某超B級高度L形平面剪力墻結構設計

2015-12-11 09:18:06林偉松

福建建筑 2015年8期

林偉松

(廈門合道工程設計集團有限公司福建廈門 361004)

1 工程概況

鷺城廣場項目位于廈門火車站商圈，北臨廈禾路，南側為南方大飯店，西側為東南亞大酒店，東側為銀河大廈。項目總用地面積10623.92m2，總建筑面積約14萬平方米。設計采用板式布局方式，兩棟L形超高層住宅與其之間的會所形成一個圍合的社區。沿廈禾路以及東西側的市政道路設置兩層沿街店面。設置三層地下室及一層半地下室，同時與地面停車相結合。(圖1)為建筑總平面圖，(圖2)為總平鳥瞰圖。

圖1 建筑總平面圖

1#樓采用不設縫的 L型平面，長46.7m，寬 46.9m，主要屋面高度184.65m，頂部高度196.65m。采用鋼筋混凝土剪力墻結構體系。L形的肢長為31.9m、29.4m，肢的典型寬度為17.5m、14.8m，肢之間的夾角為90°。地下一至三層為車庫及設備用房，層高3.6～3.8m;半地下室為店面、門廳及車庫，層高5.05m;底層為架空、門廳，層高6.55m;2～9層為辦公、住宅，層高3m;10～59層為住宅，層高3m;其中15、30、45 層為避難層，層高 3m。

建筑抗震設防類別為丙類;建筑結構安全等級為二級;所在地區的抗震設防烈度為7度，設計基本地震加速度0.15g，設計地震分組第二組，場地類別Ⅱ類，50年一遇的基本風壓0.8kN/m2，地面粗糙度為C類。

圖2 總平鳥瞰圖

2 結構形式及復雜性分析

2.1 地上結構概況

圖3 1#樓加強區域示意圖

1#樓采用剪力墻結構體系，結構平面布置見(圖3)。由于地上一層結構高度為6.55m與二層層高3m有層高突變，為控制底層不同時出現軟弱層與薄弱層，調整墻體截面，且在滿足《高規》[1]關于側向剛度的要求下，強制指定底層為薄弱層，地震剪力放大1.25倍。建筑外墻邊緣構件中設置構造型鋼范圍由基礎頂至建筑總高度的1/3。地下室部分按主樓帶2～3跨地下室建模。剪力墻厚度見(表1)。

表1 剪力墻厚度表

樓面結構采用鋼筋混凝土梁板樓面體系，連梁截面為400×1500～200×550，框架梁截面為400×550～200×400。樓板厚度100mm～120mm。

2.2 結構復雜性分析

(1)1#總高度為184.65m(4.65m半地下室+180m塔樓)，為超B級高度超限高層。

(2)扭轉不規則，最大扭轉位移比1.39大于1.2。

(3)凹凸不規則，lx/Bmax=62.9%ly/Bmax=68.3%。

(4)剛度突變，底層剛度小于上一層70%或上三層的80%。

(5)沿廈禾路一側半地下室為沿街店面。

3 針對結構復雜性采取的措施

3.1 針對超限情況采取的加強措施

(1)高度超限

根據《高規》5.1.12條要求，主樓采用兩種不同力學模型的結構分析軟件進行整體計算對比。根據《高規》5.1.13條，采用彈性時程分析法作為小震作用下的補充計算，采用靜力彈塑性或動力彈塑性分析法進行補充計算。根據《高規》3.9.4條，7度時B級高度剪力墻結構抗震等級為一級，因本工程高度超B級，將剪力墻抗震等級提高至特一級。根據《高規》3.11.1條，設定主體結構的抗震性能目標為D級，關鍵構件性能水準按高于D級。

(2)扭轉不規則

調整結構布置，盡量減少結構的質量和剛度的偏心，控制考慮偶然偏心影響下結構位移比不大于1.4。補充模型按地震作用最大方向30o旋轉的小震、中震和大震計算，并與正交方向比較進行包絡設計。斜交方向風荷載體型系數按《高規》附錄 B取值。采用SATWE特殊風荷載計算。

(3)平面凹凸不規則

L形連接兩肢的連接板是樓板的薄弱部位，適當增加連接部位樓板板厚不小于120mm，采用彈性膜假定分析連接板平面內應力，根據應力配置雙層雙向鋼筋網進行加強。L型平面各層內凹角處應力集中較為嚴重，在內凹角采光井處，做800x400的寬扁梁，連接板厚度取150mm，雙層雙向配筋。內凹角周邊剪力墻全高按約束邊緣構件進行配筋加強。對于建筑平面分戶采光井中存在較多開洞和凹入的情況，在凹口處設置不小于2m的拉板，樓板板厚不小于120mm，且板筋采用雙層雙向拉通，提高樓板的抗剪能力，保證結構的整體性。

(4)剛度突變

由于底層高度為6.55m，二層高度為3m，合理調整抗側力構件布置減小結構剛度的變化，確保底層與二層的側向剛度比在考慮層高修正時為1.12，不小于1.1的規范限值。底層與二層的受剪承載力之比為1.09，不小于0.8的規范限值。同時，強制指定底層為薄弱層，地震剪力放大1.25倍。

(5)半地下室:主要計算模型按3層地下室、嵌固端在負一層頂板計算，并用4層地下室、嵌固端在半地下室頂板復核墻體配筋。

3.2 結構性能設計采取的加強措施

設定主體結構的抗震性能目標為D級，關鍵構件性能水準按高于D級設計。本工程關鍵構件除了常規的底部加強區剪力墻外，對扭轉變形較大部位的L型兩端各3榀剪力墻全高也按關鍵構件進行性能設計。針對性能目標采取如下加強措施:

(1)底部加強區剪力墻、L型兩端各3榀剪力墻全高按“中震抗剪彈性、抗彎不屈服”設計。

(2)底部加強區剪力墻在中震下出現小偏心受拉且拉應力超過砼抗拉強度標準值時及其他配筋較大的墻體內設置型鋼，以提高剪力墻抗彎承載力和抗震延性。

(3)所有豎向構件在罕遇地震作用下，受剪均滿足截面要求。

(4)全樓約束邊緣構件應設置至軸壓比不大于0.25處，但不超過建筑總高度的1/3。

(5)采用彈性時程分析法進行小震作用下的補充計算，地震效應按時程法與振型分解反應譜法取大值以充分考慮高階振型的作用。

(6)L形連接兩肢的連接板按“小震不裂、中震彈性”設計。

(7)根據罕遇地震彈塑性分析結果，驗算大震作用下的結構變形，并對結構薄弱部位進行設計加強。

4 結構計算分析結果

4.1 結構多遇地震及風荷載分析

(1)多遇地震及風荷載作用下計算結果詳(表2)。

表2 主樓結構分析主要結果對比

(2)各階振型參與質量比重圖詳(圖4)，從圖中可以看出當振型參與質量達到90%時，所需的振型分別為X向32階，Y向35階。本工程取45個振型，以考慮高階振型對結構的影響。此時各方向質量參與比重分別為X向95.6%，Y向94.8%，振型參與質量之和均不小于總質量的90%，可滿足規范要求。

圖4 各階振型參與質量比重圖

(3)L形高層建筑在地震作用下的扭轉振動難以避免。主要因為建筑形體的原因，建筑質量分布不均勻，結構的質量和剛度的偏心等。結構的前2階振型均包含有扭轉效應，但第一扭轉周期與第一平動周期、第二平動周期比值均遠小于0.85，結構抗扭剛度較好。第二平動周期與第一平動周期比值大于0.9，兩個主軸方向剛度接近，動力特性相近。結構的前3階振型圖見(圖5～圖10)。

(4)最大層間位移對應節點的位移、層間位移角、層間位移比詳(圖11～圖15)。

(5)風振舒適性分析

根據《高規》3.7.6條，房屋高度超過150m的高層混凝土建筑應滿足風振舒適度要求。按《荷載規范》[3]附錄 J驗算，采用 10年一遇風荷載標準值0.5kN/m2，結構阻尼比2%計算。X向順風向頂點最大加速度0.134m/s2，X向橫風向頂點最大加速度0.047m/s2，Y向順風向頂點最大加速度0.135m/s2，Y向橫風向頂點最大加速度0.052m/s2。均小于規范限值0.15m/s2，滿足要求。

(6)樓板應力分析

根據文獻[2]對樓板薄弱部位的平面內應力分析及其抗震設計進行了深入探討，并指出應采用“分塊剛性力學模型”對具有薄弱樓板連接的主體結構進行分析設計，并給出了樓板平面內力分析及設計的推導公式。

本工程采用PMSAP進行整樓板應力分析時，取消“強制剛性樓板假定，并將連接結構的樓板指定為彈性膜”。

小震作用下，按裂縫控制等級二級，采用混凝土抗拉強度標準值作為控制連接板混凝土核心層開裂的指標，主拉應力標準值要滿足下式:σ1k，小震≤ftk

圖5 SATWE第一振型(X向)

圖6 SATWE第二振型(Y向)

圖7 SATWE第三振型(扭轉)

圖8 PMSAP第一振型(X向)

圖9 PMSAP第二振型(Y向)

圖10 PMSAP第三振型(扭轉)

圖11 最大層間位移對應的節點、剛心與質心坐標

式中，ftk為混凝土抗拉強度標準值，σ1k，小震為有地震作用效應組合時連接板在小震作用下的主拉應力標準值。

圖12 X向地震最大層間位移角

圖13 Y向地震最大層間位移角

圖14 X向地震最大層間位移比

圖15 Y向地震最大層間位移比

結果表明，在小震作用下，主體結構的樓板應力分布較為均勻，在樓層邊緣與剪力墻交接部位有部分應力集中現象，但絕大部分樓板拉應力在1.8MPa，未超過混凝土C30的抗拉強度標準值2.01MPa。故可滿足小震不裂的性能目標。

圖16 層間位移角最大樓層X向地震樓板主應力圖(拉應力為0.27～1.8MPa)

圖17 層間位移角最大樓層Y向地震樓板主應力圖(拉應力為0.27～1.8MPa)

(7)彈性時程分析

本工程場地土類別為Ⅱ類，設計地震分組為第二組，根據安評報告，特征周期Tg=0.45s，加速度峰值取為57cm/s2，有效持續時間不小于結構基本自振周期的5倍，即不小于17.7s，間隔0.02s。

結合安評報告提供的時程地震波數據，選取5條天然波(TH4TG045、User1、User2、User3、User4)，2 條人工波(RH3TG045、User10)進行彈性時程分析。

彈性時程分析結果表明:

①每條時程曲線計算所得結構底部剪力均不小于振型分解反應譜法計算結果的65%且不大于振型分解反應譜法計算結果的135%;多條時程曲線計算所得結構底部剪力的平均值大于振型分解反應譜法計算結果的80%且小于振型分解反應譜法計算結果的120%，所選地震波符合規范要求。

圖18 規范譜與地震波譜對比圖

圖19 X向樓層剪力包絡圖

圖20 Y向樓層剪力包絡圖

②各條地震波時程分析的樓層剪力及位移變化特征與CQC法基本一致，最大基底剪力小于CQC法計算結果，全樓地震力計算可滿足要求，不需放大。50層以上由于受高階振型的影響，時程分析法計算的樓層剪力略大于CQC法計算結果，為CQC法結果的1.03～1.15倍。設計時，將此部分樓層的地震剪力放大1.15倍進行包絡設計，以充分考慮高階振型的地震作用。

4.2 結構設防烈度地震分析

(1)分析方法

用SATWE軟件，增加阻尼的等效線性方法進行彈塑性分析，本工程偏安全的暫不考慮增加阻尼比，用規范反應譜進行計算。

(2)樓板應力分析

根據文獻[2]，中震作用下，采用水平鋼筋的抗拉強度設計值作為連接板承載能力的指標。當樓板采用雙層雙向配筋相同時，連接板中的主拉應力設計值要滿足下式:

圖21 層間位移角最大樓層X向地震樓板主應力圖(拉應力為0.70～4.0MPa)

圖22 層間位移角最大樓層Y向地震樓板主應力圖(拉應力為0.20～4.2MPa)

結果表明，在中震作用下，主體結構的樓板應力為0.70MPa～4.21MPa，鋼筋間距100mm，根據公式，求得As=129mm2，計算所需單根鋼筋應大于64.5mm2。實配雙層雙向 10@100，鋼筋面積78.5 mm2，滿足要求。

(3)局部性能分析

對關鍵構件，即底部加強部位的剪力墻和L型兩端各3榀剪力墻按“中震抗剪彈性，抗彎不屈服”與多遇地震(特一級)結果取包絡進行設計。

4.3 結構彈塑性分析

采用PUSHOVER分析方法對主體結構進行性能評估，以量化的計算結果來評價結構在罕遇地震作用的抗震性能目標。

PUSH分析的模型由SATWE導入，為了提高程序的使用效率，去掉可作為上部結構嵌固端的地下室和主要屋面以上的構架層，盡量只保留主要的結構抗側力構件。加載方式采用可考慮高階振型效應的“彈性CQC地震力”。考慮到結構平面的不對稱性，分別從0度、90度、180度、270度、30度、210度六個主方向進行加載，主要性能指標詳(圖23～圖34)。