高烈度区（精选7篇）
高烈度区 篇1
0前言
我国是地震多发区,也是地震灾害最为严重的国家之一。2008年的四川汶川地震,我们至今难忘。地震带来的桥梁、房屋损坏和人员的伤亡无法估量。地震是天灾,我们无法逃避,但是我们可以尽量预防或者减轻地震带来的损害[1]。因此,我国必须加强对高烈度区桥梁的抗震设计。传统的桥梁抗震设计方法是“以强制强”的设计方法,即增强结构的延性、刚度和强度来满足抗震的目标。但是高烈度区由于地形复杂、地震频发,如果还是采用这种传统的桥梁抗震设计方法,无疑会增加经济成本且成效甚微。因此,应选取先进的振动理论,从根本上提高桥梁结构的抗震性能。
1高烈度区的桥梁震害分析
高烈度区由于自身的地形地质条件比较恶劣,容易发生地震等灾害情况,从而对桥梁的设计提出了更高的要求。所以,在对高烈度区的桥梁进行设计时,应该首先考虑提高桥梁结构的抗震性能,并且对桥梁的设计做一个宏观的控制。应分析已经建成的桥梁的抗震设计原理及它们现在各自的震坏程度,研究这类桥梁在不同的场地特性和地震动的条件下,总结各自的优势[2],从而建立正确的抗震设计方法。桥梁的震害从上到下依次主要体现在三个方面:主梁的震害、支座的震害以及桥墩的震害[3]。
1.1主梁震害
高烈度区地震对桥梁主梁的破坏主要体现为三个方面:(1)顺桥向位移;(2)横桥向位移;(3)平面旋转。出现这三种现象的原因主要是墩台顶处的支撑面窄小,没能提供一个可靠的约束装置。为了尽可能避免主梁震害的程度,对于高烈度区的桥梁设计而言,应该尽量加强连接,而这种连接应该使用带上下钢板的橡胶支座。
1.2支座震害
造成支座震害的主要原因有四个方面:(1)某些大桥的支座的形式存在一定的缺陷;(2)制作支座的材料本身存在质量问题;(3)在为桥梁选取支座时,没有充分考虑到支座的抗震要求;(4)支座的连接与支挡等的构造措施不足。由于这些原因,所以出现支座震害的情况。支座震害的形式主要体现在五个方面:(1)支座的移位;(2)锚固螺栓被拔出;(3)支座被剪断;(4)活动支座脱落;(5)支座自身构造上破坏等[4]。因而,为了避免上述情况的发生,在对支座进行设计制作时,应该对支座的锚栓、防震板有足够的抗震强度、足够安全的防落梁以及要求支座有足够的隔震性能。
1.3桥墩震害
桥墩是一座桥梁的支撑,是主要的构件,对一座桥梁的稳定起到重要的作用。桥墩的震害主要体现在两个方面:(1)剪切的破坏;(2)弯曲的破坏。而造成这两方面破坏的原因主要有墩柱的抗剪强度不足、箍筋的配置不足、墩柱的延性不足、箍筋的间距过大等。为了减轻桥墩的震害程度,桥梁的设计者应该对桥梁的结构有明确的计算简图并且能够计算出地震力的传递路径,最大程度地避免震害的发生[5]。
2高烈度区桥梁抗震的概念设计
一个好的“概念设计”是合格的桥梁设计的基础。因此,在对桥梁进行抗震设计时,要注重对概念的设计。一般概念设计从两个方面入手:一是桥型的方案设计;二是桥墩构造的选型设计。
2.1桥型的方案设计
桥型是桥梁上部与桥墩的一种连接形式,不同的桥型设计,会对桥梁的抗震等级产生不同的影响。目前,比较流行的桥梁连接方式有两种:(1)刚接形式;(2)支座连接形式。刚接形式较适合于细长的桥墩或者大跨度的桥梁结构,其主要优势就是能够较好地抵抗地震侧向力,但是刚接形式也存在一定的缺陷,如果在纵向地震中,上部结构就会产生附加的地震弯矩。而支座连接形式相对刚结构形式的优势就在于,上部结构与桥墩之间几乎不能形成地震弯矩的传递,从而简化了上部结构的抗震设计。但是支座连接形式相对于刚结构形式,其缺点就是上部结构对地震位移较为敏感[6]。
2.2桥墩构造的选型
在对桥型进行设计之后,还要对桥墩进行合理选型。随着高烈度区桥梁设计的增加,而由于高烈度区的地貌特质,致使这些桥梁的上部结构具有弯、坡等特点,而下部一般为高墩结构。图1为常见的桥墩构造形式。
这些桥墩构造形式通常是通过对墩柱的形式以及断面的参数进行分析,综合考虑墩柱的强度、刚度以及延性的需要,同时还要适当调整设防要求,综合以上各种需求之后,才最终确定不同墩高以及地形条件下应该对应的不同的桥柱形式和断面。
就以上四种桥墩构造而言,以高烈度地震区桥梁为例,如果墩高在30 m以内,则宜采用双圆住墩;如果墩高30~80 m,但是横向坡度不超过40°时,此时宜采用双方柱墩;墩高30~80 m,但是横向坡度超过40°,不能采用双方柱墩,而应该采用空心薄壁墩;整体式空心薄壁墩则主要适用于墩高超过80 m的桥墩结构。
3高烈度区桥梁抗震设计的原则
高烈度区的地形、地质较为复杂,并且路线的选线控制因素也较多,为了减轻或避免震害程度,在桥梁设计中,应该遵循以下原则:合理利用地形原则、避开不良地质原则、桥位服从路线原则、经济性原则、合理的观景性原则、全面防落梁原则、防护性原则、强构造原则、桥墩设计延性原则、直线桥原则等。
4桥梁的模型设计以及模拟研究
4.1有限元计算模型
本文是运用SAP2000建构桥梁的空间线性动力模型,以某大桥为例,计算其动力特性如图2所示。
在该模型中,桥墩主要采用桩柱一体式下部结构,采用在柱身梁单元上施加离散侧向土弹簧进行模拟,该弹簧刚度采用“M”法计算。
4.2动力特性研究
在进行桥梁抗震设计中,动力性分析是最基础的一项工作,本文以某大桥为例,图3为该桥梁前六个阶段振动频率,表1为振动频率的计算结果。
根据表1的模型计算结果可以看出,该桥梁的自振频率值较小。振动主要是由桥墩的纵向和横向振动组成的,导致该桥墩的自振动频率较小的原因主要有两个:(1)某大桥的桥墩普遍很好;(2)大桥的桥墩较柔。
从表1可以看出,该桥梁在第一阶段的振型为桥墩的横向振动,而3~6阶段则是变为T梁桥桥墩的纵向振动形式,这两种振动形式表明,第一阶段高墩刚构桥梁整体的纵向刚力度相对较大,但是横向刚度较小,3~6阶段则表明该部分的桥墩纵向刚度较弱。
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4.3反应谱分析
在对桥梁结构进行动力特性分析以后,还需要对该结构进行反应谱分析。反应谱是指在特定的地震波作用下,单自由度体系的某一响应量值与自振周期的关系曲线。反应谱分析建立在振型分解反应谱理论基础上。振型分解理论将结构的地震作用响应分解为各振型分量的叠加,即对应每个振型都有一个地震作用,然后通过一定的组合方法(SRSS,CQC,ABS等)叠加各振型结构的地震响应得到最终的结构地震响应值。利用前面所述的有限元模型,以某大桥为例,进行反应谱分析,表2为所得到的墩顶的位移反应最大值情况。
从表2中可以看出,墩高为40 m左右的桥梁,在该大桥中均为简支梁桥墩,该桥墩的动力特性是与规律相符的。虽然其纵向刚度较小,最大位移为0.024 1 m,但是其横向刚度略大。因此,在桥梁设计的过程中应该注意纵向连桥装置以及横向的弹塑性防撞挡块的设计。除此之外,如果墩高超过80 m,宜采用连续刚构结构,才能使桥梁的抗震稳定性达到最佳水平。
5结语
高烈度区以及抗震的特点要求桥梁在设计中必须综合考虑多方面的因素,选取科学合理的设计模型,并对模型进行动力性、反应谱等的分析测试,同时结合高烈度区的建造桥梁的设计原则,力求桥梁的设计能够达到抗震级别,最低限度的减轻对桥梁主梁、支座、桥墩等的震害程度。
摘要：从高烈度区这一复杂的地形特点出发,分析高烈度区的桥梁震害情况、设计原则,以此原则为基础,设计高烈度区桥梁的抗震模型,对模型进行动力特性和反应谱分析,从而最大程度的选取适合高烈度区的桥梁类型,最大限度地避免震害的发生。
关键词：高烈度区,桥梁,抗震设计
参考文献
[1]李晓莉,孙治国,王东升.高地震烈度区含矮墩桥梁抗震设计[J].公路交通科技,2012,29(4):67-71.
[2]张蓓雯.高烈度区单线铁路大跨混凝土连续梁桥抗震设计[J].铁道标准设计,2012,56(8):40-45.
[3]王欣,李利军,刘丹,等.高烈度区装配式规则桥梁抗震计算方法探讨[J].公路交通科技:应用技术版,2013,9(10):281-283.
[4]何大学.高地震烈度区桥梁抗震设计研究[J].四川建筑科学研究,2015,41(2):179-182.
[5]郭红雨.高烈度地震区不等高墩桥梁延性抗震计算分析[J].现代交通技术,2014,11(2):25-28.
[6]卞玉刚.高烈度地震山区中小跨径桥梁抗震概念设计[J].西南公路,2013,39(3):56-58.
高烈度区建筑的抗震设计方案比较 篇2
建筑抗震设计根据《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) 要求是以“小震不坏、中震可修、大震不倒”三水准为目标, 传统的抗震策略是被动地依靠结构自身的抵抗能力, 必须以加大杆件截面、消耗更多材料、牺牲空间为代价。采用隔震设计是一条合理有效的抗震优化设计途径。隔震设计是在建筑上部结构与下部结构或基础之间设置由橡胶隔震支座和阻尼装置等部件组成的具有整体复位功能的隔震层, 以延长整个结构体系的自振周期, 减少输入上部结构的水平地震力, 达到预期防震要求[1]。
2 工程概况
江苏省宿迁市新区国土大厦为地上13层、地下1层的小高层建筑, 长48.5m, 宽19m, 总高度54.7m。其结构形式为框架-剪力墙结构, 一般柱网尺寸8.5m×8.5m。根据《建筑抗震设计规范》 (GB50011-2010) 规定, 宿迁市抗震设防烈度为8度, 设计基本地震加速度值为0.30g, 设计地震第一组, 建筑物抗震设防类别:丙类。本建筑场地土为III类, 场地特征周期值为0.45s。根据《建筑结构荷载规范》 (GB50009-2012) 规定, 基本风压:ω0=0.45k N/m2, 地面粗糙度类别C类, 基本雪压:S0=0.40k N/m2。主要设计使用荷载为:大会议室、大办公室 (分隔自定) 3.0 k N/m2;各类档案室、档案库房5.0 k N/m2;普通楼梯、走廊、厕所等2.5k N/m2;疏散楼梯、走廊3.5 k N/m2;自由布置隔墙1.0 k N/m2;上人平屋面2.0 k N/m2;不上人平屋面0.5 k N/m2等[2]。
由于本建筑物所在的宿迁市为抗震设防高烈度区, 故对本建筑的结构方案抗震设计思路, 一是采用传统的抗震设计方法, 另一种则是采用隔震技术。现将两种方案均进行深化设计以比较在这个工程中哪个更适用更合理。
3 结构方案比较
3.1 传统抗震设计方法
由于建筑设计使用要求, 本工程剪力墙布置颇受限制, 经与设计人员协商并采用PKPM程序计算后上部结构平面布置如图1所示, 主要截面尺寸如表1所示。
其主要电算后结果数据有:结构的总质量为23977.584t;X方向最大值层间位移角:1/872;Y方向最大值层间位移角:1/816;X向最大层间位移与平均层间位移的比值为1.06;Y向最大层间位移与平均层间位移的比值为1.49;结构自振周期为0.9878;X向地震作用下结构的底层剪力为27928.25k N;Y向地震作用下结构的底层剪力为28622.36k N。
因为地震作用力太大, 部分框架主梁采用普通钢筋混凝土梁超筋, 改为型钢混凝土梁 (图1中截面尺寸加标“*”的) 。型钢混凝土梁截面尺寸 (单位:mm) 如表2所示。
3.2 隔震设计方案
建立包含隔震层的隔震结构模型, 用ETABS有限元软件来实现。它具有很高的计算可靠度, 采用空间杆系计算梁柱构件, 把无洞或小洞剪力墙简化为一个膜单元加边梁加边柱单元, 膜单元只承受平面内荷载, 边柱作用等效为剪力墙平面外刚度。ETABS除一般高层计算功能外, 还可计算隔震支座、滑板支座、阻尼器、间隙、弹簧、斜板、变截面梁等特殊构件。
首先建立本建筑结构非隔震的有限元模型, 梁、柱构件均采用空间梁柱单元, 抗震墙采用壳体单元。为了验证所建模型的准确性, 并检验结构抗震性能, 采用EATBS软件计算了非隔震结构规范设计反应谱抗震设防烈度7.5度多遇地震下的动力响应, 并将结果与SATWE程序计算结果进行了对比, 各楼层的集中质量对比误差均小于3%, 因此该非隔震结构有限元模型准确反应实际结构的质量和刚度分布, 可以作为非隔震结构的动力响应计算的基准模型, 也可以作为后续隔震分析的初始模型。在非隔震结构有限元分析模型的基础上, 可以建立隔震结构的三维有限元分析模型。
本工程的隔震层设在地下室柱顶与上部结构之间, 隔震层顶部为现浇钢筋混凝土梁板结构。由上部结构计算出的各柱墙底最大轴力设计值, 再加上首层梁板结构分配给各隔震支座的轴向力设计值, 得出各隔震支座轴向力设计值。根据规范《建筑抗震设计规范》 (GB50011—2010) 对橡胶隔震支座平均压应力限值的规定, 选用橡胶隔震支座的型号和数量, 通过大量计算分析, 最终确定在原结构地下室顶面分别设置8个φ900 mm的铅芯型橡胶支座 (产品型号为LRB900) , 12个φ1100mm的铅芯型橡胶支座 (产品型号为LRB1100) , 9个φ900mm的天然橡胶支座 (产品型号为RB900) , 5个φ1200mm的天然橡胶支座 (产品型号为RB1200) [3], 控制各隔震支座的长期面压在10MPa以内。隔震支座配置图如图2所示。隔震支座安装构造如图3所示。
注:尺寸参数A, B, W, H1, H2根据隔震垫尺寸确定。
利用ETABS非线性有限元软件对非隔震的原结构和隔震结构进行了整体非线性时程分析, 计算出了非隔震结构和隔震结构在抗震设防烈度8度多遇地震 (amax=110cm/s2) 作用下的最大层间剪力, 经比较隔震结构和非隔震结构在多遇地震作用下的X向楼层地震剪力隔震/非隔震最大值为0.337, Y向楼层地震剪力隔震/非隔震最大值为0.350。由此可见, 隔震体系的地震响应大为减小, 结构隔震后与隔震前的层间剪力最大比值为0.35, 根据《建筑抗震设计规范》 (GB50011-2010) 第12.2.5条相关规定, 取隔震结构的水平减振系数为0.50, 对于隔震体系的上部结构在多遇地震下可以按照抗震设防烈度7度多遇地震 (amax=55cm/s2) 进行设计。
隔震后上部结构采用PKPM程序按抗震设防烈度7度 (0.15g) 计算后结构平面布置见图4, 主要断面尺寸见表3。
其主要电算后结果数据有:结构的总质量为19 001.008t;X方向最大值层间位移角:1/1493;Y方向最大值层间位移角:1/1126;X向最大层间位移与平均层间位移的最大比值为1.06;Y向最大层间位移与平均层间位移的最大比值为1.20;结构自振周期为1.4326;X向地震作用下结构的底层剪力为9 223.34k N;Y向地震作用下结构的底层剪力为7789.07k N;风荷载产生的水平力为1115.1k N。
3.3 两个方案的对比
1) 按两种方案设计计算下上部结构的混凝土方量比较见表4。由此可见, 用隔震设计后, 上部结构的混凝土用量将大为减少, 考虑到隔震设计后地震作用减少, 钢筋混凝土构件的含钢量也减少。而且在传统抗震设计中, 尚使用了型钢混凝土梁, 型钢梁含钢量约120t, 按钢材7000元/t计算, 为84万元。
本工程采用PHC管桩, 桩长24m, 单桩承载力特征值为1 100k N, 由于隔震设计下结构自重减少了4 976t, 故至少节约管桩45根;还可以减少基础混凝土方量, 故采用隔震方案在基础造价上有更多的经济优势。
综合对比传统抗震设计, 隔震设计在土建成本方面已具有一定优势。
2) 从使用上看, 由于采用隔震后, 柱墙截面尺寸均有不同程度的减小, 两种方案下扣除钢筋混凝土柱墙面积后的各层可使用面积如表5所示。
m2
由表5可见, 采用隔震方案后, 建筑使用面积净增加了280m2之多。
同时由于上下层柱墙断面尺寸差异变小, 建筑设计时也更易于布置楼电梯间, 可以做到充分利用建筑面积合理布置。
由于隔震后钢筋混凝土墙体减少了, 更易于建筑设计布置大空间的办公室、会议室等, 更满足了业主的需要。
4 结论
本工程所在地江苏省宿迁为高烈度抗震设计城市, 采用了隔震技术后, 因水平刚度较小, 可以显著延长结构自振周期, 使建筑物因地震而产生的加速度响应可大大减小, 隔震系统同时也能利用隔震支座的非线性变形吸收地震能量, 提高系统的阻尼比, 因此可降低地震对建筑物的作用力, 隔震结构所承受的地震剪力远小于非隔震结构。
作为高烈度区的小高层建筑, 若采用传统抗震设计, 为了抵抗大地震对建筑物的较大作用力, 被迫将结构构件的截面尺寸做的比较大, 从经济以及使用的角度来看, 都不是很合适。而且结构构件截面、配筋增大后, 结构自重、刚度将大幅度增加, 结构在地震中吸收的地震能量也将大幅度提高。这些地震能量主要由结构构件的弹塑性变形来耗散, 将导致结构在大地震中严重损坏。自重的增加加大了建筑基础的造价, 而构件截面的增大也限制的建筑师对建筑使用功能的灵活划分。本工程由于平面布置需要的关系, 剪力墙布置的比较分散, 导致局部框架梁需做成型钢梁, 更是增加了造价。
传统抗震技术只要求保护结构在设防烈度内可修、不倒, 未保护非结构构件及装修, 未保护内部设备、仪器。由于橡胶支座的刚度及阻尼性能较稳定, 理论计算值、实际测试值与现场使用情况比较吻合, 可以通过设计计算, 较准确地控制地震时结构的地震反应。目前, 我国建造的橡胶支座隔震房屋, 其地震反应能控制在传统抗震房屋地震反应的1/4~1/12之内, 可以实现大地震时结构不坏不倒, 同时也保护室内的仪器设备, 使用功能不中断;而且大地震时结构基本保持弹性, 也可以保护非结构构件不受破坏。
鉴于上述原因, 本工程采用隔震技术较为合理。
参考文献
[1]GB50011—2010建筑抗震设计规范[S].
[2]GB50009—2012建筑结构荷载规范[S].
高烈度区 篇3
我国是世界上地震多发国家之一，地震桥梁损毁导致交通中断，给震后的紧急救援工作造成了极大的困难。本文对“5·12”汶川特大地震四川重灾区部分国(省)干线公路桥梁震害进行了调查和分析。根据桥梁震害的调查和分析，对高烈度震区桥梁概念设计和延性设计进行了探讨和研究。
1 汶川特大地震桥梁震害调查
1.1 地震桥梁宏观震害
1)在“5·12”汶川地震中，地震造成的次生地质灾害破坏巨大。诱发的山体滑坡、崩塌以及堰塞湖等次生地质灾害是造成桥梁破坏的主要原因之一，其对桥梁的破坏作用是毁灭性的。2)近场地震的破坏性巨大，穿越地震断裂带或者断裂带2 km范围内的桥梁容易遭受毁灭性破坏。3)弯桥和斜桥在地震中的损毁要比直线桥梁严重。百花大桥全部垮塌的第5联就是位于弯道上，直线部分虽破坏严重，但未垮塌。斜交桥梁震害通常表现为较大的纵横向位移。都汶公路彻底关大桥(交角为45°)，其桥梁纵向位移达30 cm，横向位移达21 cm[1]，导致防震挡块遭到破坏。4)桥梁的整体性对桥梁的抗震能力有很大的影响。整体性差的桥梁，各构件未有效连接，地震时互相牵制小，容易发生整体垮塌事故。
1.2 梁式桥典型震害
1)落梁与结构倒塌。“5·12”汶川特大地震有多座桥梁发生落梁破坏。G213线百花大桥第5联整联垮塌;都汶高速公路庙子坪岷江大桥第10跨发生整体落梁。2)支座滑动与梁体位移。汶川地震区的中小跨度梁桥一般均采用板式橡胶支座，梁体直接搁置在板式橡胶支座上，支座与墩台和梁体间无连接措施，当水平地震力超过摩擦力和支座抗剪能力时，梁体就会和墩台发生相对位移。3)挡块破坏和伸缩缝破坏。由于地震中梁体和支座间发生相对位移，震区梁式桥的横向挡块和伸缩缝普遍发生了损伤和破坏。4)桥梁墩台的破坏和损伤。桥墩是支撑梁体的主要构件，由于桥梁结构上部和下部的刚度不一致的特点导致在地震中桥墩容易出现破坏。汶川特大地震中桥墩的主要破坏形式有墩身的剪断、压溃和开裂，系梁开裂、横向位移和倾斜;桥台的主要破坏形式有重力式桥台台身开裂，肋板式桥台肋板开裂、耳背墙开裂，桥台后填土和挡土墙垮塌等。
1.3 拱式桥典型震害
1)主拱圈破坏。拱圈作为拱桥承受拱上结构荷载的主要构件，拱圈破坏程度决定了拱桥的破坏程度。拱圈震害包括拱圈断裂和开裂。在汶川地震中，上述两种震害均有发生，但主要体现在靠近断裂带附近的少数桥梁[1]。2)拱上建筑破坏。拱上结构包括腹拱圈、拱上横墙(或立柱)及桥面板等。拱上结构震害主要包括腹拱圈开裂及拱上横墙(或立柱)开裂。
2 高烈度震区桥梁概念设计
2.1 抗震概念设计
由于地震运动的不确定性和复杂性及结构计算模型假定与实际情况的差异，因此难以保证理论计算分析完全与实际情况相吻合，不能完全依赖计算。人们在总结大地震灾害经验中发现，对桥梁抗震设计来说，概念设计比结构计算设计更为重要，结构抗震性能的决定因素是良好的概念设计。欧洲Euro Code 8桥梁抗震设计规范认为，即使在中、低烈度地震区的桥梁，概念设计阶段时考虑地震的影响也是很重要的。桥梁抗震概念设计必须遵循以下基本原则，从结构总体上考虑抗震的工程决策。
1)总体设计时，陡坡下顺河桥、顺坡桥应慎重选用。
2)桥位选择时，应充分考虑地形和地质条件，墩台基础尽量建在坚硬而且完整的场地上，避开地震断层带，尽量远离陡坡危岩落石影响范围，桥位特别应注意避开顺层边坡。对于必须通过不良地质灾害的桥位必须进行边坡防护等处理，以在最大限度上避免地震次生地质灾害的发生。
3)高烈度震区桥梁设计应该尽量使桥梁平面位于直线上。对于必须位于曲线上的桥梁，应尽可能的采用大平曲线半径，并且布设桥梁方案时尽量使桥梁和路线正交，以避免地震时发生附加的地震反应。
4)尽量保证桥梁结构体系的整体性。整体性可防止结构构件在地震时被震散掉落。加强结构的整体性，上部结构应尽可能连续，尽可能减少伸缩缝的数量。
5)保证刚度和质量平衡，这是桥梁抗震概念设计中最重要的一条。对于连续梁桥，同一联内各桥墩的高度应尽可能相近。对于因相邻桥墩高度不同而导致刚度相差较大的情况，水平地震力在各墩间的分配一般不均匀，刚度大的墩将承受较大的水平地震力，影响了结构的整体抗震能力。如果刚度扭转中心和质量中心偏离，上部结构还将伴随产生水平转动，增加了落梁和碰撞等破坏的几率。山区桥梁由于山谷两侧山体坡度较大，墩的高度往往相差悬殊，跨距不均匀，所以很容易造成刚度和质量不平衡的情况。
为保证桥梁刚度和质量的平衡，设计时应优先考虑采用等跨径、等墩高、等桥面宽度的结构形式。如不能满足，也可通过调整墩的直径和支座等方法来改善桥的平衡情况。其中，调整支座可能是最简单易行的办法，效果也很显著。当采用橡胶支座后，由墩和支座构成的串联体系的组合抗推刚度为kt=kzkp/(kz+kp)。其中，kt为墩和支座的组合抗推刚度;kz,kp分别为橡胶支座的剪切刚度和桥墩的水平刚度。弹性反应时，水平地震力就是按墩的组合抗推刚度的比例分配的，从式中可以看出，调整支座的刚度可以有效地改善桥的刚度平衡状况。
6)在不增加重量、不改变刚度的前提下，提高结构和构件的强度和延性。在经过技术经济比较后，保证工程经济性的同时，选择小跨径方案，使桥墩承受的轴压水平较低，从而获得更佳的延性。
7)采用能力设计原则，通过强度安全度差异，确保结构在大地震下以延性形式反应，不发生脆性的破坏模式。对拟定的桥梁方案，经过初步地震作用计算，分析结构的薄弱部位，选择结构塑性变形机制，确定塑性铰位置，使预期的塑性铰出现在易于发现和易于修复的结构部位。明确结构体系中的延性构件和能力保护构件，使地震破坏发生在能力保护构件的塑性铰区，避免结构的整体倒塌破坏。
8)设置多道抗震防线，加强构造措施，提高结构对地震动不确定性的适应能力。
2.2 抗震延性设计
在汶川特大地震中，很多桥梁出现了脆性破坏，导致桥梁失效、倒塌，对灾区救援产生了极大的阻碍作用。因此，在桥梁设计时要充分考虑到结构抗震的延性要求，力争做到大震时结构不倒塌，尽量减小对道路交通的不利影响。我国在2008年颁布实施的《公路桥梁抗震设计细则》中增加了桥梁延性抗震设计和能力保护原则的有关规定，增加了延性构造细节设计的有关规定，以期增加初始强度没有明显变化的情况下结构的非弹性变形能力，避免结构在大震中倒塌。
新西兰学者鲍雷等提出了能力设计原理。在新西兰最先广泛应用能力设计方法，其他国家也先后在各自的结构抗震设计规范中采纳应用了能力设计原理的一些基本概念。能力设计强调构件之间的安全度差异，通过这种差异，保证结构在强震中延性形式的出现，避免发生脆性破坏。
同时，为了保证结构在强震中延性形式的出现，在高烈度震区桥梁设计中应该重视延性构件的细部设计。
钢筋混凝土的桥墩的延性主要通过桥墩塑性铰区的塑性转动能力获得，采用箍筋约束混凝土的概念设计的桥墩，可以提高结构所需的位移延性。AASHTO美国规范[7]、Caltrans加州标准[8]、EC8欧洲规范[9]和我国公路桥梁抗震设计细则[5]对桥墩塑性铰区横向箍筋间距和最小配箍率都做了严格的规定，以保证塑性铰区在地震中有足够的延性。
为了约束混凝土塑性铰区钢筋不被拔出，保证结构的延性，AASHTO美国规范、Caltrans加州标准、EC8欧洲规范和我国公路桥梁抗震设计细则还对塑性铰区钢筋的锚固和连接做出了明确的规定，以避免在地震中钢筋连接不当而导致结构脆性破坏。
3 结论
1)通过对“5·12”汶川特大地震的桥梁震害调查，总结了高烈度地区桥梁震害主要包括落梁与结构倒塌、支座滑动与梁体位移、挡块与伸缩缝破坏、结构开裂与损伤。
2)论述了高烈度地区桥梁抗震概念设计和延性设计的重要性，并且提出了桥梁抗震概念设计的几个基本原则，并且设计时要充分考虑到结构抗震的延性要求，力争做到大震时结构不倒塌，尽量减小对道路交通的不利影响。
摘要：通过对“5.12”汶川特大地震桥梁震害调查研究,总结了高烈度区桥梁震害的主要形式,对高烈度震区桥梁概念设计进行了探讨和研究,同时提出设计时要充分考虑结构抗震的延性要求,以确保桥梁结构安全。
关键词：地震,桥梁设计,抗震措施,无缝桥
参考文献
[1]庄卫林,刘振宇,蒋劲松.汶川大地震公路桥梁震害分析及对策[J].岩石力学和工程学报,2009,28(7):1377-1387.
[2]宋晓东,李建中.山区桥梁的抗震概念设计[J].地震工程与工程振动,2004,24(1):92-96.
[3]杨沪湘,许航.高烈度地震山区桥梁抗震设计研究[J].公路交通科技,2009(8):246-250.
[4]李春风.汶川地震桥梁震害与延性抗震设计探讨[J].公路交通科技,2009,26(4):98-102.
[5]JTG/T B02-01-2008,公路桥梁抗震设计细则[S].
[6]JTJ004-89,公路工程抗震设计规范[S].
[7]美国各洲公路和运输工作者协会(AASHTO).美国公路桥梁设计规范——荷载与抗力系数设计法[M].北京:人民交通出版社,1998.
[8]California Department of Transportation Division of Engineering-Services.Caltrans Seismic Design Criteria Version1.2.Califor-nia:[S.L.].2001.
高烈度区 篇4
1 工程实例
1) 某个文化广场, 建筑楼层为5层, 其防烈度是8度, 属于二类场地, 结构设计为二级框架, 且是第二组地震组。其中一到四层的高度是4.5m, 第五层的高度为3.6m。该结构中的主要构件截面的尺寸为一到三层的角柱为900×900, 边、中柱为850×850, 四到五层角柱为800×800, 边、中柱为750×750;框架梁为400×800.计算结果:x向的最大层间位移角为1/571, 层号为第三层, y向的最大层间位移角为1/569, 层号为第三层。底层柱最大的轴压比是0.45, 最小轴压比是0.11, 其中框架柱截面面积是标准层建筑面积为1.6%。
2) 某个活动中心, 建筑楼层为3层, 其防烈度是9度, 属于二类场地, 结构设计为一级框架, 且是第一组地震组。楼层的高度都为4m。该结构中的主要构件截面的尺寸为一层的角柱为800×800, 边、中柱为700×700, 四到五层角柱为750×750, 边、中柱为700×700;框架梁为400×700。计算结果:x向的最大层间位移角为1/551, 层号为第三层, y向的最大层间位移角为1/545, 层号为第三层。底层柱最大的轴压比是0.32, 最小轴压比是0.11, 其中框架柱截面面积是标准层建筑面积为1.85%。
上述中的实际工程的梁的混凝土强度等级是C30, 柱混凝土的强度等级均为C40。对于梁与柱都使用HRB400级的钢筋作为主筋。
2 实例分析及措施探讨
通过对上述实际工程的观察发现, 高烈度区中的多层框架, 对于柱截面的控制并非采取轴压比的控制方式, 且高烈区的框架梁的截面都比非高烈区的值要大很多。为了改善建筑结构的整体刚度, 进而使得其在水平力的作用下, 能够达到层间水平位移角的限值, 应该对梁和柱的截面进行取值;通常情况下在多层框架结构的第2、3层的层间位移角处于最大值, 并且其控制点与结构刚度的中心角柱之间的距离较远。
笔者在其他烈度为8度或9度的建筑结构中发现, 具有与上述工程结构相同的情况, 根据以上情况, 工程人员在实际工作中应该采取相应措施控制层间位移角。
2.1 控制整体刚度
为了对最大层间角起到控制的作用, 可以调整梁与柱的截面, 使整个刚度变大, 进而使整体位移值变小, 最终达到所要的目的。其中, 调整框架梁的截面同样能够控制最大层间角, 因为柱的刚度与梁的刚度之间的变大, 那么框架抗侧的刚度也将随之变大。在建筑平面中, 对于一些矩形平面特别狭长的, 应该使用抗震缝对其进行划分, 从而使其平面类似于方形, 这样有利于控制位移。
2.2 提高最大位移发生区域角部的局部刚度
因为最大弹性层间的位移角限值的产生主要是由于地震的作用, 进而使得楼层中的最大弹性位移和层高之间的比, 所以, 要对出现最大位移的地区刚度进行有效的控制, 从而对最大层间位移角起到控制作用。为了达到对建筑结构的控制以及对净高的要求, 不需要将框架梁与柱的截面做的过大。加大对角柱与角柱间相连接的两相边框梁, 这对整个建筑的使用功能以及审美都不会有很大影响, 还能降低角区之间的位移值。
2.3 合理地设置结构分析程序中的设计参数
在相关标准与规范所允许的范围内, 选择比较科学、合理的参数, 这不但能够正确、真实的将建筑结构的层间位移角反应出来, 还能够得到一个科学、安全的建筑结构设计方案。
目前, 对于建筑结构的分析都是通过相关的分析软件而得出的。但各个结构分析软件要应对不同的工程, 因此其参数都是在一定的范围以内的。参数的设置不科学将会影响建筑结构的分析结果, 情况严重的结果将会完全出错, 那么就没有任何的价值。因此, 为了有效改进参数的设置, 在《高层建筑混凝土结构技术规程》等相关规定中对建筑结构的分析以及相关分析软件中的参数设置做出详细的要求。
当非承重墙体是填充撞墙时, 应该降低高层建筑的计算自振周期, 这种情况同样存在于多层混凝土结构的建筑中。相关规定要求建筑框架结构的值为0.6, 并表示对使用其他承重墙体时, 可以依据建筑工程的实际情况来确定其系数。笔者认为, 为了降低建筑结构受到地震作用的影响, 应该在进行框架设计的过程中, 使用空心轻质填充墙, 并且应该在其构造上加设与主结构位移相适应的能力。这样处理能够有效的减轻建筑结构的自重, 从而将填充墙在地震时对框架所施加的约束力释放出来。上述中情况, 可以将折减的系数定为0.8, 不能折减的过多, 从而避免结构地震的作用过大。
依据相关规定, 应该思考现浇楼面对框架所起的翼缘作用, 可以依据翼缘的实际情况决定增加楼面梁的刚度系数, 一般情况下该系数取1.3到2.0。所以, 在结构软件中可以依据规范取值来加大边梁以及中梁的刚度, 笔者认为, 建筑的现浇框架结构应该取最大值, 以便在计算过程中将框架整体结构的抗侧刚度变大。
3 结束语
综上所述得出两个结论:1) 在高烈度区使用多层框架设计方案时, 对于框架梁与柱的截面尺寸主要是依据楼层层间位移的控制要求来决定的。2) 在高烈度区将框剪结构方案代替多层框架结构对建筑结构的抗侧刚度进行改进时, 必须对建筑的平面使用率以及经济性做出一定的牺牲。
参考文献
[1]张科.多层建筑结构设计中框架结构的问题分析与处理[J].科技资讯, 2009.
高烈度区 篇5
海尔斯蜂巢轻质墙体是以纤维蜂巢 (2) 为芯材, 不燃材料植物纤维水泥蒸压板 (1) 为敷面, 用天然玉米淀粉胶复合而成的蜂巢墙板, 通过专用限位槽 (3) 结合专用填充剂、专用嵌缝剂和专用锚栓等安装, 形成全新的《海尔斯蜂巢轻质墙体建筑构造》体系。适用于居住建筑、公共建筑和工业建筑工程的非承重内隔墙。因其单位平方米重量仅相当于普通多孔砖墙体的二十五分之一, 相当于混凝土空心砌块的十五分之一, 相当于轻钢龙骨纸面石膏板的三分之一, 所以更适用于高层建筑的内隔墙体。其基本构造见图1。详见《海尔斯蜂巢轻质墙体建筑构造》图集/2009沪J/T-147。
2 海尔斯蜂巢轻质墙体主要技术指标 (表1)
3 海尔斯蜂巢轻质墙体主要特点
海尔斯蜂巢轻质墙体具有良好的抗震、缓冲性能, 轻质、安装快捷方便、不开缝、不变形, 大板块 (3300×1200×100) 安装、整体性好, 占用空间小;防水、保温、节能、隔声、耐火, 不含有放射性、毒害性物质, 废弃物可降解、也可回收再利用, 无污染。
该结构体系全国首创, 施工技术经科技查新为国际先进;也是上海市高新技术成果。因其质量很轻, 故应用于高层建筑更有利于结构的优化。我们将其在高烈度区框架-核心筒结构设计中的应用, 并获得了很好的成效。
4 工程实例
宿豫经济开发区商务中心主楼位于江苏省宿迁市宿豫区, 为钢筋混凝土框架-核心筒结构, 地下1层, 地上23层, 结构总高度81.90 m, 总建筑面积约为20, 000 m2, 抗震设防烈度为8度, 设计地震分组为第一组, 设计基本地震加速度为0.30g。该工程于2006年11月开工建设, 2009年6月主体竣工。主楼的效果图见图2。
本工程结构设计基本参数见表2。
5 采用海尔斯蜂巢轻质墙体与采用混凝土空心砌块、加气混凝土砌块墙体的比较
结构设计主要截面见表3。
由于海尔斯蜂巢轻质墙体密度很小, 用于高层建筑将有效减小结构重量, 从而降低结构受到的地震作用。对于处在高地震烈度区的高层建筑来说, 使用海尔斯蜂巢轻质墙材更能显示出其减轻地震作用的良好效果。下面将以宿豫经济开发区商务中心这一钢筋混凝土框架-核心筒结构为例, 对采用海尔斯蜂巢轻质墙体与采用混凝土空心砌块墙体、加气混凝土砌块墙体三种情况下的结构动力特性、地震作用下基底剪力、地震作用下层间位移角、结构配筋用钢量等进行比较。
5.1 结构动力特性比较
表4列出了建筑中采用海尔斯蜂巢轻质墙体与采用混凝土空心砌块、加气混凝土砌块墙体三种情况下的结构动力特性比较, 从表中可以看出, 当采用蜂巢轻质墙体时, 结构的周期较小, 而结构的刚度在两种情况下是不变的, 说明此时结构的质量较低。实际上, 采用海尔斯蜂巢轻质墙体时结构的总质量为41 743 t, 采用混凝土空心砌块墙体时结构的总质量为46 793 t, 采用加气混凝土砌块墙体时结构的总质量为45 011 t, 三者比较后发现采用海尔斯蜂巢轻质墙体结构质量减少约12%和8%。由于地震作用是惯性力作用, 减小结构质量将会减小结构承受的地震作用。
三种情况下的结构动力特性比较见表4。
5.2 结构基底剪力比较
表5显示出, 建筑中采用海尔斯蜂巢轻质墙墙体与采用混凝土空心砌块、加气混凝土砌块墙体三相比较, 混凝土空心砌块在地震作用下的X向基底剪力减小约12%, Y向基底剪力减小约13%;加气混凝土砌块在地震作用下的X向基底剪力减小约8%, Y向基底剪力减小约8%。就直观的说明了采用该墙体的减震效果。
结构基底地震剪力比较见表5。
5.3 结构层间位移角比较
从表6中能够看出, 建筑中采用海尔斯蜂巢轻质墙体时, 结构的最大层间位移角较小, 说明结构在地震作用下的变形较小, 这也反映出采用海尔斯蜂巢轻质墙体的优越性。
结构最大层间位移角比较见表6。
5.4 结构配筋用钢量比较
结构除了承受恒载、活载等竖向荷载外, 还要承受地震荷载、风荷载等水平荷载, 其中地震荷载的大小对钢筋混凝土构件配筋量有直接的影响。由于采用蜂巢轻质墙材后, 建筑的总质量降低, 结构承受的地震作用减小, 从而结构构件配筋用钢量降低。通过建筑中采用海尔斯蜂巢轻质墙体与采用混凝土空心砌块、加气混凝土砌块墙体三者的比较, 发现采用蜂巢轻质墙体后, 结构配筋用钢量分别减少8%和5%左右。所以降低了结构造价。
5.5 基础部分材料用量比较
本工程基础采用钢筋混凝土钻孔灌注桩, 钢筋混凝土阀板基础, 桩径800 mm, 桩长27 m。
基础部分材料用量比较见表7。
通过建筑中采用海尔斯蜂巢轻质墙体与采用混凝土空心砌块及加气混凝土砌块墙体三者的比较, 发现采用蜂巢轻质墙体后, 主体建筑下桩数可减少12.0%、板厚减少9.5%左右, 底板钢筋混凝土用量减少440 m3, 桩钢筋混凝土用量减少271 m3。从而降低了基础造价。
5.6 保温性能的比较
海尔斯蜂巢轻质墙体为复合材料, 内外传导的热桥主要是空气和草木纤维体, 导热系数小;与采用混凝土空心砌块及加气混凝土砌块墙体相比较, 有更好的节能效果。
保温性能的比较见表8。
5.7 燃烧性能的比较
通过建筑中采用海尔斯蜂巢轻质墙体与采用混凝土空心砌块及加气混凝土砌块墙体三者均为无机不燃材料, 燃烧性能等级相同
燃烧性能的比较见表9。
5.8 施工进度的比较
海尔斯蜂巢轻质墙体其施工速度分别是混凝土空心砌块墙体、加气混凝土砌块墙体的12和10倍。大大地提高施工效率, 缩短了工期。
施工进度的比较见表10。
5.9 建筑使用面积的比较
海尔斯蜂巢轻质墙体其厚度较混凝土空心砌块墙体和加气混凝土砌块墙体薄。所以可以节约建筑空间, 增加了使用面积。本工程中增加建筑使用面积332 m2, 得房率提高1.7%。
建筑使用面积的比较见表11。
5.1 0 海尔斯蜂巢轻质墙体的应用前景
海尔斯蜂巢轻质墙体已在上海及江苏等地进行推广并得到应用;如宿迁管委会办公大楼、上海永和家苑、上海东明建材楼房改造工程及四川灾区集成化住宅等均取得了很好的效果。相关资料表明, 采用海尔斯蜂巢轻质墙体与使用混凝土空心砌块、加气混凝土砌块墙体相比, 质量更轻, 结构质量减少约12%和8%;节约内墙体投资20%～30%, 二、三类建筑能够可增加使用面积3%～3.7%, 安装更为简便, 其施工速度是普通板材复合墙体的7倍, 小块砌体墙体的20倍;减少了施工的工作量。降低工程总造价 (本案例中使用海尔斯蜂巢轻质墙体与传统墙体材料相比较, 其工程总造价节约了13%) , 蜂巢轻质墙体环保、可再生利用。所以, 该轻质墙体是一种安全可靠、节能、环保经济的新型内隔墙墙体。可广泛地设计应用于高层建筑, 尤其是应用在地震高烈度区的高层建筑更突显其优越性。
6 结论
通过对海尔斯蜂巢轻质墙体的介绍、宿豫经济开发区商务中心框架-核心筒结构计算成果分析, 以及在商务中心设计中采用海尔斯蜂巢轻质墙体与采用普通混凝土空心砌块、加气混凝土砌块墙体三者的比较, 能够得到以下结论:
采用海尔斯蜂巢轻质墙体后, 结构的自振周期有所降低, 对采用普通混凝土空心砌块墙体来说结构的总重量减少约12%, 结构的X向和Y向基底剪力分别减少约12%和13%。对采用加气混凝土砌块墙体来说结构的总重量减少约8%, 结构的X, Y向基底剪力减小约8%。使结构的最大层间位移角有所降低, 结构配筋用钢量分别减少8%和5%, 同时也节约了结构配筋与混凝土用量。减少内墙体投资20%～30%, 增加建筑可利用面积1.7%;设计应用于高层建筑, 节能环保、可有效地提高建筑工程的抗震性能, 降低工程造价, 提高得房率, 缩短了施工, 减小基本建设项目投资周期;效益显著。
摘要：采用蜂巢轻质墙体, 降低结构自重, 从而降低结构受到的地震作用, 达到降低结构用钢量, 降低工程造价, 墙体的特性优势明显, 节省项目投资的目的。
高烈度山区桥梁抗震设计与计算 篇6
1 桥梁概况
1.1 桥梁设计概况
本桥为某山区二级公路上的一座T梁桥, 在桥台设置伸缩缝, 其他位置为桥面连续, 共6孔, 桥墩高度从5m变化到22m, 同一桥墩横向两柱高差达到3.5m, 桥面净宽7.5m。桥型布置图见图1。
1.2 地震相关参数
根据本桥地质资料, 覆盖土 (粉质粘土深度0.6m) 较浅, 判定场地为Ⅰ类场地;桥梁类型:B;分区特征周期:0.45s;抗震设防烈度:0.3g;桥梁级别:二级公路大桥。
2 计算模型建立
(1) 桥梁类型判别
根据规范中规则桥梁的判定原则, 本桥为非规则桥梁。
(2) 橡胶支座的剪切刚度
20m跨预制箱梁中支点采用GJZ300×350×78mm板式橡胶支座, 其橡胶层厚为53mm, 支座剪切刚度k=2377kN/m。
(3) 基础模拟
考虑桩土共同作用, 其作用用土弹簧模拟, 等代土弹簧的刚度用表征土介质弹性性质的m参数来计算。m动= (2～3) m静。
(4) 反应谱函数建立
根据地震相关参数, 利用MIDAS建立E1、E2地震作用反应谱函数 (如图2) 。
3 E1、E2作用内力计算结果
根据原设计:桥墩直径130cm, 配筋22Ф25, 经过Midas计算, 内力计算结果见表1、表2:
根据反应谱计算结果: E2地震作用下, 部分桥墩发生屈服, 进入塑性状态;E1地震作用下, 桥墩处于弹性状态。由于同一墩号左右侧桥墩高度不一样, 导致同一桥墩左右侧有的屈服, 有的不屈服。
4 体积含箍率检算
箍筋配筋按规范计算最小配筋率检算箍筋配置。原设计配置箍筋直径Ф10mm、间距100mm不满足最小配箍率的要求。计算见表3。
5 桥墩变形验算
选取发生屈服的墩柱, 进行E2作用下桥墩变形验算。顺桥向容许位移采用规范规定公式计算;横桥向容许位移采用Midas横桥向框架模型, 利用pushover分析算出其容许位移;利用Midas全桥模型考虑延性构件的有效截面抗弯刚度, 算出其实际发生位移。结果见表4。从表中可以看出, 桥墩变形满足规范要求。
6 能力保护构件的计算
6.1 桥墩抗剪计算
从表5、表6中可以看出, 顺桥向1-2号桥墩不满足抗剪强度要求, 横桥向除3号墩外, 其他桥墩均不满足抗剪强度要求。
6.2 基础验算
根据原设计墩身采用22根Ф25的主筋算出桥墩的屈服弯矩及剪力, 检算桩基强度, 桩基强度不满足抗震要求。如表7:
7 结语
在地震高烈度山区, 由于桥墩高差大, 导致桥墩的刚度差异较大, 弯矩分配对矮墩不利, 同一个桥墩不同高度的墩柱弯矩差异较大, 矮墩在E2地震作用下容易发生屈服。如果构件在E2地震作用下发生屈服, 应该检算桥墩的横桥向和顺桥向位移, 同时应该按能力保护构件计算墩柱抗剪强度和桩基强度。由于篇幅关系, 本文没罗列盖梁和支座的检算。针对本桥从上面计算结果可以得出以下结论:
(1) 箍筋不满足规范规定最小体积含箍率要求, 设计中加粗箍筋直径;
(2) 桥墩抗剪强度不满足规范要求, 加强箍筋配置;
(3) 桩基强度不满足规范要求, 应按能力保护构件增加主筋配置;
(4) 高墩和矮墩可以采用不同直径, 减小刚度差别, 减小矮墩地震作用下的弯矩。
参考文献
[1]JTG/T B0-01-2008, 公路桥梁抗震设计细则[S].
[2]范立础, 等.大跨度桥梁抗震设计[M].北京:人民交通出版社.
高烈度区 篇7
1 砌体房屋结构抗震的加固原则
1.1 保证必要的抗震整体性,基本上不损伤原有结构的强度
建筑物的抗震整体性就是所有承重构件共同承受和合理传递地震作用荷载的性能。抗震整体性好的建筑物,能减少由于局部破坏造成建筑物倒塌或部分倒塌的危险性。
1.2 使结构和构件的强度满足抗震要求
砖砌体的抗弯强度和抗剪强度约为其抗压强度的10%,当砖砌体结构承受水平地震作用时,抗弯强度和抗剪强度常常不能满足要求,这就使较多的砖砌体构件要经过加固之后才能达到所需要的抗震强度,或者增加抗震作用的构件(如后加抗震横墙等),以使之达到所需的抗震要求。
1.3 防止局部刚度突变和质量不均匀分布的不利影响
不仅要防止由于房屋加固以后产生的刚度突变和质量不均匀分布,而且对原有的刚度突变和质量分布不均匀情况要通过加固使其有所改善。为了防止在抗震加固中出现局部刚度突变,要求加固楼层综合抗震承载力不超过下一楼层的抗震能力的20%,非承重或自承重墙体加固后的抗震能力不超过同一层楼层承重墙体加固后的抗震承载力。当超过下一楼层综合抗震能力指数的20%时,同时应增强下一楼层的抗震能力。
1.4 选用合理抗震加固方案
对非刚性结构体系的房屋,选用合理抗震加固方案时应特别慎重,当采用加固柱或墙垛,增设支撑或支架等非刚性结构体系的加固措施时,应控制层间位移和提高其变形能力。
2 砌体结构房屋抗震加固的技术方法
2.1 增设抗震横墙加固技术
当原有墙体不能满足抗震需要时,可考虑增设抗震横墙,数量由抗震横墙面积率计算确定。为了使增设的抗震横墙能真正分担地震荷载,抗震砖横墙的厚度应不小于240 mm,墙下面做基础,墙顶要用细石混凝土与大梁顶紧,并与原纵墙妥善拉结。增设抗震墙是提高建筑抗震能力的有效措施,特别对于原建筑的抗震墙较少,抗震墙间距超过抗震鉴定标准要求时更为合适。
2.2 水泥砂浆或钢筋网水泥砂浆面层加固技术
该法属于复合截面加固法的一种,当砖墙的抗震承载力不足时,可采用水泥砂浆抹面或配有钢筋网片的水泥砂浆抹面层进行加固,这种方法通常称为夹板墙加固法。
2.3 混凝土板墙加固技术
砖房的混凝土板墙加固与钢筋网水泥面层加固法类似,属于复合截面加固法的一种,其优点是:施工工艺简单、适应性强,砌体加固后承载力有较大提高,可控制墙体裂缝的开展,且具有成熟的设计和施工经验,适用于柱、带壁墙的加固;其缺点是:现场施工的湿作业时间长,对生产和生活有一定的影响,且加固后的建筑物净空有一定的减小,具有较大的灵活性。
2.4 增设扶壁柱加固技术
该技术属于加大截面加固法的一种,其优点与钢筋混凝土外加层加固法相近,但承载力提高有限,且较难满足抗震要求,一般在非地震地区应用,它属于砌体结构的间接加固方法。一般有两种做法,第一种为无粘结外包型钢加固法,该法属于传统加固方法,其优点是:施工简便、现场工作量和湿作业少,受力较为可靠,适用于不允许增大原构件截面尺寸,却又要求大幅度提高截面承载力的砌体柱的加固;其缺点为:加固费用较高,并需采用类似钢结构的防护措施;第二种为预应力撑杆加固法,其优点是:能较大幅度地提高砌体柱的承载能力,且加固效果可靠,适用于加固处理高应力、高应变状态的砌体结构的加固;其缺点是不能用于温度在600 ℃以上的环境中。
2.5 联结与拉结技术
做好联结和拉结是砌体结构抗震加固中的一个重要内容,联结和拉结的措施是连与锚。通过连与锚,使后加构件(如外加柱、后加圈梁)与原有构件(如墙体)连成整体,使原来联结不好的构件连成整体,并提高某些构配件(如山墙、非承重构件、瓦等)的抗震强度,防止地震坠落伤人。实现联结和拉结的主要工具有钢筋、销键、螺栓和锚杆,可按照不同条件和需要采用。
2.6 隔震及减震消能加固技术
目前最常用的隔震材料为叠合橡胶隔震垫,其作用是使地面水平地震加速度在隔震层处中断,或使向上传递的地震加速度大大减小。在设计计算中,其表现形式是上部结构周期加长,因而地震作用减小,结构反应亦减小,从而达到抗震加固的目的。该方法的原理很简单,然而用于加固时的技术难度却很大。首先必须将上部结构与基础完全切开,并要放入有一定阻尼的叠合橡胶垫。其必要条件是上部结构整体性好,因此并非所有结构都能用此方法进行加固。
隔震减震技术用于加固砌体结构,目前国内外还不多见,原因是除了技术上存在着尚需解决的问题之外,比如砌体结构刚度很大而自振周期很短,用改变原结构的刚度而使其自振周期改变以减少地震反应的方法很难获得成效,在经济效益比较方面,与其他常规加固技术相比,存在着加固投资较大的问题。所以,用隔震减震技术来加固砌体结构,还需进行大量的实用上的研究分析。
3 结语
文中首先阐述了砌体房屋结构的加固原则,接着结合工作实际经验,介绍了几种加固技术,主要有增设抗震横墙加固技术、水泥砂浆或钢筋网水泥砂浆面层加固技术、混凝土板墙加固技术、增设扶壁柱加固技术、联结与拉结技术、隔震及减震消能加固技术。这些方法对绝大部分的砌体房屋进行抗震加固是可行的,但对为数不少的特殊房屋和更多的其他类型房屋(特别是古建筑、木结构等)还需进一步的研究,特别是对用隔震减震技术来加固砌体结构,还需进行大量的实用上的研究分析。
摘要：探讨了低烈度区加强砌体房屋抗震加固的重要性,结合工作实际阐述了砌体房屋结构的加固原则,详细地介绍了几种砌体结构房屋的抗震加固技术方法,可供低烈度区砌体房屋结构加固工程参考。
关键词：砌体结构,加固技术,地震,低烈度区
参考文献
[1]李竣,叶燎原.砌体建筑抗震设计及加固新方法[J].地震研究,1999,22(4):58-59.
[2]张有才,段敬民.建筑物的检测、鉴定、加固与改造[M].北京:冶金工业出版社,2001.