某复杂高层连体结构设计方法与思路

2022-08-05沈文杰

建材发展导向 2022年13期

沈文杰

（安徽省建筑设计研究总院股份有限公司，安徽合肥 231000）

1 工程概况

北航合肥科学城创新研究院主楼（图1）位于新站高新区魏武路以南，文忠路以西，项目总用地面积7.7 万m总建筑面积18 万m，地上建筑面积14 万m，地下建筑面积4 万m。建筑功能为研究中心、办公、公共配套、公寓及会议中心。地面以上建筑长度243m，宽153m，地上10 层，地下1 层， 1 层层高5.4m， 2 层及以上层高4.2m，建筑高度为43.2m。

图1 建筑效果图

项目风荷载取值为0.35kN/m，地面粗糙度为B类。由于本项目为高校研究院不属于中小学，因此在设计前为明确设防目标进行设防要求分类审查，并根据审查核定意见确定抗震设防烈度维持7 度第一组，计算选用的基本加速度仍按照0.10g，并提高至8度加强抗震措施，场地类别为II类，特征周期为0.35s。结构安全等级取为二类。地下室局部设计为人防，结构嵌固于基础顶。

2 结构方案布置

本工程地上部分通过若干个抗震缝分为东、南、西、北四个独立的结构单元。根据建筑立面要求，各个独立单元在立面上需在所对应方向开大洞口，其中北楼立面洞口宽度为54m，高度为28.8m，南楼立面洞口宽度为54m，高度为20.4m，东、西楼立面洞口宽度为26.1m，高度为12m。为实现建筑效果，除洞口位置外其他部分均采用钢筋混凝土框架-剪力墙结构，在洞口上方设置连体桁架，其中北楼桁架高度范围为八层至屋面，南楼桁架高度范围为六层至屋面，东、西楼桁架高度范围为四层至顶层。混凝土结构柱主要截面为900mm×900mm、 800mm×800mm，剪力墙厚度为200 ～300mm，楼板厚度主要为120mm。南、北楼连体桁架结构跨度54m，与两侧主体结构相连处宽度为18m，设置了3 榀桁架，桁架间跨度分别为8.1m和9.9m。连体桁架与混凝土结构采用刚性连接，与桁架相连的的柱子内插型钢，按型钢混凝土柱设置，并且连体钢梁延伸至相邻一跨的框架梁内。桁架弦杆和腹杆均采用H型钢，桁架区域楼板采用钢筋桁架楼承板，楼板厚度取150mm以提高桁架自身刚度。东、西楼各设置了3 个连体桁架，跨度为26.1m，桁架宽度为9m，与两侧的混凝土结构为错层连接，连体桁架一侧设置在四层至六层、十层至屋面，另一侧设置在四层至八层。由于该处桁架自身刚度较小，无法协调两侧混凝土结构变形，连体桁架采用设置滑动支座的连接方式联结两侧混凝土主体结构，具体布置见结构平面布置图（图2）。

图2 结构平面布置图

3 结构超限情况

根据《建筑抗震设计规范》，本工程具体不规则情况如下。

1）南、北楼： a.扭转不规则，由于结构单元长度较大，达到243m，尽管在两端设置了剪力墙对位移进行约束，考虑偶然偏心的扭转位移比仍达到1.33，大于1.2； b.刚度突变：八层及以上由于连体桁架的存在，刚度较下部楼层增大较多，八层与相邻层刚度比为0.62，刚度变化大于70%； c.竖向构件不连续：存在连体结构； d.承载力突变：八层与相邻层受剪承载力比为0.7，变化大于80%； e.扭转刚度弱：作为连体复杂高层建筑，扭转周期比为0.88，大于0.85。

2）东、西楼： a.扭转不规则，混凝土结构部分体型为U型，考虑偶然偏心的扭转位移比仍达到1.3，大于1.2； b.凹凸不规则：平面凹凸尺寸约为相应边长的60%，大于30%； c.楼板不连续：二层均布存在大洞口，有效宽度大于50%； c.竖向构件不连续：存在连体结构； d.尺寸突变：九层存在立面缩进，尺寸大于25%。

4 结构计算分析

4.1 反应谱分析

本工程采用SATWE软件作为主算程序，用YJK作为辅算程序。以北楼为例，在两个软件中的不同计算结果见表1 ～表3。

表1 SATWE与YJK计算结构周期表

表2 SATWE与YJK结构位移信息

表3 SATWE与YJK结构剪重比信息

综合两个软件计算的前3 个周期可以看出，结构第1 ～3 振型均较为简单，基本是平动或扭转为主。扭转周期Tt与第一周期T1 之比为0.88，两个软件计算周期误差在2.8%左右。根据《高层建筑钢筋混凝土结构技术规程》，楼层层间最大位移与层高之比限值为1/800。多遇地震作用下楼层最大位移角1/1733，为Y向地震荷载作用下，满足规范要求。两种软件计算的最大层间位移实际发生在相近的楼层处。本结构X向基本周期为0.9846s，为1.6%； Y向基本周期为1.2171s，取限值为1.6%，地震作用下楼层剪重比及调整系数如表3 所示， X、 Y向底层剪重比大于规范要求，两个软件计算结果相近。

4.2 弹性时程分析

本项目采用YJK进行小震下的弹性时程分析，作为反应谱法计算的校核，保证结构安全可靠。地震波采用YJK数据库提供的5 组天然波及2 组人工波。图3 给出了7 组时程波的平均影响系数的曲线走势和反应谱法所用影响系数曲线走势，由对比可见满足规范要求的结构主振型的周期点上的误差值在20%以内。

图3 规范谱与地震波平均谱对比图

表4 给出了两种计算方法下的底部剪力值结果。结果表明：所选取的时程曲线下结构底部剪力和平均值均满足规范要求。

表4 时程分析与CQC基底剪力比较

4.3 动力弹塑性分析

项目采用YJK-EP进行罕遇地震作用下的弹塑性时程分析计算，参考前述的小震弹性时程分析结果，选用1 条人工波， 2 条地震波，对结构进行双向的地震输入，分别进行x、 y方向的分析。其中北楼时程分析结果如下。

罕遇地震分析后，重要抗震构件及竖向构件没有发生相当严重的破坏，结构竖立不倒，相当数量的连梁在地震力作用下进入屈服耗能状态，有一定数量的框架梁参与塑性耗能；地震输入结束时，底部加强区以上局部墙体中等或轻微损伤，底部加强区局部墙体部分中等损伤，未出现单个剪力墙全截面均进入屈服状态的情况，满足关键构件大震抗剪不屈服的要求；整体的结构楼层位移角可以满足抗震目标要求，总体而言，结构在罕遇地震输入下具有较高的承载力和较好的延性，能满足“大震不倒” 的要求。

同时分析结果显示，本楼底层剪力墙大震作用下应力大，采取加强处理措施，提高重要部位抗震等级，增加配筋。连体连接部位受力复杂，采取提高连接部位墙柱抗震等级，设置型钢柱等加强措施。

5 结构设计

5.1 连体加强措施

根据结构计算分析，设计时对南、北楼连体结构采取了针对性加强设计措施，具体如下： 1）连体部分楼板厚度取150 mm，钢筋双层双向拉通，直径不小于10mm，间距不小于100mm； 2）连体桁架所在楼层以及上下各延伸一层与连体桁架相连的柱按型钢混凝土柱采用。连体桁架的钢梁向两侧主体结构内伸入一跨； 3）与连体桁架相连的剪力墙在连体桁架所在楼层以及上下各延伸一层均设置约束边缘构件，且相连的剪力墙抗震等级均提高一级； 4）连体桁架首层底部和顶层顶部在平面内设置交叉钢支撑，目的为增大连体桁架平面内刚度。

5.2 支座设计

东、西楼采用滑动支座的方式与主体形成连接。滑动支座设置在两侧结构伸出的牛腿上。考虑到本项目连廊自身层数较多，自重较大，支座的竖向承载能力为支座选取的主要考虑因素。经过对一些支座产品的对比，在相同竖向承载力下，球型钢支座的截面较其他类型支座更小，竖向承载能力更好。故连廊与主楼采用球型钢支座连接。支座设计时，采用以钢桁架底层一侧为铰接支座，另一侧为全滑动支座的形式；其余楼层，均为全滑动支座。桁架每层都做连接节点，将竖向力均匀施加在各楼层，减小支座的竖向承载力需求。

除了竖向承载力以外，支座的另一重要参数即为支座的行程。作为采用支座设计的弱连接连体结构，设计时希望能够在水平作用下，连接体两侧主体结构相互脱离，相互之间能够产生独立的位移，互不影响，降低结构的复杂性。因此设置满足变形要求的支座行程，就是实现上述目标的手段。计算支座行程时，结合理论公式，通过小震计算的位移结果，结合大小震作用的关系比值，并适当考虑刚度退化影响系数，初算出一个预估值，建议采用罕遇地震下动力弹塑性分析结果，得出更为精确的单体变形值。本项目最终取支座行程即变形缝宽度为300mm，并以此作为支座及牛腿尺寸设计的依据。

对于弱连接连体结构，支座作为钢桁架和主体结构的连接，支座自身的安全性等级应高于连接体。支座不发生破坏也是连体结构不发生安全隐患的基础。在设计时滑动支座仅承担竖向荷载，并设置了足够的行程作为桁架自由滑移量，基本确保了滑动支座不影响连接体的平动和转动。但是为保证连体结构在极端情况下的的安全，例如主楼的位移变形超过抗震缝宽，球型滑动支座的位移值超过限值。对于此情况下设计时将连体结构和两侧主楼整体建模计算，连体结构与主体结构之间连接均简化按照铰接考虑，并按照大震不屈服复核连体部分钢结构应力和主楼支座处竖向抗震构件，以保证连体结构支座的处抗震性能优于主楼其他区域，避免连体结构成为抗震薄弱部位。因此在设计时，支撑牛腿、支座的框架柱内均采用型钢混凝土以提高安全性能。