蘭州和平明珠項目高層建筑結構設計

孫俊濤 ［1.上海市建筑科學研究院（集團）有限公司,上海 200032；2.上海建科建筑設計院有限公司，上海 200032］

1 工程概況

本項目位于蘭州市榆中縣和平鎮，緊鄰蘭州中心城區城關區。基地南側緊鄰牡丹路，北側臨近和電四支渠，西側為張掖銀海商貿有限公司銀海商貿樓。

項目總建筑面積為 59 579.29 m2，其中地上建筑面積為 38 313.25 m2，地下建筑面積為 21 266.04 m2。包含 2 棟高層住宅、裙房商業和地下室。1 號、2 號樓為高層住宅，其中 1 號樓 30 層，建筑高度為 98.1 m；2 號樓 27 層，建筑高度為 91.35 m；3 號樓裙房為 3 層商業用建筑，建筑高度23.15 m。地下室分為 3 層，局部地下夾層為非機動車停車庫，地下 1 層為商業，地下 2、3 層為機動車停車庫。建筑效果見圖1。

圖1 建筑效果圖

1 號樓為高層商住類建筑，地上 1 層、2 層、3 層層高分別為 7.6 m、6.1 m、6.1 m，作為商業使用，抗震設防類別按重點設防（乙類）進行設計；其他標準層為住宅，層高2.90 m, 抗震設防類別按標準設防（丙類）進行設計。設計使用年限 50 年，安全等級二級。根據 GB 50011—2010《建筑抗震設計規范》、GB 18306—2015《中國地震動參數區劃圖》以及甘肅省標準 DB 62/T 25—3055—2011《建筑抗震設計規程》，榆中縣和平鎮抗震設防烈度為 8 度，設計基本地震加速度值為 0.20g，設計地震分組為第三組，地震動反應譜特征周期值 0.45 s，剪力墻抗震等級地下 1 層～地上3 層為一星級（計算一級，構造特一級），其余各層剪力墻抗震等級為一級。基本風壓為 0.3 kN/m2，地面粗糙度為 B類，體型系數取 1.4。基礎采用樁筏聯合基礎。

2 1 號樓主體結構設計

2.1 結構不規則性情況

(1) 高寬比：高層建筑的高寬比是對結構整體剛度、抗傾覆能力、整體穩定、承載能力和經濟合理性的宏觀控制。根據 JGJ 3—2010《高層建筑混凝土結構技術規程》規定，8 度區剪力墻結構的高層建筑，高寬比 ≤5。本樓結構高度98.1 m，平面最小回轉半徑為 4.3 m，對應有效寬度 14.9 m，高寬比為 6.584，遠超規范。應對整體的承載力、穩定、抗傾覆及變形等進行更詳細的分析，并采取合適的加強措施。

(2) 平面凹凸不規則：根據建筑及結構平面，中部凹凸尺寸為相應邊長的 36.8% 且 ＞30%，對抗震不利。應對凹凸部位的樓板應力進行詳細分析并采取相應的加強措施保證水平力的可靠傳遞。

(3) 豎向剛度突變：單體地上 3 F 層高 6.1 m，4 F 層高2.9 m，剛度突變，形成軟弱層對抗震不利，應按規范對相應層進行計算分析，并采取相應加強措施和設計。同時通過合理結構布置，避免層受剪承載力不足，同時出現薄弱層。

(4) 基礎部分：IV 級（很嚴重）濕陷性地基，最大濕陷深度 29.5 m。樁基設計時考慮地基土濕陷引起的負摩阻力；地基計算對應大高寬比下結構抗傾覆能力，多遇地震下控制基底不出現零應力區；并進行罕遇地震下樁基極限承載力驗算。

2.2 小震彈性結構響應分析

多遇地震下的結構響應，本工程采用了 SATWE 和MIDAS BUILDING 軟件進行了對比分析計算，同時補充了動力時程彈性分析計算。結構嵌固端為地下室頂板，計算同時考慮了雙向地震作用及偶然偏心作用影響，樓板分別采用了剛性樓板假定及彈性樓板假定。動力時程分析采用了 1 組人工波及 2 組天然波；地震波選取考慮了地震波動力特性（頻譜特性、峰值、持續時長）等同規范譜在統計意義上相符。主要計算結果見表1、表2、表3。

表1 結構前 3 階周期及振型方向、周期比

表2 結構的彈性響應

表3 時程分析基底剪力結果

由表1、表2 可知，小震作用下響應遠 ＞ 50 年一遇風荷載，地震時起控制作用。結構最大層間位移角滿足規范要求，結構剛度比較富裕，位移比 ≤1.2，周期比 ≤0.85，扭轉效應較小，剪重比大于規范限值，地震力計算值合適。整體結構滿足小震不壞的彈性要求。

由表3 可知，3 條波時程計算的基底剪力均大于振型分解反應譜法計算結果的 65%，3 條波計算的基底剪力平均值不小于振型分解反應譜法計算結果的 80%，時程分析地震力 ＜CQC ( Complete Quadratic Combination，即完全二次振型組合) 法計算地震力，可取 CQC 法計算地震作用效應進行結構設計。

2.3 樓板應力分析

針對平面的凹凸不規則及中部有效板寬度較小，抗震設計時應考慮樓板平面內變形的影響，同時，為了確保樓板在小震下的彈性，對每層樓板進行了地震作用下樓板應力分析，計算結果見圖2、圖3。除較大剛度豎向構件附近及洞口、角部應力集中區域外，在水平地震作用下計算的樓板應力均小于混凝土軸心抗拉強度標準值（C 35 混凝土軸心抗拉強度標準值為 2.2 N/mm2）。

圖2 1 號樓標準層 X 向地震樓板應力

圖3 1 號樓標準層 Y 向地震樓板應力

結構設計時，1 號樓細腰區域樓板厚度加厚為 150 mm,樓板配筋采用地震作用和豎向荷載組合設計值進行內力計算，并在容易發生應力集中的區域進行構造加強。按小震作用下實際樓板應力計算結果及豎向地震內力包絡值進行樓板配筋，保證中震及大震作用下，本區域樓板不發生屈服破壞，保證水平力的可靠傳遞。

2.4 動力彈塑性分析及性能設計

1 號樓運用 PKPM-SAUSAGE 軟件進行了動力彈塑性分析計算，以便判斷分析結構大震下的破壞部位和形式；判斷構件的承載力及延性，進行性能設計；驗算結構大震下的位移是否滿足規范要求，以實現“大震不倒”的抗震設防目標。

彈塑性分析時，地震波選取了 RH 2 TG 0459（人工波，TG=0.50），TH 031 TG 050（天然波，TG=0.50），TH 112 TG 050(天然波，TG=0.50)分別進行X、Y兩主方向的彈塑性動力響應。地震波主方向加速度為 400 cm/s2，次方向加速度為 340 cm/s2。計算材料模型直接在應力-應變本構關系的水平上模擬非線性：桿件（梁、柱、斜撐等）非線性模型采用纖維束模型；剪力墻、樓板采用彈塑性分層殼單元。整體分析時不采用剛性樓板假定，阻尼模型采用了修正的瑞利阻尼，反應高頻部分的動力響應。性能標準采用了 JGJ 3—2010 中的 5 個水準，對應的構件損壞程度則分為“無損壞、輕微損壞、輕度損壞、中度損壞、比較嚴重損壞”5 個級別。在 PKPM-SAUSAGE 中構件的損壞主要以混凝土的受壓損傷因子、受拉損傷因子及鋼材（鋼筋）的塑性應變程度作為評定標準分別對應上述 5 個級別。主要計算結果見表4、表5，圖4～圖6。

表4 彈塑性分析基底剪力結果

表5 彈塑性分析大震位移計算結果

圖4 大震作用下彈塑性層間位移角曲線

圖5 大震作用下墻柱性能統計

從上述計算結果可看出，大震彈塑性基底剪力約為小震彈性基底剪力的 3～5 倍，符合罕遇作用下結構剛度退化、阻尼增加結構響應特性，所選地震波計算的地震響應符合標準；大震作用下最大層間位移角小于國家及地方規范高寬比超限建筑 1/135 的限值要求，結構符合“大震不倒”的設計原則；大震作用下，耗能連梁出現了比較嚴重的損壞，起到了很好的耗能作用；大震作用下絕大部分豎向墻體僅出現輕度損壞或輕微損壞，整體抗震性能良好，極少量剪力墻（角部、凹口部位）出現了嚴重損壞，結構存在少量薄弱部位，應采取抗震加強措施進一步保證結構良好的抗震性能，結構整體符合 D 級抗震性能目標。

3 1 號樓結構加強措施

(1) 針對結構平面腰部較窄、連接較弱，適當增加本區域樓板厚度，最小配筋率為 0.25%；對整層樓板進行應力分析，滿足小震不開裂、中震不屈服的性能要求, 按樓板應力分析結果進行配筋。適當提高本區域框架梁及連梁的縱向配筋率。

(2) 針對結構層高 6.1 m 變化為 2.9 m 的樓層，按照 GB 50011—2010 對軟弱層或薄弱層要求地震剪力乘以 ≥1.15的增大系數。

(3) 針對大高寬比，抗震驗算時，對多遇地震下寬度方向彈性層間位移角最大值按 1/1 050 控制。控制基礎底面不出現 0 應力區；罕遇地震作用下寬度方向彈塑性層間位移角限值按 ≤1/135 控制；進行罕遇地震作用下的結構抗傾覆驗算。

(4) 針對抗震薄弱部位，個別薄弱部位（角部、凹口）豎向構件抗剪、抗彎按中震不屈服復核。

(5) 外縱墻軸壓比限值較規范降低 0.1；底部加強部位外縱墻墻身水平及豎向分布配筋率 ≥0.35%；約束邊緣構件設置范圍較規范增加上延一層；縱向約束邊緣構件配箍特征值增大 10%，縱向配筋率 ≥1.30%。

(6) 底部加強部位剪力墻連梁加強箍筋配置，對跨高比＜2.5 的連梁，增設斜向交叉鋼筋，增強抗剪及塑性變形耗能能力。

4 結 語

隨著經濟水平的提高，在高烈度區采用條形平面的大高寬比建筑以滿足建筑通風、采光、視線要求的高標準住宅越來越多地得到應用。此時應采取適當的分析手段和措施，取得一個安全、經濟、具有良好抗震性能的結構設計，是有積極現實意義的。本文結合本人實際主持設計的高寬比住宅結構，介紹了常規高度下的大高寬比結構的小震彈性和大震彈塑性分析、性能設計，以及針對大高寬比建筑的結構抗震加強措施，以期為結構設計的同行們，在類似工程設計時提供一些參考意見。