沈捷攀, 朱浩川, 鄭曉清, 尹 雄

(浙江大學建筑設計研究院有限公司，杭州 310028)

1 工程概況

某連體高層創(chuàng)傷中心為包括門診、急診、醫(yī)技、住院、保障系統(tǒng)、行政用房以及大型診療設備、重點實驗室等的功能用房,位于浙江省杭州市,總建筑面積為104 063m2,其中地上建筑面積為66 578 m2,地下為37 485 m2。工程包括3層地下室和采用大底盤裙房+雙塔+頂部連體的形式的地上部分。其中,底部5層為裙房,建筑高度為27.950m。左右兩座高層雙塔地上17層,屋頂高度為86.300m,建筑總高度為98.950m(包括頂部兩層構架)。雙塔在16～18層通過連廊相連,建筑效果圖見圖1。

圖1 建筑效果圖

雙塔主樓均采用鋼筋(型鋼)混凝土柱+混凝土剪力墻結構,結構設計工作年限為50年,建筑結構安全等級為一級,抗震設防類別為重點設防類(乙類),根據《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016 年版)［1］,建設場地的抗震設防烈度為6度,設計基本地震加速度為0.05g,設計地震分組為第一組,場地類別為Ⅲ類,特征周期Tg=0.45s。上部結構嵌固于地下室頂。

2 結構體系

該項目由底部裙房、左塔、右塔以及連接兩塔的跨層連廊組成。底部裙房平面尺寸為119m ×42.5m,屋面高度為27.95m。左右兩塔的結構形式均為鋼筋混凝土柱+混凝土剪力墻結構,地上共有17層,單塔平面為42.5m×42.5m,主要屋面高度為86.25m,屋頂標高為98.95 m,小于A級130 m高度限制。16～18層為兩層通高的鋼結構連體,跨度為33 m,寬度為16 m,標高范圍在76.650 ～ 86.250 m之間,連接形式采用弱連接。

主體結構采用現澆鋼筋混凝框架+現澆鋼筋混凝土剪力墻結構體系,嵌固于地下室頂。地上主體結構剪力墻的抗震等級為二級,框架抗震等級也為二級。加強部位包括體型收進部位上、下各兩層塔樓周邊豎向構件、底部大廳局部穿層柱的抗震等級為一級,連體鋼結構的抗震等級為三級,與連廊相連的框架柱、牛腿在連廊高度范圍及其上下層的抗震等級為一級。

該項目屬于復雜結構中的連體建筑,雙塔通過位于頂部的鋼結構跨層連廊形成整體。左、右塔樓高度相同且布置對稱,結構動力特性相似,宜采用剛性連接。但本項目左、右塔樓與連接體相連的端跨位置樓板較為薄弱(存在樓板大開洞),不利于地震作用下樓層水平剪力的有效傳遞,并且建筑專業(yè)對連接處構件尺寸提出嚴格限制。綜上,鑒于結構布置特點和建筑專業(yè)需求,該項目不具備采用強連接方案的條件。

參考文獻[2-8],柔性連接可以很好地解決復雜多塔連體剛性連接時受力不利的問題。因此,本工程采用弱連接的設計方案,即連體部分采用鋼桁架體系,并在連體端部上弦、下弦設置鉛芯隔震橡膠支座,以確保結構的穩(wěn)定性和安全性。弱連接在減小連接體相關構件內力和截面尺寸,提高施工效率等方面具有顯著優(yōu)勢,原因如下:

(1)弱連接主要起到連廊連接、空間整合和功能銜接的作用,連體與塔樓間的約束程度較低,可有效緩解連接部位的應力集中現象,改善相關構件的受力狀況,進而減小構件截面尺寸。

(2)弱連接的支座常采用柔性材料(鉛芯橡膠支座),其在地震作用下往復移動,過程中可吸收和消散地震能量,達到減震耗能的作用,進一步減小相關構件內力與截面尺寸。

(3)弱連接的連接構造方式通常比強連接更簡單便捷。弱連接部分可以采用預制構件地面拼裝、整體抬升的施工組織方式,現場無需搭設高空腳手架,可極大減少施工措施的費用與工期,顯著提高施工效率。

整體結構計算模型示意圖以及各標準層結構平面布置圖見圖2～4。

圖2 整體結構計算模型示意圖

圖3 裙房標準層結構平面布置圖/m

圖4 鋼結構連廊結構平面布置圖/m

底部框架柱截面采用900×900,內置十字或矩形鋼骨,框架柱截面尺寸從上到下逐步過渡到700×700。剪力墻厚度為600～200mm,從下到上逐步過渡截面厚度。豎向構件混凝土強度等級從下到上從C60逐層過渡到C30。樓板厚度110～150mm。

3 結構分析

3.1 結構超限情況和性能目標

根據《超限高層建筑工程抗震設防專項審查技術要點》(建質〔2015〕67號)［9］,本項目的結構具有樓板不連續(xù)、尺寸突變(多塔)、構件間斷(連體)、局部穿層柱(其他不規(guī)則,并入樓板不連續(xù))三項不規(guī)則因素,屬于超限高層建筑。因此,本項目應進行超限高層建筑結構抗震設防專項審查。根據《高層建筑混凝土結構技術規(guī)程》(JGJ 3—2010)［10］(簡稱高規(guī))及本工程的結構特點,抗震性能目標定為性能C,抗震性能目標見表1。

表1 抗震性能目標

3.2 連體對各塔樓的影響分析

為了驗證弱連接體對多塔樓動力特性的影響。采用YJK5.1軟件對整體模型(帶連接體并考慮支座實際參數)與各單體模型分別進行分析計算。計算結果表明,整體模型第1～3階振型主要為主塔的平動和扭轉(圖5),第4～5階振型主要為連廊的平動,第6階振型為主塔平動,第7～9階振型為連廊扭轉,第10～15階振型為主樓扭轉。在第1～3、6階振型中,主樓略帶連廊振動;第4～5、7～9階振型中,連廊并未帶動主樓一起振動,這表明連廊的存在對塔樓結構動力特性影響較小。此外,還提取了整體計算模型中各單塔(圖6)的前三階振型分量及其對應的周期,并與各單體模型的前三階振型及周期進行了對比。其中第4、5階、第7～9階為連廊振型。表2和表3展示了有連廊(整體模型)和無連廊(單塔模型)情況下主體結構動力特性的對比以及多遇地震下有連廊和無連廊結構層剪力的對比。限于篇幅,表中僅列出左塔計算結果,右塔相似。

表2 有連廊和無連廊主體結構動力特性對比

表3 多遇地震下有連廊和無連廊結構層剪力對比

圖5 整體結構振型圖

圖6 單塔(左塔)結構振型圖

根據以上計算結果,可以發(fā)現塔樓單體模型的前三階振型和周期與整體模型對應的各單體前三階振型和周期較為接近(轉動周期差異略大)。通過有連廊模型和無連廊模型的對比,發(fā)現兩者計算所得層剪力較為接近,差異在±10%以內。有連廊整體模型計算得到的X向層剪力略小于無連廊單塔模型,而計算得到的Y向層剪力略大于無連廊單塔模型。綜上,可以得出連接體對于塔樓自身動力特性的影響較小,假設連體結構的弱連接成立。由于帶連廊整體模型17層和18層的Y向剪力略大,因此在單體模型分析時需要考慮表3的層剪力放大,并考慮連接體模型的包絡。

3.3 結構整體抗震性能分析

3.3.1 小震分析

左塔前三階周期為2.713s(X向平動)、2.591s(Y向平動)、2.089(扭轉),周期比為0.806,表明結構具有足夠的抗扭剛度。同時其他控制指標,如結構在風和地震作用下的層間位移角、樓層最大位移比、層間剛度比、剪重比等控制指標均在合理范圍內,主體結構的全部構件抗震承載力和層間位移均滿足現行規(guī)范要求,結構構件處于彈性工作狀態(tài)。

3.3.2 結構彈性時程分析

根據高規(guī)第5.1.13條,需要進行彈性時程補充分析。彈性時程分析中,采用5條天然波和2條人工波進行雙向分析。主方向地震加速度按比例1∶0.85輸入,最大加速度為18cm/s2。將計算結果與規(guī)范反應譜法結果比較,單條波時程分析結果的結構基底剪力大于振型分解反應譜方法計算結果的65%。七條波時程分析結果結構基底剪力平均值大于振型分解反應譜方法計算結果的80%。施工圖階段,將計算結果與規(guī)范反應譜分析進行比較,取時程法平均值和反應譜法的包絡值作為最終結果。

3.3.3 罕遇地震作下的動力彈塑性分析

采用SAUSAGE2021軟件對結構進行了罕遇地震彈塑性時程分析,采用了2組天然波和1組人工波共3組地震波。在彈塑性時程分析中,雙向地震波輸入,主次雙方向地震波峰值比為1∶0.85,主方向地震波峰值為125Gal。結構在各波作用下的彈塑性分析整體計算結果如下:

(1)在各地震波作用下,大震作用下左塔和右塔X向最大頂點位移分別為0.166m和0.167m,側移角分別為1/305和1/311;Y向最大頂點位移分別為0.177m和0.171m,側移角分別為1/375和1/302。結構最終仍能保持直立,符合“大震不倒”的設防要求。

(2)當地震波分別以X向、Y向為主向時,結構的彈塑性與彈性底部剪力最小比值分別為0.88和0.84,表明結構具有良好的耗能能力,能夠降低承受的地震作用。

(3)選擇激勵較充分的人工波進行大震彈性和大震彈塑性基底剪力時程曲線對比。結構進入塑性階段后出現明顯的周期增大和反應滯后現象,基底最大剪力明顯減小,說明結構大震下通過塑性變形能夠有效降低地震響應。

(4)由能量圖可知,阻尼耗能占結構總能量比例較大,等效阻尼比最高達到7.1%,表明結構具有良好的耗能能力。主要抗側力構件沒有發(fā)生嚴重破壞,連梁和部分框架梁參與了塑性耗能,結構耗能機制合理,抗震性能良好。根據大震作用下構件的損傷程度判定,剪力墻輕微損壞,框架柱輕度損壞,樓面梁輕度損壞,連體鋼結構無損壞,各類構件均能滿足既定的大震作用下性能水準目標要求。

4 鋼結構連廊關鍵構件節(jié)點分析

本工程的關鍵構件是連體結構,連接節(jié)點上的桿件相交較多,因此節(jié)點受力較為復雜。本節(jié)將對整個結構中主要受力下弦桿的一個典型節(jié)點進行有限元分析。節(jié)點設計原則是強節(jié)點、弱構件,設計目標是在大震組合工況下不產生屈服。為了實現這一目標,節(jié)點內設置加勁板,平衡各向應力,降低應力水平,提高節(jié)點承載力。在節(jié)點分析中,使用了ABAQUS軟件,并采用殼單元S4R來模擬鋼材。鋼材的彈性模量為206 000MPa,泊松比為0.3,鋼材牌號為Q420BGJ(弦桿)、Q355B(腹桿)。具體的強度根據鋼材厚度按照規(guī)范選取設計值,計算中按理想彈塑性本構關系進行分析。

選取大震作用下基本組合作用的最不利內力工況作為節(jié)點荷載,節(jié)點內力如圖7所示。典型節(jié)點在梁左端(U1=U2=U3=UR1=UR3=0)和右端(U1=U2=U3=UR3=0)分別設置約束,以限制節(jié)點在這些方向上的移動。為了對該典型節(jié)點進行有限元分析,從盈建科軟件整體分析中提取桿端內力并對有限元模型施加相應的荷載。經過彈性計算分析,在中震組合工況荷載作用下,典型節(jié)點的應力結果如圖8、9所示。

圖7 大震作用下基本組合作用下節(jié)點內力

通過有限元分析發(fā)現,在不考慮初始缺陷和焊接殘余應力的影響下,大震組合最不利工況下典型節(jié)點的最大Mises應力為81.9MPa。這個結果遠小于鋼材的強度標準值,說明關鍵節(jié)點能夠滿足大震不屈服的設計要求。

5 連廊支座分析

連廊與主體結構連接采用鉛芯橡膠支座LRB500,連廊及支座編號如圖10所示。連廊支座與牛腿連接示意大樣圖如圖11所示。

圖10 連廊及支座編號圖

圖11 連廊支座連接示意圖

5.1 風荷載作用下支座分析結果

對帶連體的整體結構進行風荷載組合工況作用分析,采用彈性計算方法;放大風荷載作用,取風荷載體型系數放大1.25倍。在各荷載工況作用下支座反力如表4所示。

表4 各荷載工況作用下連廊支座反力計算結果/kN

由表4可知,按支座剪切變形100%的等效剛度計算,風荷載作用下連廊各支座最大剪力均小于支座屈服力,表明風荷載作用下鉛芯橡膠支座基本處于彈性狀態(tài);風荷載作用下支座軸力遠小于恒載作用下支座反力,支座未發(fā)生受拉情況。

5.2 大震作用下支座分析結果

對帶連廊的整體結構進行罕遇地震動力時程分析,ZZA1和ZZA3支座在各地震波作用下最大位移、最大內力如表5所示。

表5 連廊A支座計算結果

5.3 溫度作用下支座位移分析

根據《建筑結構荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)［11］,浙江省杭州市的基本氣溫為-4～38℃,按施工時溫度為8～30℃計算,結構的最大升溫工況為30℃,最大降溫工況為-34℃。鋼材的線膨脹系數取1.2×10-5/℃,混凝土線膨脹系數取1.2×10-5/℃,根據連廊跨度和主樓混凝土結構平面尺寸估算得到連廊在溫度作用下的兩端支座位移如表6所示。

表6 溫度作用下連廊支座位移/mm

5.4 小結

對連廊鉛芯橡膠支座進行風荷載、溫度作用和大震作用下的位移及剪力分析可知,風荷載作用下支座水平剪力小于支座屈服力,支座處于彈性階段,且未發(fā)生受拉情況;罕遇地震作用下支座最大水平位移190.5mm,疊加溫度作用下支座的位移并考慮1.2的放大系數,結構設計時采用300mm的間隙能滿足要求,支座未發(fā)生受拉情況。為避免極端情況下支座因發(fā)生超過設計的變形而跌落,支座設計時采取防墜落措施。

6 樓板舒適度分析

6.1 樓板振動模態(tài)分析

根據規(guī)范要求,樓蓋結構應具有適宜的舒適度,樓蓋的豎向振動頻率不宜小于3Hz。采用MIDAS Gen軟件,通過有限元計算分析連廊樓板的自振頻率,使用迭代Ritz向量法得到連廊樓板的豎向自振模態(tài)與頻率。連廊前兩階振動模態(tài)如圖12、13所示。連廊樓蓋的一階自振頻率為4.158Hz,大于3Hz,滿足規(guī)范要求。

圖12 連廊樓蓋一階模態(tài)(4.158Hz)

圖13 連廊樓蓋二階模態(tài)(4.662Hz)

6.2 樓板豎向振動加速度驗算

根據《建筑樓蓋結構振動舒適度技術標準》(JGJ/T 441—2019)［12］(簡稱舒適度標準)規(guī)定,采用時程分析法計算行人激勵下連廊的豎向振動加速度。連廊為封閉式連廊,根據舒適度標準第9章規(guī)定,僅需進行豎向振動舒適度設計。采用鋼-混凝土組合樓蓋,阻尼比取0.01。連廊舒適度驗算時活荷載為0.5 kN/m2,人群豎向激勵荷載按照舒適度標準的相關規(guī)定進行計算。根據連廊的自振頻率計算結果,選取對樓蓋舒適度影響顯著的行走激勵荷載頻率(2.079Hz和4.158Hz))進行分析。采用彈性板,將激勵按照等效面荷載施加于連廊樓板上,選取加速度最大點繪制不同時程曲線,結果如圖14所示。經分析得知,連廊樓蓋的最大加速度為0.096 1m/s2,小于舒適度標準規(guī)定的封閉連廊的豎向峰值加速度限值0.15 m/s2,符合舒適度要求。

圖14 連廊加速度時程曲線

7 抗震加強措施

根據計算結果,并結合本工程的實際情況,在施工圖設計階段,提出以下加強措施:1)鋼結構連接體及與連接體相連的結構構件在連體高度及上、下層范圍,應提高一級采取抗震措施;2)塔樓收進部位上、下各2層塔樓周邊豎向結構構件,提高一級采取抗震措施;3)底部加強區(qū)范圍延伸至裙房以上一層;4)塔樓收進部位樓板加厚,加強配筋,雙層雙向配筋率不小于0.25%;5)加強樓板在大開洞周邊區(qū)域配筋,按中震作用下樓板應力控制樓板配筋;6)對樓板大開洞造成的局部穿層柱,抗震等級提高一級,適當加強配筋,且配筋不小于相鄰不躍層框架柱。

8 結語

通過對單塔和連體結構整體分析表明,連接體對塔樓動力特性影響較小。為了實現結構的弱連接,工程采用了在連廊兩端設置鉛芯橡膠支座的方式。多軟件計算分析結果顯示,采取有效措施后,該結構整體能達到抗震設計目標“C”,符合“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設防要求,設計是安全的。另外,空中連廊的振動對人的心理影響較大,需要采用多種加載方式進行舒適度驗算。