某醫院病房樓減震加固設計分析

許敏超

上海市建工設計研究總院有限公司 上海 200050

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

房屋常規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。相較于常規加固措施，減震技術具有工期短、作業面小、不增加自重、操作簡單等優勢。故該技術已逐步應用于醫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、柱及節點核心區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常可以采用Maxwell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范法，這主要是由于規范法計算附加阻尼比是基于結構在簡諧激勵作用下發生共振時的穩態響應得到的，具有一定的近似性[6]；此外，消能支撐往復循環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小于LS性能點（中度損壞）；框架柱的最大塑性狀態小于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。