某不等高连体结构抗震性能分析

陈建君 （广西大学 土木建筑工程学院，广西 南宁 530004）

0 引言

近年来，随着我国高层建筑的发展，连体结构因其具有独特的建筑体型和使用功能（通行、观光、休闲等）被广泛应用。高层连体结构其自身动力特性存在明显的平扭耦联效应，地震作用下连体结构受力复杂、破坏形式多样，因此也被定义为复杂结构，对此类结构抗震性能的分析与评估成为工程设计的难点[1-2]。本文将以某不等高连体结构的实际工程为研究对象，探讨不等高连体结构抗震性能化设计的流程与方法，为不等高连体结构的设计提供技术参考。

1 工程概况

本工程结构是由两个办公楼组成的不等高连体结构，A 塔（低塔）地上19层，结构高度87m；B 塔（高塔）地上32层，结构高度145m；两塔楼标准层层高均为4.5m，结构模型示意图如图1，在17～19 层设置连廊连接两塔楼，三层连体部分建筑功能分别为设备夹层、办公层以及连接体屋顶花园。

图1 计算模型示意图

本工程结构设计使用年限为50 年，建筑安全等级为二级；塔楼部分均采用“框架-核心筒结构”，抗震设防类别为标准设防类（丙类），设计地震分组为第一组，场地类别为Ⅱ类；基本风压0.75kN/m2（50 年重现期），地面粗糙度为C 类。按设防烈度7 度（0.10g）确定剪力墙及框架的抗震等级：A 塔（低塔）连体相关层（16～19 层）为一级，其它为二级；B 塔（高塔）连体相关层（16～20层）为特一级，其它为一级。地下室顶板板厚为180mm，刚度比大于2，取顶板为上部连体结构的嵌固端。

2 连接方案比选

A、B 塔楼在17～19 层设置连廊连接形成不等高连体结构，连接体分别连接高塔弱轴与低塔强轴方向，共设三层楼面板连接（连接体楼板中间开洞），连接体跨度约为17m，连体部分采用钢空腹桁架，楼面板采用组合楼板，并在连体部分楼板面内设置对角钢撑，以提高连体部分的抗震性能[3]。

2.1 振型分析

通过对无连接体、两端刚接、一端刚接一端弹性连接三种方式的连体结构进行振型分析，其中不同连接方式的周期与振型详见表1，结果如下。

表1 连体结构不同连接方式的周期与振型分析

①不设连接体：两栋塔楼振型基本独立，由于底部裙房体量与高度相对塔楼较小，裙房可不分缝处理。

②两端刚接：相对于不设连体结构，整体频率增大，整体刚度加强，但由于A、B 塔楼高度与刚度均相差太大，存在刚度突变问题，且整体结构低阶振型相互耦合的现象明显，第三振型为结构平动与扭转相互耦合，振型复杂多变[4]。

③一端刚接一端弹性连接：连体结构低阶振型相对独立，第一、第二振型是以高塔为主的平动振型，第三振型是以高塔为主的扭转振型，第四振型才出现两塔相互耦合的现象。

2.2 动力响应分析

对比不同连接方式的连体结构，连接刚度对高塔的底部剪力影响较小；连接刚度对低塔底部剪力影响较大，且两端刚接时A 塔底部剪力远大于另外两种连接方式；采用一端刚接一端弹性连接，相对于无连接体的动力响应变化不大；在设置连接体的基础上减小了连接体对主体结构的影响，且水平侧移最小。不同连接方式的动力响应结果，见表2。

表2 连体结构不同连接方式的动力响应分析

综上所述，采用一端刚接一端弹性连接，既满足了建筑连体的需求，又合理地协调了塔楼刚度，比较经济合理。连接体钢梁与B 塔在18 层、19 层、20 层刚接，在A 塔18 层设置悬挑型钢梁，并设置隔震支座与连接体弹性连接，连接体19 层、20 层端部与A 塔设置抗缝脱开。塔楼结构平面布置图、连体桁架剖面示意图分别见图2、图3。

图2 A、B塔连体楼层结构平面图

图3 连体楼层剖面示意图

3 超限情况与抗震性能目标

结构主要的超限情况：两个塔楼高度不一致，A 塔楼在17～19 层与B 塔楼连接形成连体结构，属于复杂连体结构；B 塔楼主体结构高度为145m，超过框架核心筒结构规范限值130m，属于超A级高度结构[5]。根据超限情况，本工程结构抗震性能目标按达到C 级的要求进行设计。结构的抗震性能目标详细要求见表3。

表3 连体结构不同连接方式的动力响应分析

4 小震弹性分析

4.1 主要分析结果

采用YJK 及ETABS 软件对结构进行小震及风荷载作用下的弹性对比分析。小震作用时，塔楼部分阻尼比取0.05，基于ETABS 软件，采用加权阻尼来考虑连体部分钢结构对整体结构阻尼的影响，对比分析结果见表4。从表4中可以看出结构各项指标均符合规范的要求，且不同软件的相对误差均小于15%，结构总质量与基地剪力相对误差小于5%，说明两种软件的计算结果比较吻合且可靠。

表4 连体结构不同连接方式的动力响应分析

由模态分析结果可知，第一、第二周期是以高塔为主的平动振型，第三周期是以高塔为主的扭转振型，且周期比均小于0.85。通过对不同连接方式连体结构整体分析可知，在A、B 塔楼之间采用一端刚接一端弹性连接的方式能有效解决结构扭转与刚度突变问题；结构最大扭转位移比为1.18，小于规范限值1.20，满足规范对扭转的要求。

在连体模型的基础上，分别对比分析A、B 塔楼的层间位移角曲线如图4 所示。层间位移角在B 塔的连体相关楼层存在明显的突变，在Y 向风荷载作用下B塔层间位移角接近变形限值，B塔层间位移角值从连体层到顶层均有回缩；而A 塔无论是风还是地震作用下层间位移角均远小于变形限值。总的来说，结构最大层间位移角均小于1/650，满足规范要求，但在连体楼层应当加强高塔的抗侧刚度，特别是连廊与高塔连接的方向，以减少连廊带来的层间位移角突变的问题。

图4 结构在小震与风作用下的层间位移角

A、B 塔楼的抗剪承载力之比沿楼层的分布如图5 所示。由于采用一端刚接一端弹性连接，A、B 塔楼在实现连体方案的前提下依然保持各自塔楼的结构特性，抗剪承载力之比满足规范限值。但因连接体的设置还应核查两个塔楼在连体首层与连体下层的抗剪承载力之比，经核查B 塔在连体相关楼层剪承载力之比最大值为1.42，属于抗剪承载力突变。应该对连接体上下各一层的构件进行抗剪加强设计，以防止地震作用下的剪力突变效应。

图5 结构在小震与风作用下的刚度比与抗剪承载力之比

4.2 小震弹性时程分析

4.2.1 地震动记录的选取

根据《建筑抗震设计规范》（GB 50011-2010）（简称“《抗规》”）的规定，选取7条时程曲线，其中5组天然地震动选自美国太平洋地震研究中心数据库（PEER），另外2 组为人工地震动。地震动信息如表5所示，7条地震动加速度反应谱与规范反应谱的对比见图6。

表5 地震动记录信息

图6 反应谱与各时程波谱对比情况

4.2.2 时程分析法与反应谱法计算结果的对比

各时程工况底部剪力与CQC 法比值详见表6，7 条波计算得到的平均剪力值与各条波分别作用下的底部剪力值与振型分解反应谱法相比，比值均满足规范要求。

表6 各时程工况底部剪力与CQC法比值

弹性时程分析图形结果见图7，从计算结果来看，对于A 塔，7 条地震波对应的层剪力平均值在A 塔X 方向全楼层与Y 方向的顶部4 层均大于CQC 计算值；对于B 塔，7 条地震波对应的层剪力平均值在B 塔顶部10 层与Y 方向的底部4 层大于CQC 计算值。因此，在多遇地震计算时，需要对时程分析层剪力平均值大于CQC 计算值的楼层的地震作用进行相应的放大，其他层不需要放大。

图7 弹性时程分析图形结果

5 中震（设防烈度地震）抗震性能分析

根据设定的结构抗震性能目标，塔楼底部加强区竖向构件、连接体部分、AB 塔连体楼层相邻一跨框架梁、框架柱为关键构件。对于AB 塔底部加强区与连体相关楼层竖向关键构件选取有代表性的竖向构件对其承载力进行复核，竖向构件平面位置见图8，计算结果见图9、图10。

图9 A塔中震作用下构件承载力验算（以KZ1与Q1为例）

图10 B塔中震作用下典型构件承载力验算（以KZ1与Q1为例）

计算结果表明：结构在中震作用下，AB 塔楼底部加强区、连体A 塔悬挑梁、连体楼层连体及内伸两跨框架梁、框架柱等关键构件均未达到屈服状态，可以满足抗弯不屈服，抗剪弹性的抗震性能目标；其他普通竖向构件也满足预设的抗震性能目标，且承载力都具有一定的富裕度；标准层框架梁、连梁抗弯基本不屈服，个别连梁抗弯发生屈服，但其抗剪未达到屈服状态。因此，本工程结构在中震作用下属于轻度损坏，符合抗震性能要求。

6 大震弹塑性分析

为对结构在大震下的抗震性能进行评价，本工程通过YPaco 软件选取的3条地震波（GM1、GM2、GM6）对结构进行弹塑性时程分析。三条地震波曲线及其反应谱分析曲线如图11 所示，在结构周期段3 条地震波反应谱与规范谱匹配度高；经前文小震弹性时程分析，3 组时程工况的基底剪力与CQC 法的比值均满足规范选波的要求。各波均采用反应谱值较大的分量作为主方向输入，峰值加速度取0.22g（罕遇地震），并以结果最大值进行结构抗震性能评估。

图11 大震作用下结构层间位移角图

经过大震弹塑性分析，整体结构主要计算结果见表7。A 塔楼X 向与Y 向最大层间位移角分别为1/198、1/302，分别出现在低塔的9 层和6 层；B 塔楼X向与Y 向最大层间位移角分别为1/163、1/158，分别出现在高塔的18 层和20层，结构层间位移角曲线见图11，两塔层间位移角均满足规范限值。大震作用下A、B 塔楼的X 向总基底剪力为79836kN，Y 向总基底剪力为76168kN。大震与小震地震加速度峰值比为6.29，而大震与小震基底剪力的比值为4.35(X向)与4.85(Y 向)，由此可知大震作用下结构具有一定的耗能能力。

表7 A塔动力弹塑性时程计算主要结果

对于结构构件而言，大震作用下多数的框架梁与连梁进入了屈服状态。连梁多数为“中度破坏”；少数（约占10%）发生“严重破坏”；框架梁多数破坏程度为“轻度”，且发生屈服的梁在多数楼层都有分布，起到了较好的耗能作用[6]。对竖向构件大震作用下混凝土损伤情况如图12，竖向构件损伤的范围和位置与预判相同，墙肢拉损伤主要出现在底部，暗柱、型钢及柱内。总的来说，核心筒墙肢多数破坏程度为“轻度损坏”，少数为“中度损坏”，框架柱仅少数出现“轻度损坏”，能满足既定的性能目标。

图12 大震作用下混凝土损伤分布图

7 结束语

本工程的超限项主要为复杂连体结构及高度超限，本文通过对不等高连体结构的连接方案的比选以及抗震性能化设计与分析，主要结论如下。

①对于不等高连体结构，采用一端刚接一端弹性连接，既满足了建筑功能需求又协调了塔楼刚度，能从整体结构层面有效解决结构扭转与刚度突变问题，较为经济合理。

②对于不等高连体结构应该对其连体楼层以及连体上下各一层进行抗剪加强，减小刚度保证结构具有良好的抗侧性能和抗扭转能力。

③通过对不等高连体结构进行弹塑性动力时程分析表明，结构未出现整体倒塌与局部过大变形的趋势，能确保在大震作用下符合关键构件承载力要求的同时，充分发挥框架梁与连梁的延性，保证结构具有良好的耗能能力，从而实现大震不倒的性能目标。