黃 卓, 何助節(jié), 朱留衛(wèi), 王傳甲, 陳志強

(奧意建筑工程設計有限公司，深圳 518031)

1 工程概況與結構體系

前海時代廣場項目位于廣東省深圳市前海開發(fā)區(qū),為兩棟超高層建筑(北塔、南塔)及裙房組成的大底盤雙塔高位連體結構,建筑整體效果及結構整體構成如圖1所示。

圖1 建筑及結構整體構成

北塔共42層,主要功能為商務公寓和酒店,屋面結構高度170.27m,平面尺寸50.9m×24.8m,高寬比約為6.9,核心筒高寬比約為26.2,其標準層平面布置圖見圖2。南塔共43層,主要功能為精品住宅和空中別墅,屋面結構高度153.77m,平面尺寸39.8m×22.3m,高寬比約為6.9,核心筒高寬比約為17.4,其平面布置圖見圖3。連體位于北塔的32～33層、南塔的36～37層,距地面高度約120m,連體結構高8.4m,跨度為47.7～49.7m,桁架跨高比約為5.9。

圖2 北塔標準層結構平面布置圖

圖3 南塔結構平面布置圖

經(jīng)前期方案選型[1-2],北塔采用矩形鋼管混凝土柱+鋼梁+立面斜撐+柱間斜撐+鋼筋混凝土核心筒結構體系,見圖4;南塔1～35層采用帶端柱剪力墻結構,36、37層采用鋼管混凝土柱框架-核心筒結構,38～43層采用鋼管柱框架-核心筒結構,見圖5。南、北塔采用強連接形式形成整體,沿南北向布置三道鋼桁架,桁架與兩側塔樓外框鋼管混凝土柱剛性連接,且上、下弦桿延伸進兩側塔樓并貫通。

圖4 北塔結構體系

圖5 南塔結構體系

2 結構設計重難點

(1)北塔立面斜撐設計

立面斜撐是北塔主要抗側力構件,為充分發(fā)揮斜撐的抗側貢獻,需合理處理斜撐與外框柱及樓面結構的連接關系,且斜撐桿件與外框柱、水平橫桿的節(jié)點連接是保證其發(fā)揮抗側作用的關鍵。

(2)南塔結構體系沿豎向變換設計

南塔沿豎向變換結構體系滿足了建筑功能需求,需對不同結構體系間樓層剛度與承載力進行合理設計,以避免出現(xiàn)薄弱層與軟弱層。不同結構體系間的合理變換與過渡、豎向構件變化處的節(jié)點設計是保證結構受力安全的關鍵。

(3)連體設計

高位連體跨度大、受荷重,合理處理連體與塔樓的連接節(jié)點,使連體在保證自身安全的同時,能合理協(xié)調(diào)兩側塔樓的變形,是整個項目結構設計的關鍵。

3 主要設計參數(shù)與整體計算結果

根據(jù)相關規(guī)范[3-5],本工程場地類別為Ⅲ類,場地抗震設防烈度為7度(0.10g),地震分組為第一組。提高連體層及上下各一層核心筒剪力墻、框架柱抗震等級為特一級,提高立面鋼斜撐、柱間斜撐、連體鋼桁架及連體層鋼框架梁抗震等級為二級,其余混凝土構件抗震等級為一級,鋼構件抗震等級為三級[6-7]。在抗震性能化設計中,定義立面斜撐、連體鋼桁架及與連體相連上下層核心筒剪力墻、框架柱為關鍵構件,要求關鍵構件滿足中震彈性的性能目標。風荷載作用按《建筑結構荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)取值,基本風壓為0.75kN/m2,風荷載體型系數(shù)為1.4,地面粗糙度為B類。采用YJK與MIDAS Gen軟件對整體結構進行彈性分析,結構自振周期如表1所示,風荷載作用下結構層間位移角如圖6所示。

表1 結構自振周期/s

圖6 風荷載作用下結構層間位移角曲線

計算結果表明,連體影響了各塔樓結構的自振特性,結構整體指標合理且滿足規(guī)范要求,MIDAS Gen與YJK計算結果較相符。風荷載為本工程控制工況,連體及柱間斜撐的存在影響了層間位移角沿高度上的分布。由圖6可見,南、北塔在Y向風荷載作用下的最大層間位移角分別為1/618、1/744,滿足廣東省標準《高層建筑混凝土結構技術規(guī)程》(DJB 15-92—2013)[4]的限值1/613、1/782要求。塔樓在考慮偶然偏心的規(guī)定水平地震力作用下的最大位移比分別為1.11(北塔)、1.15(南塔),滿足《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016年版)[3]限值1.20要求。

4 北塔立面斜撐設計

4.1 立面斜撐對整體結構影響

為平衡斜撐內(nèi)軸力,分別在9、13、14、19、28、36層及屋面層設置水平橫桿,形成由立面斜撐+水平橫桿+框架柱組成的巨型斜撐框架,進一步提高了外框在整個結構體系中的抗側貢獻,影響了樓層剪力在外框與內(nèi)筒之間的分配比例?？蚣芑准袅s占54%、基底傾覆力矩約占80%(圖7),框架成為結構的主要抗側力構件,且在每個水平橫桿層均出現(xiàn)不同程度的內(nèi)力分配突變。

圖7 Y向傾覆力矩及樓層剪力

為提高立面斜撐的抗側效率,立面斜撐除與水平橫桿及框架柱相連外,不與其他樓層結構連接。在保證施工階段風荷載作用下結構側移滿足規(guī)范要求的前提下,采取待主體結構施工至中上部樓層時再從底部開始安裝斜撐的施工順序,以盡量減小斜撐的豎向承載作用,使斜撐主要參與抗側。

4.2 斜撐桿件受力分析

采用MIDAS Gen建立全樓彈性膜模型,對立面斜撐進行小震與中震彈性設計,比較各桿件在重力荷載、風荷載、地震作用下的軸力與小震彈性、中震彈性設計(不考慮橫桿層樓板)時的應力比,北側斜撐桿件軸力及應力比計算結果如圖8、9所示。

圖8 北側斜撐桿件軸力/kN

圖9 北側斜撐桿件應力比

計算結果表明,重力荷載作用下1～9層斜撐桿件的軸力最大,約為6 810kN,超過了風荷載、地震作用下的軸力。地震作用與風荷載對9～13層、13～14層、14～19層、19～28層、28～36層、36～屋面層斜撐桿件的軸力起控制作用,且風荷載作用下斜撐桿件的軸力稍大于地震作用下的軸力。在小震彈性設計時,斜撐桿件最大應力比為0.65,在中震彈性設計時,斜撐桿件最大應力比為0.73,均小于限值1.0要求?？傮w上,水平力對斜撐桿件的設計起控制作用。中震彈性設計時的斜撐桿件軸力均大于小震彈性設計時的軸力,斜撐桿件需按中震彈性設計。

4.3 水平橫桿層樓板受力分析

水平橫桿層的樓板協(xié)調(diào)外框與內(nèi)筒共同抵抗水平力,在外框與內(nèi)筒之間的水平力傳遞起著重要作用。為保證水平力在外框與內(nèi)筒之間的有效傳遞,加強水平橫桿層樓板厚度為150mm。采用MIDAS Gen建立全樓彈性膜模型,對水平橫桿層進行中震及大震作用下的樓板應力及損傷情況分析,結果如圖10和圖11所示。

圖10 水平橫桿層在Y向中震作用下的樓板應力/(N/mm2)

圖11 14層樓板大震作用下混凝土受壓損傷

由圖10可見,9、13、14、19、28及36層樓板面內(nèi)剪應力基本處于0～1.5MPa之間,小于C30混凝土抗壓強度設計值的0.12倍(1.72MPa),可認為滿足中震抗剪彈性要求,可實現(xiàn)中震下水平力在外框與內(nèi)筒間的有效傳遞。由于14層水平橫桿在地震作用下軸力較大,使與其相連樓板面內(nèi)Y向正應力與剪應力較大,結合大震彈塑性分析結果(圖11),與水平橫桿相連區(qū)域樓板受壓損傷明顯,需局部加強該相連處樓板厚度為180mm。

為保證水平橫桿與相鄰樓板之間的有效連接,實現(xiàn)水平力的可靠傳遞,須提取中震作用下與水平橫桿相鄰樓板內(nèi)的剪力值,作為樓板與水平橫桿間抗剪連接件的設計依據(jù)。

5 南塔結構體系變換設計

5.1 豎向規(guī)則性與設計措施

結合建筑功能需求,南塔在高度上有三個不同的結構體系,存在兩次結構體系變換。通過保持核心筒剪力墻全樓高厚度為500mm,且局部樓層連梁高度由700mm調(diào)整至1 200mm,可減小由于核心筒以外剪力墻變換為鋼管混凝土柱而引起的樓層剛度突變,使樓層剛度比滿足規(guī)范要求(圖12(a))。

圖12 南塔層剛度比及樓層抗剪承載力比

由于1～34層核心筒以外剪力墻在35層變換為鋼管混凝土柱,且35～37層的鋼管混凝土柱在38層變換為鋼管柱,其中,38層為架空層,樓層高度為6.0m,39層樓層高度為3.6m,因此產(chǎn)生了兩個抗剪承載力突變的薄弱層34層與38層,這兩個樓層抗剪承載力比分別為0.6、0.69(圖12(b))。在施工圖設計時指定34、38層為薄弱層,按《高層建筑混凝土結構技術規(guī)程》(JGJ 3—2010)[5]要求對樓層地震作用進行放大,通過調(diào)整剪力墻水平筋以提高樓層抗剪承載力,從而避免樓層抗剪承載力突變。

5.2 豎向構件變換節(jié)點設計

34層剪力墻端柱截面為800×800,35層鋼管混凝土柱截面為□800×800×50×50,鋼管混凝土柱通過柱腳錨栓與底板固定于35層樓面梁頂,在34層剪力墻端柱內(nèi)埋設十字形鋼+500×500×20×30,延伸至35層樓面以上1.5m,作為下部剪力墻結構與上部鋼管混凝土柱框架-核心筒結構之間的過渡,且端柱縱筋與箍筋均延伸入鋼管內(nèi)2.5m,同時設置栓釘、抗剪鋼筋以加強鋼與混凝土間的連接,剪力墻端柱與鋼管混凝土柱連接示意見圖13。

圖13 剪力墻端柱與鋼管混凝土柱連接示意

在38層樓面設置鋼梁托柱轉換,以實現(xiàn)整體輪廓收進要求,托柱轉換梁截面為H700×500×22×35,38層鋼管混凝土柱截面為□500×500×20×20,在轉換梁端底部設置同梁高的鋼牛腿,見圖14。定義托柱鋼梁為關鍵構件,要求其滿足中震抗彎彈性、抗剪彈性的性能目標,以保證高位轉換的可靠性。

圖14 托柱梁端牛腿

6 連體設計

沿南北向布置3道鋼桁架連接南、北塔,其中,桁架上、下弦桿與腹桿截面均為□800×800×50×50,根據(jù)受力大小部分桿件截面為□800×800×36×36,鋼材型號均為Q390B。桁架端部與兩側塔樓外框鋼管混凝土柱剛性連接,且桁架上、下弦桿伸進兩側塔樓并貫通,塔樓核心筒內(nèi)設置封閉鋼框架,形成閉合傳力體系;沿桁架寬度方向布置次梁形成樓面體系,連體層型鋼設置見圖15,連體鋼桁架立面圖見圖16。

圖15 連體層型鋼設置

圖16 連體鋼桁架立面圖

6.1 連體對整體結構影響

連體桁架的設置影響了南、北塔框架與剪力墻的內(nèi)力分配,與連體相連樓層的框架與剪力墻均出現(xiàn)不同程度的剪力與傾覆力矩分配突變[8-11],地震作用下剪力與傾覆力矩分配如圖17和圖18所示。

圖17 X向層剪力分配

圖18 X向傾覆力矩分配

大震作用下,除北塔24層核心筒墻肢收進處與南塔核心筒底部出現(xiàn)局部受壓損傷外,混凝土受壓損傷主要集中在與連體相連及以上兩層的墻肢內(nèi),均產(chǎn)生了輕度～中度受壓損傷。特別是,由于南塔外圍剪力墻在35層變換為鋼管混凝土柱,使核心筒剪力墻成為主要的抗側力構件,承擔較大的水平地震作用;同時,連體的存在加劇了南塔連體以上高區(qū)樓層的鞭梢效應[12-14],使南塔連體以上兩層局部墻肢出現(xiàn)明顯的受壓損傷。大震作用下北塔、南塔核心筒混凝土損傷情況如圖19～21所示。

圖19 大震作用下北塔、南塔核心筒混凝土受壓損傷狀態(tài)

圖20 大震作用下北塔核心筒混凝土受壓損傷立面展開示意

圖21 大震作用下南塔核心筒混凝土受壓損傷立面展開示意

作為振型分解反應譜法的必要補充,大震彈塑性分析結果顯示,由于豎向構件變換位于結構高區(qū),疊加連體結構影響,南塔高區(qū)鞭梢效應明顯。針對結構在大震下的損傷狀態(tài),采取以下加強措施:在南、北塔與連體相連樓層及其上下各兩層核心筒外圈剪力墻內(nèi)設置型鋼梁柱和鋼斜撐,與連體桁架形成閉合傳力體系,且提高剪力墻水平及豎向分布筋配筋率不低于0.6%。

如圖22所示,采取相關加強措施后,兩側塔樓在連體相關樓層的損傷明顯減輕,可保證結構在大震作用下的安全。

圖22 南塔剪力墻混凝土受壓損傷狀態(tài)(加強后)

6.2 連體桁架受力與變形分析

采用MIDAS Gen建立全樓樓板彈性膜模型,對連體鋼桁架進行小震彈性與中震彈性/不屈服設計,比較各桿件在重力荷載、風荷載、地震作用下的軸力與在小震彈性設計、中震彈性(考慮樓板作用)/不屈服(不考慮樓板作用)設計時的應力比,桁架HJ2不同工況應力比結果如圖23所示。

圖23 連體鋼桁架HJ2桿件軸力與設計應力比

由圖23可見,在小震彈性設計時,桁架桿件最大應力為0.8,均能滿足應力比限值1.0要求。重力荷載對桁架桿件的軸力起控制作用,風荷載、地震作用對桁架桿件的內(nèi)力影響相對較小。是否考慮樓板作用對桁架桿件內(nèi)力影響較大,考慮樓板作用后,弦桿軸力減小,腹桿軸力增大。在中震彈性設計時,考慮連體樓板參與工作,桁架桿件最大應力比為0.8。中震不屈服設計時,假設樓板開裂后完全退出工作,不考慮樓板作用對桁架的影響,桁架桿件最大應力比為0.9,均能滿足相應承載力設計要求。

在豎向荷載作用下(1.0D+1.0L),連體桁架的最大豎向變形為52mm,撓度值為1/950,小于《鋼結構設計規(guī)范》(GB 50017—2003)中要求的撓度限值1/400,滿足規(guī)范設計要求。

6.3 與桁架弦桿相連的塔樓內(nèi)桿件受力分析

桁架桿件在豎向與水平荷載作用下產(chǎn)生較大的軸力,在桁架上弦桿與南北側鋼管混凝土柱交接處,桁架弦桿軸力向兩側塔樓框架梁傳遞。采用MIDAS Gen建立全樓彈性膜模型,查看小震彈性設計時與桁架上弦桿相連的塔樓框架梁軸力,評估框架梁軸力水平。

小震彈性設計時,與桁架上弦桿相連的塔樓框架梁軸力范圍約為2 100～3 300kN。在施工圖設計時,塔樓框架梁采用與桁架上下弦桿相同截面,以實現(xiàn)桁架桿件軸力的有效傳遞。

6.4 連體樓板應力分析

連體樓面采用單向次梁布置及鋼筋桁架樓承板組合樓板結構,連體桁架上、下弦樓層板厚200mm,并延伸至兩側塔樓內(nèi)。采用MIDAS Gen建立全樓彈性膜模型,對連體桁架及塔樓與連體桁架相連樓層(北塔32～34層、南塔36～38層)進行中震作用下的樓板應力分析,結果如圖24所示。

在X向中震作用下,連體桁架下弦及其與塔樓相連樓層的樓板承受較大范圍的拉應力,特別是在連體與南塔連接處的一定范圍內(nèi)樓板最大拉應力約為3.8～4.0MPa。按樓板最大應力計算的中震不屈服配筋面積約為2 000mm2/m,結合大震彈塑性分析結果(圖25),與連體桁架上弦相連南塔樓層(38層)樓板受壓損傷明顯,在施工圖設計時,加強連體桁架上、下弦及其與塔樓相連樓層的板配筋為14@150(單層單向配筋面積1 026mm2/m),雙層雙向拉通設置。

圖25 大震作用下樓板受壓損傷/MPa

在Y向中震作用下,連體桁架上、下弦樓板面內(nèi)剪應力在0～1.4MPa之間,小于C30混凝土抗壓強度設計值的12%(1.72MPa),可認為滿足中震抗剪彈性要求。

7 節(jié)點有限元分析

采用有限元軟件MIDAS FEA建立關鍵節(jié)點實體模型,進行節(jié)點有限元分析。材料的本構模型采用理想彈性模型,不考慮鋼與混凝土之間的粘結滑移,各桿件內(nèi)力均取自MIDAS Gen輸出的中震彈性作用下最不利內(nèi)力組合,未施加荷載的桿件端部均按鉸接處理,各節(jié)點均在相關連接處設有同厚度內(nèi)隔板,部分節(jié)點示意圖、應力云圖見圖26、27。

圖26 節(jié)點示意圖

由圖27可知,節(jié)點最大應力260MPa,均小于鋼材設計強度290MPa,可確保結構安全。

圖27 節(jié)點von Mises 應力/(N/mm2)

8 結論及建議

(1)立面斜撐可顯著提高結構抗側剛度,是結構的主要抗側力構件。采用斜撐后安裝等措施能減小斜撐的豎向承重功能,從而提高立面斜撐的抗側效率。

(2)立面斜撐桿件及與其連接的構件的小、中震下受力分析結果表明,各桿件均達到預期的性能目標。

(3)水平橫桿層樓板是傳遞斜撐外框與核心筒間水平剪力的關鍵構件,樓板與水平橫桿間抗剪栓釘需滿足計算與構造要求,保證剪力的有效傳遞。

(4)強連接高位連體改變單塔結構的自振特性,影響其兩側塔樓框架與剪力墻的內(nèi)力分配,加劇了塔樓的鞭梢效應,應結合大震彈塑性分析結果對塔樓核心筒采取加強措施,且對連體桁架桿件與樓板進行小、中震下受力與變形分析,確保各桿件達到預期的性能目標。本工程各桿件達到預期的性能目標均達到了期的性能目標。

(5)連體桁架上、下弦桿均伸入兩側塔樓內(nèi),形成閉合傳力體系,保證連體桁架內(nèi)力的有效傳遞。

(6)關鍵受力部位的節(jié)點有限元分析結果表明,節(jié)點最大應力為260MPa小于鋼材設計強度290MPa,具有一定的安全儲備。