孙锐 张佳琳 于东杰

1)中航天建设工程集团有限公司，北京 100070 2)中建科技集团有限公司，北京 100070

0 引言

对于医疗类建筑，由于活动群体在地震中的逃生能力较差，抗震设计中将其定义为重点设防类。除此之外，当地震发生后，医疗类建筑是抗震救灾的重要场地，如何提高其抗震能力，保证其在发生地震时实现“大震不倒”甚至“功能不中断”，成为值得研究的关键问题。我国地震带分布较广，断层地震带附近区域的城市群若发生地震，相比于非断层区域，其所造成损失要大很多，如2010年青海省玉树7.1级地震发生于甘孜—玉树断裂带，震中位于玉树城区约44km处(张勇等，2010)。近断层地震动包含了速度脉冲效应，相比远场地震动，其对城市的损害程度要大很多。《建筑抗震设计规范》中通过放大地震力来评价近场地震动对建筑物抗震设计的影响(张冰，2007；中华人民共和国住房和城乡建设部等，2016)。对于高烈度区医疗类建筑，当建筑物位于发震断层两侧10km以内，在进行结构构件设计时，将抗震等级提高一级的同时，地震力仍要放大1.25～1.5倍。当层数较高时，剪力墙墙体较厚，当平面不规则时扭转效应更加明显，甚至在多遇地震工况下墙体底部即出现较大拉应力，连梁截面超筋现象严重。而仅通过增加构件截面尺寸的单一抗震手段往往难以达到理想效果，对建筑的使用功能影响较大，同时工程成本也相应增加(张孝荣等，2020)。

近些年，随着消能减震技术的迅速发展，高烈度区高层建筑中减震器的使用也越来越多。作为一种新型抗震设计手段，其以一种典型的“主动以柔克刚”设计思路，代替了传统结构中使用的“被动硬抗”。具体表现为，在主体结构变形较大区域设置消能器，当地震来临时，消能器由于屈服点或耗能起始点较低，相比于主体结构率先进入屈服阶段(闫新等，2021；裴星洙等，2013)。由于消能器延性要求较高，屈服后平台段较长，故在地震工况下耗能效果较为明显。消能器为结构增添了一道防线，保证了主体结构免遭破坏，提高了结构的安全性(王子龙，2020)。

随着国内外学者对消能器产品的研究越来越深入，研发产品种类也越来越丰富。目前市场上应用较为成熟的消能器产品主要为金属类耗能及高分子新材料耗能。金属类耗能产品主要为屈曲约束支撑、金属剪切型消能器等；高分子新材料产品主要为粘滞消能器、粘弹性消能器及摩擦消能等；从受力机理上分为位移型(F=Kx)和速度型(F=CVα)消能器(周云等，2019)。历次地震经验表明，尽管按现行抗震设计规范设计施工的结构在遭遇设防标准的罕遇地震作用时基本不倒塌，但其震害现象与通过弹塑性分析得到的震害结果却相差甚远。相比位移型消能器，速度型消能器由于刚度较小，对于主体结构周期基本无影响，因此得到广大设计人员的青睐。

自2014年开始，国家及省级建设部门相继发布了一系列关于减隔震技术在房屋建筑工程中的应用指导性文件，特别是对于高烈度区的学校、医院等重点设防类建筑，从国家政策引导及法律法规层面均明确指出需要优先考虑采用隔震减震技术(付光磊等，2020)，进一步推动了减隔震技术的发展。代表性的工程有北京大兴新机场航站楼项目、云南省保山市人民医院及甘肃省妇女儿童医疗综合体等，如图1所示。

图1 速度型消能器应用工程

粘滞消能器作为一种典型的速度型消能器，由缸体、活塞、阻尼通道、阻尼介质和活塞杆等部分组成，如图2所示。消能器通过活塞杆的轴向拉压，油缸内的阻尼介质通过活塞上的阻尼孔产生阻尼力，将运动的动能转化为其他形式能量，从而减小结构构件因地震作用而产生的损伤，达到消能减震的目的(胡庆生，2019)。在地震作用下，粘滞消能器典型的荷载-位移曲线如图3所示。工程中常用的布置方式为埋置于墙内的销轴连接及人字形钢支撑销轴连接(图4、图5)。

图2 粘滞消能器构造

图3 荷载位移曲线

图4 销轴墙式

图5 销轴人字形

1 工程概况及常规结构方案问题

本项目位于云南省某医院住院部，属于重点设防类建筑，地上共计11层，地下1层，建筑结构高度46.2m，面积约26600m2。基本结构设计参数如下：八度(0.3g)设防，第二组，Ⅱ类场地，Tg=0.4s。根据项目的场地勘察报告，场地本身距离发震断层小于10km，需要考虑近场增大系数1.25。结构初步方案比对后，对结构模型进行了试算，结果见表1，其中结构周期折减系数为0.8。建筑平面图如图6所示，盈建科(YJK)模型如图7所示。

表1 方案比选

图6 建筑平面图

图7 YJK模型

考虑地震近场增大系数为1.25，上部结构实际地震作用设防烈度为Ⅸ度。当采用传统设计方法时，结构受力较大，较多墙体墙肢厚度为350～400mm。墙体对于建筑布置方案影响较大，建筑的使用功能受到影响，同时多遇地震下剪力墙及连梁出现多处抗剪截面不足；在墙体内设置型钢时施工难度加大。当采用隔震方案时，角部柱下隔震垫拉应力超限，隔震支座大震下易出现橡胶拉脱或者倾覆，结构安全无法保证。

2 消能减震方案

由于建筑内部隔墙较多，支撑式金属消能器对建筑的门窗洞口有影响，同时考虑消能器需提供较高附加阻尼比，本工程最终选用墙式连接粘滞消能器。由于粘滞消能器基本不提供静刚度，优先将消能器布置在结构平面变形较大部位。当发生层间变形时，消能器两端变形越大，耗能效果越好。根据本工程的结构布置及建筑功能，消能器的布置参数见表2。根据规范的相关要求，标准层消能器布置如图8所示，图中红色阴影即为消能器布置位置。

表2 消能器参数

图8 消能器平面布置图

采用大型有限元分析软件SAP2000进行建模，模型如图9所示。通过将SAP2000与YJK模型进行无消能器模型的模态及反应谱分析，将结构质量、周期及楼层剪力主要动力特性结果汇总，见表3。通过对比可知，两个模型差异均小于5%，SAP2000模型可用于时程分析。

注：图中红色部分为减震器，非减震模型无此部分。

表3 SAP2000-YJK结果指标参数比较

根据《建筑抗震设计规范》5.1.2条的相关要求，当采用时程分析时需要进行地震波的选取(中华人民共和国住房和城乡建设部等，2016)。根据本项目场地条件，选取5条天然地震波及2条拟合人工波。5条天然波的名称分别为：Big Bear-01＿NO＿907，Chi-Chi-Taiwan-04＿NO＿2697，Chi-Chi-Taiwan-04＿NO＿2717，Coyote Lake＿NO＿151，Chi-Chi-Taiwan-04＿NO＿2960，天然波基本信息及简称如表4所示。分析7条地震波的加速度反应谱与标准反应谱，通过对比可以发现，在特征周期下对应的反应谱插值分别为-3.70%、-1.05%及-8.31%，所有差值均小于20%，与统计意义相符(图10)。

表4 地震波信息

注：图例中R1、R2分别为人工波1及人工波2的时程简称。

各条地震波作用下结构的底部剪力与反应谱对比如表5所示。从表中可知，7条地震波时程分析所得的最大底部剪力均满足反应谱计算结果的65%～135%，且平均值大于反应谱计算结果的80%，符合规范的相关规定，故可用于结构时程分析。

表5 各地震波与反应谱计算的基底剪力对比

利用SAP2000中连接单元Damper模拟粘滞消能器，模型中设置参数如图11所示。分别对上述所选7条波进行多遇地震工况下的时程分析，结构层间地震剪力及位移角曲线如图12～15所示。

图11 消能器模型参数

注：由于结构嵌固段取在顶板，故曲线中基底剪力未表达地下室部分。

图13 多遇地震工况下减震结构Y向层间剪力

图14 多遇地震工况下减震结构X向层间位移角

图15 多遇地震工况下减震结构Y向层间位移角

从图中可以看出，所有波地震剪力及位移角平均值曲线均小于反应谱工况下对应的曲线数值，故结构设计可以选用反应谱值(反应谱附加阻尼比为3%，即结构阻尼比为8%)作为设计依据。

多遇地震工况下，将非减震结构和减震结构进行时程分析，将所有波的楼层剪力及层间位移角均值汇总，如表6所示。从表中可以看出，通过布置粘滞消能器，X及Y向最大层间位移角分别为 1/989 和1/1035，均满足规范 1/800 的要求，且留有一定的余量。同时，通过减震前后的层间位移及楼层剪力的对比结果可知，结构在布置消能器后，楼层基底剪力X向与Y向分别减小了14%和15%；最大层间位移角减小了30%左右。表7给出了对应楼层的加速度对比数值，各楼层的峰值加速度减小近20%。由此可知，通过增设粘滞消能器，主体结构地震力得到削弱，结构的整体稳定性有所提升，粘滞消能器有吸收地震能量的作用，达到减震的效果。

表6 多遇地震工况下减震与非减震结构地震时程分析剪力及位移角结果均值对比

表7 多遇地震工况下各层加速度结果均值对比

天然波1在X及Y向多遇地震工况下粘滞消能器滞回曲线如图16、17所示，结构在小震作用下，粘滞消能器滞回耗能，滞回曲线饱满，也进一步验证了消能器分担了一部分地震能量，从而保护了主体结构的安全。

图16 X向粘滞消能器荷载-位移曲线

图17 Y向消能消能器荷载-位移曲线

根据《建筑抗震设计规范》12.3.4条相关规定，在建筑结构体系中增设消能减震装置后，结构的附加阻尼比计算可以参照以下公式进行

(1)

式中：ζa为结构的附加有效阻尼比，Wcj为第j个消能部件往复循环一周所消耗的能量，Ws为结构的总应变能(董苏媛等，2017)。

通过式(1)进行小震下结构的附加阻尼比计算，如表8所示，X与Y向附加阻尼比分别为3.99%及3.79%，满足YJK模型中附加阻尼比3.0%(即总阻尼比8.0%)的设计要求。

表8 结构附加阻尼比

对于减震结构，由于设置了消能器，受到的地震力减小，上部结构梁柱截面可以根据建筑要求进行调整，剪力墙厚度由非减震方案下的350mm减小至300mm；同时柱、梁截面分别由无减震方案下的750mm×750mm及400mm×900mm减小至600mm×700mm及400mm×750mm。构件截面得到优化，满足了建筑对于部分医疗用房的净高使用要求。粘滞消能器布置于地上1～10层，共计140组。现场实际安装照片如图18所示，从图中可以看出，墙式连接粘滞消能器通过消能器两侧预埋件布置于建筑内部隔墙内，后期填筑轻质材料后，不会对建筑使用功能产生不利影响。

图18 粘滞消能器现场安装

3 消能减震方案的大震性能分析

根据《建筑抗震设计规范》5.5.2条规定：采用隔震和消能减震设计的结构，应进行弹塑性变形验算。结合SAP2000软件进行罕遇地震工况下的弹塑性时程分析，选用多遇地震工况下的7条地震波，加速度峰值根据规范调整为510cm/s2。分析模型假定如表9所示(何熹等，2017)。

表9 罕遇地震分析模型假定

图19、20给出了罕遇地震下X与Y向层间位移角，通过查询数据，X向最大为1/214，Y方向为1/230，相比于规范限值1/100，满足规范要求且富余量较大，同时非减震结构与减震结构的层间位移角的比值为0.37(X向)和0.40(Y向)。在结构中增设消能器后，结构抗震性能得到明显提高，更易实现“大震不倒”甚至“功能不中断”的设计性能指标。

图19 罕遇地震下X向层间位移角

图20 罕遇地震下Y向层间位移角

除位移角指标外，还需要关注在罕遇地震下结构塑性铰出现的位置及塑性铰对应的屈服状态，进而判断结构所对应的损伤程度。通过塑性铰极限转角能力的大小，SAP2000将其分为B、IO、LS、CP、C、D及E共7种铰状态，其中B为出现塑性铰，C为倒塌点，D为残余强度，E为完全失效。而分析中一般出现较多的IO、LS及CP则分别对应塑性铰扩展(立即使用)、生命安全及防止倒塌状态。

图21、图22给出了减震结构在人工波1作用下的塑性铰分布情况，从图中可以看出，在结构中增设消能器后，大部分框架梁和较少部分框架柱出现了塑性铰，梁端已经开始形成屈服，结构形成梁端塑性铰耗能。竖向构件基本处于弹性状态，同时梁端塑性铰也处于LS水平以下，开展程度较低，整体结构接近“大震可修甚至小修后仍可继续使用”的设防目标。

图21 人工波1下结构的塑性铰分布(X向)

图22 人工波1下结构的塑性铰分布(Y向)

在弹塑性分析中，图23、图24给出了消能器的荷载-位移曲线。从分析结果可以看出，本项目选用的粘滞消能在地震作用下滞回曲线饱满，耗能效果显著，进一步说明了增设了粘滞消能器的结构在罕遇地震作用下表现出较好的减震能力。

图23 罕遇地震工况下粘滞消能器荷载-位移曲线(R1X)

图24 罕遇地震工况下粘滞消能器荷载-位移曲线(R1Y)

4 结论

本文以实际项目为例，通过在非减震结构中增设粘滞阻尼器，进而对减震结构及非减震结构在多遇和罕遇地震工况下的地震响应进行对比，得出如下结论：

(1)对于位于发震断层附近的高烈度区医疗类建筑，考虑近场增大系数1.25后，主体结构所收到的地震作用接近Ⅸ度设防。传统设计方法下结构构件尺寸较大，建筑使用功能及品质均受到影响；墙体内需设置型钢，设计及施工难度加大。

(2)消能减震技术的应用能够提高结构的整体抗震性能，为发震断层附近高烈度区医疗类建筑提供了一种可行且有效的设计思路。

(3)多遇地震作用下，结构主体弹性，粘滞消能器在小震下开始耗能，能够提供3%的附加阻尼比；X及Y向最大层间位移角分别为 1/989 和1/1035，均满足规范 1/800 的要求，且留有一定的余量。

(4)多遇地震工况下行进时程分析，相比于非减震结构，增设消能器后楼层X与Y向基底剪力分别减小14%和15%；最大层间位移角减小30%左右。主体结构地震力得到削弱，结构的整体稳定性有所提升，粘滞消能器有吸收地震能量的作用，达到减震的效果。

(5)在罕遇地震下，设置粘滞消能器的结构最大层间位移角分别为1/214(X向)和1/230(Y向)。竖向构件基本处于弹性状态，同时梁端塑性铰也处于LS水平以下，开展程度较低，整体结构接近“大震可修甚至小修后仍可继续使用”的设防目标。