某带长悬臂结构的超限高层结构设计

丁立群

厦门佰地建筑设计有限公司，福建 厦门 361004

1 工程概况

本工程位于泉州市东海片区滨海总部区，项目临近泉州市行政中心，位于东海综合大道与沿海大通道道路交叉口西南角。根据规划设计，本工程总用地面积为8713m2，总建筑面积为106409.5m2，其中，地上建筑面积为84945.32m2，地下建筑面积为21464.13m2。本工程为地上双塔中的A 塔，集商业和办公为一体，建筑面积46550.31m2，建筑总高度137.25m，地上共32层，地下室三层，10 层以上除避难层外层高4.2m。根据工程设计，工程抗震设防烈度7 度（0.15g），设计地震分组为第三组，场地类别Ⅲ类，场地特征周期0.65s（罕遇地震采用0.70s），抗震设防分类标准丙类；基本风压0.70kN/m2，地面粗糙度A 类，风载体型系数1.40。

2 结构设计

2.1 结构体系

根据工程设计，本工程为型钢混凝土外框和钢筋混凝土内筒结构体系，外框尺寸为32.6m× 43.5m，长宽比L/B=1.33＜1.5，高宽比<6。内筒偏置，筒中心线X 方向向东偏移整体中心线3.6m。首层因大开洞造成西侧底层外框柱均为穿层柱。A 塔27～28 层，30～31 层东侧布置有外挑双层钢结构桁架连廊以连通B 塔，悬挑长度13.7m。

上部结构嵌固端为地下室顶板。

结构抗震等级：框架为一级，核心筒为一级、局部小偏拉墙肢为特一级、全筒抗震构造措施均为特一级。

2.2 基础布置

根据地勘报告，基础选用大直径冲孔灌注桩。桩端持力层采用中风化花岗岩层。

2.3 超限情况

根据《超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点》［1］，本工程的主要超限情况如下：

（1）地上高度137.25m，超过规范A 级高度130m 的规定，未超过B 级150m 的规定。

（2）本工程有如下不规则项:

①扭转位移比1.21（1F），扭转不规则。

②3 层以上楼层，X 向偏心率大于0.15，偏心布置。

③二层开洞面积超过30%，楼板不连续，并存着穿层柱。

2.4 抗震性能目标

根据2.3 超限情况及《高层建筑混凝土结构技术规程》［2］及《建筑抗震设计规范》［3］要求，结构整体抗震性能目标选用C级，具体抗震性能目标如表1 所示。

2.5 超限应对措施

本工程设计中具体的超限应对措施见表2。

塔楼偏置造成的结构偏心布置，结构设计中通过以下方式，以达到整体平面刚心和质心的吻合。

（1）削弱核心筒一侧刚度，即减薄东侧墙体厚度，本工程筒体标准层近边墙体厚度600mm，远边墙体厚度则减薄至500mm；同时远边墙体适当增设结构洞口。

（2）增强离筒体较远一侧的框架刚度，可通过加密远筒一侧框架柱，并加大远筒框架的梁柱截面尺寸实现。

表1 抗震性能目标

表2 超限应对措施

穿层柱除按抗震等级提高一级按特一级设计外，另按中震弹性设计，每根穿层柱承担的剪力取相应楼层框架柱剪力平均值的1.2 倍，并复核稳定性。

2.6 多遇地震下结构计算分析

采用SATWE、PMSAP 两种程序分别计算，两种程序计算出的主要指标大致相同，同时均满足规范要求。主要计算结果对比如表3 所示。

小震弹性时程分析补充计算：采用SATWE 计算软件。选取PKPM 程序内带的7 条地震波，2 条人工波为RH3TG065和RH4TG065，5 条天然波为TH089TG065、TH001TG065、TH005TG065、TH3TG065 和TH002TG065。各条地震波计算的基底剪力及其平均值满足规范要求。

由计算结果可知，时程分析的7 条地震波作用下的层间位移角平均值略大于CQC 法结果，小于规范限值1/800；楼层剪力平均值接近CQC 法结果，22 层以上略有超过。

2.7 中震下结构计算分析

参数取值：在中震作用时，地震加速度最大值为150cm/s2，水平地震影响系数取最大值0.34，按中震弹性进行结构设计且不考虑地震内力调整系数和风荷载作用情况下，结构设计参数可按小震设计取值。

在中震不屈服设计时，在不考虑地震内力调整系数和风荷载作用的情况下，地震作用分项系数可按1.0 取值，且不需要考虑调整抗震承载力，截面验算可按材料强度标准值取值。

底部加强区剪力墙结构设计时，可采用ASTWE 软件对外框柱进行中震抗弯不屈服验算，按计算结果和小震计算参数进行配筋取值。本工程中，针对部分核心筒外墙暗柱配筋较大的问题，为改善外墙暗柱抗弯不屈服性能，可在设计中增设型钢。

根据计算结果，底部加强区在剪力墙结构能够满足中震抗剪弹性设计目标要求。

中震下剪力墙墙肢出现拉应力时，其抗震等级提高为特一级。当墙肢轴拉应力＞1.0ftk 时，应增设型钢（Q345B），型钢向上延伸1 层，同时型钢截面面积按拉应力≯200MPa 控制。

首层大堂上空，西侧六根穿层柱按中震弹性设计，按计算结果与小震作用下进行包络配筋。

2.8 大震弹塑性分析：

在本工程结构设计大震弹塑性验算中，采用PKPM 软件中PushOver 功能进行弹塑性验算，地震加速度取最大值310cm/s2，水平地震影响系数取最大值0.72，初始阻尼比取0.05。将参数录入PKPM 软件中，验算本工程在大震作用下的最大位移。计算结果如图1、图2。

表3 主要指标一览（小震）

图1 静力弹塑性分析X 向能力、需求曲线

图2 静力弹塑性分析Y 向能力、需求曲线

由计算结果可得：

（1）在相应位移下，结构在X 向和Y 向均未发生整体垮塌；

（2）结构达到推覆性能点时，楼层的最大层间角分别为1/136 和1/161，满足剪力墙结构层间弹塑性位移角的限制［1/100］，能满足“大震不倒”的抗震性能目标。

（3）在性能点处，墙体损伤主要集中在底部加强区，3～8层也有一定程度的损伤。性能状态基本控制在CP～C范围内，能够满足本工程的大震设防性能目标。设计中提高底部加强区及过渡层墙体抗震等级为特一级，并在核心筒周边墙体和边缘构件内增设型钢，达到对薄弱部位的加强。

（4）塑性铰出现的部位和次序也符合抗震设计的要求，塑性铰首先出现在连梁梁端，且进入塑性阶段的时间比较早，分布较广，实现了连梁作为第一道防线首先屈服耗能的预期目标。到达性能点时，部分框架梁（特别是X 向）也已进入塑性状态，继续耗散地震能量，形成梁铰机制。部分墙体进入塑性，而框架柱仅为轻微损伤，表明结构具有较好的延性。

2.9 长悬臂结构对结构整体的影响

根据建筑造型和功能要求，在A 塔27～31 层（标高111.75～128.55） 与B 塔32～38 层（标高111.15～129.15）间，设置空中连廊，并要求可从A 塔28 层通行至B 塔34 层。

方案阶段2 种结构方案可供选择，分别为悬挑（单边或双边）和连体（强连和弱连）两种设计方式。

连体设计方案可分强连接和弱连接两种方式。2 种连接方式都有结构冗余度高，连廊结构安全性高等优点。规范［2］要求强连接需要连接体主构件伸入主体至少一跨，但连廊两端A、B塔楼层标高不一致，高度上错半层，造成此条规范要求无法满足。同时，两侧楼层标高不一致问题也造成弱连接支座设计难度大，且过大的支座与建筑立面要求严重冲突。另外，两侧主体结构体系不同（分别为框架核心筒结构和剪力墙结构），结构刚度、动力特性差异较大，也增加了连体设计的难度。

悬挑设计方案可分为单边悬挑和双边悬挑。双边悬挑悬挑长度小，悬挑方式可选择性大，安全性容易控制，但存在变形缝设置在连廊中间、连廊中部错层等问题，且与建筑立面不符。

设计中选用单边悬挑方案。单边悬挑方案存在结构冗余度低；悬挑净长过大，达13.7m，结构方案选择性小；与主体连接设计难度大；竖向地震作用影响大等问题。但此方案很好的解决了建筑立面要求，并且结构整体计算简明，减少了不规则项，因此成为最终选项。

结构计算中采用振型分解反应谱法计算竖向地震作用，并考虑双塔间的风载狭缝效应。

表6 不同模型对层间位移角的影响

表6 中，无桁架附加荷载模型为仅将桁架产生的内力作为恒载加到边柱上，作为桁架产生的内力对主体侧向位移计算影响的参考。根据表6 可知，悬臂桁架产生的弯矩，对主体产生较明显的倾覆影响，但仍在主体的承受范围内；另一个方面也反映了本工程的抗侧力体系，足以独立承担长悬臂桁架产生的倾覆弯矩，不需另行补充内跨斜腹杆（柱间支撑）来增大抗侧力刚度。

4 结论

（1）通过基于性能化的抗震设计，有针对性的加强关键构件的薄弱部位，如底部加强区域的剪力墙、框架柱均按特一级设计等。

（2）针对由核心筒偏置造成的结构平面偏心布置，应采取有效措施，如调整远近边框架刚度、消弱核心筒远边墙体刚度等方式，以实现刚心和质心的尽量吻合。

（3）首层因楼板大开洞造成的穿层柱，需要进行抗震性能化设计，并采取一定的加强措施，以保证其延性和稳定性和抗震二道防线的有效。

（4）超高层建筑的高位长悬臂结构，对主体结构有明显影响，主要反映在倾覆力矩和侧向变形上，需要主体结构自身有一定的抗侧向刚度余量，特别是未附加内部斜腹杆（柱间支撑）情况下。