易 劍

(奧意建筑工程設計有限公司,廣東 深圳 518031)

1 工程概況

地鐵前海時代廣場5-2號地塊項目位于深圳市南山區(qū)桂灣五路與夢海大道交叉口東側。本項目共三棟超高層塔樓,分別為53棟一單元、二單元、三單元,其高度均一致,主屋面結構高度150.00 m,建筑總高為157.30 m,塔樓為43層,地下室為3層,商業(yè)裙房為3層,3棟塔樓之間通過裙房連為一個整體的多塔結構。

在3棟超高層塔樓中,53棟一單元、二單元、三單元標準層均完全一致,轉換層及其以下塔樓范圍內一單元和二單元完全一致、三單元和一二單元僅有局部一處位置稍有區(qū)別。

本項目的結構設計基準期為50 a,結構安全等級為二級,建筑結構抗震設防類別為丙類,抗震設防烈度7度,場地類別為Ⅲ類,基礎設計等級為甲級。

風荷載的基本風壓取0.75 kN/m2,地面粗糙度類別采用風洞實驗提供的數(shù)據(jù)進行設計,在結構位移和舒適度計算的時候采用風洞實驗的數(shù)據(jù)進行計算。建筑效果圖見圖1,場地上游地形圖及方位劃分見圖2,模型制作見圖3。

2 結構體系

結合建筑方案和上部剪力墻住宅的功能要求,采用了部分框支-剪力墻結構,其中核心筒和部分墻體落地。轉換層在第五層樓面處,地下室、裙房采用框架結構體系,主屋面結構高度為16.60 m。本項目地下室頂板開洞較少,完整性較好,選取地下室頂板為結構的嵌固端。多塔結構計算模型見圖4,塔樓標準層結構布置圖見圖5。

框支柱的主要截面尺寸為1 400 mm×1 500 mm,1 300 mm×1 550 mm,1 300 mm×1 300 mm,1 500 mm×1 600 mm,1 200 mm×1 400 mm,1 200 mm×1 300 mm,1 200 mm×1 350 mm等,塔樓周邊范圍地下室及商業(yè)裙房框架柱的截面尺寸為700 mm×700 mm,800 mm×800 mm等。其中核心筒和部分墻體落地,落地墻采取加厚處理。盡量避免單獨的一字墻,大部分墻體均帶有端柱。剪力墻的厚度為500 mm～200 mm,其中核心筒的剪力墻下部為350 mm～200 mm,標準層核心筒剪力墻厚度250 mm～200 mm。轉換梁的寬度為900 mm～1 500 mm,高度為2 000 mm～2 400 mm;標準層的框架梁截面尺寸為200 mm×500 mm,200 mm×600 mm和200 mm×1 150 mm等。豎向構件的混凝土等級為C60～C30;塔樓梁的混凝土等級為C30,轉換層混凝土梁和樓板的混凝土等級為C60,標準層樓板的混凝土等級為C30。

3 超限類型及抗震性能目標

按《高規(guī)》及《超限高層建筑工程抗震設防審查技術要點》(建質〔2015〕67號),本工程53棟一、二、三單元塔樓除高度超限外,同時存在“扭轉不規(guī)則”1條,“凹凸不規(guī)則”1條,“剛度突變”及“尺寸突變”1條,“構件間斷”1條,“局部不規(guī)則”1條,共5條不規(guī)則項。

本工程采用基于性能的抗震設計方法,選定塔樓的抗震性能目標為C級,各部位抗震性能水準如表1所示。

表1 抗震性能目標

4 結構計算分析

4.1 小震彈性分析

采用YJK和Midas Gen對塔樓進行小震彈性對比分析,下面以53棟三單元為例給出塔樓的小震彈性的分析結果。由表2可知,兩個軟件計算結果接近,說明計算模型準確可靠。

4.2 風荷載計算

使用《風振響應報告》給出的一、二、三單元塔樓兩個最不利風向角的風荷載計算得到的基底彎矩,分別在X和Y方向上比80%規(guī)范風計算的結果大,滿足《建筑工程風洞試驗方法標準》要求。

在進行結構強度設計時,將風洞實驗數(shù)據(jù)的風荷載和C類粗糙度規(guī)范風進行包絡設計。

4.3 中震計算分析

在偶遇地震作用下,對框支柱框架柱、底部加強區(qū)剪力墻抗彎承載進行驗算,滿足其抗彎彈性的計算要求?？蛑е目辜舫休d力滿足其抗剪彈性的性能目標;大部分剪力墻墻肢水平分布筋配筋率取0.4%或0.25%的構造要求,即可滿足抗剪承載力要求,個別剪力較大的墻肢提高水平分布筋的配筋率也能滿足其抗剪彈性的性能目標;部分受剪較大的連梁通過提高箍筋直徑,能滿足偶遇地震下抗剪不屈服的性能目標要求(見圖6)。

對樓板進行偶遇地震下的應力分析,除樓板和局部豎向構件連接的個別應力集中的區(qū)域,樓板應力基本均小于其混凝土抗拉強度標準值。

4.4 大震動力彈塑性分析

結構動力彈塑性計算軟件PKPM-SAUSAGE,取罕遇地震水準下的兩組雙向天然波和一組人工波進行罕遇地震時程分析。根據(jù)規(guī)范規(guī)定,將地震波加速度峰值調整為220 cm/s2。模型的配筋采用實配的鋼筋,網格的最大單元尺寸不超過1 m。大震計算結果的基底剪力是小震彈性的4.30～5.55倍之間,層間位移角最大為1/182,頂點的最大位移是0.555 m,滿足規(guī)范限值要求。

計算結果表明,剪力墻整體處于無損傷—輕微損傷,少量非底部加強區(qū)墻肢出現(xiàn)中度損傷。大部分連梁達到嚴重損傷,能起到很好的耗能作用。大部分框架柱產生輕微受壓損傷或無損傷?？蚣苤v筋應變處于較低水平,大部分未出現(xiàn)屈服。

4.5 轉換層實體有限元分析

塔樓部分轉換層梁與上部墻體存在偏心布置,上部結構荷載只能通過轉換梁的內力重分布向下傳遞,轉換梁受力較為復雜,采用ABAQUS建立實體有限元模型(見圖7,圖8),選取轉換層及上面兩層作為分析對象,提取轉換梁實體模型的內力與YJK模型的內力進行對比,復核轉梁的設計內力,采取兩者的內力包絡指導后期的施工圖設計,更好地保證轉換梁的設計安全。

構件均采用實體單元C3D10模擬,材料選用彈性材料:混凝土彈性模量Ec=36 000 MPa,泊松比為0.2。模型在底部采用固定支座,外荷載施加于轉換層上兩層的墻柱上,通過在墻柱的形心點上建立參考點,并通過面耦合與點上,在參考點上施加相應的組合內力(軸力、剪力、彎矩)。轉換梁的內力主要是由重力工況控制,綜合考慮內力的組合工況,選取工況1:1.3D+0.65L+1.4EX小震;工況2:1.3D+0.65L+1.4EX中震。

轉換層在荷載組合一工況下,混凝土的最大有效應變發(fā)生在剪力墻與轉換梁的交接處,約為22 MPa,混凝土的主壓應力最大約18 MPa,低于C60混凝土抗壓強度設計值,轉換柱和落地剪力墻的混凝土有效壓應力普遍小于20 MPa,應力分布較為均勻,未出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象。轉換層上層的豎向構件應力比較均勻,其混凝土有效壓應力普遍小于20 MPa(見圖9—圖11)。

下面選典型截面對工況一下轉換梁剪切應力進行分析,其計算結果如圖12所示。

轉換層在荷載組合一工況下,準轉換梁剪切應力普遍小于2 MPa,其轉換梁和上層墻體連接位置出現(xiàn)應力較大區(qū)域,最大為3.0 MPa,小于抗剪截面限制條件對于的剪力設計值4.5 MPa(截面剪應力0.15βcfc/γRE),因此轉換梁截面尺寸滿足要求。

下面給出工況二中震作用下的內力分布圖見圖13。

轉換層在荷載組合二工況下,混凝土的最大有效應變發(fā)生在剪力墻與轉換梁的交接處,約為24.5 MPa,混凝土的主壓應力最大約21 MPa,低于C60混凝土抗壓強度設計值,轉換柱和落地剪力墻的混凝土有效壓應力普遍小于20 MPa,應力分布較為均勻,未出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象。轉換層上層的豎向構件應力比較均勻,其混凝土有效壓應力普遍小于20 MPa。

下面對轉換梁內力進行對比分析,采用ABAQUS建立實體有限元模型,提取轉換梁實體模型的內力與YJK模型的內力進行對比(見表3),復核轉梁的設計內力,采取兩者的內力包絡指導后期的施工圖設計。

表3 工況1轉換梁剖面內力對比

工況1作用下:使用YJK殼元梁計算的轉換梁彎矩與ABAQUS實體計算結果相差最大的結果為17%;使用YJK殼元梁計算的轉換梁剪力與ABAQUS實體計算結果相差最大的結果為19%。使用YJK殼元梁計算的轉換梁扭矩與實體計算結果相差最大的達到20%左右。在后期施工圖階段,將根據(jù)ABAQUS的計算結果復核轉換梁的抗彎及抗剪配筋;并將對殼元梁的計算扭矩進行修正放大,并加強抗扭縱筋的配筋。

4.6 弱連接樓蓋分析

目前的設計規(guī)范尚未對樓蓋在參與整體受力方面有具體的計算規(guī)定,僅有一些從結構概念出發(fā)的構造加強措施,且沒有針對弱連接樓蓋的相應措施。

下面以53棟三單元為例進行分析,住宅的平面存在一定的凹凸不規(guī)則,圖14中A-A區(qū)域的典型樓板寬度僅為5.3 m,B-B區(qū)域的典型樓板寬度5.0 m,C-C區(qū)域的典型樓板寬度8.2 m,弱連接區(qū)域板厚150 mm,連接比較薄弱,有必要對其進行地震剪力的傳遞能力進行專門的分析,按中震彈性、大震不屈服設計來保障結構受力安全。

4.6.1 剪力計算工況

參考《高規(guī)》3.11.3條第4款[1]給出了設防地震或罕遇地震下鋼筋混凝土豎向構件的受剪截面要求:

Vj≤0.15fckbh0

(1)

為保證地震下弱連接樓蓋的安全,結構不至于發(fā)生連續(xù)性的倒塌[2-3],弱連接部位的樓蓋應滿足中震彈性,大震不屈服的性能目標。

1)工況一:剪重比。假定不考慮各分肢剪力墻的剪力分擔,各樓層的地震剪力完全由相連的樓板傳給核心筒,對弱連接的樓板進行相應的分析:IBC修正方法(剪重比方式)弱連接樓板的剪力=層剪重比×層質量×質量比;假定不考慮各分肢剪力墻的剪力分檔,各樓層的地震剪力完全由相連樓板傳給核心筒,則根據(jù)各樓層地震下的剪重比和分肢質量可以得到各分肢所受的最大樓層地震剪力。再根據(jù)式(1)可以計算求出現(xiàn)有板寬條件下受剪承載力。

2)工況二:單剪。考慮各分肢的剪力墻的抗剪承載力,地震下一部分的樓層剪力通過剪力墻往下傳,剩余的剪力則通過樓板傳給豎向構件,樓板傳遞的剪力值來源于Midas Gen截面切割的樓板內力,采用設防地震彈性反應譜進行計算,截面切割的位置如圖14中虛線所示。采用式(1)可以計算有板寬條件下受剪承載力。

3)工況三:單拉。水平荷載作用下,樓板除了受剪力,還可能承受一定的軸力。混規(guī)第6.2.22條[4]給出了軸心受拉構件正截面受拉承載力的承載力驗算公式如式(2)所示:

N≤fyAs

(2)

4)工況四:彎剪。弱連接部位的樓蓋處于復雜受力狀態(tài),需要考慮平面內樓板的受彎狀態(tài)下的剪力。混規(guī)第11.3.4條給出了梁受彎構件的剪力驗算公式,考慮抗剪鋼筋的影響。

(3)

與方案二相同,樓板內力來源于Midas Gen截面切割。假定弱連接處樓板構造加強,最小配筋10 mm@150 mm雙層雙向。

5)工況五:壓剪。水平地震荷載作用下,樓蓋除了承受剪力,還可能承受一定的軸力?；煲?guī)第11.7.4條給出了偏心受拉剪力墻的斜截面受剪承載力驗算公式,考慮抗剪鋼筋的影響。

(4)

與方案二相同,樓板內力來源于Midas Gen截面切割。假定弱連接處樓板構造加強,最小配筋10 mm@150 mm雙層雙向。

6)工況六:拉剪。水平荷載作用下,樓板除了受剪力,還可能承受一定的軸力。混規(guī)第11.7.5條給出了偏心受拉剪力墻的斜截面受剪承載力驗算公式,考慮抗剪鋼筋的影響。

(5)

方案二相同,樓板內力來源于Midas Gen。假定弱連接處樓板構造加強,最小配筋10 mm@150 mm雙層雙向。

4.6.2 弱連接樓蓋中震彈性驗算

選取典型樓層35層分析弱連接部位的樓板抗剪承載力,計算板寬取A-A區(qū)域、B-B區(qū)域和C-C區(qū)域的寬度,樓板的剪切承載能力按上述提到的五種不同受力狀態(tài)(單剪、單拉、彎剪、壓剪、拉剪)進行綜合比較后,通過相應的計算得到相對較弱區(qū)域受剪承載力和剪力的比值的計算結果如表4所示。

表4 35層中震彈性工況下樓板弱連接部位抗剪承載力驗算表

綜合以上板厚150 mm的計算結果,在設防地震作用下弱連接區(qū)域樓板厚度取150 mm,最小配筋10 mm@150 mm雙層雙向,能夠有效傳遞地震剪力,能保證弱連接樓板滿足中震抗剪彈性的設計需求。

5 結論

本項目存在多項超限項,依據(jù)超限情況及項目結構特點給出抗震性能目標,并對轉換層進行了實體有限元專項分析,對標準層弱連接樓蓋進行了抗剪承載力分析,得出以下結論:

1)本項目的整體抗震性能化分析表明,塔樓的各項指標能達到抗震性能化C級的性能目標。2)小震彈性時程分析采用了兩種分析軟件,其計算結果可靠。大震采用了動力彈塑性分析,其結果表明結構具備良好的耗能能力。3)塔樓的實體有限元分析結果表明:轉換層及上部兩層墻體的應力分布較為均勻;采用Abaqus實體有限元的計算結果對YJK殼單元計算的配筋進行復核修正及放大,并加強抗扭縱筋的配筋,可以滿足設計要求。4)通過對弱連接樓蓋的抗剪承載能力的分析,可以表明:對弱連接區(qū)域樓板厚度取150 mm,最小配筋10 mm@150 mm雙層雙向,能夠有效傳遞地震剪力,滿足設計要求。