消能減震技術在高烈度地區的應用

陳 彬

(成都市建筑設計研究院,四川成都 610015)

我國有接近50 %的國土面積位于地震高烈度區域，如何減小地震帶來的災害，一直是工程界關注的主要問題。傳統的工程結構抗震方法是通過加大梁、墻、柱等構件的截面來增強結構的抗震能力。這是一種硬碰硬的抗震方式，通過結構構件的破壞來消耗地震輸入的能量。但是，在一些重要的建筑物或構筑物中，不允許結構構件破壞；另外不斷加大構件截面會增加結構剛度，地震反應增大，使工程造價大大提高。因此消能減震技術在結構中逐漸推廣。本文通過在西昌市(抗震設防烈度為9度)某棟辦公樓主樓中采用消能減震技術，通過設置的消能構件進入非彈性階段來吸收、消耗地震能量，為結構提供附加阻尼，有效降低結構的地震響應。

1 工程概況

攀鋼集團有限公司攀鋼西昌釩鈦資源綜合利用項目廠前區辦公樓位于西昌市經九鄉，整個項目包括主樓、附樓、停車庫、走廊、值班室。其中主樓地下室為一層，主樓地上十五層，建筑總高從室外地坪到大屋面為59.300 m，到觀光塔頂為66.800 m，主樓采用型鋼混凝土框架—鋼筋混凝土抗震墻結構。附樓部分地上四層，無地下室，建筑總高17.500 m。主樓前側為單層地面車庫，層高為4.500 m，采用框架結構。工程總建筑面積為45 829 m2，本項目已于2013年 6 月竣工，已投入使用五年，建筑實景圖見圖1。

圖1 辦公樓實景

本工程建筑結構安全等級為二級，地基基礎設計等級為乙級，設計使用年限為50 a?？拐鹪O防烈度為9度，設計地震分組第一組，設計基本地震加速度為0.4g，建筑場地類別為II類，場地特征周期0.65s，地面粗糙度類別為B類，50 a重現期基本風壓為0.30 kN/m2。設計依據規范為2000系列規范。以下主要介紹主樓的設計過程。

本工程采用型鋼混凝土結構，主樓框架柱為型鋼混凝土柱，截面為800 mm×800 mm，框架梁為型鋼混凝土梁，截面為400 mm×700 mm，剪力墻厚度底層為300～700 mm，以上逐級減小。墻柱混凝土等級：地下室及地面1～4層為C55，5～7層為C50，8、9層為C45,10、11層為C40，12、13層為C35、13層以上為C30，梁為C30。柱、梁縱筋采用HRB400鋼筋。

2 結構設計中需解決的難題

本工程存在以下幾個問題需要解決：

(1)本工程建筑場地為靠山削坡回填而成，回填深度達到30 m左右。根據GB 50011-2001《建筑抗震設計規范》[1](以下簡稱《抗規》)第4.1.8條的要求，“在非巖石和強風化巖石的陡坡、邊坡邊緣等不利地段建造丙類及丙類以上建筑時，尚應估計不利地段對設計地震動參數可能產生的放大作用，其水平地震影響系數最大值應乘以增大系數。其值應根據不利地段的具體情況確定，但不宜大于1.6”。實際設計時，根據規范要求進行計算，水平地震影響系數最大值的增大系數為1.2。

(2)建筑場地回填在前期已經完成，回填深度為30 m左右，回填材料為削坡的土方。填土均勻性和密實度較差，后期還有一定的沉降，對擬建工程不利，不能作為天然地基使用。建筑采用的基礎形式選用旋挖灌注樁基礎，并考慮回填土的負摩阻力。采用鋼筋混凝土框架-抗震墻的結構，在樁頂斜截面受剪承載力和樁身所受水平剪力的計算不能滿足規范要求。

(3)本工程建筑總高為59.30 m，已經超過《高規》A級高度鋼筋混凝土框架-抗震墻結構建筑的最大適用高度(其最大適用高度為50 m)。雖結構形式采用全型鋼混凝土框架-抗震墻結構(根據《高規》要求，最大適用高度可以達到70 m)，但地震作用比通常的九度區的設計項目要大。

(4)本工程建筑平面雖比較規整，為矩形，建筑高寬比為2.4。但平面柱網比較大，典型柱網尺寸為8.0 m×8.4 m，這在抗震烈度為9度的地區，設計難度比較大，層間位移角不易滿足規范要求。建筑平面標準層層高為3.7 m，對梁的截面高度有一定的要求。設計過程中，對多個方案進行比對(表1)。

表1 結構方案對比

由表1對比分析可知，傳統的用“抗”的辦法，即通過增大截面、配筋、增設抗震墻來抵抗地震力的辦法在9度區并不適用。結構剛度越大，地震反應越大。結構剛度的增加，遠不及地震反應的增加，出現了抗震墻加得越多，結構層間位移角越大的情況。

顯然，單純依靠“硬抗”的傳統設計，無法滿足該工程的抗震設計要求，故對本工程進行結構消能減震設計是必要的。

3 消能減震技術方案比較

3.1 采用PKPM進行計算

采用PKPM對結構進行計算，在位移滿足規范要求的前提下，結果見表2。

表2 結構周期

表3 結構基底剪力 kN

局部的連梁、短梁存在超筋問題；部分柱存在節點域抗剪超限。

3.2 采用黏滯阻尼器單元

當采用黏滯阻尼器時，黏滯阻尼器的各項參數如下：Fd=2000 kN，v=50 mm/s，阻尼指數α=0.12，C=1 250 kN·s/mm。 經計算，黏滯阻尼器附加給結構的阻尼比最大只達到4.68 %?？紤]到阻尼器的數量過多對建筑功能的影響過大。因而此方案暫不考慮。

3.3 采用位移型軟鋼阻尼器單元

3.3.1 阻尼器設置的位置及組數

阻尼器的力學參數為：彈性剛度=6.11×105kN/m；屈服力=299 kN。結構在建筑1層布置7組軟鋼阻尼器；在建筑2層布置7組軟鋼阻尼器；在建筑3層布置8組軟鋼阻尼器；在建筑4層布置7組軟鋼阻尼器；在建筑5～10層各布置7組軟鋼阻尼器。共計71組。典型平面布置見圖2。

圖2 主樓典型平面軟鋼阻尼器位置示意

3.3.2 消能減震設計的線性計算分析方法

《抗規》第12.3.3條第1款規定：當主體結構基本處于彈性工作階段時，消能減震設計可采用線性分析方法作簡化估算。而且JGJ 297-2013《建筑消能減震技術規程》[2]第6.3.3條規定：采用振型分解反應譜法分析時，結構有效阻尼比和消能器的參數可采用附加阻尼比的迭代方法計算。其條文說明指出：對于消能減震結構，無法預先估計主體結構在加入消能部件后的最終變形情況，只能是預先假設一個阻尼比，將消能部件布置于結構中，并調整消能器的數量和位置，再對消能減震結構進行計算，反算出消能器在相應的阻尼比情況下的位移，通過消能器的恢復力模型和相應的公式求解消能減震結構的附加阻尼比，并反復迭代，使計算出的附加阻尼比與預先假設的阻尼比接近時，則計算結束。

《建筑消能減震技術規程》第5.6.3條規定，位移型阻尼器的性能參數為：

Fd=KeffΔu

(1)

(2)

依《抗規》第12.3.4條第2款和《建筑消能減震技術規程》第6.3.2條第2款規定：消能減震部件附加給結構的有效阻尼比可依下式估算：

ζd=WC/(4πWS)

(3)

式中：ζd為消能減震結構的附加有效阻尼比，不超過25 %；WC為所有消能部件在結構預期位移下往復一周所消耗的能量；WS為設置消能部件的結構在預期位移下的總應變能。依《抗規》第12.3.4條第3款和《建筑消能減震技術規程》第6.3.2條第3款規定：在不計及扭轉影響時，WS可為：

WS=(1/2)∑Fiui

(4)

Fi為質點i的水平地震作用標準值；ui為質點i對應于水平地震作用標準值的位移。

依據《抗規》《建筑消能減震技術規程》，提出消能減震技術的等值線性分析方法，其線性分析步驟簡單描述如下：

(1)計算與各個位移型阻尼器相接合的支撐構件(斜撐或是墻體)的剛度(Kb)j，j代表第j個阻尼器。

(2)設定各個位移型阻尼器的初始有效剛度(Keff)j及初始的消能減震結構的總阻尼比ζ。

(3)將各個阻尼器的有效剛度(Keff)j和支撐構件的剛度(Kb)j，利用串聯關系計算求得各消能減震部件(含阻尼器及其接合的支撐構件)的等值剛度(Ka)j。

(4)利用(Ka)j將各消能減震部件轉換為等值斜撐或等值柱，并求得其斷面性質。

(5)將消能減震結構的初始總阻尼比和各等值斜撐或等值柱的斷面性質放入分析模型中，并依據《抗規》規定，采用振型分解反應譜法和時程分析法做結構分析。

(6)經由結構分析求得各樓層的水平剪力、水平相對位移及各等值斜撐或等值柱的剪力(Fa)j和相對位移(Δa)j。

(7)利用各樓層的水平剪力、水平相對位移或利用公式(4)計算結構在水平地震力下的總應變能WS。

(8)依能量相等法則，如圖3所示，利用各等值斜撐或等值柱的剪力(Fa)j和相對位移(Δa)j可求得第j個阻尼器在地震作用下實際的阻尼力(FD)j及位移(ΔD)j。

圖3 能量相等法則示意

(9)由阻尼器的阻尼力(FD)j及位移(ΔD)j計算求得所有阻尼器所做的功WC。

(10)重新修正各個阻尼器的有效剛度(Keff)j，并利用下式計算結構有效阻尼比：

ζ=ζd+ζ1=WC/(4πWS)+ζ1

(5)

式中ζ為結構總阻尼比；ζd為阻尼器提供的有效阻尼比；ζ1為結構固有阻尼比。

將步驟(10)計算所求得之結構總阻尼比及各個阻尼器的有效剛度作為初始值，并重復步驟(2)至步驟(10)。反復迭代，直至步驟(2)使用的初始結構總阻尼比與步驟(10)計算所得的結構總阻尼比相等為止。

由上看見，阻尼器的非線性行為可利用等效及線性迭代的方法簡化為線性行為。另外，此分析方法是將阻尼器和其支撐構件轉換為等值斜撐或等值柱放入結構模型中做結構分析，使消能減震結構在結構模型中可不需要阻尼器的元素，依然可做結構分析。

若結構分析程序中沒有阻尼器單元，無法直接輸入位移型阻尼器的有效剛度時，可以利用串聯關系將阻尼器部件(包含阻尼器和其連接的支撐構件)轉換成等值柱或是等值支撐來模擬阻尼部件提供給主體結構的附加剛度。

在有阻尼器單元的分析程序中，位移型阻尼器采用阻尼器單元的線性行為來進行分析。在連接單元中輸入阻尼器的有效剛度并采用上述的線性分析方法來進行消能減震結構在設計地震下的振型分解反應譜法分析。

3.3.3 布置位移型阻尼器結構的附加阻尼比計算

依據3.3.2節的等值線性分析方法，利用SATWE做消能減震分析。阻尼器的力學參數為：彈性剛度K=6.11×105kN/m；屈服力=299 kN。表3～表5為線性分析過程中，阻尼器的有效剛度的變化及各個阻尼器的位移、阻尼力及阻尼器所做的功。由分析結果可求得，在多遇地震下結構總阻尼比由4 %提升至8.20 %(表6)。

表3 第一次等直線性分析

表4 第二次等直線性分析

表5 第七次等直線性分析

表6 結構的有效總阻尼比的計算過程

3.3.4 布置位移型阻尼器的結構在PKPM中的計算結果

對結構進行PKPM計算，此時結構的周期、基底剪力見表7、表8。

表7 采用位移型阻尼器的結構周期

表8 采用位移型阻尼器的基底剪力 kN

采用位移型阻尼器的位移角(X向最大位移角為1/806，Y向最大位移角為1/802)，結構基本上不存在超筋問題。

4 靜力非線性推覆分析

根據《抗規》12.3.3條規定以及《建筑消能減震技術規程》4.1.2條的規定，當消能減震結構主體結構進入彈塑性狀態時，應采用靜力彈塑性分析方法或彈塑性時程分析方法。本工程利用ETABS軟件對增設阻尼器的結構進行靜力非線性推覆分析。在框架柱中設定默認軸力彎矩鉸(Default-PMM)及剪力鉸(Default-V2)；在鋼支撐中設定默認軸力鉸(Default-P)；不對框架梁設定塑性鉸。本工程使用的阻尼器屬于位移型阻尼器，所以設定阻尼器為剪力塑鉸。

圖4為X向(長向)推覆至大震性能點時剪力墻中塑鉸分布圖。圖5為Y向(短向)推覆至大震性能點時剪力墻中塑鉸分布圖?？梢奨向、Y向推覆至大震性能點時，剪力墻中塑鉸數量較多；塑鉸豎向分布較為均勻，未出現塑鉸分布集中在個別樓層的現象；塑鉸程度為LS(代表生命安全)。

圖4 主樓X向推覆至大震性能點時剪力墻中塑鉸分布

圖5 主樓Y向推覆至大震性能點時剪力墻中塑鉸分布

圖6為X向(長向)推覆至大震性能點時框架柱中塑鉸分布圖。圖7為Y向(短向)推覆至大震性能點時框架柱中塑鉸分布圖?？梢奨向、Y向推覆至大震性能點時框架柱中塑鉸數量較少；塑鉸豎向分布較為均勻，未出現塑鉸分布集中在個別樓層的現象；塑鉸程度為IO(代表直接使用)。

圖6 主樓X向推覆至大震性能點時框架柱中塑鉸分布

圖7 主樓Y向推覆至大震性能點時框架柱中塑鉸分布

在罕遇地震下，主樓各層X方向的最大彈塑性層間位移角值為1/174，主樓各層Y方向的最大彈塑性層間位移角值為1/188，均小于規范限制1/100。

5 結束語

本項目采用ETABS及PKPM軟件，對攀鋼廠前區辦公樓主樓加設位移型阻尼器，建立計算模型并進行分析研究。主要結論為：多遇地震作用下，在PKPM中加設軟鋼阻尼器的結構，軟鋼阻尼器不僅增加結構的剛度而且可以增加結構的附加阻尼比。與原結構相比不僅使結構的基底剪力減小，結構的位移角也滿足規范規定的抗震要求，這時結構的附加阻尼比為4.2 %。加設軟鋼阻尼器的結構方案布置數量較少，同時能夠滿足建筑結構經濟性的要求，這個方案是解決該結構減震的最佳方案。通過對消能減震技術在高烈度地區的建筑結構系統研究，以期為今后的實際工程作參考。