基于减隔震技术的某既有RC框架学校建筑抗震性能提升

李爱群, 陈 敏, 曾德民, 陈 越

(1.北京未来城市设计高精尖创新中心， 北京 100044； 2.北京建筑大学 土木与交通工程学院， 北京 100044；3.东南大学 土木工程学院， 南京 210096)

当地震灾害发生时，学校建筑不仅要保证主体结构安全、保护师生生命安全，还需要为周边居民提供应急避难场所[1]. 既有学校建筑大多建成年代久远，结构形式以RC框架结构居多. 通过历次地震建筑灾害调查表明，既有学校建筑的抗震性能急待提升. 2008年汶川地震中，位于震中的漩口中学几乎所有的RC框架结构教学楼发生坍塌，造成大量人员伤亡[2]；北川中学2栋五层钢筋混凝土框架结构教学楼，一栋整体倒塌，另一栋因底部两层混凝土柱破坏而倒塌[3]；2010年青海玉树地震中，玉树市区中RC框架学校建筑67%达到中等破坏[4]；2013年芦山地震中，芦山中学RC框架结构教学楼虽主体结构基本完整，但填充墙等非结构构件严重受损，失去紧急救援能力[5].

现有研究和震害调查结果均表明，消能减震和隔震技术能够显著提升既有建筑的抗震性能，不但能保证结构主体安全，还可以为学校建筑在震后充当应急避难场所提供有效保障. 在2011年东日本大地震中，由2栋具有相同结构特征组成的东北大学实验楼则表现出截然不同的抗震性能. 采用隔震技术的楼填充墙未出现任何裂缝，而采用普通抗震技术的楼填充墙则发生明显破坏[6]；在此次地震中，安装在各类建筑中的减隔震装置都充分发挥了减震效果[7]. 因此，住房和城乡建设部先后发布的《住房城乡建设部关于房屋建筑工程推广应用减隔震技术的若干意见(暂行)》[8]和《城乡建设抗震防灾“十三五”规划》[9]文件均指出，“提高学校和医院等公共建筑避难和应急能力；位于较高烈度区的学校和医院等人员密集的公共建筑中，设计时应优先采用减隔震技术进行设计”. 对于既有学校建筑，有必要对其抗震性能进行评估，并采取减隔震技术进行加固改造. 本文以北京某既有RC框架学校建筑为研究对象，进行了减震技术和基础隔震技术的抗震性能提升设计. 对比分析加固前后结构抗震性能，为后续既有RC框架学校建筑加固工作的开展及新建学校建筑设计提供参考.

1 工程概况

该项目建于1988年，为地上4层的框架结构，总高度16.8 m，结构模型如图1所示. 设防烈度为8度，设计基本地震加速度0.2 g，设计地震分组为第二组，场地类别为Ⅱ类，抗震设防类别为乙类. 由于该建筑建成年代较早，且随着抗震设防烈度的提高，大部分梁、柱配筋不符合抗震鉴定标准要求. 通过进一步计算分析，发现柱截面配筋最大不足42%，梁截面配筋最大不足25%. 考虑到学校建筑的特殊性以及校方对历史建筑的高度重视，下文分别采用消能减震和隔震加固技术，对比分析加固设计后结构抗震性能提升效果.

图1 某学校建筑结构模型图Fig.1 Structural model of the school building

2 消能减震设计

2.1 消能减震方案

综合考虑结构的抗震性能及该学校建筑的使用功能，在结构1至4层外围沿主轴方向布置了34个黏滞阻尼器，均沿对角斜向布置，阻尼器型号一致，图2为阻尼器布置图. 表1为阻尼器布置方案及设计参数.

2.2 地震波的选取

建立该学校建筑的PKPM分析模型，其中混凝土的强度等级为C30，模态分析结果如表2所示.

图2 阻尼器布置图Fig.2 Layout of the dampers

楼层阻尼器数量阻尼器设计参数X向Y向阻尼系数C/kN·(s/m)α阻尼指数α14410000.325510000.334410000.344410000.3合计1717

表2 结构自振周期

本文共选取了2条人工波和5条天然波，其中人工波采用SIMQKE_GR生成，天然波选自美国太平洋地震研究中心(PEER)数据库[10]. 图3为7条地震波加速度反应谱与规范谱对比结果，在一阶周期点(0.791 s)7条地震波加速度反应谱值与规范反应谱值最大相对误差小于35%，平均误差小于20%. 从表3可以看出，在多遇地震作用下，7条地震波的最大基底剪力与反应谱分析所得到基底剪力最大相对误差不超过35%；7条地震波时程计算的结构基底剪力平均值与反应谱法计算结果最大误差不超过20%，符合规范要求[11].

图3 设计地震波反应谱与规范反应谱对比Fig.3 Comparison of the design response spectrum and the response spectra of design ground motions

2.3 多遇地震作用下结构弹性时程分析

采用Perform-3D软件建立减震加固模型和原结构模型，其中材料等级强度与PKPM相同. 经检验，由Perform-3D建立的原结构模型与PKPM模型的结构质量和周期误差均小于5%，表明Perform-3D模型具有一定的合理性，能较为真实地反映结构基本特性. 对建立的原结构和减震加固结构模型进行多遇地震作用下的弹性时程分析.

图4为多遇地震作用下结构减震加固前后X向地震响应对比，从图中可以明显看出减震加固后，结构地震响应明显降低，其中楼层剪力平均减震率为35.6%，层间位移角平均减震率为39.4%. 加固

表3 多遇地震作用下各地震波基底剪力

注：误差=(地震波作用下的基底剪力-反应谱的基底剪力)/反应谱的基底剪力

图4 多遇地震作用下结构X向地震响应对比Fig.4 Comparison of the seismic response in X direction of the structures under service level earthquake

前后7条地震波地震响应平均值峰值及其减震率如表4所示. 从表中可看出，在多遇地震作用下，相较于原结构，减震加固结构在X、Y向层间位移角峰值降低率分别达到39.8%和37.6%；楼层加速度峰值分别减少15.4%和16.2%. 由此可见，在多遇地震作用下消能减震方案显著提升了该学校建筑的抗震性能.

表4 减震结构多遇地震响应平均值

2.4 罕遇地震作用下结构弹塑性时程分析

采用Perform-3D软件对结构进行罕遇地震作用下的弹塑性时程分析. 罕遇地震作用下，减震加固结构与原结构X、Y向最大层间位移角分布对比如图5所示，从图中可以看出减震加固结构地震响应明显小于原结构，其中X向平均减震率为30.4%，Y向平均减震率为31.4%. 减震加固前后7条地震波层间位移角峰值和楼层最大绝对加速度平均值的对比如表5所示. 从表中可以看出，相较于原结构，黏滞阻尼器加固结构在X、Y向层间位移角峰值降低率分别达到了28.2%和26.5%；楼层加速度峰值分别减少19.3%和21.9%. 这表明罕遇地震作用下，该消能减震方案同样可以明显提升结构的抗震性能.

图5 罕遇地震作用下层间位移角对比Fig.5 Comparison of the maximum inter-story drift ratios under maximum considered earthquake

层间位移角是引起结构构件损伤的关键因素. 原结构在罕遇地震下计算结果的层间位移角虽满足抗震规范的要求，但由《建筑结构抗倒塌设计规范》[12]可知，钢筋混凝土柱性能点IO转角θIO和峰值点转角θP分别为0.007和0.010，经减震设计加固后，柱构件从轻度损伤(层间角介于1/142～1/100)变为轻微损伤(小于1/142)，可进一步提升该建筑的抗震性能. 此外，虽本例减震加固方案在罕遇地震作用下达到了较好的减震效果，但楼面最大绝对加速度仍高达3.50 m/s2. 而楼面绝对加速度是引起重要设备、非结构构件损伤的关键地震响应指标，根据Pan等[13]调查结果表明，当楼面绝对加速度超过3 m/s2时，大多数重要设备会面临着倾倒损坏的风险. 本例减震加固后，其楼面最大绝对加速度仍超出3 m/s2，关键设备和非结构构件在震后可能发生损坏，失去应急救灾能力.

表5 减震结构罕遇地震响应平均值

3 结构隔震设计

3.1 隔震方案

隔震层的布置方案经反复计算分析确定，共计采用54个隔震支座. 其中包括48个LRB500铅芯隔震支座和6个LNR500天然橡胶隔震支座，隔震层的支座布置如图6所示. 隔震支座的参数如表6所示. 经计算隔震支座最大长期面压为11.4 MPa，满足乙类建筑不超过12 MPa的要求.

图6 隔震层布置图Fig.6 Layout of the isolation system

型号符号100%等效水平刚度/(kN·m-1)屈服后刚度/(kN·m-1)屈服力/kN橡胶层总厚度/mmLRB500 R511506007398LNR500N5620--98

3.2 隔震方案分析结果

采用ETABS软件对隔震模型和非隔震模型进行计算分析. 由于采用隔震后上部结构往往基本处于弹性状态，因此大量学者均采用弹性模型模拟上部结构，本文在此对于隔震后的上部结构也采用弹性模型，隔震层为弹塑性模型，隔震支座由Rubber Isolator单元和Gap单元并联组合模拟[14-16]. ETABS和PKPM非隔震模型结构质量和周期基本保持一致，最大误差不超过3%. 隔震后结构的周期明显增大，一阶周期从0.791 s延长至2.563 s，具体数值如表7所示.

表7 隔震前后周期对比

上文分析减震加固方案所选取的7条地震波，其在隔震前后一阶周期点0.791 s和2.563 s的加速度反应谱值与规范反应谱值最大误差均小于35%，平均误差不超过20%，符合规范要求，故仍采用上述地震波进行隔震计算分析.

设防地震作用下隔震结构与非隔震结构楼层剪力平均值的对比结果如表8所示，可见该隔震方案的减震系数为0.24；罕遇地震作用下隔震层最大位移为207 mm，小于隔震支座有效直径的0.55倍和支座厚度3倍的较小值(275 mm)，符合规范要求. 经计算，隔震支座的极大面压为19.14 MPa，未超出规范规定的“30 MPa”限值，极小面压为0.85 MPa，隔震支座无拉应力.

罕遇地震作用下隔震加固结构与非隔震结构层间位移角和楼层最大绝对加速度的平均值对比如表9所示. 从表中可以看出采用隔震支座的基础隔震加固结构，层间位移角和楼层最大绝对加速度大幅度减小. 罕遇地震作用下最大层间位移角减小76%～80%，建筑物基本无损伤；楼层最大绝对加速度为加固前结构的26%～41%，最大值降低至1.33 m/s2，可以有效避免重要设备的倾倒损坏. 此外，根据厂家报价，本项目减震方案的黏滞阻尼器总价为70万元，这主要是本文为尽可能提高罕遇地震下结构的抗震性能，使用了数量较多的阻尼器，因此造价较高. 相较而言，隔震方案使用的隔震支座总价为37万元，由此可见，隔震方案不仅较为经济，还更好保护了内部设备和人员的安全，极大提升了结构的抗震性能.

表8 隔震结构与非隔震结构楼层剪力比值

表9 罕遇地震作用下结构层间位移角和楼层最大绝对加速度

4 结论

本文以北京某既有RC框架学校建筑为研究对象，进行了消能减震技术和基础隔震技术的抗震性能提升设计. 通过对比分析加固前后结构响应，得出了以下主要结论：

1)在结构中设置黏滞阻尼器的减震加固结构，在多遇和罕遇地震作用下结构的抗震性能均能得到显著提升. 最大层间位移角分别减少39.8%和28.2%，可有效控制结构构件的损伤；楼层最大绝对加速度分别减少15.4%和19.3%，但楼面最大绝对加速度仍超出3 m/s2，关键设备可能发生倒塌，非结构构件可能发生破坏，对建筑内部人员的生命安全构成威胁，且其震后应急救灾功能可能受到影响.

2)基于隔震支座的基础隔震加固结构，层间位移角和楼层最大绝对加速度大幅度减小. 罕遇地震作用下上部结构基本处于弹性状态，最大层间位移角为加固前结构的20%～24%；楼层最大绝对加速度为加固前结构的26%～41%，最大值降低至1.33 m/s2，可有效避免设备倾倒和非结构构件的损坏，保障该学校建筑安全性及震后救灾功能.

3)综上，减震方案可以有效提高结构的抗震性能，相较而言，隔震方案不仅能更好保护内部设备和人员的安全，还能有效保障该学校建筑在震后的救灾功能.