許敏超

上海市建工設計研究總院有限公司 上海 200050

目前醫(yī)院建筑在性能提升過程中主要存在結構抗震性能目標高、不能影響整體的醫(yī)療環(huán)境、改造周期不能太長等難題[1]。

房屋常規(guī)的抗震加固措施主要有：加大截面法、外包角鋼法、增設翼墻法等[2]。這類加固措施主要以增加結構抗側剛度來提高房屋整體抗震性能。但其亦存在一些缺陷，如結構自重增加則地震作用增大，抗震加固效率低、施工周期長、濕作業(yè)面積大、可能存在基礎加固等問題。

減震控制理論作為一種新型的結構抗震技術，最早由美籍華裔學者姚治平[3]提出。減震控制技術是在房屋主體結構中設置消能裝置，以轉移和耗散地震輸入結構中的能量，來實現結構塑性損傷可控的抗震技術。相較于常規(guī)加固措施，減震技術具有工期短、作業(yè)面小、不增加自重、操作簡單等優(yōu)勢。故該技術已逐步應用于醫(yī)院建筑的抗震加固中。

本文結合一個具體工程案例，從地震塑性損傷控制的角度介紹減震技術在醫(yī)院加固項目中的應用。相關分析過程可供設計人員參考。

1 工程概況

本工程為上海市某5層醫(yī)院病房樓。房屋建筑面積約為6 430 m2，建造于2000年。房屋高度為27.95 m，1層層高為3.75 m，2層層高為3.60 m，3層層高為3.45 m，4層層高為3.75 m，5層層高為3.60 m。房屋平面呈矩形，長約68 m，寬約21 m，病房樓標準層平面見圖1，圖中橢圓表示新增墻式黏滯消能支撐。

本工程抗震設防烈度為7度（0.1g），設計地震分組第二組，場地類別Ⅳ類，Tg＝0.9 s，抗震設防類別為重點設防類（乙類）。根據該項目抗震鑒定報告可知，房屋部分樓層框架梁、柱及節(jié)點核心區(qū)抗震承載力不滿足計算要求，需要進行加固處理。

2 消能器的選取和模擬

圖1 病房樓標準層平面示意

考慮到黏滯消能支撐出力與主體結構內力存在近似90°相位差（結構內力最大時，黏滯阻尼器出力為0，黏滯阻尼器出力最大時，結構內力近似為0），故采用黏滯消能支撐時，對消能子結構區(qū)域影響較小。同時，黏滯阻尼器本身無靜剛度，不影響結構扭轉性能。因此，黏滯阻尼器在加固工程中具有更好的適用性。

黏滯阻尼器的力學行為通?？梢圆捎肕axwell模型來描述，即一個彈簧單元串聯一個黏壺單元。Maxwell模型中串聯的彈簧剛度，代表黏滯阻尼器的初始剛度。值得一提的是，黏滯阻尼器的初始剛度并非一個較大值，如一些日本學者對不同廠家油阻尼器的初始剛度進行了統(tǒng)計，結果表明，油阻尼器初始剛度k與黏滯阻尼系數C符合關系式k＝10C。設計時若采用較大的初始剛度，將大大高估阻尼器的耗能效果，得出不合理的結論。

3 計算模型的建立與地震波的選取

3.1 無控模型的建立

不同有限元軟件對比結果見表1。從表1中可知，2個分析軟件的結構質量、計算周期差異均比較小。ETABS模型作為本工程消能減震分析的有限元模型是相對準確的，且能較為真實地反映結構的基本特性。為方便后續(xù)分析，本文將未加固結構記為ST0，將消能減震加固后的結構記為ST1。

表1 不同有限元軟件對比結果（ST0）

3.2 地震波的選取

為了在計算中較精確地模擬消能器的非線性性質，一般都是進行地震時程分析。按照GB 50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》的要求，本工程選取了2組實際強震記錄和1組擬合設計反應譜的人工模擬加速度時程進行了時程分析，相關計算結果取3條時程的包絡值。時程曲線如圖2～圖4所示。

3.3 阻尼器配置的數量及布置形式

根據房屋結構的實際情況，結合實際建筑允許的支撐

圖2 人工時程曲線（REN）

圖4 天然時程曲線2（TR2）

布置位置，共布置了41組黏滯消能支撐。黏滯阻尼器主要力學參數見表2。阻尼器布置形式見圖5。

表2 黏滯阻尼器力學參數VFD

圖5 阻尼器布置形式

4 減震效果分析

4.1 多遇地震作用下減震分析

分別對未加固結構ST0和消能減震加固后的結構ST1進行多遇地震下的非線性時程分析，并對樓層層間位移角、層間剪力進行了對比，相關計算結果見圖6、圖7。圖8為多遇地震下黏滯阻尼器耗能結果。其中，層號1表示架空層，2—6層為結構主要樓層，7、8層為局部突出屋面層。從圖中可知，結構主要樓層層間位移角降低率和層間剪力降低率均超過了20%，在多遇地震作用下，黏滯耗能支撐已經發(fā)揮了較好的耗能效果。

圖6 樓層層間位移角對比結果

圖7 樓層層間剪力對比結果

圖8 典型黏滯阻尼器耗能結果

分別采用規(guī)范法[4]和能量比法[5]對多遇地震下（小震）黏滯消能支撐的附加阻尼比進行了統(tǒng)計分析，對比結果見表3。

表3 小震下的附加阻尼比計算結果

從表中可知，能量比法計算得到的附加阻尼比要小于規(guī)范法，這主要是由于規(guī)范法計算附加阻尼比是基于結構在簡諧激勵作用下發(fā)生共振時的穩(wěn)態(tài)響應得到的，具有一定的近似性[6]；此外，消能支撐往復循環(huán)消耗的能量計算往往是按照等效矩形近似考慮[7]，矩形面積折算系數的選取亦存在較大的差異性等。

4.2 設防烈度地震作用下減震分析

根據上海地方規(guī)程[8]的要求，計算減震結構在設防烈度地震作用下的附加阻尼比。計算方法采用能量比法，統(tǒng)計計算結果及典型地震波下計算過程見表4和圖9、圖10。

從表中可知，中震下，消能支撐的附加阻尼比約為4%。

表4 中震下的附加阻尼比計算結果

圖9 REN波中震x向附加阻尼比

圖10 REN波中震y向附加阻尼比

4.3 罕遇地震作用下減震分析

對ST0和ST1結構分別進行罕遇地震作用下的彈塑性時程分析。人工地震時程輸入下ST0與ST1結構耗能分布情況見圖11～圖14。經對比分析可知，通過增設黏滯阻尼器消能支撐，較大程度降低了罕遇地震作用下房屋主體結構的塑性損傷，顯著改善了結構的整體抗震性能。從能量圖上可見，罕遇地震下消能支撐可提供約4.5%的附加阻尼比。

圖11 REN時程x向輸入下 ST0結構耗能

圖12 REN時程x向輸入下 ST1結構耗能

圖13 REN時程y向輸入下 ST0結構耗能

圖14 REN時程y向輸入下ST1結構耗能

對ST1結構彈塑性層間位移角進行了統(tǒng)計（取3條地震時程輸入計算結果的包絡值），由計算結果可知，ST1結構在罕遇地震作用下的彈塑性層間位移角符合規(guī)范1/50的限值要求，滿足“大震不倒”的要求。

對ST1結構的梁、柱和構件性能進行評估分析可知，在罕遇地震作用下，框架梁的最大塑性狀態(tài)小于LS性能點（中度損壞）；框架柱的最大塑性狀態(tài)小于LS性能點（中度損壞）；梁柱截面均滿足截面剪壓比要求。

綜上可知，附加黏滯消能支撐起到了良好的損傷控制效果，達到了預設的抗震加固目標。通過多遇地震、設防烈度地震和罕遇地震下的附加阻尼比計算可知，多遇地震和設防烈度下附加阻尼比約為4.0%，罕遇地震下附加阻尼比約為4.5%，這與以往的經驗不符（附加阻尼比：多遇地震＞設防烈度地震＞罕遇地震）。這主要是合理考慮黏滯阻尼器初始剛度影響的結果。該計算結果更具合理性。

5 結語

本文對一幢醫(yī)院病房樓的減震加固設計進行了詳細的分析，主要的結論如下：

1）黏滯阻尼器初始剛度并非無窮大，而為一有限值。

2）在阻尼器參數設計合理的情況下，多遇地震下的附加阻尼比計算未必會大于設防烈度地震或罕遇地震。

3）減震技術能良好地控制震損，易于震后損傷修復。