装配整体式预应力板柱结构体系抗震性能评估与加固技术研究

陈 曦

(1 北京市建筑设计研究院有限公司， 北京 100045； 2 清华大学土木工程系， 北京 100084；3 北京市建设工程质量第二检测所有限公司， 北京 100045)

0 引言

装配整体式预应力板柱结构体系，简称IMS结构体系，由南斯拉夫塞尔维亚共和国于20世纪60年代提出，也是我国建设部“八五”科技成果推广项目之一[1]。IMS结构体系自重轻，楼板采用无梁预应力平板，增大了楼层净高，该结构体系以后张预应力钢丝束为拼装手段，将预制的楼板与柱挤压形成一个均匀的双向预应力楼盖，典型结构构件布置如图1所示。

图1 典型结构构件布置示意图

IMS结构体系装配结构机理是以预应力钢丝束为拼装手段使板柱挤压形成摩擦节点，楼板与框架柱之间的连接主要依靠摩擦力传递剪力，双向预应力布置保证了楼盖结构的整体性。地震作用下，板柱连接节点转动产生相对转角变形，板端下部脱离形成瞬时裂缝，其变形模式见图2；地震作用后，预应力可使得节点基本恢复初始状态，裂缝自动闭合，具有良好的自复位性能。相对于传统梁柱框架体系，预应力板柱体系抗侧刚度偏小，在建造多高层建筑时需配置一定数量的剪力墙。自1976年该结构体系引入我国之后，在北京、沈阳、唐山、成都、石家庄等地进行了推广，国内学者也对其设计机理、节点性能等进行了研究[2-6]。值得注意的是，该类建筑多在我国20世纪80年代建造，其设计很难满足现行抗震规范的设计要求，因此有必要对该类既有建筑进行抗震性能评估并进行针对性的抗震加固。目前，针对该类建筑的抗震加固设计研究较少。

图2 板柱连接节点变形模式示意图

基于上述需求，本文以北京市建筑设计研究院有限公司C座科研楼工程为例，首先开展了该类建筑的抗震性能评估，在此基础上提出了一种传统抗震加固手段与消能减震技术相结合的抗震加固方法，并通过数值分析验证该方法的可行性。

1 工程概况

北京市建筑设计研究院有限公司C座科研楼始建于1982年，是我国采用装配整体式预应力板柱-现浇剪力墙结构体系建造的第一栋高层建筑，建筑总高度42.60m，地下共2层(1层为设备夹层)，其中地下2层、地下1层层高分别为4.2m和2.1m；地上共12层，局部14层，首层层高4.5m，2，3层层高3.9m，4～12层层高3.3m，总建筑面积8 651.90m2，结构模型如图3(a)所示。标准层结构平面布置如图3(b)所示，②～④轴/～Ⓒ轴轴线位置为现浇钢筋混凝土核心筒，核心筒平面尺寸为12.6m×6.0m。X向剪力墙厚度为200mm，Y向剪力墙厚度为300mm，所有预制柱截面尺寸均为500mm×500mm，楼板(板肋)厚度为300mm。

图3 C座科研楼结构模型和标准层结构平面布置图

结构抗震设防烈度为8度(0.20g)，Ⅱ类场地，设计地震分组为第二组，场地特征周期为0.30s，建筑结构安全等级为二级，标准设防类。预制板、预制柱混凝土设计强度均为400#，1～3层核心筒混凝土设计强度为300#，4～12层核心筒混凝土设计强度为250#，以上三种混凝土设计强度对应《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(2015年版)[7](简称混凝土规范)的混凝土强度标号分别为C38，C28，C23。结构后浇槽内设置2～4束预应力钢丝束，每束由8～20根高强碳素钢丝构成。

2 既有建筑抗震性能评估

2.1 抗震检测鉴定

根据现行《建筑抗震鉴定标准》(GB 50023—2009)[8]要求以及建筑的实际使用需求，确定本工程后续使用年限为30年，即A类建筑。根据检测单位出具的安全性检测报告，鉴定结果如下：1)原有构件材料强度及配筋情况能够符合原设计图纸要求；2)部分钢筋外露、锈蚀，个别楼板存在开裂问题；3)钢丝束与内部钢丝均与原设计图纸相符，悬挑板未发现上拱或下挠，预应力筋束与锚具有浮锈情况，如图4所示；4)采用应力释放法对测试层特定位置预应力筋现存应力情况进行检测，结果显示现存预应力有效应力实际为张拉控制应力的60%，理论计算值应为80%，测试值比理论计算值小了20%，结构现存预应力略有不足。

图4 预应力筋锚具锈蚀照片

建立结构的PKPM模型对其进行抗震验算，相关验算指标按框架-核心筒结构取值，抗震验算结果如下：1)结构的弹性层间位移角最大值为1/530，超出《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(2016年版)[9](简称抗规)的限值1/800要求；2)首层剪力墙不满足稳定性要求；3)部分剪力墙抗剪配筋不足，未设置边缘构件，较多连梁剪压比超限；4)结构的剪力与倾覆力矩主要由剪力墙承担，底层剪力和倾覆力矩占比分别为96.1%和94.4%(表1)。综合考虑，判定结构抗震性能不满足要求。

底层剪力、倾覆力矩及相应占比 表1

2.2 罕遇地震下结构性能评估

2.2.1 有限元模型的建立和地震波的选取

为了进一步明确该结构的抗震性能，采用PERFORM-3D软件建立了结构三维有限元弹塑性分析模型，如图5所示。结构基本动力特性见表2，经检验，PERFORM-3D模型与PKPM模型的基本周期与质量误差均小于5%，表明PERFORM-3D模型具有一定的可靠性，能够较为真实地反映结构的基本特性。相关研究表明纤维模型具有较好的计算精度和效率[10-11]，可较好地反映结构的非线性行为，本文在此也采用纤维模型模拟结构的各类构件。混凝土的应力-应变关系采用Mander模型[12]，考虑损伤和强度退化，在PERFORM-3D软件中采用五折线模型，钢筋则根据混凝土规范建议的本构曲线在软件中采用三折线模型。值得注意的是，结构是通过预应力钢丝束使板柱形成摩擦节点，在地震作用下板柱节点会产生相对的转角变形，随着转角变形的增大节点的刚度会下降，当转角变形增大到一定程度时，板柱之间无法再传递弯矩，摩擦节点也无法再耗能，为了考虑此种情况，本文采用梁单元模拟板肋[13]，并在罕遇地震下采用梁柱铰接节点。

图5 PERFORM-3D有限元模型

结构基本动力特性 表2

选取2条天然地震波和1条人工模拟地震波，其中天然地震波从美国太平洋地震研究中心(PEER)数据库中选取[14]，包括CHY071台站记录获得的Chi-Chi, Taiwan-04地震波(RSN2733波)和Shirley Library台站记录获得的Darfield, New Zealand地震波(RSN6966波)，人工模拟地震波(简称RG波)则采用软件SIMQKE_GR生成[15]。值得注意的是，既有建筑后续使用年限一般小于新建建筑设计使用年限，仍按新建建筑确定地震作用则过于保守，一般宜根据其后续使用年限调整地震作用。因此，按照《建筑消能减震加固技术规程》(T/CECS 547—2018)[16]规定的A类建筑地震反应谱进行地震波的选取以及后续分析时地震作用的确定，选取地震波时控制地震波反应谱与规范反应谱在0.9～1.35s范围内上吻合良好，相应地震波的加速度反应谱与规范反应谱的对比如图6所示。从图6中可以看出，在结构基本周期点上(1.344s)，3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%，平均反应谱误差小于20%。从表3中可以看出，在多遇地震时，3条地震波作用下的基底剪力与规范反应谱分析所得到的结构基底剪力相对误差不超过35%，3条地震波分析所得的结构基底剪力平均值与规范反应谱法计算结果误差不超过20%，符合抗规要求，表明本次选取的3条地震波可以用于后续的结构抗震性能分析。

图6 地震波加速度反应谱与规范反应谱的对比

多遇地震作用下结构基底剪力对比 表3

2.2.2 结构响应

采用上述地震波进行罕遇地震作用下结构弹塑性时程分析，地震波采用水平双向输入，加速度幅值之比为1∶0.85，调整主次方向的地震波幅值分别为按后续使用年限折减后的340cm/s2和289cm/s2，结构在罕遇地震下的层间位移角分布如图7所示。从图7中可以看出，在罕遇地震作用下结构X向最大层间位移角1/97，Y向最大层间位移角1/62，均不满足抗规对于框架-核心筒结构位移角限值1/100的要求，未能实现现行规范“大震不倒”的设计目标，抗震性能亟需提升。同时，由于结构响应较大，而预应力检测结果显示结构的预应力有效应力不足，预应力筋在罕遇地震下有可能被拉断或剪断而导致摩擦节点完全失效，此时摩擦节点将完全丧失耗能能力，楼板也有可能会整体掉落，结构的竖向安全性得不到保证。

图7 罕遇地震下结构层间位移角分布图

以响应最大的RSN6966波为例，罕遇地震下竖向构件基底剪力、倾覆力矩及相应占比如表4所示。从表4可以看出，结构基底剪力依然主要由剪力墙承担，最大分担比为96.7%，框架柱在罕遇地震下承担部分倾覆力矩，最大分担比约为29.8%。

表4 罕遇地震下竖向构件基底剪力、倾覆力矩及相应占比

2.2.3 结构构件损伤情况

参考ASCE 41-13[17]的相关规定对每类构件设置立即入住(Immediate Occupancy，简称为IO)、生命安全(Life Safety，简称为LS)和防止倒塌(Collapse Prevention，简称为CP)3个性能目标，通过达到各个性能目标的构件个数来识别构件的损伤情况，各条地震波下达到性能目标的构件个数如表5所示。从表5可以看出，结构发生损伤的部位主要为连梁，其次为剪力墙，框架柱损伤较轻，仅有较少的框架柱在RSN6966波下达到IO性能，核心筒充分发挥了第一道抗震防线的作用。以结构响应最大的RSN6966波Y向为例，结构共有175个连梁构件，分别有42，24，37根连梁构件分别达到了IO，LS，CP性能目标，连梁构件整体进入塑性的程度较重，耗散了结构的大部分塑性耗能，充分保护了竖向构件；结构共有229个剪力墙构件，分别有1，8，10片剪力墙构件分别达到IO，LS，CP性能目标，剪力墙构件的整体塑性损伤程度相对较轻，发生损伤的构件主要集中在底部两层，但值得注意是底层部分剪力墙构件达到了LS和CP性能等级，这对结构而言是不安全的，在后续加固时应着重考虑增强其抗震性能；有9根框架柱达到了IO性能等级，全部位于首层，框架柱作为结构的第二道抗震防线也耗散了部分的塑性耗能。

达到性能目标的构件数量 表5

通过结构检测鉴定以及罕遇地震作用下结构的性能评估，对结构的抗震性能做出以下4点鉴定结论：1)结构整体刚度不满足国家相关规范要求；2)构件承载能力不满足国家相关规范要求；3)结构耗能能力差，罕遇地震作用下摩擦节点可能失效；4)罕遇地震作用下结构竖向安全性得不到保证。

3 抗震加固设计

3.1 加固措施

综合考虑结构现状以及后续使用年限需求，本次按8度(0.20g)、标准设防类、后续使用30年进行抗震设计。多遇地震作用时，采用梁柱刚性节点、按框架-核心筒结构进行抗震设计；罕遇地震作用时，采用梁柱铰接节点、按框架-核心筒结构进行抗震验算。根据前述的抗震性能评估结果，本次加固确定了以下4个基本原则：1)增强结构的整体刚度；2)加强构件的承载能力；3)增加体系的耗能能力；4)保证结构的竖向安全性，总体加固目标为“小震不坏，大震不倒”。

结合加固原则与当前常用的抗震加固技术方法，提出了以增大结构刚度并设置消能减震部件为主的加固手段，以提高结构整体抗震能力为目标的加固技术方案，主要包括以下4种加固手段：

(1)针对结构整体刚度不足、墙体承载能力不足等问题对核心筒周圈剪力墙采用增大截面法加固，如图8所示。核心筒周圈增设250mm厚钢筋混凝土面层，有效增强了结构的整体刚度，经过验算，加固后结构在多遇地震作用下的最大弹性层间位移角为1/913，小于规范限值1/800的要求，可以实现“小震不坏”的加固目标。同时剪力墙的稳定性、抗剪能力和连梁剪压比等指标也能够满足规范要求。以结构主方向(Y向)为例，多遇地震作用下加固前后竖向构件基底剪力、倾覆力矩及相应占比如表6所示。从表6可以看出，增设250mm厚钢筋混凝土面层后剪力墙承担的基底剪力与倾覆力矩占比进一步增大，剪力墙的基底剪力占比由95.9%增加到97.5%，倾覆力矩占比由90.6%增加到96.2%。

图8 标准层核心筒增大截面加固示意图

表6 加固前后竖向构件基底剪力、倾覆力矩及相应的占比

(2)暗梁下粘钢加固示意如图9所示。对由预制板板肋和预应力筋后浇槽组成的复合暗梁进行粘钢加固，这样即使预应力筋失效后也能够保证楼板的整体性。此外，粘钢加固也能够提高正常使用极限状态下暗梁的抗弯承载能力。

图9 暗梁下粘钢加固示意图

(3)柱头增设微型防屈曲支撑(Miniature buckling restrained brace，简称为MBRB)示意如图10所示。当前，消能减震技术已广泛应用于结构抗震加固中[18-20]，为了增强结构的刚度和耗能能力，同时不占用建筑的使用空间，综合考虑后选择在各层板柱连接位置处设置MBRB补足体系短板，全楼共使用496个MBRB，MBRB技术参数如表7所示。多遇地震作用下，MBRB作为普通钢支撑可为结构提供一定的刚度，并代替钢筋连接梁柱；罕遇地震作用下，MBRB利用板柱转角的变形屈服进行耗能，增强了结构的耗能能力，解决了罕遇地震作用下摩擦节点耗能能力不足的问题。

图10 柱头增设钢牛腿及MBRB示意图

表7 微型防屈曲支撑参数

(4)针对结构竖向安全性不足的问题，选择在板柱连接位置增设钢牛腿，如图10所示。增设钢牛腿可防止结构在罕遇地震作用下，预应力筋被拉断或剪断，从而造成楼板整体掉落。

3.2 加固后罕遇地震下结构性能评估

为了明确结构加固后的抗震性能，采用PERFORM-3D软件对结构进行罕遇地震作用下的弹塑性分析，加固后结构三维模型如图11所示(本次改造在建筑外围增设了玻璃幕墙并在建筑顶层增加了幕墙骨架)。加固前后结构的基本动力特性如表8所示，从表8可以看出，结构的第1阶周期从1.344s减小为0.911s，在增加了墙体厚度并增设了MBRB后，结构的整体刚度明显增强。采用相同的地震波对结构进行弹塑性分析，评估结构加固后的抗震性能，主要包括层间位移角、结构构件的性能状态和各构件的塑性耗能占比等。

加固前后结构基本动力特性 表8

3.2.1 加固后结构响应

以3条地震波中响应最大的RSN6966波为例，加固前后结构层间位移角分布如图12所示。从图12可以看出，加固后结构的层间位移角响应相对加固前显著减小，结构X向最大位移角由1/97减小为1/136，Y向最大位移角由1/62减小为1/110。加固后结构的抗震性能明显提升，满足“大震不倒”的加固性能目标。同时由于结构层间位移角响应的显著减小，预应力筋被拉断或剪断的概率也随之减小，进一步增强了结构竖向的安全性。

图12 RSN6966波加固前后结构层间位移角分布

以地震响应最大的RSN6966波Y向为例，加固前后竖向构件基底剪力、倾覆力矩及相应占比如表9所示。从表9可以看出，加固后剪力墙在罕遇地震下分担的基底剪力与倾覆力矩占比进一步增大，剪力墙的基底剪力占比由95.6%增加到96.3%，倾覆力矩占比由70.2%增加到73.8%。加固后框架柱仍然会承担部分的倾覆力矩，最大占比大约为26.2%。

罕遇地震下加固前后竖向构件基底剪力、倾覆力矩及相应占比 表9

3.2.2 加固后结构构件损伤情况

加固后地震作用下各性能等级构件个数如表10所示。以响应最大的RSN6966波Y向为例，从表10可以看出，连梁仍然是主要发生损伤的构件，但与加固前相比损伤程度减小，达到LS，CP性能等级的连梁个数分别从24和37减小为19和22，达到IO性能等级的连梁个数反而增大，这主要是由于结构响应减小，部分加固前LS和CP性能等级的构件转变为IO等级。剪力墙构件加固后达到LS和CP性能等级的个数为0，损伤程度显著减小，这表明对于剪力墙的加固措施起到了较好的效果，充分增强了竖向关键构件的安全性；加固后框架柱达到IO性能等级的个数由9减小为1，框架柱的损伤程度进一步减小。从整体来看，加固后结构构件在罕遇地震作用下的损伤程度明显减小，结构的抗震性能得到了显著改善。

加固后各性能等级构件数量 表10

3.2.3 构件塑性耗能占比

结构在地震作用下的损伤程度与结构的塑性滞回耗能密切相关，同时为了明确MBRB的耗能效果，以响应最大的RSN6966波Y向为例，提取了各构件塑性耗能占比和9层某MBRB的滞回曲线，如图13所示。从图13中可以看出，连梁作为主要的耗能构件耗散了大部分的塑性耗能，剪力墙和框架柱的塑性耗能几乎相当，这表明虽然框架柱损伤较轻，但已经分担了部分地震作用并开始屈服耗能，发挥了二道抗震防线的作用。MBRB耗散了约10.22%的塑性耗能，单个MBRB滞回曲线饱满，显著地增强了结构的耗能能力，解决了摩擦节点在罕遇地震作用下耗能能力差的问题，对结构起到了一定的保护作用。

图13 RSN6966波Y向构件塑性耗能占比与MBRB滞回曲线

综合抗震验算以及弹塑性分析结果，工程采用4种加固手段显著提高了结构的抗震性能，实现了预先设定的“小震不坏，大震不倒”的加固目标。

4 结论

(1)评估结果表明，20世纪80年代初期建造的装配整体式预应力板柱结构体系加固前整体刚度不足、构件承载力不足、耗能能力差、罕遇地震下结构竖向安全性得不到保证。

(2)核心筒周圈剪力墙增设了250mm厚钢筋混凝土加强层，有效增大了结构刚度，解决了整体结构抗侧刚度不足、承载力验算不满足规范要求的问题。

(3)柱头增设微型防屈曲支撑，可以增强整体结构的刚度和耗能性能，罕遇地震下塑性耗能占比达到了10.22%，形成了良好的耗能机制，增强了结构延性，解决了板柱摩擦节点耗能不足的问题。

(4)板柱连接节点增设钢牛腿，可以解决罕遇地震下楼板防跌落问题，有效地保证结构的竖向安全性；暗梁粘钢加固可在预应力筋失效时，保证楼盖结构的整体性和承载力。

(5)采用传统抗震和消能减震技术相结合的加固方法后，结构罕遇地震下最大弹塑性层间位移角减小为1/110，结构构件的损伤显著减小，实现了“大震不倒”的结构加固目标。