减震加固在既有建筑改造中的应用

杨 春 Yang Chun 胡 旭 Hu Xu 赖远峰 Lai Yuanfeng

0 引言

在城市有机更新和既有建筑改造的道路上，既有建筑结构的功能性和安全性是应当重点关注的。从结构性能角度来讲，既有建筑结构的改造过程一般是加固性质的改造。减震加固法与传统加固法相比，在施工要求、抗震要求及对周围环境的影响程度方面有着明显的优越性，还可以遵循“守旧如旧”的历史文物保护原则。因此，减震加固技术在既有建筑的改造过程中会有巨大需求。

相比其他减震阻尼器，非线性黏滞阻尼器在应用程度、受力性能等方面有着显著的优势，本文将以其作为研究对象。对于减震加固设计方法，目前大多数方法都是围绕“拆分组合”的设计思想展开，其中主要有两种：一是能量法，通过结构所需的附加阻尼比将阻尼器与结构形成一体，然后再根据附加阻尼比分别对阻尼器和原结构进行具体设计[1]；二是 JSSI规范方法，先从力与变形的角度建立阻尼器、结构以及支撑三者之间的关系，然后分别对黏滞阻尼器和支撑进行设计，最后呈减震结构[2]。实际上，两种设计思路在概念上是相通的，但在具体实践中各有优缺点。

许多学者也曾开展研究并取得了一些成果。韩建平[3]、翁大根[4]、李晓文[5]等研究了JSSI法中阻尼器减震设计的具体流程，并在实践中得到了验证；魏琏等[6-7]研究了阻尼减震的滞回特性、计算原则以及性能目标等设计思路的具体细节及其理论基础；肖平等[8]研究了黏滞阻尼器在蒸汽发生器振动中的减震效果和优化设计等。总体上来讲，能量法是我国当前规范中的减震设计方法，相比JSSI法，它更全面地反映出减震加固技术中的耗能等重要思想，但也存在设计过程复杂等实践问题，例如对支撑等部件进行设计较为困难；而JSSI法虽然采用的是传统力学模型，概念上更清晰明了，但其中一些结论和我国的国情还不能完全匹配的，如JSSI方法中的阻尼效应系数是由31条地震波所得到的，这和我国的规范反应谱有很大不同。框架结构是我国现有建筑中最为常见的结构形式之一，因此，本文将针对既有框架结构，从能量原理的角度进行研究。

1 黏滞阻尼器减震设计实用方法

黏滞阻尼器减震设计过程较为复杂，且存在阻尼参数选型、阻尼器数量确定以及布置方式等诸多难点。针对既有框架结构，我们从能量原理的角度提出了黏滞阻尼器减震设计的实用方法。该方法大致可以分成两步：一是通过对原结构的反应谱分析及能量原理，设计阻尼器的减震方案；二是通过对减震结构进行不同水平的地震动分析（时程分析），对比验证并进一步优化已有的设计方案。具体设计流程见图1。

1.1 基于楼层能量的阻尼分配方法（第4步）

从Maxwell模型理论公式Wcj=λCαωα可知，结构一旦确定了速度指数α，单个阻尼器的耗能与其两端最大相对位移ud会成正比关系。因此，为了控制结构的变形和增大阻尼器的耗能作用，阻尼器应该布置在结构相对位移的较大楼层，即基于位移设计方法。但从fS=f1-fD可知，阻尼器应按结构楼层刚度进行布置，用以控制结构的剪力，即JSSI规范减震设计方法[2]。综上所述，本文认为更为合理的方法应当是按相对位移和楼层剪力乘积——能量原理进行布置，即消规建议方法[9]。

图1 减震加固设计流程

由于钢筋混凝土框架为剪切型结构，各楼层可近似相互独立，结构在设置阻尼器后，某楼层变形能的减小可以近似认为是该层所加阻尼器发挥的耗能分担作用。在此，我们根据减震前后楼层变形能差给出了阻尼分配的具体方法。（1）分别对原结构（即=0.05）和减震结构（即）进行反应谱分析，可得到楼层剪力和层间变形，从而进一步得到结构减震设计前后的各楼层变形能及变形能差。

（2）楼层归一化：为了计算更加方便，可根据结构第j层的变性能差和层间位移，为其进行归一化处理。楼层阻尼系数比ηi定义为：

式中，ΔWSi—结构第i层减震设计前后的变形能；

ΔWSj—结构第j层减震设计前后的变形能差。

则可得到各层阻尼器出力值为：

式中，Fi—结构第i层的阻尼器出力值；

Fj—结构第j层的阻尼器出力值。

（3）本文方法先假定采用人字形支撑速度指数相同，具体情况应进一步修正。由规范能量法公式[10]WC=4πWsd=2πdΣi(fiui) ，以及经典的 Maxwell模型[11]或者日本JSSI规范[2]，可得到黏滞阻尼器单个循环耗能的近似计算公式：

式中，WC—阻尼器应提供的总耗能；

fi—结构第i层的剪力；

ui—结构第i层的最大层间位移；

ud,i—结构第i层所加阻尼器两端的最大相对位移。

1.2 减震加固设计优化及验证方法（第6～7步）

在减震加固设计优化中，需要进行时程分析。一方面，这是因为规范[9]中强制要求的；另一方面，通过时程分析，我们可以进一步考察黏滞阻尼器的真实性能。减震方案设计采用的反应谱法假定了附加阻尼比均匀布置，但在实际中并非如此，是需要进一步优化的。因此，结合时程分析，本文给出了黏滞阻尼器减震加固的方案优化设计及验证方法（图2）。

结构的实际附加阻尼比可先进行反应谱预估，然后根据能量法等计算进行对比验证，最后按照实际计算的附加阻尼比，整体控制黏滞阻尼器的出力值。3种常见的附加阻尼比计算方法如表1所示。

图2 基于时程分析的减震方案验证与优化流程

表1 实际附加阻尼比验算方法

2 实际工程减震加固方案设计

2.1 工程概况

本工程为房屋的鉴定与加固项目，位于新疆乌鲁木齐市。原结构始建于1988年，采用的是钢筋混凝土框架结构体系，为内廊型结构布置。主体结构有8层，楼顶塔楼有2层。总高度为40.8m，底层层高为4.7m，标准层层高为4.2m，其中突出塔楼为6.7m。该地区的抗震设防烈度为8度，抗震设防类别为丙类，建筑场地类别为二类。经鉴定：框架梁构造措施满足要求，但1～5层承载力不满足；框架柱1～3层延性不满足（特别是底层），且1～4层承载力不满足；结构楼层1～4层变形不满足，且底层最为薄弱。利用Perform-3D软件可进行结构非线性分析与结构性能鉴定，建模如图3所示。

图3 Perform-3D结构三维模型图

2.2 减震加固方案设计及其合理性评价

本次加固方案采用减震加固法。根据鉴定结果可知，除了对底部楼层柱进行轴压比和构造措施加固以外，暂不用考虑其它构造措施。经反应谱分析，估算在小震阶段，结构X向所需的附加阻尼比为15.5%(即总阻尼比20.5%)，Y向附加阻尼比为11%（即总阻尼比16%）。因此，本文需分别对结构的X、Y两个方向进行减震加固设计。在这里作了一些简化，将所有阻尼器的布置方式设置为人字形，且同楼层内的阻尼系数相同。限于篇幅，这里省略了计算过程，直接给出X、Y向减震加固方案计算结果（表2）。

计算结果表明，阻尼器主要布置在底部这些结构较大变形和受力的楼层，方案合理。另外，根据表2中的楼层附加阻尼比和阻剪比（α=0.25时，max=0.32，βmax=0.55 ）验算可知，结构实际附加阻尼比小并且竖向规则分布，因此该方案不会因为楼层过于薄弱导致阻尼器过多布置，故符合合理性要求。

表2 减震加固方案计算结果表格（X方向-20.5%，Y方向-16%）

图4 阻尼器布置图

表3 结构实际附加阻尼比比较

2.3 阻尼器布置

结合实际情况，以尽量分散、对称、边跨并在构件内力较小处布置的方式为原则，对阻尼器进行布置，布置位置如图4所示，共计38个黏滞阻尼器。初步方案为：阻尼器A型号8个，阻尼系数为140；B型号11个，阻尼系数为120；C型号16个，阻尼系数为100；D型号3个，阻尼系数为80。

3 减震加固方案验算与优化

3.1 小震阶段验算

小震阶段验算包括附加阻尼比验算和结构及构件性能鉴定[12]。

（1）通过反应谱预估得到结构的实际附加阻尼比，然后通过表1的3种计算方法进行对比验算，计算结果如表3所示。

（2）进行结构及构件性能鉴定。分析表明结果，小震阶段结构保持弹性状态，黏滞阻尼器的作用效果明显，结构减震率及结构响应得到明显改善，其中屈服梁的构件数量已锐减到5%以下。因此，从小震阶段减震，减震方案设计较为合理。其平均层间位移角和楼层剪力变化如图5所示。

3.2 中震阶段验算与大震阶段验算

对于中震阶段和大震阶段，分别进行了183gal、376gal时程分析，同时进行了两次静力弹塑性分析。分析结果表明，中震验算满足要求，在大震阶段虽然损伤指标和结构响应得到了减小，但仍然不符合结构的性能目标要求，还需按照图1的流程进一步优化。限于篇幅，不再给出中震验算结果与进一步优化的具体方案以及附属部件的设计方案。达到了目标要求，这说明减震设计的初步方案较为合理。

图5 小震时程分析结果

（3）通过对实际工程减震加固方案的验算和优化设计，可以发现，结构的减震效果在小震和大震时是不同的，应该分别进行方案验算。减震方案通常是按小震设计的，因此在进行优化时，应该先按结构大震的计算结果优化，然后再对小震设计时的减震方案进一步优化，这样才更为合理。

4 结语

综上所述，本文通过对能量法和JSSI法两种主流减震设计思路的对比，从能量原理的角度，制定了一种针对于框架结构的黏滞阻尼器减震设计方法。通过实际工程验证，可以得出以下主要结论：

（1）对于既有框架结构的减震设计，本文所提方法在概念上较为清晰，在设计时更为简洁，且可以快速高效地解决现有建筑的减震加固问题。实践证明，该方法具有可行性。

（2）通过对实际工程的减震设计，先将其计算分析与鉴定结果结合对比，用以判断阻尼器布置方式的合理性；其次，应重点观察结构的薄弱部位并尽量减少不必要的加固。经时程分析验算发现，结构层次性能与构件层次性能