多塔復雜連接超限高層結構設計

李紅曉 LI Hong-xiao

（西部建筑抗震勘察設計研究院有限公司，西安 710054）

0 引言

多塔連體超限高層建筑的結構一般比較復雜，在結構中，存在一些不規則情況，比如樓板不連續、剛度突變，分布不均等，很容易影響建筑結構安全。因此為保障建筑結構安全，必須要進行多塔樓復雜連接超限高層結構設計分析，結合實際超限情況，采取有效的應對設計措施，從而更好地保證建筑結構安全。

1 工程概況

現有某建筑工程項目，項目建設用地面積24862m2，總建筑面積139785m2，其中地上建筑面積99763m2，地下建筑面積40022m2，共有兩層地下室。在該工程項目中，共設計有兩座辦公樓，其中1座位于西南方向，屬于辦公主樓，層數為26層，總建筑高度為91.5m，建筑結構形式為框架—核心簡結構，可以簡稱“A塔”[1]。另一座是辦公樓位于西側，建筑層數為19層，總建筑高度為66.5m，建筑結構形式與“A塔”相同，該塔樓可以簡稱“B塔”。同時在東北方向上，還設計有辦公裙房。在5至7層與17至19層屬于“A塔”與“B塔”的連接層，采用了鋼連廊連接，其中連廊與A、B塔連接方式如圖1所示。裙樓與塔樓均有著較高的抗震設防標準，具體為丙類，抗震設防烈度為7度。該建筑項目設計地震分組為第一組，特征值周期為0.35s。建筑項目的安全等級為II級，設計使用年限為50年，基本風壓為50年一遇，具體風壓數值為0.40kN/m2。

圖1 連廊與A、B塔連接示意圖

2 多塔復雜連接超限判定

在本工程項目中，針對多塔復雜連接超限判定，需要參考多種規范，比較典型的有“高規”，即《高層建筑混凝土結構技術規程》（JGJ3——2010）[2]。除此之外，還應考慮建筑抗震方面的審查規范，在這一過程中，需要參考最新的《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）提出的要求。在上述規范標準的指導下，需要分析其中的不規則情況。比如在本工程項目中，“A塔”存在兩處不規則情況，一是扭轉不規則情況，二是局部躍層柱情況。盡管不在超限結構范疇內，但由于與“B塔”相連，因此仍屬于“復雜連接”。

對“B塔”而言，經過不規則情況分析，共發現了四處不規則點：①扭轉不規則，容易失穩；②剛度突變，分布不均；③樓板不連續；④局部躍層柱。因此在“A塔”與“B塔”連接后，屬于不規則復雜連體超限高層。

3 多塔復雜連接超限應對處理

3.1 應用隔震支座與黏滯阻尼器，改善連接結構穩定安全性

在本工程項目中，“A塔”與“B塔”之間，采用了鋼連廊進行連接。在連接位置處，采用了鉛芯橡膠隔震支座與球節點支座，以梁端為例，具體支座節點如圖2所示。

圖2 梁端隔震支座節點示意圖

在本工程項目中，為進一步提升鋼連廊連接的穩定性，在連廊與塔之間，還采用了黏滯阻尼器。具體數量為：在X方向上，布置了4個黏滯阻尼器；在Y方向上，布置了8個黏滯阻尼器。

3.2 設計剛度較高的跨層BRB，改善結構剛度分布情況

在本工程項目中，由于“B塔”屬于雙塔連體結構，而針對每個塔的核心筒，實際偏置情況比較嚴重，這很容易導致結構剛度分布不均，影響整體結構安全。為解決這一問題，本次設計采用了剛度較高的跨層BRB，能夠有效改善“B塔”結構的剛度分布情況。其中跨層BRB的設計參數如下：①采用了Q235鋼材類型；②設計承載力為7500kN；③等效截面積為35983mm2；④初始剛度為15×105kN/m；⑤屈服后的剛度比值為0.03。

3.3 采取樓板加強措施，解決樓板不連續問題

在本工程項目中，由于面臨著多層通高的情況，或者存在大開洞問題。由此導致了樓板存在不連續現象。其中在樓板的局部位置，有效寬度在50%以內，這顯然不利于結構安全。因此在實際設計時，需要對上層結構的樓板進行加強處理。首先，本工程樓板可以采用現澆混凝土樓板，要求樓板的厚度在150mm以上。樓板配筋應采用雙層雙向配筋方式。同時對配筋率也要嚴格要求，比如在本次加強設計中，要求樓板配筋率應在0.25%以上。如有必要，還可以對樓板進行有限元分析，完成應力的補充。然后在后續施工圖設計方面，做好應力補充的落實，從而有效實現樓板的強化，解決樓板不連續問題。

3.4 做好躍層柱的處理，滿足結構承載要求

在本工程項目中，由于建筑結構為框架-核心筒結構，再加上為滿足建筑辦公的需要，設置了一些框架柱，比如局部躍層柱與大開間柱。上述這些框架柱結構主要承載的是豎向荷載以及側向荷載，為保障整體建筑結構的穩定性，必須要確保其有著足夠的承載力。因此在上述框架柱中，可采用型鋼混凝土柱，這種類型的柱體結構有著非常高的承載力與延性，能夠滿足本工程躍層柱荷載承載要求。除此之外，還能夠控制底部框架柱承載力滿足小震彈性、中震不屈服的設計要求。

4 多塔復雜連接超限結構分析

4.1 塔樓對鋼連廊地震放大效應影響

在本工程項目中，如果發生地震地質災害，那么受地震作用的影響，主體結構會直接承受地震的荷載，然后還會進行荷載傳遞，最終由連廊支座承受。在地震傳遞過程中，相應的荷載振動效應會被放大，帶來更加嚴重的影響。為了能夠量化這種影響，需要計算地震振動放大效應數值。在計算分析時，可采用單塔模型，采用時程分析方法實現分析目標。在實際分析過程中，需要在基底輸入時程波，該時程波的加速峰值為220gal。在實際監測時，選擇單側塔樓支座作為監測位置，分析時程波加速度響應。在具體進行分析時，可選擇三組地震波。其中一組為人工波，剩余的為天然波。然后，分別開展計算分析。最后，再將塔樓監測點加速度與地面時程加速度峰值進行對比，即可得到結論。比如在本工程項目中，從最終對比分析結果（如表1所示）來看，在受到地震作用影響后，塔樓高位連廊的存在，會進一步放大這種地震效應影響。因此為更好地保障結構安全，針對塔樓空中連廊，必須要做好抗震驗算工作，確定合理的地震放大系數。本工程項目中，地震放大系數確定數值為2.0。

表1 監測點與地面時程加速度峰值對比

4.2 結構動力彈塑性時程分析

在本工程項目中，針對結構動力彈塑性時程分析，需要采用SAUSAGE軟件。在實際分析過程中，采用了1條人工波與2條天然波[3]。在實際輸入地震波的過程中，應結合工程項目實際，按照抗震設防烈度7度對應的地震，在主震動方向上設置220gal加速度峰值，并做好調幅工作。在實際分析過程中，均選擇應用三向地震波，在輸入地震波時，基于不同的方向，設計好不同的輸入比例。比如按照水平主方向、水平次向以及豎向方向，輸入比例可以控制在1∶0.85∶0.65。

通過上述分析，完成對不同樓層建筑的墻梁、墻柱、框架柱性能水準分層統計。從統計結果來說，受地震作用的影響，墻梁結構將會出現比較嚴重的損傷，因此也能夠消耗大部分的地震能量。而框架柱損壞程度較輕，很多均沒有損壞的痕跡。而墻柱損壞程度最輕，絕大部分無損壞，少部分的損害程度也比較輕微。在A塔中，在10層與19層邊墻柱位置，損壞程度比較嚴重。通過進行損壞評估，已經達到了中度損壞的標準。通過實際分析可知，第10層與19層均具有結構特殊性。其中前者屬于避難層，后者懸挑比較大，因此在地震影響下，應力集中比較明顯，更容易加劇損壞程度。通過分析剪力墻墻體的損傷可知，在地震作用的影響下，這種損傷屬于剪切型壓縮損傷，而邊緣構件沒有明顯損害的跡象。因此為改善上述問題，減少結構損傷，可以在實際設計時，注重做好關鍵樓層（比如上述提到的避難層等）墻身水平分布筋的設置。而針對鋼結構部分損壞分析來看，針對連廊斜撐構件與B塔桁架構件，本身不存在損壞情況。由此可知，上述鋼構件有著較強的結構彈性，因此即使受到地震作用的影響，也不會受到損傷。

在地震作用影響下，通過分析鉛芯橡膠支座與黏滯阻尼器時程結果可知，受地震作用的影響，橡膠支座發生了一定的側向位移。且位移程度不一，其中最大位移為150mm，這一位移距離在產品位移設計值與變形縫寬允許數值之內，因此能夠滿足位移要求，保障了結構安全。而對黏滯阻尼器來說，在地震作用下，同樣出現了位移，其中最大位移為135mm，也在產品設計值范圍內。而該裝置的最大輸出力為409kN，在產品設計值范圍，不會出現安全問題。最后，通過對剛度較高的跨層BRB進行分析，在地震作用影響下，該跨層最大拉力與最大壓力分別是8050kN、8118kN，均在BRB屈服承載力范圍之內，由此可知，在地震作用影響下，橡膠支座仍處于線性性工作階段，主體結構自身剛度基本不會出現削弱現象。

4.3 地震作用下整體分析與連廊對塔樓結構帶來的影響

在實際進行整體分析時，需要圍繞單塔模型，計算地震作用帶來的影響。在本工程項目中，考慮到地震帶來的影響，在實際計算時，針對支座受力，只進行了重力荷載質量轉換，沒有考慮連廊受地震放大因素的影響，對兩側塔樓帶來的動力荷載。因此在實際進行包絡分析時，還需要圍繞塔樓間的連廊結構，完成減震效果的整體性分析。在實際分析過程中，需要運用“PKPM-SATWE”與“ETABS”軟件。在上述軟件的幫助下，可以建立工程項目整體結構模型。然后利用該模型，選擇在多遇地震條件下，完成結構彈性分析。結合彈性分析結果，并與整體模型與單塔模型前三階振型周期進行對比，從最終結果來看，整體模型的周期介于單塔模型的A塔與B塔之間。與此同時，在整體模型中，通過對各分塔的樓層剪力進行統計，并對比整體模型分塔與單塔模型各單體的樓層剪力，最終結果如表2所示。從表2可知，與分塔模型相比，在X方向與Y方向上，整體模型首層樓層剪力均有所降低。由此可知，整體模型在19層及以下，單塔模型的樓層剪力結果要高于整體模型的樓層剪力結果。基于此，在連廊與主體結構之間，可以形成與“調頻質量減震系統”比較類似的一種減振效益。另一方面，對整體模型而言，在19層及以上位置處，相較于單塔模型樓層剪力，整體模型的樓層剪力更大，因此如果在實際設計時采用單塔結構設計方式，那么在確定連廊樓層剪力數值時，必須要與放大系數相乘，才能獲得更加準確合理的結果。

表2 單塔模型與整體模型第一層樓剪力統計對比結果

4.4 連廊關鍵構件失效分析

為了保障連廊結構安全，在本工程項目中，還需要考慮在連廊一些關鍵構件失效后，是否會出現連續倒塌的問題。在實際分析時，可采用拆除構件法。從“高規”相關規定來看，在完成構件拆除工作后，針對余下的結構構件，承載力應滿足Rd≥βSd公式要求。在上式中，Sd代表的是余下結構構件效應設計值；Rd代表的是余下結構構件承載力設計值；β代表的效應折減系數，不同類型構件，折減系數取值也有所不同。比如針對中部水平構件，β取值為0.67；針對其他類型構件，β取值為1.0。從最終的計算結果來看，在拆除連廊的一些關鍵桿件后，比如腹桿、上下弦桿等，均沒有出現連續倒塌現象。

連廊上支座也是一項非常關鍵的構件，在該失效后，是否存在連續倒塌問題，還可以采用非線性動力分析方法。這種方法的具體實施步驟如下：首先，應用“PKPMSATWE”與“ETABS”軟件構建初始模型，確定具體的失效構件。隨后，還需要結合實際，獲取相應構件的節點。然后，再利用上述軟件建立等效靜力模型。在分析時，先拆除失效構件，查看模型變化情況。與此同時，還需要在相應位置處，施加反向節點力，促使結構保持平衡。最后，采用一定的速度，將節點力移除，即可進行非線性動力時程分析。在本工程項目中，針對單個支座失效，連廊會先出現一定的變形，然后變形逐步趨于穩定。從中可知，上支座失效后，結構并沒有出現連續倒塌的問題，由此可有效保障整體結構的安全穩定性。

5 總結

總而言之，在本工程項目中，建筑結構屬于典型的多塔連接復雜結構，為保障結構安全，需要進行超限分析，并從設計層面入手，解決各種問題。在這一過程中，需要從不同角度出發，結合結構體系內容，分析在地震荷載作用下，對結構帶來的影響，比如塔樓對鋼連廊地震放大效應影響、整體分析與連廊對塔樓結構帶來的影響等，如此才能從根本上保障建筑工程結構的安全性。