某超高層住宅結構設計

厲國偉， 洪孝華

(浙江新中環建筑設計有限公司，浙江杭州 310030)

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某超高層住宅結構設計

厲國偉， 洪孝華

(浙江新中環建筑設計有限公司，浙江杭州 310030)

某項目位于位于蚌埠市龍之湖區，11#樓住宅屬于B級高度的高層建筑，結構總高度為148.2 m，采用剪力墻結構體系。工程二層樓板開洞較大，致使樓板不連續，且為扭轉不規則。文章依據所選定的抗震性能目標，進行了小震、中震、大震階段的性能分析，提出了針對性的抗震加強措施，對大開洞樓板進行了補充計算與分析。

抗震； 剪力墻結構； 超高層住宅； 設計

1 工程概況

本工程位于蚌埠市龍之湖區龍之湖北岸。項目規劃凈用地約10.8×104m2，擬建建筑規?？刂圃?7.8×104m2左右。

該項目由17棟高層住宅及商業裙房組成，其中7#～13#、16#、17#住宅均為51層，建筑高度為148.2 m，主樓下設兩層地下室。本文主要針對11#住宅做論述，該工程的效果圖和標準層結構平面圖如圖1、圖2所示。

圖1 建筑效果

圖2 標準層結構平面(單位:mm)

2 結構體系及超限情況

本工程所在地抗震設防烈度為7度，地震加速度為0.10g。根據建筑功能需要并結合結構受力情況，本工程11#住宅采用剪力墻結構。根據《高層建筑混凝土結構技術規程》3.3.1條，本工程屬于B級高度的鋼筋混凝土高層建筑。標準層平面外輪廓尺寸為48.26 m×16.5 m，標準層等效寬度為15.26 m,按標準層等效寬度計算，結構長寬比為3.2，高寬比為9.7。根據《高層建筑混凝土結構技術規程》3.3.2條，本工程屬于高寬比超限建筑。

規則性的判斷：(1)二層結構平面樓板開洞造成Y向有效寬度為全樓寬度的23 %，屬于樓板不連續。(2)根據STAWE的小震彈性振型分解反應譜法計算結果可知，局部樓層最大位移比大于1.2，但不大于1.4，屬于扭轉不規則。

結論：本工程為高寬比超限的B級高度的高層建筑，二層門廳上方存在局部樓板不連續的情況，屬于平面不規則；局部樓層最大位移比大于1.2，屬于扭轉不規則。本工程具有兩項一般不規則的類型。

3 性能目標及抗震設防

結合本工程設防烈度、結構的不規則程度、房屋高度、結構發揮延性變形的能力、結構造價、震后的各種損失及修復難度等因素，進行抗震性能評估，其性能目標定為C級。

性能目標C的宏觀及各類構件控制指標見表1。依據GB 20011-2010《建筑抗震設計規范》(簡稱抗規)及地震安全評估報告，本工程地震動參數取值見表2，結構抗震等級見表3。

4 抗震性能計算與分析

4.1 多遇地震作用

采用兩種不同分析力學模型的結構分析軟件SATWE和PMSAP進行整體計算，計算結果基本一致，并且各項指標滿足規范要求，說明結構體系、結構布置與構件尺寸基本合理(表4)。

表1 整體及各類構件性能目標控制

表2 地震動參數取值

表3 各部位構件抗震等級

表4 多遇地震作用整體計算結果

4.2 設防烈度地震作用

采用SATWE對結構進行中震不屈服驗算，地震影響系數最大值取0.23?？紤]到此工況下部分耗能構件進入屈服，周期折減系數取0.95，阻尼比取0.07，中梁剛度放大系數取1.6，連梁剛度折減系數取0.4。構件承載力復核時按不考慮抗震等級相關調整系數，且不計入風荷載作用的標準組合進行復核，材料強度取標準值。小震、中震作用下結構響應計算結果對比見表5。

表5 小震、中震作用下結構響應計算結果對比

考慮到本工程高寬比超限，在水平力作用下墻肢出現受拉,為此在考慮雙向地震作用下，對剪力墻受拉情況進行全面核查。經核查，僅底部兩層中部分墻肢在中震作用下拉應力超過ftk，設計對其進行內置鋼骨加強處理，同時對于所有出現小偏心受拉的墻肢，其抗震等級均提高一級處理。

4.3 罕遇地震作用

4.3.1 性能目標驗算

根據既定的性能目標，本工程在預估的罕遇地震作用下，關鍵構件滿足抗剪截面控制條件。允許個別關鍵構件進入屈服，屈服的豎向構件截面積占單層豎向構件總面積的比例不大于10 %。普通豎向構件滿足抗剪截面控制條件，允許較多構件進入屈服，屈服的豎向構件截面積占單層豎向構件總面積的比例不大于70 %。允許部分耗能構件發生比較嚴重的破壞?？刂拼笳鹱饔孟陆Y構層間位移角不大于1/120。

4.3.2 地震波的選取

根據北京震泰工程技術有限公司提供的適用于本項目場地罕遇地震計算使用的地震波，對結構進行彈性時程分析。經過對多條地震波的特征比較，最終選取兩條天然波和一條人工波進行動力彈塑性分析。

規范譜與各地震波譜平均地震影響系數曲線對比見圖3， 反應譜與彈性時程計算樓層剪力對比曲線見圖4， 各地震波譜與規范譜結構響應計算結果對比見表6。計算結果表明，多組時程曲線的平均地震影響系數曲線與振型分解反應譜法所采用的地震影響系數曲線，在主要振型周期點上，影響系數相差在20 %以內，兩者在統計意義上相符。每條時程曲線計算所得結果底部剪力不小于振型分解反應譜法計算結果的65 %，多條時程曲線計算所得結構底部剪力的平均值不小于振型分解反應譜法計算結果的80 %。因此所選用的地震波滿足規范要求，可用于本工程時程分析。

圖3 規范譜與各地震波譜平均地震影響系數曲線對比

地震波名稱有效持續時間/s有效持續時間與結構自振周期比值底部剪力及對比/kNX向Y向時程分析CQC法時程/CQC時程分析CQC法時程/CQC天然波143.111.850064.8天然波230.28.349250.9人工波26.07.157113.5平均值52143.154705.10.9139966.50.9042155.21.0460238.50.9547453.454321.40.730.771.100.87

(a)X方向樓層剪力對比

(b)Y方向樓層剪力對比圖4 反應譜與彈性時程計算樓層剪力對比曲線

4.3.3 動力彈塑性分析

根據前文所述的性能化設計要求及預定的加強措施，在常規計算模型的配筋結果的基礎上，對重點部位剪力墻配筋進行人為干預：(1)底部加強部位及過渡層的剪力墻邊緣構件配筋按大震不屈服的計算結果采用，其余樓層按常規計算結果采用。(2)底部加強部位、過渡層、屋頂層及出屋面混凝土構件的剪力墻豎向分布鋼筋為0.6 %，水平分布鋼筋按不小于0.4 %采用，其余樓層豎向分布鋼筋為0.4 %，水平分布鋼筋按不小于0.4 %采用。

采用PKPM2010V2.1版的EPDA&PUSH程序對整體結構進行罕遇地震動力彈塑性分析，彈塑性分析模型接力于SATWE模型。構件塑性鉸定義采用程序默認的“纖維束模型”，直接從材料本構關系角度出發模擬梁、柱的彈塑性性質。

罕遇地震作用下層間位移角曲線見圖5， 樓層剪力曲線見圖6， 彈塑性分析主方向主要結果統計及對比見表7。

(a)X方向層間位移角

(b)Y方向層間位移角圖5 罕遇地震作用層間位移角曲線

(a)X方向樓層剪力

(b)Y方向樓層剪力圖6 罕遇地震作用樓層剪力曲線(單位:kN)

結構損傷情況，以裂縫和塑性鉸發展最多的人工波為例，結構損傷的發展順序基本如下：0～5 s左右時間段，底部約1/4全樓高度范圍內的部分跨高比較小的墻梁出現少量裂縫，短跨的框架梁出現塑性鉸，在二層樓面大開洞附近的短墻肢上出現少量受拉裂縫；5～11 s左右時間段，全樓范圍短跨的連梁及框架梁端部出現塑性鉸，底部加強部位外圍部分墻肢出現少量受壓裂縫，同時外圍墻肢的受拉裂縫逐步往上延伸至全樓1/4高度；11～21 s左右時間段，結構變形最大值發生在此時間段，構件損傷達到最大，多數連梁及框架梁端部出現塑性鉸，受拉側短墻肢基本都出現受拉裂縫，且從外圍向內部發展，受壓側個別墻肢出現少量受壓裂縫；21 s結束，整體結構時程響應達到峰值后逐步減緩，直至停止，基本未出現更嚴重的結構損傷。

表7 彈塑性分析主方向主要結果統計及對比

4.4 動力彈塑性分析小結

(1) 計算表明，結構彈塑性變形滿足要求，且與規范限值尚有一定富余。各條波彈塑性分析的底部剪力與小震彈性CQC法的比值基本在3.5～5.2的區間范圍。樓層剪力與變形沿高度方向分布基本均勻，無顯著突變，未形成明顯的薄弱部位。

(2)二層樓面局部開洞對周邊的剪力墻產生不利影響，地震初期即出現少量受拉裂縫，但后續發展程度有限。

(3)結構損傷最大時刻，部分耗能構件屈服，剪力墻受拉裂縫主要分布在全樓2/5高度范圍，剪力墻受壓裂縫發展相對有限，僅局部樓層中的個別墻柱出現。

(4) 左右兩端開間的剪力墻及剛度較大的聯肢墻上受拉裂縫發展較為顯著。

(5) 總體而言，剪力墻均未出現破壞的情況，不影響豎向荷載的傳遞。

5 二層大開洞樓板的計算與分析

針對二層樓板大開洞的情況，采用PMSAP對該層樓面進行有限元應力分析。

(1)工況組合一：1.2D+0.6L+0.28Wx+1.3Ex，單位為kN/m2。水平地震作用下樓板平面內應力情況如圖7～圖9所示。

圖7 樓板平面內X向正應力云圖一

圖8 樓板平面內Y向正應力云圖一

圖9 樓板平面內剪應力云圖一

圖10 樓板平面內X向正應力云圖二

圖11 樓板平面內Y向正應力云圖二

(2)工況組合二：1.2D+0.6L+0.28Wy+1.3Ey，單位為kN/m2。水平地震作用下樓板平面內應力情況如圖10～圖12所示。

圖12 樓板平面內剪應力云圖二

根據上述計算結果，適當削峰后取二層樓面平面內最大拉應力為2 400 kN/m2(即2.4 MPa)，最大壓應力為2 200 kN/m2(即2.2 MPa)，最大剪應力為1 200 kN/m2(即1.2 MPa)?？紤]對該層樓面采取如下配筋加強方案：整層樓板配筋不小于10@100雙層雙向貫通處理，樓板單方向全截面鋼筋面積為1 570 mm2/m，允許拉應力1570×360/1000/150=3.77 MPa>2.4 MPa，滿足要求。

同時對于大洞口邊緣應力集中明顯的部分(X向樓板平面內剪應力云圖白色框內)，與建筑充分溝通，進行適當封板處理，減小洞口尺寸。

6 結束語

在多遇地震下采用兩種不同力學模型的計算程序對本工程結構進行了對比分析，計算結果表明，在高寬比超過規范限值的情況下仍具有較好的穩定性和抗傾覆能力，整體結構規則性較好，各項指標能滿足規范要求。根據設定的抗震性能目標，進行了相應的中震驗算、罕遇地震下的動力彈塑性分析及二層大開洞部位的有限元補充計算分析，對關鍵部位及重要構件采取了適當的加強措施。以上計算分析結果表明，該結構設計能實現所設定的抗震設防目標。

[1] JGJ 3-2010 高層建筑混凝土結構技術規程[S].

[2] GB 50011-2010 建筑抗震設計規范 [S].

[3] GB 50009-2010 建筑結構荷載規范 [S].

[4] GB 50007-2011 建筑地基基礎設計規范[S].

[5] 傅學怡.實用高層建筑結構設計[M]. 北京：中國建筑工業出版社，2010.

[6] 多層及高層建筑結構彈塑性靜力、動力分析軟件PUSH&EPAD 用戶手冊[Z].

[7] 中國建筑科學研究院，建筑工程軟件研究所.PKPM多高層結構計算軟件應用指南[M]. 北京：中國建筑工業出版社，2012.

厲國偉(1981～)，男，本科，工程師，一級注冊結構工程師，從事結構設計工作。

TU973.2

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[定稿日期]2017-02-24