某觀光塔結構設計

尚世仲

(華東建筑設計研究院有限公司，上海 200083)

1 工程概況

本工程的建筑使用功能是旅游觀光塔，模仿火箭發射塔進行設計。地上由1個發射塔和1個火箭模型，共兩個單體組成，總建筑面積約為8 000 m2，有1層地下室，地上14層，主要屋面高度約為75 m。

建筑效果圖見圖1。

抗震設防烈度為7度(0.15g)，設計地震分組為第三組，場地類別為Ⅱ類。抗震設防類別為丙類，設計使用年限為50年。

2 結構方案

“火箭”單體由6根鋼圓管格構柱組成，“火箭”結構從基礎起與“發射塔”主體結構同步至14層標高，筒體結構分別于第2層,4層,6層,8層,10層處設置檢修連廊，采用鋼結構。

“火箭”筒體分別在第12層,13層,14層穿各層大懸挑結構，其第12層～14層與懸挑部分在結構上采用6套粘滯阻尼器進行弱連接，目的是豎向“脫開”以釋放豎向力和位移，但在水平面內可傳遞兩者樓層間水平作用力。結構平面布置圖見圖2，發射塔結構立面示意圖見圖3，大懸挑樓層三維示意圖見圖4。

3 結構超限情況

3.1 結構超限判別

根據DB51/T 5058—2014四川省抗震設防超限高層建筑工程界定標準[1]、《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)[2]、JGJ 3—2010高層建筑混凝土結構技術規程[3]的有關規定，本工程結構超限情況如下：扭轉不規則：考慮偶然偏心影響的規定水平地震力作用下，扭轉位移比為1.32，大于1.2。豎向不規則：12層～14層外挑14.3 m>4 m，6層尺寸收進：8.6 m/25.06 m=34.3%>25%，且收進處25.55 m/75.75 m=33.7%>20%。其他不規則：局部穿層柱。

故本工程屬于具有三項一般不規則的超限高層建筑。

3.2 結構主要加強措施

1)針對豎向收進處的加強措施。6層豎向收進處及相關上下2層樓板設置為180 mm；6層豎向收進處及上下2層的相關豎向構件抗震等級提高一級。2)針對大懸挑樓層的加強措施。12層～14層大懸挑處桁架鋼梁、鋼支撐的抗震等級提高一級；12層～14層與大懸挑相連接的框架柱抗震等級提高一級；12層～14層大懸挑樓層核心筒外筒抗震等級提高一級。3)針對樓板的加強措施。12層～14層樓板存在局部缺失，按彈性板分析設計，樓板配置雙層雙向鋼筋配筋率不小于0.25%；控制小震下樓板應力不超過混凝土受拉強度標準值不小于2.01 MPa，中震下樓板鋼筋不屈服；驗算樓板大震下受力分析確保罕遇地震作用下仍能有效傳遞水平剪力。4)針對核心筒加強的措施。嚴格控制軸壓比及剪壓比，底部加強區(結構2層～3層)豎向分布筋配筋率提高至0.5%，過渡層(4層板面～7層板面)豎向分布筋配筋率提高至0.45%；核心筒框架抗震等級由二級抗震等級提高一級，核心筒外墻四角的墻肢約束邊緣構件通高設置，剪力墻軸壓比大于0.3的墻肢均設置約束邊緣構件；核心筒部位大于1.0ftk受拉墻肢設置構造型鋼，并對稱布置，對于受拉大于1.0ftk墻肢抗震構造等級調整為特一級。

4 多遇地震結構計算分析

本工程采用SATWE(PKPM 2010版V3.1)和ETABS 2016兩個程序進行多遇地震作用下的抗震性能分析，主要計算結果見表1，可滿足多遇地震作用下的抗震性能目標要求。

采用彈性時程分析作為振型分解反應譜法的補充分析，地震作用效應采用振型分解反應譜與七組地震波時程分析的較大值進行包絡設計。

彈性時程分析結果顯示，所選七條地震記錄滿足規范的選波要求，七條波計算得到的X向最大層間位移角為1/1 246，Y向最大層間位移角為1/1 231,均符合現行規范的要求。時程分析與反應譜分析的結果比較接近，并取兩者包絡值進行施工圖設計。

5 結構專項分析

5.1 剛重比限值修正

表1 小震反應譜主要計算結果

結構的剛重比是與結構整體穩定及P—Δ效應密切相關的參數，根據JGJ 3—2010高規的第5.4節有關規定，為滿足結構整體穩定性，剪力墻結構、框架—剪力墻結構、筒體結構應滿足式(1)；當滿足式(2)時，可不考慮重力二階效應的不利影響。

(1)

(2)

上述剛重比計算限值是基于建筑體型和荷載均勻分布的假定得出的，僅適用于較規則的高層建筑。

對于體型復雜的高層建筑，如頂部連體、頂部大懸挑或體型沿豎向收進結構，其重力荷載沿高度分布差異較大，如按式(1)及式(2)控制，則不能反映出結構的實際情況；對于本工程的頂部大懸挑結構，即使剛重比滿足《高規》的規定，結構的整體穩定可能也無法得到保證。因此需要對《高規》剛重比限值進行修正。

根據文獻[4]，控制結構穩定的剛重比限值表達式為：

(3)

彈性計算時可不考慮重力二階效應的剛重比限值為：

(4)

其中樓層豎向荷載分布系數：

(5)

經計算本工程β=0.365，代入式(3)，得到剛重比限值為1.48>1.4；代入式(4)，得到剛重比限值2.96>2.7。

由此可知修正后的剛重比限值均比《高規》的要求有所提高；又因為本工程大懸挑部分采用了鋼結構，自重較輕，因而整體結構的重量沿豎向分布的不均勻程度并不顯著。

SATWE軟件分別計算了地震作用和風荷載作用下的結構剛重比，見表2。

表2 結構剛重比計算值

結構剛重比計算值均遠大于限值，結構整體穩定性滿足要求，且在彈性計算時可以不考慮重力二階效應的影響。

5.2 大懸挑結構舒適度計算

本工程大懸挑樓層采用鋼桁架結構，樓蓋豎向剛度相對偏弱，在滿足結構強度、撓度要求的前提下，進一步對人行激勵下的舒適度問題進行詳細分析。

采用SATWE進行整體結構模態計算，懸挑結構豎向振動的振型為第4振型，頻率為3.04 Hz；采用ETABS計算時，豎向振動為第5振型，頻率為3.826 Hz，兩個軟件計算的樓蓋振動頻率均略大于3 Hz，滿足《高規》3.7.7要求。但因其懸挑跨度較大，為進一步了解其舒適度情況，本工程采用時程分析法計算了懸挑部位樓蓋豎向振動在人行激勵下的響應情況。

12層～14層大懸挑部位的使用功能為觀光展覽，均可能出現人員密集的情況，本次計算取人群密度為1人/m2，分析工況為各樓層人群激勵同時作用。

單人連續步行激勵荷載按式(6)確定[5]。

(6)

其中，G為單個人行自重,取質量為70 kg/人;αi為動力因子，α1=0.4+0.25(fs-2)，α2=α3=0.1;fs為步行頻率，取懸挑結構自頻率3.04 Hz；φi為相位角，φ1=0，φ2=φ3=π/2。

單人連續步行激勵荷載函數曲線見圖5。

當行人密度較大時，行人前后間距很小，行人已不能自由的按本人意愿和習慣行走，故人群對樓蓋的作用并非按照人數簡單疊加，本次計算參考文獻，人群荷載的折減系數(同步概率ps)取為0.2。

采用ETABS軟件時程分析法進行樓蓋結構的舒適度分析，結構阻尼比取0.02。12層～14層大懸挑樓蓋加速度計算結果如表3所示，可知加速度最大值出現在12層，為0.128 m/s2，小于規范限定值，結構豎向振動舒適度可滿足要求。

表3 大懸挑結構樓蓋加速度最大值

6 結語

本工程由發射塔結構與火箭模型結構兩個單體組成，二者在使用功能上是有聯系的，但因其結構剛度和質量相差較大，故二者之間的關系處理是設計的關鍵點。如將兩個單體的地上結構通過抗震縫徹底分開，雖容易估計其地震作用和采取抗震措施，但火箭模型自身側向剛度較弱，需要耗費更多的材料，且支撐的設置會對建筑外立面造成不利影響。另外在地震作用下，抗震縫兩側的結構可能會發生碰撞損壞的風險。

經綜合比較，考慮發射塔和火箭模型之間采用弱連接，發射塔為火箭模型提供側向支撐，通過構造處理實現僅傳遞水平力，不傳遞豎向力，以避免大懸挑結構對火箭模型在豎向上的不利影響。既節省了材料，又提高了結構安全度，同時也有利于建筑使用。

經判別，結構存在扭轉不規則、豎向較大外挑、尺寸收進及局部穿層柱，共3項一般不規則項目，針對這些不規則采取了相應的加強措施，提高了結構的抗震性能。

考慮到豎向荷載不均勻分布的影響，對結構剛重比限值進行了修正。對于大懸挑樓蓋豎向舒適度進行了專項分析，計算結果表明均可達到預期的性能目標。