某教學樓框架結構的黏滯阻尼器減震加固設計*

沈 偉，李愛群，蘇 毅，魯風勇，宋前恩

(東南大學建筑工程抗震與減振研究中心，江蘇南京210096)

0 引言

目前，既有建筑抗震加固方法本質上是以“硬抗”為主，通過增強結構的抗側能力、延性和整體性能來提高結構的抗震能力(陳婷婷，2012);常用的加固方法主要包括加大構件截面、增設墻體、粘貼鋼板等(郭健，2004;張鑫等，2011)，這些方法對建筑原裝修和結構構件的破壞均較大，且施工繁瑣、工期長(徐彤等，2000)。近年來，國內外學者提出的消能減震技術改變了傳統的抗震理念，由結構和減震裝置共同來抵御外界的地震作用;進行抗震加固時，阻尼器及支撐構件可預先制作，現場安裝，施工方便且施工周期短。因此，結構消能減震技術應用于中小學校舍安全工程中，具有其獨特的優越性(賀軍利，汪大綏，2005)。

結構消能減震設計是指在房屋結構中設置消能裝置，通過局部變形提供附加阻尼，以消耗輸入上部結構的地震能量，達到預期設防要求(李愛群，2007)。具體就是把結構的某些構件(支撐、剪力墻、連接件等)設計成消能桿件，或在結構的某些部位(層間空間、節點、連接縫等)安裝消能支撐，在小震下，這些消能桿件(或消能裝置)和結構共同工作，結構本身處于彈性狀態并滿足正常使用要求;大震或大風下，隨著結構側向變形的增加，消能桿或者消能裝置產生較大的阻尼(黃鎮，2007)，大量消耗輸入結構地震或風振能量，使結構的動能或者變形能轉化為熱能等形式消耗掉，迅速衰減結構的地震反應，使主體結構避免出現明顯的非彈性狀態。

1 工程概況

某中學教學樓地上6層。第1層層高4.2 m，其他層層高3.7 m，主體建筑總高度為24.3 m。結構模型如圖1所示。

圖1 某中學教學樓結構模型Fig.1 Model of the structure of a middle school teaching building

該結構采用現澆鋼筋混凝土框架體系，設計使用年限50年，框架抗震等級二級，抗震設防烈度Ⅶ度，設計基本地震加速度0.1 g，建筑場地為IV類，設計地震分組為第二組。

該結構設計于2000年，按照現有規范進行校核計算，發現存在以下問題:結構在多遇地震作用下的最大彈性層間位移角大于規范規定的限值1/550，結構在罕遇地震作用下的最大彈塑性位移角遠大于規范規定的限值1/50。如果采用常規加固方法，增加柱、梁截面，會對建筑內原有的裝修造成極大破壞，且工期長;同時，在常規加固之后，還應該對建筑物進行再裝修。考慮到該建筑是教學樓，校方希望通過暑假兩個月時間完成該樓的加固工作，經技術和經濟綜合比較，同意采用結構消能減震技術。

2 結構消能減震設計方案

2.1 消能支撐布置

依據《建筑抗震設計規范》(GB50011－2010)、《建筑消能阻尼器》(JG/T209－2007)以及校方提供的建筑設計圖、結構布置圖和設計分析結果，在1～6層適當位置沿結構的兩個主軸方向分別設置黏滯阻尼器，從而降低結構的地震反應(表1)，阻尼器的支撐方式有斜撐和人字撐兩種類型(圖2)。

表1 各樓層阻尼器布置類型和數量Tab.1 The type and number of the arrangement dampers in each floor

圖2 阻尼器支撐方式(a)斜撐;(b)人字撐Fig.2 The support way of the dampers(a)spag;(b)herringbone bridging

2.2 消能器的選用

工程采用雙出桿型黏滯流體阻尼器對結構進行消能減震。阻尼器由缸筒、活塞、阻尼通道、阻尼介質(黏滯流體)和倒桿等部分組成(圖3)。

圖3 雙出桿黏滯流體阻尼器外形示意圖Fig.3 Sketch map of external form of the dual rod viscous fluid dampers

當工程結構因振動而發生變形時，安裝在結構中的黏滯流體阻尼器的活塞與缸筒之間發生相對運動，由于活塞前后的壓力差使黏滯流體從阻尼通道中通過，從而產生阻尼力，耗散外界輸入結構的振動能量，達到減輕結構振動響應的目的(孟春光，2009)。阻尼器的阻尼力和變形之間的關系可以描述為

式中，C為阻尼系數，V為阻尼器變形速率，α為阻尼指數。本工程采用阻尼器參數如表2所示。

表2 黏滯流體阻尼器參數Tab.2 The parameter of viscous fluid dampers

3 地震作用下的結構消能減震分析

結構抗震設計采用SATWE軟件，多遇地震下的彈性時程分析采用ETABS NonlinearC V9.7.3軟件，設防烈度和罕遇地震作用下的動力彈塑性時程分析采用PERFORM-3D V4.0.3軟件。時程分析所使用的地震波取5條國際上具有完整時程校正的符合工程場地土特質的典型地震記錄和2條根據該工程附近場地的地貌和地質特性制成的人工地震波，計算結果取7條地震波時程分析結果的包絡值。

3.1 結構模型校核

采用SATWE、ETABS和PERFORM-3D軟件對結構進行綜合分析，為判斷模型的可靠性，提取各軟件的模態分析結果、總質量和層剪力的計算結果進行對比。ETABS、SATWE和PERFORM-3D模型計算的結構總質量分別為5 346 t、5 359 t和5 365 t。模型的前9階周期見表3，模型反應譜分析的層間剪力結果對比見表4。

表3 模態分析結果對比Tab.3 Contrast of model analysis results

表4 彈性反應譜的層剪力計算結果對比Tab.4 Contrast of story shear of elastic response spectrum

3.2 地震波的選取

本工程設計地震波選用KOCAELI(KOCA)、NORTHRIGE(NOR)、R2、WASHINGTON(WASH)、WESTMORELAND(WEST)、SH1(人工波)、SH4(人工波)共7條。通過對波在頻域內的綜合調整，使得各條波在Ⅶ度多遇地震(35 gal)的反應譜與我國《建筑抗震設計規范》(GB50011—2010)相對應的不同水準設計譜基本一致。兩條人工地震波SH1、SH4是根據該工程附近場地的地貌和地質特性制成的。基底剪力對比見表5。Ⅶ度多遇(35 gal)設計地震動和5%阻尼比規范設計譜對比如圖4所示。

表5 多遇地震作用下各地震波基底剪力Tab.5 The base shear of each seismic waves under frequent earthquake

圖4 設計地震動和5%阻尼比規范設計譜對比Fig.4 Contract between design ground motion and standard design spectrum of damping ratio of 5%

3.3 多遇地震作用下結構彈性時程分析

對無控結構和有控結構分別進行多遇地震作用下的彈性時程分析采用非線性快速時程分析方法(FNA)，對結構整體及其構件承載力進行設計和復合，得出樓層剪力、層間位移角等結構宏觀響應，計算結果表明多遇地震作用下無控結構不滿足彈性目標，最大層間位移角大于規范要求的1/550，有控結構則能滿足彈性目標，層間位移角均能滿足規范限值。限于篇幅，在這里不一一列出。最后對其結果進行比較，得出各條地震波作用下，有控結構相對于無控結構的層剪力減震率(表6、表7)。

表6 X向各條地震波的層間剪力減震率Tab.6 Reducing rate of intersstory shear of each seismic wave in X direction

表7 Y向各條地震波的層間剪力減震率Tab.7 Reducing rate of inter story shear of each seismic wave in Y direction

3.4 罕遇地震作用下結構彈塑性時程分析

采用Perform-3D軟件對結構在罕遇地震作用下的結構響應進行了動力彈塑性分析，計算結果如圖5所示。

3.5 等效附加阻尼比

黏滯阻尼器對結構的減震作用可以通過附加等效阻尼比的方式進行考慮，等效附加阻尼比ξa可以按照下式進行估算:

式中，Wcj為第j個消能部件在結構預期層間位移Δuj下往復循環一周所消耗的能量;Ws為設置消能部件的結構在預期位移下的總變形能。

按照(2)式算得的結構X向等效附加阻尼比為10.12%，Y向等效附加阻尼比為11.03%。保守地取等效附加阻尼比為10%，即結構總阻尼比為15%。

圖5 結構彈塑性時程分析下的層間位移角對比(a)X向KOCA波;(b)Y向KOCA波;(c)X向WEST波;(d)Y向WEST波;(e)X向SH4波;(f)Y向SH4波Fig.5 Interstory displacement angle contract in analyze of structure elastic plastic time history(a)KOCA wave in X direction;(b)KOCA wave in Y direction;(c)WEST wave in X direction;(d)WEST wave in Y direction;(e)SH4 wave in X direction;(f)SH4 wave in Y direction

3.6 等效阻尼比驗證

將計算得到的等效阻尼比15%輸入ETABS，采用反應譜計算方法，得到每一層的地震力，將其與5%阻尼比下的結果作對比，如表8所示，等效阻尼比減震率=(5%阻尼比層剪力結果－15%阻尼比層剪力結果)/5%阻尼比層剪力結果;減震結構減震率=(5%阻尼比層剪力結果－加阻尼器結構的時程分析層剪力結果)/5%阻尼比層剪力結果。

由表8可知，15%阻尼比的ETABS模型反應譜方法得到的樓層地震力減震率基本小于ETABS得到的在時程分析下的地震力減震率，對于第五、第六層的樓層地震力減震率稍大于時程分析下的地震力減震率，而原結構在第五、第六層已加強配筋，綜上，可以認為采用15%的等效阻尼比是偏于安全的，可以采用此數值進行結構抗震加固計算和設計。

4 結論

某中學教學樓采用了黏滯流體阻尼器消能減震技術，本文對該結構在Ⅶ度(0.1 g)多遇、罕遇地震作用下的減震前和減震后工作性能分別進行了計算分析，得出以下主要結論:

(1)采用黏滯流體阻尼器對該結構進行減震設計是有效的。

表8 X向、Y向各條地震波的層間剪力減震率Tab.8 Reducing rate of interstory shear in X and Y directions

(2)根據與SATWE計算結果比較可知，采用ETABS和PERFORM-3D建立的計算模型合理，分析軟件計算結果可靠。

(3)按照本項目建筑場地類別和設計地震分組選用了5條天然波和2條人工波，每條地震波計算所得未減震結構的底部地震剪力均大于反應譜法計算結果的65%，平均值大于反應譜法計算結果的80%，符合《建筑抗震設計規范》(GB50011－2010)的要求。采用這7組地震加速度時程曲線下各自最大地震響應值的平均值作為時程分析的最終計算值，結果可靠。

(4)在現有布置52套阻尼器的情況下，結構在地震作用下的反應均有所減小。在Ⅶ度(0.1 g)常遇地震作用下，X向基底剪力平均減震率約31.59%，Y向基底剪力平均減震率約32.54%。

(5)經過計算并綜合考慮得出黏滯流體阻尼器附加給結構X向和Y向的等效阻尼比均為10%。

(6)該工程采用消能減震技術后，在不加大構件截面的前提下，結構抗震性能大為提高，滿足了現行規范的要求，具有明顯的經濟效益。

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