梁小宁
广东南海国际建筑设计有限公司
摘要：针对广东南海桂城华亚金融中心带大跨度转换框架核心筒超限高层结构设计进行探讨研究，介绍了该项目结构体系、工程超限情况及加强措施，并进行了小震、中震、大震、静力弹塑性和弹塑性时程分析，计算结果表明结构在罕遇地震下处于延性阶段，结构抗震性能满足规范要求。
关键词：超限高层；大跨度转换；动力弹塑性
一、工程概况
华亚金融中心项目位于佛山市南海桂城，地处的千灯湖商圈。本项目塔楼高度为147.7m，共 34 层，首层层高为16m，二层层高4.1m，其余各层层高4.4m；二层转换层转换梁跨度27m；地下室共4层，基坑深度21m。
设计地震烈度7 度，地震分组为第一组，地震加速度值0.10g，特征周期为0.35s，场地土类型II类；属抗震一般地段，抗震设防类别丙类。
二、结构超限情况及应对措施
1、转换层平面图、标准层平面如图：
2层转换层平面 标准层平面
根据《广东省高层建筑混凝土结构技术规程》及《广东省超限高层建筑工程抗震设防专项审查实施细则》。
1、本工程存在以下超限和不规则情况：
?高度超限：楼高147.7m，为B级高度框架核心筒结构。
?竖向不规则性：2层27m大跨度转换，属一类竖向构件不连续不规则
③扭转不规则：本工程扭转位移比Y向1.32（6层，对应位移角1/2118），扭转 I类不规则。
从以上可知，本工程存在高度超限，扭转不规则和竖向构件不连续不规则，需进行超限性能设计。
2、性能目标：
针对本工程超限项目，采取了结构抗震性能化设计。考虑首层层高16m和2层27m跨度转换不利因素设定结构抗震性能目标为C级，抗震设计性能目标按《广东省高规》式（3.11.3-1）的要求：
中震：SGEk + η（SEhk* + 0.4SEvk*）≤ ξRk
关键构件：η=1.1；ξ=0.74（压、剪）ξ=0.87（弯、拉）
普通竖向构件：η=1.0；ξ=0.74（压、剪）ξ=0.87（弯、拉）
耗能构件：η=0.8；ξ=0.74（压、剪）ξ=0.87（弯、拉）
大震：VGEk+ηVEk** ≤ ζfckbh0
关键构件：η=1.1；ζ=0.15
普通竖向构件：η=1.0；ζ=0.15
三、结构计算与分析
1、本工程的整体计算主软件SATWE（2010版），对比计算软件ETABS；PKPM模块弹塑性静力PUSH，弹塑性时程分析采用MIDAS软件。
1、小震SATWE计算结果显示，基底总剪力X向12354KN、Y向12354KN；第一扭转周期（T1=3.8S）与第一平动周期的比0.76；最大水平位移和层间位移比值1.32（属Ⅰ类扭转不规则）；最大层间位移角X向1/1035（22层）、Y向1/ 1190（22层）；层间受剪承载力比最小值出现在首层比2层，X向为77%、Y向为88%（首层墙水平筋超配系数按3）；最小侧向刚度比出现在首层比2层，X向为1.58、Y向为1.87（通过高度修正计算），最小剪重比X向1.54%、Y向1.61%（大于内插后最小值1.52%），刚重比X向2.75、Y向3.12。同时用ETABS软件进行对比，计算结果误差在5%范围内。计算结果满足规范要求，结构布置较合理。
本工程小震安评报告加速度大于规范值，计算取安评报告的地震参数，中震、大震时按规范要求取值。
2、根据高规要求，本工程进行了小震作用下的弹性时程分析。7条地震波（2条人工波5条天然波），七条时程曲线在对应于结构主要振型的周期点上系数曲线相差不大于 20%，每条曲线计算所得结构底部剪力的不少于反应谱法计算结果65%，平均值不小于80%。时程分析计算得出的层间位移角曲线无较大突变，竖向构件刚度变化较为均匀。七条时程曲线可作为设计依据。
3、本工程除了按《广东省高规》性能目标为C级中大震计算，还对转换框架中震正截面不屈服、抗剪弹性和大震正截面、抗剪不屈服验算。
中震下首层核心筒边墙配筋、转换框架和外框架柱配筋有所增大，配筋按小震和中震包络设计，允许极少部分框架梁抗弯屈服；大震下转换框架按正截面抗剪不屈服配筋。
四.静力弹塑性分析
本工程双向采用PKPM模块push进行分析，分析中采用位移控制，计算得出的两方向需求能力谱曲线、顶点处的位移和层间位移角曲线，结果如下表：
顶点位移（mm） 最大层间位移角 弹塑性层间位移角限值[1/125]
X向：438.7 Y向：424.8 X向：1/182 Y向：1/213 满足
通过观察塑性铰情况可见：在推覆中，塑性铰首先在底部加强区的连梁及墙肢出现，然后沿竖向陆续出现；直到性能点位置，剪力墙未出现剪力铰，表明剪力墙具有较大抗剪承载力，在罕遇地震作用下不发生剪切破坏；框支框架未出现塑性铰，表明框支框架具有较大承载力，在罕遇地震作用下不屈服。
五 弹塑性动力分析
考虑结构在2层大跨度转换，采用MIDAS程序进行弹塑性时程分析，地震波采用两组天然波和一组人工波。所用地震加速度时程曲线有效峰值加速度取220cm/s2。对梁柱等一维构件采用塑性铰模型，梁柱铰特性值均采用修正的武田三折线模型；对剪力墙采用纤维模型，剪力墙纤维模型采用滞回模型；对梁柱和剪力墙钢筋采用计算配筋值的1.05倍，钢筋采用双折线滞回模型。
通过罕遇地震作用下动力弹塑性计算分析，可以得出以下结论：
1.结构连梁先出现塑性铰，然后连梁损伤迅速发展并出现剪切损伤，随时程输入连梁损伤逐步累积；结构部分框架梁进入塑性阶段参与结构塑性耗能，但框架梁整体塑性损伤有限；结构框架柱未进入屈服状态，地震输入结束时筒体剪力墙底部局部出现应力较大的现象，剪力墙出现极少量局部损伤，未出现剪力墙全截面进入屈服状态，满足大震下结构性能目标的要求。
3.整个外框架部分框架梁的塑性损伤超过开裂强度水准，少数超过屈服强度水准；框架柱塑性损伤绝大部分未达到开裂强度水准，结构外框架作为第二道设防体系具有足够的富余；
4.2层转换梁柱未出现塑性铰，满足转换梁柱抗弯和抗剪不屈服的性能目标。
5.结构楼层位移角满足不大于1／125的要求；整体来看，符合结构的概念设计要求，达到“大震不倒”的抗震性能目标。
六 抗震加强措施
针对以上超限及首层较高情况，采取以下的加强措施：
1.剪力墙底部加强部位按-1层~3层。
2.框架柱-4~4层设置型钢混凝土柱。
3.核心筒角部边缘构件均按约束边缘构件。
4.剪力墙底部加强部位的竖向分布钢筋最小配筋率提高至 0.6%。
5.-1~首层竖向构件及转换框架抗震等级由一级提高至特一级。
6.首层核心筒外圈剪力墙厚度提高到900mm。
7.提高首层剪力墙抗剪承载力，水平墙筋配筋增大为计算值的3倍。
8.首层框架柱稳定性满足中震弹性验算要求，框架角柱尺寸增大至2m x 2m。
七 结论
综上所述，本工程存在首层层高较大和大跨度转换的不利因素，通过概念设计，结构体系选择恰当，结构布置、构件截面取值合理，结构位移等指标符合规范要求，结构具有良好的耗能机制，针对结构薄弱位置补充分析和加强构造处理，能满足现行规范的“小震不坏，中震可修、大震不倒” 的抗震设防要求。目前该项目已通过施工图审查，现场正在施工中。
论文作者:梁小宁
论文发表刊物:《基层建设》2015年19期供稿
论文发表时间:2015/12/29
标签：塑性论文; 结构论文; 位移论文; 框架论文; 构件论文; 梁柱论文; 首层论文; 《基层建设》2015年19期供稿论文;