320m超高网格结构抗震性能化分析

2021-12-31樊钦鑫韩龙谢军杨超杰金来建

特种结构 2021年6期

樊钦鑫韩龙谢军杨超杰金来建

1.中国航空规划设计研究总院有限公司北京100120

2.浙江精工钢结构集团有限公司绍兴312030

1 工程概况

某电视塔总高约320m，其中塔身高度接近251m，桅杆高69m。总建筑规模约为20169m2。地上一共13个使用楼层（含5个避难层）、18个检修层，地下2层。该塔集广播、电视发射、节目传送、卫星接收功能于一体，同时还设有餐饮娱乐、购物、展示展览、观光旅游等多种综合功能（见图1）。

图1 建筑效果及剖面Fig.1 Building renderings and section view

设计使用年限50 年，建筑结构的安全等级一级，建筑抗震设防类别乙类［1］。抗震设防烈度为7 度，设计基本地震加速度值为0.10g，设计地震分组为第1 组，场地类别为Ⅲ类，基本参数见表1。

表1 地震作用参数Tab.1 Seismic action parameters

2 超限情况及性能目标

电视塔类结构属于高耸结构，也属于构筑物，其结构体型和受力特点与一般高层结构有区别，但是《高耸结构设计标准》（GB 50135—2019）［2］中并未规定其适用范围，同时在结构设计中涉及许多控制指标在相关的现行结构设计规范、规程中未有明确规定。因此，非常有必要采用高层结构规范的性能化设计理论对结构进行专项分析研究。结构体系采用筒中筒［3］（外网格钢筒，内高强混凝土核心筒）抗侧力体系，把结构的抗侧力效率发挥至最大。

2.1 超限情况

根据住建部《超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点》（建质［2015］67 号），以及内蒙古自治区建设厅《内蒙古自治区超限高层建筑工程界定规定》（内建设［2012］381 号）规定，经初步判断，主要超限情况如图2 及表2 所示。

表2 结构高宽比情况Tab.2 Structure aspect ratio

图2 高度超限示意Fig.2 Schematic diagram of height overrun

从高层建筑结构角度，结构体系为筒中筒混合结构，外筒为钢网格结构，内筒为混凝剪力墙土结构，适用钢外筒-钢筋混凝土核心筒体系7度0.1g，最大高度为210m，本结构塔楼顶245m（不考虑桅杆）在高度上超限16.7%；结构外筒高宽比满足《高规》限值要求。

结构在平面上扭转规则、无偏心、无凹凸不规则，5.2m裙房平面楼板不连续局部开大洞面积超过30%，属于平面不规则情况；竖向抗侧力构件连续，无刚度突变及受剪承载力突变情况，但是楼层质量沿高度分布不均匀，属于竖向不规则（图3、图4）。同时《抗规》［4］、《高规》［5］和《高层民用建筑钢结构技术规程》［6］暂未列入的其他高层建筑结构，定性为特殊类型高层建筑。

图3 5.2m 平面不规则Fig.3 5.2m irregular plane

图4 竖向质量不规则Fig.4 Irregular vertical quality

综合判定此结构高度超限、平面楼板不连续、竖向质量分布不规则、特殊类型建筑超限。

2.2 性能目标

根据《高规》结构抗震性能目标分为A、B、C、D四个等级，综合考虑抗震设防类别、设防烈度、场地条件、结构超限程度等因素，确定该结构抗震性能目标为C（实际除局部构件整体达到B），具体构件指标见表3。

表3 主要构件性能指标Tab.3 Main component performance indicators

2.3 结构抗震等级

结构抗震等级见表4。

表4 结构抗震等级Tab.4 Structural seismic grade

3 多遇地震作用下分析

3.1 计算模型的选取

采用MIDAS. GEN和SAP2000 软件进行小震下反应谱分析和弹性时程分析，计算模型见图5。

图5 MIDAS.GEN 和SAP2000 计算模型Fig.5 Calculation model of MIDAS. GEN and SAP2000

3.2 振型分解反应谱法的计算结果

上述计算结果表明，MIDAS. GEN 和SAP2000 的计算结果基本相符，结构周期比、剪重比、位移比、侧向刚度比、受剪承载力比、振动质量参与系数等［7］均满足《抗规》、《高规》的规范要求，主要指标结果见图6 ～图8。

如图6 所示，结构最不利质量比出现在41.6m ～46.8m与36.4m ～41.6m比值及208.0m ～213.2m 与202.8m ～208.0m 比值，因避难层功能引起局部楼层荷载较大，超出《高规》1.5 的限值，属于竖向质量不规则。相对应的薄弱层地震作用标准值剪力乘以1.25 的增大系数。

图6 结构质量比沿高度分布Fig.6 Distribution of structural mass ratio along height

因在46.8m ～52m 范围设置消防传输泵房，内外筒间通过楼面梁、楼板传递水平力，在外筒沿着环向设置两道环杆，导致外筒的刚度突变，进而内筒的剪力出现反号。基底外筒的侧向刚度显著大于内筒，水平力主要由外筒承担，由图7可见，在地震作用下，外筒承担地震剪力达到70%以上，外筒承担底部倾覆力矩达到75%以上。在中低区，随着高度增加，形体收进，外筒承担剪力和弯矩比例降低。在中高区100m 细腰位置以上，内筒承担剪力略大于外筒，形成内外筒共同承担地震剪力和弯矩［8］。

图7 X 向小震作用下内外筒剪力及倾覆力矩分配Fig.7 Distribution of shear force and overturning moment of inner and outer tubes under X-direction small earthquakes

结构的顶部混凝土核心筒层间位移角、剪切变形、有害层间位移角见表5。高耸结构弯曲变形较大更应该关注层间有害位移角及剪切变形。高耸结构一般不做层间位移角限值要求，对于有塔楼的或容易造成非结构构件破坏的部位，应控制该部位有害层间位移角，计算时应扣除该位置弯曲转角造成的层间变形值，满足限值1／1000。塔楼剪切变形满足限值1／300。

表5 结构整体分析指标Tab.5 Analysis of the structure of the overall index statistics

由图8 可看出，结构主体变形仍以弯曲型变形为主，符合高耸结果在水平荷载作用下的变形特点，在顶部塔楼区域层间位移角达到最大值1／700，剪切变形1／1034，有害层间位移角最大值出现在细腰位置，最大值为1／11329，均满足《抗规》要求。

图8 X 方向层间位移角及有害层间位移角Fig.8 Interlayer displacement angle and harmful interlayer displacement angle in X direction

3.3 弹性时程补充分析

本工程结构弹性时程分析采用Ⅲ类场地设计特征周期Tg＝0.45s 的两条天然波和一条人工波进行整体补充计算。三条地震波平均地震影响系数曲线与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线在统计意义上相符，满足《抗规》要求，具体计算结果见图9。

图9 反应谱与弹性时程计算结果比较Fig.9 Comparison of response spectrum and elastic time history calculation results

每条时程曲线计算的基底剪力不小于反应谱法计算结果的65%，不大于135%，多条时程曲线计算结果的基底剪力平均值不小于反应谱法结果的80%，三条地震波计算结果均满足《抗规》要求。

根据三条地震波时程分析包络结果，X向最大地震塔顶剪切变形1／510，Y向最大地震塔顶剪切变形1／390，X向最大地震层间有害位移角1／12891，Y向最大地震层间有害位移角1／10438，比反应谱结果大，但满足规范限值要求。

结合地震时程分析结果和地震反应谱分析结果，为合理考虑结构的高阶振型对结构的抗震性能的影响，对结构高区的楼层地震力取弹性时程包络值进行放大设计。

4 设防烈度地震作用下分析

为了考察中震作用下结构各构件保持弹性和不屈服的可能性，采用符合规范的中震反应谱进行了考虑阻尼比增大的等效弹性反应谱分析。分析的主要目的是确定中震作用下外筒钢结构斜杆柱、环向杆、桅杆和内筒各构件的性能化设计目标，并且根据分析结果提出有针对性的改善措施，保证结构性能化目标的实现［9］。

4.1 外筒钢结构及桅杆中震弹性验算

中震弹性各荷载组合工况下外筒钢结构及桅杆分析后的内力及包络设计最大应力比，见图10。

图10 中震弹性组合下外网格杆件沿高度应力比分布Fig.10 Distribution of stress ratio of external grid members along height under moderate earthquake elastic combination

从图10 可以看出，中震荷载组合工况下，外网格应力比控制在0.7 以下，应力比最大位置在底部和细腰位置；环杆应力比控制在0.85 以下，应力比最大位置在细腰位置；桅杆应力比控制在0.90 以下，应力最大位置在底部连接区段及顶部实腹段。

4.2 内筒剪力墙中震性能目标验算

计算结果表明，在中震作用下，剪力墙内筒外围墙体均能满足中震抗剪弹性和拉压弯弹性的要求，达到预先设定的中震下的性能目标。图11 及表6 列出了最不利墙肢位置（Q1 ～Q5）及Q1 剪力墙计算结果。

表6 Q1 剪力墙计算结果Tab.6 Shear wall calculation results of Q1

图11 最不利墙体位置示意Fig.11 Schematic diagram of the most unfavorable wall position

4.3 内筒剪力墙中震拉应力

根据计算结果，对各区墙体在中震不屈服考虑双向地震作用下的墙体拉应力进行统计［10］（图12）。

图12 墙肢拉应力统计Fig.12 Statistical diagram of tensile stress of wall limbs

从图12 可以看出，在塔座位置由于重力荷载较大，结构未出现拉应力，拉应力最大值出现在细腰位置，其中Q1 和Q4 沿高度最大拉应力大于ftk，其余墙肢拉应力均小于ftk，满足抗震超限对剪力墙在中震考虑双向水平地震作用下全截面由轴向产生的平均名义拉应力小于两倍混凝土抗拉强度标准值2ftk的要求。

4.4 内筒钢骨设置

以中震考虑双向水平地震下的标准组合统计的拉应力为设计依据，在内筒外墙内设置钢骨，主要设计原则如下：（1）保证抗剪弹性的性能目标，拉应力均由钢骨承担，提高抗剪承载力；（2）根据构造要求在核心筒内大洞口及角部设置钢骨暗柱，同时所有钢骨不参与剪力墙配筋计算，只考虑在地震作用下提高结构延性。

核心筒中钢骨布置如图13 所示，钢骨主要截面H200 ×200 ×16 ×16、H200 ×200 ×25 ×25。

图13 内筒墙体钢骨布置Fig.13 Layout drawing of steel frame of inner tube wall

4.5 内筒具体配筋要求

内筒具体配筋要求如下：

（1）底部加强区范围取地上5 层，为实现中震下抗剪、拉压弯弹性性能目标，提高整体延性，底部加强部位的水平和竖向分布钢筋最小配筋率取为0.5%，细腰拉应力较大区域剪力墙的水平和竖向分布钢筋最小配筋率取为1.0%，其他一般部位水平和竖向分布钢筋最小配筋率为0.35%。

（2）核心筒墙体的约束边缘构件外墙四角通高设置，其他剪力墙在轴压比大于0.25 时设置约束边缘构件，顶部塔楼6 层及出屋面连接桅杆楼层设置约束边缘构件。约束边缘构件的纵向最小构造配筋率为1.4%，配箍特征值增大20%，构造边缘构件配筋率不应小于1.2%。

5 罕遇地震作用下分析

本部分进行了罕遇地震作用下结构动力弹塑性时程分析，重点通过对结构整体指标和构件性能两个方面来评判安全可靠。结构整体指标包括结构顶点位移时程、弹塑性层间位移角等，构件性能评估指标包括研究塑性发展的区域、损伤程度，构件应力、应变等，从而在找出结构薄弱部位的同时，对结构采取加强措施。

5.1 时程地震波参数

结构动力弹塑性时程分析采用Ⅲ类场地特征周期Tg＝0.5s 的两条天然波和一条人工波分别进行主次双向地震作用计算，双向地震作用下结构地震响应主次方向加速度施加比例为1∶0.85。地震波持续时间均大于40s，均大于结构基本周期5 倍。加速度峰值均为275gal，结构阻尼比0.04。三条地震波平均地震影响系数曲线与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线在统计意义上相符，满足规范要求。

5.2 弹塑性位移、层间位移角

大震弹塑性下结构顶点最大位移角小于性能指标限值1／50，塔楼最大层间位移角也小于性能指标限值1／120，见表7、表8。

表7 顶点最大位移及顶点最大位移角Tab.7 Maximum displacement of the vertex andthe maximum displacement angle of the vertex

表8 塔楼最大层间位移角Tab.8 Maximum displacement angle between towers

5.3 弹塑性结构基底剪力合理性判断

从表9 中可以看出，罕遇地震作用下的弹塑性时程分析基底剪力占大震弹性基底剪力的84% ～98%，说明结构在进入大震后塑性发展程度不严重，大多数构件处于接近弹性受力的状态，故在大震下考虑弹塑性后基底剪力相较大震弹性分析下基底剪力较大（图14）。

表9 基底剪力对比结果（单位：kN）Tab.9 Comparison result of base shear（unit：kN）

图14 RGB 大震弹塑性和大震弹性基底剪力时程Fig.14 Time history of base shear force of RGB largeearthquake elastoplasticity and large earthquake elasticity

5.4 结构构件损伤情况

由图15 可见，外筒钢结构几乎无损伤，可认为处于大震不屈服状态。由图16 可以看出在大震弹塑性分析下，连梁塑性程度发展充分，起到了屈服耗能的作用，处于重度损坏阶段，仍有一定承载能力；内筒剪力墙塑性应变发展水平大多处于轻微损坏阶段，细腰位置墙肢局部处于轻度损坏阶段，满足性能目标要求。

图15 外筒塑性损伤情况Fig.15 Plastic damage of outer cylinder

图16 内筒塑性损伤性能水平指标Fig.16 Index of plastic damage performance level of inner cylinder

6 防连续倒塌设计

考虑结构受到袭击或局部构件瞬时失效，采用拆分法即拿掉失效杆件，采用屈服强度对“剩余结构或与失效杆件直接连接杆件”进行承载力验算；具体考虑细腰和顶部交叉X节点受到袭击破坏后完全退出工作（图17），应还有足够的强度保证整体结构处于稳定状态，不发生连续倒塌；为了考察在意外情况下结构局部所受到冲击作用而破坏时外网钢结构的防倒塌能力，采用拆除构件法（表10）进行防连续倒塌设计：基于最不利情况考虑，一次性拆除潜在发生破坏的关键杆件即取消122m细腰处一X形节点和顶部质量突变处213m的V形节点，采用弹性方法进行剩余结构构件强度和结构整体大变形抗倒塌分析。

图17 拆除构件示意Fig.17 Schematic diagram of dismantling components

表10 抗倒塌分析原则Tab.10 Principles of anti-collapse analysis

根据以上原则进行分析，一个X 形或V 形节点失效，导致剩余构件内力重分布，与其直接相连的构件应力增加明显，大约为原来的1.5倍，与拆除杆件非直接连接杆件应力变化较小，所有杆件应力比均小于1.25 倍标准值；结构顶部最大竖向位移为64mm，挠跨比约1／200，结构构件基本保持在弹性状态。即结构在进行有效内力重分布的情况下，结构不会因为局部构件的破坏失效而引起大范围的连续倒塌，整体结构具有较高的抵抗连续倒塌的能力。