上海世茂国际广场项目位于上海市南京路步行街的入口, 紧邻西藏中路、贵州路和九江路。本项目主楼为五星级酒店, 采用巨型钢骨柱框架-筒体结构, 地上60层, 地下3层, 结构高度246m^[1]。裙房为钢筋混凝土框架-剪力墙结构体系, 地上10层, 结构高度48m。裙房由商场和广场两部分组成, 广场部分在1～6层没有楼板和结构梁, 在7, 8层采用压型钢板组合梁与商场部分的混凝土结构连为整体。项目改造前、后实景及主裙房平面示意图见图1～3。

　　 主塔楼与裙房之间设置了防震缝, 原设计采用40组黏滞阻尼器将主楼与裙房相连, 解决了裙房偏心导致结构扭转变形突出的问题, 起到减振弱连接作用^[2,3]。黏滞阻尼器安装在裙房7～10层, 速度指数α=0.15, 阻尼系数C=610kN·s/m;额定阻尼力为500kN。

　　 世茂国际广场项目的主楼与裙房于2002年完成施工图设计, 2004年主楼结构封顶。由于业主的业态升级需求, 本项目于2017年进行改建, 改建内容仅涉及裙房, 改建后实景图见图2。

　　 改建后的裙房后续使用年限为40年, 根据《建筑抗震鉴定标准》 (GB 50023—2009) (简称抗鉴标) 、上海市工程建设规范《现有建筑抗震鉴定与加固规程》 (DGJ 08-81—2015) (简称15上海加固规范) 和本项目抗震鉴定报告, 改建设计准则如表1所示。

　　 改建结构的构件抗震验算需额外考虑地震作用折减系数和体系影响系数。改建结构在承载力极限状态和正常使用极限状态下应符合式 (1) 要求:

　　 $S\le R(1)$

　　 式中:S为荷载或作用效应;R为结构抗力 (S和R均需考虑表1中的体系影响系数) 。

　　 原设计中裙房的地震作用是依据《建筑抗震设计规范》 (GBJ 11—89) (简称89规范) , 改建设计中裙房的后续使用年限为40年, 根据上海市工程建设规范15上海加固规范的要求, 改建结构的地震作用应依据上海市工程建设规范《建筑抗震设计规程》 (DGJ 08-9—2013) (简称13上海抗规) 考虑地震作用折减系数。

　　 现将原设计与改建设计的地震影响系数曲线进行对比, 如图4所示。从加速度反应谱上看, 裙房结构的第一自振周期基本上落在T_g～5T_g曲线下降段, 在结构阻尼比ξ为0.05的情况下, 反应谱下降段指数γ为0.9, 地震影响系数的变化值取决于T_g的变化量。13上海抗规中场地特征周期T${}_{\text{g}}^{\text{Ν}}$为0.9s, 而在89规范中场地特征周期T${}_{\text{g}}^0$为0.65s, 新旧规范中地震影响系数分别为α_N, α₀, 其比值为:

　　 α_N/α₀= (T^N_g/T⁰_g) ^γ= (0.9/0.65) ^0.9=1.34 (2)

　　 因此, 在新旧规范的更替下, 13上海抗规的地震作用比89规范的地震作用大约放大了1.34倍。当考虑地震作用折减系数 (0.9) 后, 结构改建后的地震作用比原设计的地震作用放大了1.21倍。

　　 改建设计中, 竖向荷载的改变主要包含两个方面:1) 建筑功能改变, 引起楼面荷载改变; 2) 自动扶梯位置改变, 引起楼板布置改变, 如局部切断框架梁和悬挑梁、新增楼板开洞等。竖向荷载的改变主要对楼盖体系的布置和传力方式有较大影响, 楼盖结构的加固措施采用传统加固方式。

　　 根据本项目的特点, 针对地震作用及竖向荷载改变的不同需求, 采取两类加固方法:减震加固和传统加固。1) 消能减震加固思路是通过减小建筑物的地震作用来减小结构的地震反应, 从而使结构和构件满足水平承载力要求。这个方法似乎并没有加固结构, 但实际上地震作用的减小就保证了结构在地震下的安全性, 间接地加固了结构。本项目的消能减震措施是在相邻结构间设置黏滞阻尼器以及裙房内部设置黏滞阻尼墙。改建设计出现的问题及解决方案详见表2。2) 传统抗震加固思路是增强结构的承载力及抗震能力, 是“硬”加固技术。本项目的传统加固方法包括加大截面法、粘贴钢板加固法, 主要针对水平构件。

　　 本改建项目的消能减震加固方法利用了原有主楼与裙房间的阻尼器发挥的耗能作用, 但尚未达到预期的减震目标 (即减震后的结构地震响应降低至原设计的地震响应水平) , 因此, 增加两类阻尼器:圆筒黏滞阻尼器和黏滞阻尼墙, 两种阻尼器的参数详见表3, 4。

　　 限于建筑立面的影响, 相邻结构间可供设置阻尼器位置有限, 因此, 在裙房内部增加黏滞阻尼墙。黏滞阻尼墙共10组, 位于5～9层 (每层2组) 楼层位移较大的角部区域, 平面布置详见图5, 本项目新增黏滞阻尼墙现场安装图详见图6。

　　 本次改造将10层主楼与裙房之间的5组X方向圆筒黏滞阻尼器, 由原来的50t的吨位更换为75t的吨位 (图7) , 主要基于两方面:1) 地震作用下10层X方向裙房的绝对位移最大, 将原有阻尼器更换为高性能阻尼器, 耗能效果更好且拆卸安装方便; 2) 对拆下的原有阻尼器进行性能检测, 其性能参数满足设计要求后, 原有阻尼器可在改建设计中继续发挥减震耗能作用。因此, 在本改建项目中, 相邻结构间发挥耗能的圆筒黏滞阻尼器为35组50t原阻尼器和5组75t新阻尼器。

　　 为了进行减震效果评价, 本文采用ETABS软件在整体模型 (裙房单体+圆筒黏滞阻尼器连接+塔楼) 中进行弹性时程分析。减震效果主要考察结构的楼层剪力、楼层倾覆力矩及最大层间位移角。弹性时程分析地震波选用13上海抗规提供的七组地震波SHW1～SHW7, 其中SHW1, SHW2两组为人工地震波, SHW3～SHW7五组为天然地震波。

　　 考虑阻尼器作用 (即减震控制) 时, 不同水准地震作用下裙房楼层剪力均有所减小, 小震作用下楼层剪力减小幅度较大, 中震和大震作用下楼层剪力减小幅度依次降低。考察不同水准地震作用下阻尼器对裙房楼层剪力影响, 如图8所示。

　　 考虑阻尼器作用时, 不同水准地震作用下裙房楼层倾覆力矩均有所减小, 小震作用下倾覆力矩减小幅度较大, 中震和大震作用下倾覆力矩减小幅度依次降低。阻尼器对裙房倾覆力矩的影响见图9。

　　 考虑阻尼器作用时, 不同水准地震作用下裙房最大层间位移角均有所减小, 小震作用下最大层间位移角减小幅度较大, 中震和大震作用下最大层间位移角减小幅度依次降低。阻尼器对裙房层间位移角的影响见图10。

　　 图10 不同水准地震作用下阻尼器对裙房层间位移角的影响

　　 综上分析, 考虑阻尼器作用时, 在不同水准地震作用下, 裙房的楼层剪力、倾覆力矩、最大层间位移角均有所减小;小震、中震和大震作用下, 楼层剪力、倾覆力矩及Y方向最大层间位移角减小幅度依次降低;X方向最大层间位移角减小幅度依次增加, 说明阻尼器对裙房钢框架部分的变形有明显的减小效果, 避免了大震下裙房钢框架部分与主楼发生碰撞。

　　 减震分析以弹性时程为基础, 而减震设计通常在反应谱法中实现。目前较为方便的方法是先求出阻尼器的等效附加阻尼比, 然后采用振型分解反应谱法进行减震设计。

　　 在阻尼器连接的相邻结构中, 求解阻尼器附加给任一结构的等效附加阻尼比是比较困难的。本文提出一种实用的方法来计算相邻结构等效附加阻尼比, 步骤如下:

　　 (1) 首先, 建立两个模型:独立目标模型和整体真实模型, 如图11所示。独立目标模型仅包含T1塔楼, T1塔楼的阻尼比为其固有阻尼比和来自阻尼器的目标附加阻尼比之和。整体真实模型包含相邻两个结构T1, T2塔楼以及连接的阻尼器, 两栋塔楼均采用各自的固有阻尼比。

　　 (2) 其次, 对两个模型分别进行弹性时程分析, 得出时程波的楼层剪力, 将两个模型中T1塔楼的剪力曲线绘制在同一张图上。

　　 (3) 最后, 通过逐次逼近法调整目标附加阻尼比, 使得整体真实模型中T1塔楼楼层剪力曲线刚好包络独立目标模型中T1塔楼楼层剪力曲线。

　　 由逐次逼近法得到的目标附加阻尼比即可认为是连接相邻结构的阻尼器附加给T1塔楼的等效附加阻尼比。

　　 在新建或改建项目设计中, 通常相邻结构中任一结构的抗震性能目标是预先设定的, 目标附加阻尼比可根据预定的抗震目标在振型分解反应谱法求出;然后, 按目标附加阻尼比来优化相邻结构阻尼器的参数和位置, 使得整体真实模型中楼层剪力曲线刚好包络独立目标模型的楼层剪力曲线。进而可认为, 连接相邻结构的阻尼器耗能作用能够满足相邻结构的任一结构的抗震性能目标。

　　 以本项目为例, 裙房结构的阻尼比增加到10%, 即阻尼器的等效附加阻尼比达到5%, 可将现有地震作用降低至原设计水平, 以实现间接加固的目的。

　　 为判断改建结构中所有阻尼器在多遇地震时程波作用下的等效附加阻尼比是否达到5%, 建立两个模型 (图12) 。独立目标模型:裙房单体 (结构阻尼设为10%) ;整体真实模型:裙房和塔楼及其阻尼器 (固有阻尼为5%) 。

　　 在七条地震波作用下, 将独立目标模型和整体真实模型裙房各楼层两个方向剪力平均值进行对比, 计算结果详见表5。

　　 由图13可知, 按本文提出阻尼器设置方案, 可以实现整体真实模型的各楼层剪力均比独立目标模型小, 且X方向整体真实模型的裙房楼层剪力刚好包络独立目标模型的裙房楼层剪力, 即可认为改建结构中所有阻尼器在多遇地震时程波作用下的等效附加阻尼比达到了5%, 实现了间接加固的目的。因此, 在结构加固设计中, 可以按结构阻尼比为10%进行构件校核计算。

　　 图12 建模示意图

　　  

　　 图13 阻尼器等效附加阻尼比判断

　　 为方便设计, 对结构构件进行验算时, 采取如下原则:对于不与阻尼器直接相连的构件, 其内力采用考虑阻尼器作用的等效附加阻尼比的反应谱分析结果进行校核;对于与阻尼器直接相连的构件, 其内力采用整体模型弹性时程分析的结果进行校核。

　　 圆筒黏滞阻尼器连接相邻结构, 在地震作用下需要发挥耗能作用, 必须保证阻尼器运行在最大行程以内。阻尼器在中震下的行程最大值为89.03mm, 在大震下的行程最大值为234.20mm。本项目圆筒黏滞阻尼器的活塞行程能达到±250mm, 因此, 阻尼器的工作行程在其正常工作范围内。

　　 阻尼器的连接:与位移相关型或速度相关型消能器相连的预埋件、支撑和支墩、剪力墙及节点板的作用力取值应为阻尼器在设计位移或设计速度下对应阻尼力的1.2倍, 并满足《建筑消能减震技术规程》 (JGJ 297—2013) 的构造要求。与新增圆筒黏滞阻尼器相关框架柱见图14。

　　 阻尼器相邻主结构验算如下。1) 与圆筒黏滞阻尼器相邻的框架柱验算:新增的5个75t圆筒黏滞阻尼器在中震作用下的最大阻尼力为595kN, 将该阻尼力作为集中力作用于10层对应框架柱的柱顶位置, 与其他工况组合, 结合框架柱KZ4的N-M相关曲线 (图15) 对其偏心受压按小震进行承载力验算, 均满足设计要求。2) 与黏滞阻尼墙相邻的框架梁验算:新增的10组黏滞阻尼墙在小震作用下的最大阻尼力为215kN, 将该阻尼力作为集中荷载作用于在5～9层相应的框架梁上, 同时考虑单面阻尼墙15kN的自重, 与其他工况组合, 按小震弹性进行验算。

　　 与黏滞阻尼墙相连的框架梁与其他框架梁相比, 需额外考虑阻尼墙的自重以及阻尼力作用于梁顶的附加弯矩。在以上作用力下, 框架梁的支座存在较大的正弯矩以及跨中存在较大的负弯矩。经验算, 部分相关的框架梁配筋不足, 需对框架梁采取加大截面法的加固措施。与新增黏滞阻尼墙相关框架梁见图16。

　　 图15 框架柱KZ4的N-M曲线及构件验算

　　  

　　 图16 与新增黏滞阻尼墙相关框架梁示意

　　 (1) 通过更替部分主楼与裙房之间的阻尼器及在裙房内新增圆筒黏滞阻尼墙的减震加固措施, 将减震后的结构地震响应降低至原设计地震响应水平, 避免抗侧力构件的加固, 降低了加固工程量及造价。

　　 (2) 通过减震分析, 得出阻尼器对裙房的减震效果明显:在不同水准地震作用, 裙房的楼层剪力、倾覆力矩、最大层间位移角均有所减小, 达到减震间接加固的效果。

　　 (3) 本文提出相邻结构减震加固目标测算法, 通过独立目标模型和整体真实模型的楼层剪力对比, 测算阻尼器等效附加阻尼比, 得到结构的总阻尼比, 在反应谱法中进行构件验算及结构加固设计, 可为类似项目提供参考。