模型基本数据如下:梁单元654个,墙单元72个,板单元206个。

图4 大雄宝殿非隔震有限元模型Fig.4 Non-isolation finite element model of Mahavira Hall

图5 大雄宝殿隔震有限元模型Fig.5 Isolation finite element model of Mahavira Hall

3 模态分析

基于模态分析原理,对非隔震结构和隔震结构分别进行模态分析,模态阶数取10阶,前3阶模态分析结果如表2所示,可见:采取隔震加固措施后,能有效延长自振周期,改变结构的刚度特性。由标准地震反应谱曲线可知,延长自振周期后,上部结构加速度反应大幅减小,从而减小地震作用。

表2 模态分析结果Table 2 The results of modal analysis

4 动力时程分析

4.1 选取地震波

采用时程分析法时,应按建筑场地类别和设计地震分组选用实际强震记录和人工模拟的加速度时程曲线,其中实际强震记录的数量不应少于总数的2/3[10]。动力时程分析结果表明,不同的地震波所得的计算结果相差较大。因此,在结构动力时程分析时选择合理的地震记录对于计算结果非常重要[11]。根据工程地质资料,并结合《建筑抗震设计规范》,从Midas Gen地震波数据库中选用El-Centro Site波(El-Centro波)、Taft波和RH1TG055波(RH1波)对结构进行时程分析。3条地震波的主要参数如表3所示。

表3 三条地震波的特性Table 3 Characteristics of three seismic waves

4.2 基底剪力分析

以El-Centro Site波为例对建立的非隔震和隔震加固模型,进行多遇地震作用下的弹性时程分析,其他两种地震波类同,不再赘述。其中结构隔震前后在x向(长轴)和y向(短轴)的基底剪力时程反应对比图如图6、7所示。并将3条地震波的基底剪力最大值列表与反应谱分析后结构的基底剪力进行比较,见表4。

表4 多遇地震作用下结构基底剪力比较Table 4 Comparison of structural base shear forces under frequent earthquake

图6 x向基底剪力对比Fig.6 Comparison of base shear forces in x direction

结果显示,隔震结构在x向和y向的基底剪力均要小于非隔震结构,其中x向基底剪力的最大值只有非隔震结构的30.00%,y向的最大值也仅有非隔震楼的26.80%;每条地震波计算所得结构底部剪力都大于振型分解反应谱法计算结果的65%,三条地震波计算所得结构底部剪力的平均值也大于振型分解反应谱法计算结果的80%。这满足《建筑抗震设计规范》对地震波选取的相关要求。

图7 y向基底剪力对比Fig.7 Comparison of base shear forces in y direction

4.3 层剪力分析

隔震与非隔震结构各地震时程曲线的层间剪力对比如表5、表6所示(多遇地震动作用下)。

表5 x向层间剪力对比Table 5 Comparison of inter-story shear forces in x direction

表6 y向层间剪力对比Table 6 Comparison of inter-story shear forces in y direction

由表可知,各楼层x向的剪力比均大于相应楼层y向的结果,造成这种差异的原因是原结构y向的抗侧刚度大于x向的抗侧刚度;基础隔震结构的层间剪力仅为非隔震的18%～25%,隔震结构与非隔震结构最大层间剪力比为0.25,减震效果明显。此外隔震加固后能够使层剪力分布更均匀,从而改善抗震性能。

4.4 位移响应分析

结构在Ⅷ度0.3g多遇地震作用下不同标高处位移峰值曲线如图8～13所示(图中层位移指各标高处相对于标高为0处的位移)。

图8 El-C波x向层位移对比Fig.8 Comparison of layer displacements in x direction under El-C wave

图9 El-C波y向层位移对比Fig.9 Comparison of layer displacements in y direction under El-C wave

图10 Taft波x向层位移对比Fig.10 Comparison of layer displacements in x direction under Taft wave

图11 Taft波y向层位移对比Fig.11 Comparison of layer displacements in y direction under Taft wave

图12 RH1波x向层位移对比Fig.12 Comparison of layer displacements in x direction under RH1 wave

图13 RH1波y向层位移对比Fig.13 Comparison of layer displacements in y direction under RH1 wave

由图可知:随着标高的增加,结构x向(y向)的位移峰值总体呈增大趋势,但最大标高处(即大歇山顶正脊处)位移峰值不一定是整个结构位移的最大值;隔震结构顶部与隔震层的相对位移与非隔震结构顶部与底部的相对位移相比减小很多,且隔震结构的水平位移主要集中在隔震层,上部结构位移相对较小,在水平地震作用下几乎为整体平动,这是由于隔震层耗能,从而减小上部结构的相对位移。

4.5 顶部加速度时程分析

为便于比较,选取非隔震和隔震模型脊檩同一位置相同节点(1077号节点)为研究对象得到结构在Ⅷ度0.3g多遇地震作用下的顶部加速度时程分析结果对比(以El-Centro Site波为例)如图 14、15所示。

图14 x向加速度反应对比Fig.14 Comparison of acceleration responses in x direction

图15 y向加速度反应对比Fig.15 Comparison of acceleration responses in y direction

由图可以看出采用基础隔震技术后,大殿顶部加速度要明显低于非隔震结构,仅为非隔震结构的9.02%(x向)和10.07%(y向);同时走向趋势也比较平缓,这表明隔震层有效吸收了大量地震能量,从而阻隔地震能量向上传递,使结构地震响应减轻,保护结构在地震作用下免受破坏。

4.6 隔震层验算

根据《抗规》[10]12.2节房屋隔震设计要点规定,隔震支座应进行竖向承载力验算和罕遇地震下水平位移的验算。

在重力荷载代表值作用下,丙类建筑隔震支座竖向压应力限值为15 MPa。通过数值分析得到隔震结构的各个隔震支座在重力荷载代表值的竖向压应力为9.24 MPa,满足规范规定。同时,采用隔震加固技术后,结构在罕遇地震作用下隔震层x向、y向最大水平平均位移分别为190.87 mm和189.33 mm,小于0.55D=220 mm和3Tr=228 mm中的较小值 (其中Tr为隔震支座的最小橡胶层总厚度,D为最小隔震支座的有效直径),符合抗震规范对橡胶隔震支座层间位移的规定,说明隔震层在Ⅷ度(0.3g)罕遇地震作用下具有较高的稳定性和可靠性。

5 结论

本文通过工程实例,对仿古大殿隔震结构和非隔震结构进行建模,分别选取符合规范要求的天然地震波和人工波进行了模态分析和多遇地震作用下的时程分析,主要得到了以下结论:

(1)模态分析结果表明,采用隔震加固技术后,仿古大殿的自振周期对比非隔震结构显著延长,是非隔震结构的3～4倍,使结构刚度特性得以改变,远离场地特征周期,从而减小地震作用。

(2)隔震结构在x向和y向的基底剪力均要小于非隔震结构,x向基底剪力的最大值只有非隔震结构的30.00%,y向的最大值也仅有非隔震楼的26.80%;同时结构顶部x、y向加速度均能减小 70%以上,且变化趋势较为平缓,从而能有效保护仿古大殿上部结构建筑风貌。

(3)采用基础隔震加固技术后,仿古大殿在地震作用下的层剪力分布更加均匀,水平位移主要集中在隔震层,上部结构位移相对较小,在水平地震作用下几乎为整体平动,结构的扭转效应也得以减轻。

(4)本工程选用的隔震支座布置方案是合理有效的,可以有效降低上部结构在地震作用下的地震响应,使上部结构不需要处理即可满足相应抗震设防烈度的要求,这样既保证了原建筑使用功能不中断,也保存了建筑的原始风貌。