黨 育, 溫久宏

(蘭州理工大學 土木工程學院, 甘肅 蘭州 730050)

傳統(tǒng)抗震加固是通過增強結構的強度和剛度來提高結構抗震性能.對于鋼筋混凝土框架結構，傳統(tǒng)的抗震加固技術主要有：增大截面、粘貼碳纖維和外包鋼加固等，而隔震加固是在建筑首層設置隔震層，從而減小地震作用，使原結構不加固或少量加固即可滿足抗震要求.因此，與傳統(tǒng)的抗震加固方法相比，采用隔震加固對既有建筑的影響范圍較小，綜合考慮工期和裝修費用等因素，隔震加固技術有較為突出的優(yōu)勢[1-3].隔震加固是在原框架柱相應位置上下設置頂升托換承臺，將上下托換承臺間的柱切斷，并臨時安裝千斤頂支撐上部荷載，在截斷柱位置處設置隔震支座，當隔震支座安裝完成后去掉千斤頂[4].在施工過程中，原結構被切斷、臨時頂升再到安裝隔震支座、拆除臨時支撐，對應的結構約束條件不斷發(fā)生變化，導致施工過程中的結構內力狀況與原結構不同.本次研究采用一種新型的隔震加固框架托換節(jié)點——抱箍式托換節(jié)點[5]，抱箍式托換節(jié)點是在原框架柱外部設置外包鋼管并澆筑混凝土，作為隔震支墩，完工后的隔震支墩又作為托換支撐體系，在相應位置處設置帶牛腿的抱箍，通過抱箍箍身與柱緊密貼合產生摩擦力來傳遞上部荷載，當托換完成后，拆卸抱箍至下一柱繼續(xù)使用.采用該托換方法，可簡化隔震支墩的配筋和施工，同時抱箍可重復使用，裝拆方便，施工簡單.但采用抱箍式托換節(jié)點進行隔震加固，原結構并不是同步截斷、同步頂升，需要分批分段施工.因此，托換過程中頂升機械的控制機制等因素也會對結構造成影響，若控制不當，有可能造成原結構破壞，甚至引起上部結構倒塌，影響隔震加固施工安全[6].因此，需要對抱箍式托換節(jié)點的隔震加固施工過程進行分析，保證隔震加固施工安全.

目前已完成的隔震加固工程實例對施工過程的控制主要參考建筑移位和建筑糾偏技術中的相關內容，雖然建筑移位和建筑糾偏中的若干施工步驟與隔震加固施工有相似之處，但仍有諸多不同，而針對隔震加固施工過程的控制和分析，目前尚未有詳細的理論研究和施工要求.

已有的研究多針對加固結構或懸挑鋼結構施工過程中的結構內力和變形進行分析.周鐳等[7]針對框架結構斷柱糾偏，分析了斷柱過程中結構的內力變化，將框架簡化為平面框架，分析結構內力和裂縫的變化.李誼[8]運用ANSYS分析了基礎不均勻沉降時框架結構附加內力的變化規(guī)律，比較了局部沉降、直線整體傾斜沉降及盆式整體沉降等不同不均勻沉降形式對框架結構受力性能的影響.江見鯨等[9]采用ANSYS有限元軟件分析上部結構因托換引起的位移和內力變形規(guī)律，確定出樁基托換施工中頂升和沉降的容許值.楊維國等[10]以內蒙古伊旗全民健身體育中心工程多層大懸挑結構為例，對該結構的施工安裝過程、樓板剛度形成次序及關鍵構件安裝次序進行計算模擬，分析了施工過程中結構內力變化及變形，得到了最佳施工安裝方案.以上研究雖然與隔震加固的施工過程模擬與分析不同，但研究方法仍可借鑒.本研究選取一個實際的8層既有框架結構，采用有限元方法，對抱箍式托換節(jié)點的隔震加固施工過程進行模擬，分析施工過程中結構內力和變形的變化規(guī)律.

1 工程概況及隔震加固方案

某鋼筋混凝土框架房屋，建于2003年.地上8層，無地下室.1～2層為商鋪，3～8層為住宅，建筑總高度24.58 m，基礎為筏基.設防烈度8度(0.30 g)，設計地震分組第二組，場地類別為Ⅱ類.混凝土強度:1～2層C30、3～8層C25.鋼筋HRB335.梁柱截面尺寸見表1.隔震支座平面布置如圖1所示.

表1 梁柱截面尺寸

2008年汶川地震后，原結構梁、柱、樓梯、樓板和填充墻等，均遭受不同程度的損傷.震后對該結構進行抗震鑒定，發(fā)現原結構1～4層x向層間位移超限，4～5層y向層間位移超限， 1～5層大部分框架柱軸壓比超限，體積配箍率不滿足要求，6～8層樓梯處的框架柱軸壓比超限，體積配箍率不滿足要求.

對該結構進行隔震加固，最終分析確定的隔震支座布置如圖1所示，各型號支座的力學性能參數見表2.為了取得較好的減震效果，采用低形狀系數的隔震支座DLRB500，第二形狀系數S2=3.1.因此，該型號的豎向壓應力限值為9 MPa.

表2 隔震支座性能參數

隔震支座設置在基礎與一層柱之間.采用該隔震方案后，上部結構的地震作用可減小一半，水平地震影響系數的最大值可取0.12.因此，在不加固原結構的情況下，各層層間位移均滿足要求，4層以上的框架柱軸壓比也滿足要求，僅1～3層部分框架柱軸壓比仍不滿足要求，可對柱采用增加截面的加固處理[11].對于既有建筑物采用隔震加固，隔震設計的目標是隔震后的上部結構不加固或少量加固即可滿足抗震要求.本隔震方案滿足隔震設計目標.

框架隔震加固采用抱箍式托換節(jié)點，構造如圖2所示.

圖2 抱箍式托換節(jié)點Fig.2 Hoop-type underpinning joints

2 有限元模型

采用SAP2000對實例工程進行三維有限元建模.隔震加固時，原結構必須增設一個隔震層樓板，板厚不小于160 mm.隔震支座采用Isolator單元和Gap單元聯合模擬.臨時支撐為千斤頂，由于千斤頂只能限制結構向下位移，不能限制結構向上位移，故采用Gap單元模擬，且受壓剛度近似為無窮大.

樓面活荷載取3.5 kN/m2，加固施工過程中，不考慮風荷載和地震作用，荷載組合為：1.0×恒載+1.0×活載.

抱箍式托換節(jié)點的隔震加固施工安裝全過程可分為6個施工步驟.整個施工過程中材料性能不變，但結構與基礎之間的約束條件有變化，見表3.

表3 抱箍式托換節(jié)點隔震加固的施工步驟

其中，施工步驟1中，原結構與基礎完全固定，模型底部為固定端.施工步驟2中，在標高±0.000 m處，新增隔震層樓板和隔震層梁，隔震層樓板不小于160 mm，與原結構柱相連，同時樓板以下400 mm高為加固的隔震支墩，為直徑1000 mm的混凝土圓柱，如圖3所示.但此時并沒有截斷柱，因此結構與基礎仍為固定端.施工步驟3中，在施工柱兩側施加頂升力，并逐級加載至目標加載值，其中目標加載值為原結構的柱頂軸力.施工步驟4中，荷載托換后截斷柱，結構與基礎的連接為千斤頂，千斤頂僅約束豎向，此時結構與基礎的水平向連接為鉸接.施工步驟5中，安裝隔震支座，但并未拆除千斤頂，因此，結構與基礎的約束為豎向是千斤頂、水平向是隔震支座.施工步驟6中，千斤頂逐級卸載至0，截斷柱與基礎的連接為隔震支座，故模型底部為隔震支座.由此，可對以上不同的施工步驟，建立6個結構模型.

圖3 加固后結構

3 施工過程模擬及分析

由于結構基本對稱，施工方案以1列的4個柱子為1組，同時從建筑兩端向中間施工，至3～5軸時，以6個柱子為一組，類似的如9～10軸、15～17軸.整個施工過程分為7個施工段依次進行，如圖4所示.其中，C1～C8為柱編號；B1～B4為縱梁；B5～B7為橫梁.

圖4 施工段布置及梁柱編號Fig.4 Construction section layout and beam number

在隔震加固施工過程中，結構內力變化主要集中在構件的截斷位置附近，因此以下分析結果僅列出截斷柱的底層內力及相連的底層梁端內力.又由于結構基本對稱，故僅列出結構一側典型構件的內力和變形，典型構件及千斤頂布置如圖4所示.

3.1 不同施工步驟對結構內力的影響

3.1.1柱軸力

假設在同一施工段內，各柱的施工步驟同步進行.圖5為施工段一時，各施工步驟中柱的軸力變化.其中正號表示受拉，負號表示受壓.

圖5 各施工步驟對應的柱軸力Fig.5 Column axial force corresponding to each construction step

由圖5可知，施工步驟2即隔震層梁板加固后，柱軸力與原結構相比略有變化，但增加不超過4%，說明隔震層樓板加固對原結構的柱軸力影響很小.施工步驟3即千斤頂頂升到目標加載值時，各柱軸力均接近0，C2～C4的剩余軸力約為-40～-50 kN，但C1出現拉力35 kN.原因是原結構的C1柱與C2柱的軸力相差較大，而C1與C2有縱梁B5相連，當兩柱的千斤頂加載至目標加載值時，縱梁B5會對各柱的內力進行重分配，使得C2柱剩余少量壓力，而C1柱出現少量拉力.從本例來看，各柱的剩余軸力均不影響結構和施工安全.施工步驟4～5的各柱軸力與施工步驟3時差別小于3%，說明施工中無水平荷載的情況下，不同約束條件對柱的軸力影響很小.至施工步驟6，即隔震支座更換完成，C1柱增加了53.64 kN，其余各柱軸力與施工步驟1即原結構相比，差別在3%以內.說明至隔震支座托換完成，在無水平荷載作用下，新結構與原結構柱軸力基本無差別.

3.1.2橫梁內力

圖6為施工段一時，各施工步驟中橫梁的內力變化.其中，梁的軸力變化很小，圖中不再顯示,為簡化起見，僅顯示各梁左端(千斤頂加載點處)的內力值.彎矩正號表示上部受拉，負號為下部受拉.剪力正號表示剪力方向向上，負號為剪力方向向下.

圖6 各施工步驟對應的橫梁內力Fig.6 Internal force of longitudinal beam corresponding to each construction step

由圖6可知，施工步驟2時，各橫梁內力與原結構相比基本不變，說明隔震層樓板加固對原結構的橫梁內力影響很小.至施工步驟3時，各橫梁的彎矩、剪力值均改變符號，且彎矩和剪力值改變較大.B5、B6、B7形成類似三跨連續(xù)梁的形式，在頂升荷載作用下，邊支座處的彎矩(梁B5)要小于中支座彎矩(梁B6、B7)，且梁B7的彎矩大于B6，原因是柱C3的頂升荷載大于柱C2.說明在隔震加固過程中，原結構柱的彎矩和軸力實際由各梁承擔，各梁在頂升時的內力與原結構完全不同，且變化幅值較大，應在頂升施工前，按照頂升時梁的受力情況對梁進行加固，保證施工安全.施工步驟4～5時，各橫梁的彎矩和剪力絕對值與施工步驟3時的差別均小于10%，說明不同約束條件對橫梁的內力影響很小.至施工步驟6，各橫梁內力與原結構相比基本無差別，B5的梁端彎矩和剪力分別增大13.64 kN·m和11.69 kN，B6、B7梁端內力改變幅度約15%左右.說明至隔震支座托換完成，新結構與原結構橫梁的內力相比稍微有所增加，但變化不大.

3.1.3縱梁內力

圖7為施工段一時，各施工步驟中縱梁的內力變化.其中選取的梁截面內力及正負號表示與圖6相同.

圖7 各施工步驟對應的縱梁內力Fig.7 Internal force of the beam corresponding to each construction step

由圖7可知，各施工步驟中，各縱梁內力變化規(guī)律與橫梁基本類似，即在頂升至卸荷時，梁的內力與原結構相比，變化較大.至施工步驟6，各縱梁內力與原結構相比基本無差別.其中，梁B1、B4變化較大，B1、B4梁端設置了頂升加載點，而B2、B3梁端并無直接的加載點.

3.2 不同施工步驟對柱端位移的影響

隔震加固施工過程中，柱子的位移主要以豎向為主，水平位移可忽略不計，以下柱端位移僅考慮豎向位移.圖8為施工段一時，C1、C3、C5、C7各施工步驟的柱端位移，其中正號表示位移向上，負號為位移向下.

圖8 各施工步驟對應的柱端位移Fig.8 Displacement of column corresponding to each construction step

由圖8可知，在施工段一時，僅柱C1、C3在施工過程中有位移變化，而位于施工段二內的柱C5、C7，即使與柱C1、C3有縱梁相連，但在施工段一的施工過程中，位移幾乎無變化.說明分段施工對其余施工段的柱位移影響很小，可忽略不計.

柱C1、C3在整個施工過程中位移有變化，但改變的位移絕對值很小，不超過1 mm.其中柱C3在施工步驟3即頂升時位移變化最大，而C1柱在施工步驟4即拆除柱時位移變化最大.說明在整個施工過程中，頂升和拆除柱對柱的位移影響較大，應特別注意監(jiān)測柱端位移，保證隔震加固施工安全.

柱C1、C3在施工結束即施工步驟6時，柱端位移與原結構相比有差異，差值約為0.5～0.6 mm，這是因為原結構與加固完成后的隔震結構約束不同，對于柱C3，隔震支座的豎向剛度小于固定端，所以向下的豎向位移較原結構大.對于柱C1，柱端位移向上，說明該柱對應的隔震支座受拉，而隔震支座的拉應力應小于1 MPa[12]，則該柱容許的向上位移u為

(1)

其中：KV、A分別為隔震支座受拉時的豎向剛度和隔震支座面積.

C1柱對應的支座直徑為500 mm，受拉豎向剛度取受壓豎向剛度的1/10，因此KV為151.3 kN/mm，u為1.3 mm.而C1柱在施工步驟4時向上位移最大，為0.46 mm<1.3 mm，說明該柱對應的隔震支座在施工過程中，沒有受拉破壞.

3.3 頂升或卸載不同步時對結構內力的影響

上述分析均假設在同一施工段內各柱的施工同步進行，但在實際施工中，由于機械裝置或施工條件限制，通常很難做到各柱加卸載完全同步.因此，需要確定各柱加卸載時的位移差，保證施工安全.

根據《建筑地基基礎設計規(guī)范》[13]，框架結構相鄰柱基沉降差異容許值為L/500，L為相鄰柱之間的距離.根據《建筑隔震工程施工與驗收規(guī)范》[14]，隔震支座標高與設計值的偏差不超過±5 mm，則相鄰兩支座的位移差不超過±10 mm.因此，按本例中的柱間距，相鄰隔震支座位移差的容許值約為L/300.由此，分別取各柱在施工過程中的位移差為L/1 000、L/800、L/500和L/300，分析不同位移差對結構內力的影響.

3.3.1柱軸力

圖9為施工段一時，柱C3與其他柱存在給定的位移差時各柱的軸力.其中，L為 5 100 mm，柱軸力同施工步驟5相同，柱軸力正負號與圖5相同.

從圖9可看出，若柱C3與其它柱之間存在向上的位移差時，C3柱會有附加的壓力.同時，與C3相連的各柱(C2、C4、C7)均出現附加的拉力，且隨著位移差變大，附加軸力的絕對值也增大.但與C3柱不直接相連的柱C1，幾乎沒有變化.說明某柱與其它柱頂升或卸載不同步時，僅對該柱及與該柱直接相鄰的柱有影響，對其它柱基本無影響.

圖9 柱C3與其他柱存在給定位移差時各柱軸力Fig.9 Axial force of each column when column C3 and other columns are displaced

當C3與其它柱存在位移差17 mm(L/300)時，柱C3的軸力為-2 148.74 kN，而該柱對應的頂升力為-1 160.88 kN，通常千斤頂的最大出力為2倍的設計頂升力.說明當柱C3與其它柱在頂升或卸載時存在L/300的位移差，C3柱的軸力已遠超過千斤頂的頂升設計值，甚至接近其最大出力值，雖然千斤頂不會損壞，但仍不安全.同時，當柱C3與其它柱存在L/300的位移差時，柱C2和C4產生的軸拉力為486.79 kN和414.57 kN，已超過隔震支座DLRB500的豎向極限拉應力1 MPa，即使是施工過程短時的加卸載階段，對隔震支座也會有損壞.因此，應該在施工過程中控制各柱的位移差.從本例來看，位移差小于L/800時，各柱的千斤頂不會超過額定出力值，同時各柱對應的隔震支座也可滿足極限拉應力要求.因此，在隔震加固施工過程中，各柱頂升卸載應盡量同步進行，容許位移差宜小于L/800，L為各施工柱之間的最大柱距.

3.3.2梁內力

圖10為施工段一時，柱C3與其他柱存在給定的位移差時各梁左端內力.其中，L為5 100 mm，梁內力同施工步驟5相同，各梁端內力正負號與圖6相同.當柱C3與其他柱加卸載時存在位移差時，與C3柱直接相連的梁，即B3、B6、B7的梁端內力會發(fā)生變化，其他梁端內力幾乎無變化.因此，以下圖中僅標示梁B3、B6、B7.

圖10 柱C3與其他柱存在給定位移差時各梁端內力Fig.10 Internal force of each beam end when column C3 and other columns are displaced

由圖10可知，隨位移差的增加，縱梁B3和橫梁B6的彎矩和剪力絕對值均增加.橫梁B7是靠近C3柱的梁端且設置頂升加載點，隨位移差的增加，B7的彎矩會變號，當梁下部有頂升加載時，B7梁端為下部受拉，彎矩為負.隨著柱C3與其它柱有向上的位移差且增加時，B7梁端逐漸變?yōu)樯喜渴芾?，則彎矩為正.

當位移差為L/800時，相比同步頂升，B3梁端彎矩絕對值增加約2.4倍，剪力絕對值增加1.8倍.B6、B7梁端彎矩絕對值改變約70%，剪力絕對值改變在10%以內.說明即使容許位移差為L/800，與其它柱有位移差的周邊梁內力變化也不能忽略.因此，在隔震加固施工過程中，各柱頂升卸載應盡量同步進行，且隔震層梁的承載力應有較大富裕，防止頂升卸載不同步對梁造成破壞.

4 結論

針對采用抱箍式托換節(jié)點隔震加固的既有框架結構實例進行施工過程的有限元模擬，分析了不同施工步驟、頂升或卸載不同步對結構內力及變形的影響，結論如下：

1) 抱箍式托換節(jié)點隔震加固采用分段施工，這種施工方式僅對本施工段內的構件及直接相連的構件產生影響，對其余構件基本無影響.

2) 隔震加固完成后與原結構的內力基本無差別，但在頂升加載至安裝隔震支座的施工步驟內，柱軸力和梁內力與原結構相比會有較大變化.因此，隔震加固施工時，各柱的頂升目標加載值應通過施工過程模擬分析來確定，不宜直接取原結構的柱軸力.同時，應按照頂升時梁的受力情況對隔震層梁進行加固，保證施工安全.

3) 頂升和拆除柱時，對柱的位移影響較大，對于某些軸力較小的邊柱和角柱，還可能出現柱端位移向上的情況，施工時應注意監(jiān)測柱端位移，特別是柱端向上的位移，防止對應的隔震支座受拉.

4) 隔震加固施工過程中，各柱頂升卸載應盡量同步進行，容許位移差宜小于L/800，L為同一施工段內各柱之間的最大柱距.同時隔震層梁的承載力應有較大富裕，防止頂升卸載不同步對梁造成破壞.