低烈度区风控超限高层结构分析

鲍侃袁， 倪闻昊

（杭州园林设计院股份有限公司，杭州 310007）

0 引言

我国目前抗震分析主要基于小震分析，即使大震动力弹塑性分析也是按小震弹性分析计算结果作为配筋，提供罕遇地震下动力弹塑性分析模型的数据来源，研究在罕遇地震作用下的结构响应、抗震性能、薄弱部位，对结构是否满足预期性能目标进行了复核验算和薄弱环节加强［1］。过去对基于小震设计相对于国外标准配筋量明显偏低，为了实现两阶段三水准抗震设计方法［2］，实际上我们通过一系列的抗震调整及构造措施来保证。低烈度区按小震设计往往可以基本保证大震不倒，有观点认为无需进行超限分析和大震弹塑性分析，但结构可能具有明显的损伤，影响后续功能发挥。从小震分析到性能化设计的要求不是简单的提高和放大，而正是侧重概念设计［3］。在实际地震下，找出结构薄弱部位，对于不可避免的出现损伤和破坏将导致结构刚度不均匀变化，发生内力重分布。众所周知小震设计基于弹性无法考察弹塑性状态下结构的反应特性，因此低烈度区的超限高层对于刚度的控制因素也许在于风荷载，然而性能化设计也是一项不可缺少的工作［4］。针对在预期性能目标下结构构件应满足的宏观损伤程度，对结构构件进行详细的复核，通过合理的加强措施满足性能目标的要求。另一方面低烈度区超限高层在满足抗震性能化指标后，风荷载成为结构合理性布置的另一个重要因素。风荷载属于频遇荷载，结构处于弹性状态。对于高宽比较大的结构，位移角受风荷载的控制［5］，尤其是横风向的影响尤为突出。文中以某沿海低烈度地区超限高层结构为例，分析此结构在各水准烈度下的抗震性能及顺风向和横风向下结构的响应特性，总结得出在地震工况结构损伤并不严重的情况下，由风荷载控制的设计方法。

1 工程概况

文中分析的某工程位于沿海地区，抗震设防类别为丙类。建筑高度147.92m（幕墙高度153.9m），43层，首层架空层高6.0m，采用钢筋混凝土框架剪力墙结构，结构竖向抗侧力构件均上、下连续贯通，楼盖采用现浇混凝土梁板结构，洞口上下对齐，形成明确的墙肢和连梁，确保剪力墙具有适宜的侧向刚度抵抗水平荷载。

工程抗震设防烈度6度，设计基本地震加速度峰值0.05g，建筑场地类别Ⅲ类场地，设计地震分组为第一组，多遇地震时特征周期0.45S。图1给出了此楼标准层结构平面布置图。在多遇地震、设防烈度地震和罕遇地震下分别选用1、4、5的性能水准，并保证关键构件在大震下不应屈服。

图1 标准层结构平面

风荷载按B类地面粗糙度选取，基本风压0.45kN/m2［6］，高宽比约8.2。属于对横风向风振作用效应明显的结构，所以计算时考虑结构横风向风振影响的影响［7］。承载力设计时风压按基本风压的1.1倍选取。

2 抗震分析

结构在多遇地震作用下具有良好的抗震性能。设防烈度下的中震分析，计算地震作用时不考虑与抗震等级有关的增大系数。中震等效弹性法结构层间位移角能够满足规范要求。关键构件的抗震承载力满足不屈服，普通竖向构件抗剪满足最小抗剪截面要求，耗能构件大部分允许屈服。结构中震分析的结构整体计算结果满足所提出的抗震性能目标。罕遇地震下的分析，结构弹塑性分析可根据性能目标所预期的结构弹塑性状态。允许连梁发生较大程度的破坏，连梁刚度折减取0.5［8］。大震等效弹性法计算所得的层间位移角能满足小于1/111震性能目标。罕遇地震动力弹塑性分析的目的是针对结构薄弱部位和薄弱构件提出相应的加强措施。工程的天然波采用了两组实际强震记录的加速度时程曲线，采用《抗规》3.10.4条建议办法计算调整后的弹塑性时程层间位移角，弹塑性层间位移角参考值满足预期性能目标位移角限值1/111的要求。

根据SSG计算结果判断，给出弹性时程与弹塑性时程分析下的基底剪力时程曲线以及顶层位移时程曲线。选取一个节点的弹塑性动力时程结果与弹性动力时程结果对比。

在开始段弹性时程分析的基底剪力与弹塑性时程分析的基底剪力基本一致，曲线基本重合，随着地震能量的输入结构中有构件进入屈服，结构阻尼增大，周期变长，弹塑性时程分析剪力逐渐小于弹性时程分析的剪力，并且弹塑性时程分析剪力大小变化开始滞后于弹性时程分析结果［9］，但后期弹性和弹塑性的基底剪力相差并不明显，可见结构损伤并不严重。

由图2可知，在开始段弹性时程分析的层间位移以及位移与弹塑性时程分析的层间位移以及位移基本一致，曲线基本重合，但随着结构中有构件进入塑性，两者的层位移及位移时程曲线差异逐渐增大，但是结构的振动周期基本与弹性时程分析持平，意味着结构的水平抗侧力刚度退化的比例很小。在考虑重力二阶效应及大变形的条件下，在罕遇地震作用下结构最大顶点位移X向为0.326m、Y向为0.498m，结构最终仍能保持直立，满足“大震不倒”的设防要求。主体结构在地震波作用下的最大弹塑性层间位移角参考值X向为1/290、Y向为1/204，满足1/111限值要求。结构的弹塑性层间位移角曲线总体较光滑；从天然波Y主方向作用下的基底剪力及位移时程曲线对比，也表明结构进入塑性不明显，结构大部分构件仍处于弹性状态，随着时间的延长，结构在弹塑性下有一定的反应滞后现象。

图2 顶点Y向位移时程曲线

在弹塑性分析模型中，通过对图3剪力墙受压损伤图和剪力墙性能水准图的损伤情况分析得出：

图3 剪力墙、柱全楼性能水准图（南）

（1） 由于设置合理的剪力墙开洞形成连梁，连梁在大震下损伤耗能效果明显，从而保护了主承重墙肢，大部分剪力墙未出现明显的损伤。剪力墙和柱在大震下并未发生塑性变形，部分竖向构件出现轻微损坏，极个别竖向构件出现轻度损坏。

（2） 从图4可知底部加强区墙肢大部分无损坏，部分小墙肢出现轻微损坏，有极个别竖向构件出现轻度损坏。

图4 剪力墙性能水准图（底部加强部位南视图）

（3） 非底部加强区剪力墙大部分无损坏，部分小墙肢出现轻微损坏，有极个别的竖向构件出现了轻度损坏。

（4） 混凝土墙钢筋均无塑性应变。对破坏较严重的连梁，在采用等效弹性模型进行施工图设计时，对其刚度系数进行合适的折减。可见剪力墙、框架柱及梁、柱均未出现严重损伤，可以满足整体结构大震下性能水准5。

3 风荷载作用分析

工程风荷载分析设计中，工程计算位移角时X向顺风向干扰系数取1.05，Y向顺风向干扰系数取1.05；考虑由于漩涡的相互干扰，房屋某些部位的局部风压显著增大，工程在建筑承载力设计时基本风压放大1.1倍的基础上再放大1.1/1.05倍［10］。横风向干扰系数X、Y向均取1.2。考虑干扰系数后［11］，顺风向X向体型系数取为1.52×1.05=1.60，Y向体型系数取为1.44×1.05=1.51；结构第一阶自振周期为4.26s，第二阶自振周期为4.09s。回代自振周期后，横风向最大位移角为1/769，超出了规范限制。此超高层地震作用下能满足抗震性能的目标，局部调整墙肢及进行相应的周期回代还是无法满足横风向下的位移限值要求［12］。

规范对于高宽比在4～8之间，给出了相应的计算横风向等效荷载的计算公式，对于项目高宽比大于8的情况，广义力功率谱与高宽比的关系曲线不再单调，因此对于超过规范高宽比限值的结构，采用规范提供的横风向风振的计算方法值得验证，为了能够准确计算横风向风振对于结构的影响，应采用风洞试验的实际数据，而不能够采用规范的简化公式。

然而对于在一定高宽比下落入了相应自振周期下的横风向敏感区域的结构，是否必须采用风洞试验考察横风向影响？事实上计算横风向风荷载下的自振周期，也可以考虑填充墙影响的周期折减，这样横风向风荷载的计算跳出了相应自振周期的敏感区域，大大减少横风向效应［13］。

在顺风向风荷载作用下，项目楼层顶部Y向最大位移为112.27mm，约等于总高度的1/1229；如图5所示，在X向横风向风荷载作用下，楼层顶部Y向最大位移为144.38mm，约等于总高度的1/955。

图5 横风向最大层间位移角

对于超高层建筑必要时进行风洞实验，以实际反映风荷载的分布及周边建筑的影响。对于横风向及顺风向的体型系数有较准确的模拟。风洞风倾覆弯矩不小于规范风的80%，以保证风洞风数据的合理性。风洞风荷载下位移角要与规范风荷载对比，但某些构件的应力比可能要高于规范风荷载。

因此综合结构的安全性和经济性，后续分析设计按规范风荷载和风洞风荷载进行包络设计，位移角及舒适度计算采用规范风荷载值，采用规范风荷载计算时可以不考虑横风向风荷载和扭转风荷载。

4 结语

文中对低烈度区的超限高层进行了的抗震性能化设计分析，通过预设的性能目标合理优化布置结构，分析结构中大震下的结构反应，弹性和弹塑性的基底剪力相差并不明显，选取节点的位移时程曲线滞后不多，可见结构损伤并不严重。然而结构的高宽比较大，自振周期落入横风向敏感区域，并且结构的特定体型不适合规范所提供的横风向计算方法，通过合理的周期折减，重新计算横风向作用，使得结构在满足抗震性能要求下，结构的自振往往可以跳出横风向明感区域，同时满足风荷载下的位移限值。因此可以得出如下结论：

（1） 低烈度区超高层对于抗震性能性能化分析及横顺风荷载反应分析都是必要的。

（2） 低烈度区结构即使在大震下结构损伤也不明显。

（3） 层间位移角往往由风荷载控制，横风向响应的计算不能简单地套用规范公式，必要时采用风洞试验验证高宽比与其广义力功率谱的关系，也可以试图采用周期折减等方法，避开横风向敏感的区段，从而简化设计程序。