无锡蓝庭国际8#楼, 是集办公、住宅为一体的多功能建筑。主体结构地上31层, 地下1层, 地下室层高为6.4m。转换层位于地上7层, 层高为4.5m, 转换层以上层高均为2.9m, 8层为设备层, 其余各层建筑功能为住宅;转换层以下建筑功能为办公, 1层层高为4.5m, 2~6层层高为4m。

　　 工程设计基准期为50年, 抗震设防烈度为6度 (0.05g) , 设计地震分组为第一组, 抗震设防类别为丙类, 场地类别为Ⅲ类, 结构安全等级为二级, 场地特征周期为0.45s。

　　 8#楼主体结构总高度98.60m, 转换层及其下部平面尺寸为28.20m×26.95m, 转换层上部平面尺寸为18.20m×24.50m, 为部分框支-剪力墙结构, 由电梯井、楼梯间组成的剪力墙核心筒直接落地, 部分剪力墙在转换层通过型钢混凝土转换梁支承于框支柱上, 转换层顶面标高为29.0m。建筑效果图如图1所示。

　　 结构主要材料:1) 钢材:焊接H型钢为Q345B钢材, 钢筋采用HRB400;2) 混凝土强度等级:剪力墙、框架柱从下至上由C50逐级变为C30, 梁、板从下至上由C40逐级变为C30。

　　 结构主要构件尺寸:转换层以下楼层除核心筒内的部分隔墙厚度为200mm以外, 其余剪力墙厚度均为450mm;转换层以上剪力墙厚度均为200 mm。型钢混凝土框支柱截面为800×1 000~1 000×1 100;型钢混凝土转换梁截面为450×1 150~600×1 300;楼盖采用现浇梁板式结构, 转换层板厚200mm, 转换层上、下层板厚分别为180, 150 mm, 其余楼层板厚120 mm。采用桩筏基础, 基础埋深7.8m。转换层、标准层结构平面布置如图2, 3所示。

　　 体系能力设计法^[1]即通过控制构件间或构件内不同受力形式间的承载能力差, 来保证钢筋混凝土结构形成梁铰机构而发生延性较好的正截面破坏, 避免发生延性较差的脆性破坏以及形成不合理的破坏机构, 防止结构倒塌。引入体系能力设计法, 可以有目的地引导作为主要抗侧力体系的核心筒的屈服机制和破坏模式, 最大限度地减小墙肢的破坏程度, 从而形成合理的破坏模式, 提高整体结构的抗震性能^[2]。

　　 基于体系能力设计法, 除电梯井、楼梯间形成的核心筒外, 在上部结构四角及中间偏下的位置布置5个剪力墙子筒。核心筒与多个剪力墙子筒通过连梁相连, 将连梁作为次要构件, 而墙肢或剪力墙子筒作为主要构件进行设计。构件设计阶段, 通过“强墙弱梁、强剪弱弯”等措施使连梁先于墙肢或剪力墙子筒开裂, 使得塑性铰首先出现在连梁端部;随着连梁逐步开裂, 结构整体刚度减小而导致地震作用减小, 进而推迟作为主要构件的墙肢或剪力墙子筒进入屈服。合理的设计使结构具有足够的承载力和延性, 控制结构构件的屈服机制和破坏模式, 使结构具有3道抗震防线:连梁、墙肢或剪力墙子筒、框支框架。

　　 本工程超限情况为:1) 高位转换:6度区, 7层高位转换, 超过《高层建筑混凝土结构技术规程》 (JGJ 3—2010) ^[3] (简称高规) 的规定;2) 竖向抗侧力构件不连续:转换层以上部分竖向抗侧力构件的内力通过转换层的转换梁向下传递;3) 侧向刚度不规则:转换层以上纵向收进尺寸大于其相邻下一层的25%。

　　 基于体系能力设计法并结合《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[4] (简称抗规) 中抗震设计三水准设防要求, 各构件设防要求为:1) 小震作用下, 连梁、墙肢或各剪力墙子筒、框支框架均处于弹性状态。2) 中震作用下, 连梁进入塑性, 各剪力墙子筒基本处于弹性状态, 框支框架也基本保持弹性状态。3) 大震作用下, 连梁屈服程度较大, 但具有足够的塑性变形能力;各剪力墙子筒部分进入塑性, 加强区剪力墙塑性发展程度不大, 非加强区剪力墙不发生剪切破坏;框支框架结构基本保持弹性, 少量进入塑性状态。

　　 为量化各阶段构件性能参数, 参考抗规选定第2性能目标并制定预期抗震性能目标 (表1) 。由表1可知, 底部加强区剪力墙、转换梁、框支柱的性能目标高于其他构件。

　　 小震作用下, 构件处于弹性工作状态。采用YJK, ETABS及MIDAS软件分别进行计算分析。

　　 大震作用下, 部分构件进入弹塑性工作状态, 因此采用基于纤维模型理论的结构弹塑性分析软件PERFORM-3D。弹塑性结构模型中, 采用基于材料本构关系的纤维模型原理模拟框架梁、框架柱;采用纤维截面模拟钢筋混凝土剪力墙的弯曲破坏特性, 而其剪切破坏特性采用一种剪切材料模拟。模型中所采用的混凝土本构关系和钢筋本构关系参见文献[5]。此外, 进行弹塑性动力时程分析时, 采用Rayleigh阻尼, 阻尼比取5%。

　　 本文采用多个软件对结构进行综合分析, 为保证各计算模型的可靠性, 提取各软件的模态分析结果和结构总质量, 对比结果见表2。小震作用下振型分解反应谱结果见表3。

　　 由表2, 3可知, 不同软件的计算结果吻合较好, 结构模型选取可靠。结构的扭转与平动周期比平均值为0.74, 且结构的最大扭转位移比为1.08, 说明结构具有良好的抗扭性能。最大层间位移角 (X向为1/2 725, Y向为1/2 779) 以及基底剪力均满足抗规要求。

　　 根据高规E.0.2条规定, 转换层在2层以上时, 转换层与其相邻上一层的侧向刚度比γ_e1不应小于0.6。γ_e1按下式计算:

　　 式中:V_i, V_i+1为第i, i+1层的地震剪力标准值;Δ_i, Δ_i+1为第i, i+1层在地震剪力标准值作用下的层间位移。

　　 对于2层以上的高位转换结构, 高规E.0.3条规定:尚宜计算转换层及其下部结构与其相近高度的上部结构的等效侧向刚度比γ_e2, 其中γ_e2宜接近1且抗震设计时不应小于0.8。γ_e2按下式计算:

　　 式中:H₁为转换层及其下部结构的高度;H₂为转换层上部若干楼层结构的高度, 其值应等于或接近H₁, 且不大于H₁;Δ₁, Δ₂为转换层及其下部结构、转换层上部结构在顶部单位水平力作用下的侧向位移。

　　 随着转换层位置的提高, 转换层上、下结构等效侧向刚度比的作用更加有限。结构的刚度、质量和阻尼共同决定着结构的动力特性, 为避免转换层附近楼层产生较大的变形差距, 从地震作用效应 (层间位移角) 的角度来控制显得更加有效和合理^[6]。文献[6]给出参数“转换层上、下层层间位移角比η_θ (以转换层顶为参考点, 顺序比较上、下相对应楼层层间位移角比值的大小, 并将其最小值定义为转换层上、下层层间位移角比) ”, 为转换结构增加新的约束, 从而限制转换层附近楼层层间位移角产生过分突变, 减缓转换层附近楼层剪力墙和框支柱的应力集中问题。η_θ按下式计算:

　　 式中:n为转换层;θ_{e (n+i)} , θ_{e (n-i+1)} 分别为楼层n+i, n-i+1的层间位移角;η_θi为转换层上层 (n+i) 与其下层 (n-i+1) 的层间位移角之比;η_θ为转换层上、下结构层间位移角比。

　　 根据式 (1) ~ (4) , 结构的侧向刚度对比如表4所示。表4中, γ_e1, γ_e2均满足规范限值要求。γ_e1与η_θ较为接近, 而γ_e2则明显偏大;γ_e2已不能准确描述该高位转换结构在转换层的侧向刚度对比。文献[6]通过不同计算模型对比, 建议采用η_θ计算公式 (式 (4) ) , 且η_θ不宜小于0.83, 不应小于0.67。文献[7]通过振动台试验, 建议采用γ_e1计算公式 (式 (1) ) 。因此, 本文采用γ_e1, η_θ控制结构侧向刚度。由表4可知, γ_e1的X向最大值为1.45, Y向最大值为1.00;η_θ的X向最大值为1.88, Y向最大值为1.31;转换层下部结构侧向刚度大于转换层上部结构侧向刚度, 均满足要求。

　　 地震运动是频带较宽的非平稳随机过程, 受震源性质、震中距、传播途径和场地条件等诸多因素的影响, 过大的离散性会导致分析结果难以用于指导设计^[8]。因此, 对结构进行时程分析研究时, 必须选择合适的地震波作为输入。

　　 目前, 实际应用中最常采用的选波方法是, 对经过加速度峰值 (PGA) 调幅后的地震记录的反应谱按照特征周期T_g和结构基本自振周期T₁的双指标选波, 对加速度反应谱的两个频段进行控制^[9]。采用该选波原则, 在美国太平洋地震研究中心数据库中选择了5条地震记录, 人工波选用天津波和ACC1波作为时程分析的地震动输入。图4为各条地震记录的加速度反应谱、反应谱平均值及规范设计反应谱。根据规范要求把PGA调整到6度 (0.05g) 多遇地震18gal, 对结构进行弹性时程和反应谱分析, 得到的结构基底剪力见表5。

　　 由图4可知, 在场地卓越周期T_g=0.45s及结构自振周期T₁=2.3s附近, 设计反应谱与地震波反应谱平均值吻合较好, 差值小于10%。表5计算结果表明, 每条地震波计算所得结构基底剪力均超过振型分解反应谱法的65%, 多条地震波计算所得结构底部剪力的平均值大于振型分解反应谱法的80%。因此, 从结构动力频谱响应及基底剪力数值的角度来分析, 所选用的地震波满足抗规要求。

　　 采用上文选用的7条地震波进行小震弹性时程分析, 最大层间位移角、最大顶点位移统计结果详见表6, ETABS计算的结构层间位移角、层间剪力分布如图5所示。

　　 由表6可知, 小震作用下结构各项控制指标均在合理的范围内, 最大层间位移角、最大顶点位移均满足规范要求。由图5可知, 由于转换层下部刚度大于上部刚度, 层间位移角及楼层剪力在转换层 (7层) 存在突变。小震下层间剪力平均值与反应谱结果较为接近, 因此在小震作用下, 结构构件处于弹性工作状态, 满足设计要求。

　　 分别采用YJK, ETABS及MIDAS软件对结构进行中震弹性和中震不屈服的复核。计算结果表明, 中震作用下结构基本上处于弹性阶段。框支柱、转换梁承载力满足中震弹性内力组合需求和中震弹性性能要求。底部加强区剪力墙地震工况下最大剪力与受剪承载力的比值为0.31, 没有出现抗剪超限且无超筋信息, 抗剪承载力满足中震弹性内力组合需求和中震弹性性能要求, 而剪力墙抗弯满足中震不屈服性能要求。底部加强区及非底部加强区的连梁, 其抗剪承载力均满足中震不屈服性能要求;底部加强区剪力墙的连梁抗弯承载力满足中震不屈服, 而非底部加强区的连梁抗弯承载力不满足中震不屈服。综上所述, 结构满足中震作用下的性能要求。

　　 水平地震作用下, 结构能量主要包括结构的动能E_K、结构的阻尼耗能E_D、结构的变形能E_F;结构的变形能E_F又包括可恢复的弹性应变能E_E和不可恢复的累积塑性滞回耗能E_H。累积滞回耗能E_H反映了结构构件在地震过程中的损伤程度, 是结构构件抗震设计的依据。通过分析计算结构的耗能分配E_H/E_I, 可对结构整体损伤进行判断。

　　 计算过程中, 7条地震记录的PGA均调至6度大震水准的125gal。SANTA工况大震作用下结构整体耗能如图6所示。由图6可知, 结构在6s时逐渐进入弹塑性, 地震能量主要以结构阻尼耗能的形式释放, 结构非线性耗能仅占总能量的20%左右;因此, 大震作用下部分构件发生塑性屈服, 但结构整体损伤情况良好, 处于弱非线性阶段。

　　 为了判断弹塑性分析结果的可靠性并初步判定结构塑性损伤, 建立大震弹性模型与大震弹塑性模型, 对其在相同地震作用下的响应进行对比。SANTA工况下X向顶点位移、基底剪力对比如图7所示。

　　 由图7可见, 在地震作用的前3s, 大震弹性、弹塑性分析的顶点位移时程与基底剪力时程曲线基本接近, 表明结构处于弹性状态, 未发生明显的弹塑性损伤。地震作用3s以后, 大震弹性、弹塑性分析的顶点位移时程与基底剪力时程曲线分离, 表明结构开始发生弹塑性损伤。且由时程曲线分析可知, 随着时间增加, 波峰间距逐渐变大, 表明结构塑性损伤增加、刚度下降导致自振周期变长。大震弹性、弹塑性模型的最大顶点位移分别为175, 96mm;基底剪力分别为2.01×10⁴, 1.05×10⁴k N。

　　 X向大震作用下结构整体响应如图8所示。由图8可见, 结构满足大震层间位移角限值1/100。对比图5 (a) , 8 (a) 可知, 随着结构塑性损伤的发展, 结构整体刚度、振型发生改变, 层间位移角在2/3高度处有明显拐点。对比图5 (b) , 8 (b) 可知, 大震作用下转换层上、下结构的连梁和框架梁逐步形成塑性铰, 刚度下降较大;但转换层位置结构无明显塑性损伤, 刚度退化小;导致楼层剪力在转换层位置处突变较为明显, 表明转换层竖向构件在大震作用下基本处于弹性状态。

　　 大震作用下结构整体响应结果见表7。由表7知, 结构最大层间位移角为1/155, 结构未发生局部失效或整体倒塌破坏, 满足大震设防目标。

　　 以SANTA (X向) 工况为例, 对可屈服构件进行大震作用下性能验算, 梁、柱、剪力墙构件的性能状态如图9所示。由图9 (a) 可知, 剪力墙受弯薄弱部位主要集中在结构底部、转换层相邻楼层以及结构1/3~2/3高度处。底部加强区剪力墙少部分处于抗弯屈服, 大部分处于弹性状态;非加强区剪力墙大部分处于抗弯屈服状态, 但未发生抗剪破坏。

　　 图6 SANTA工况大震作用下结构能量耗散分布

　　 框支柱基本处于大震弹性状态, 部分框架柱抗弯屈服, 如图9 (b) 所示。转换层相邻楼层框架梁为薄弱部位, 框架梁主要处于屈服状态, 部分框架梁形成弯曲塑性铰, 如图9 (c) 所示。

　　 图8 大震下X向层间响应分布图

　　 连梁变形状态如图9 (c) 所示, 上部结构连梁基本处于抗弯屈服状态, 并形成大量弯曲塑性铰, 个别连梁甚至出现斜截面剪切破坏。综上所述, 底部加强区落地剪力墙、框支柱、转换梁等关键构件以及结构可屈服构件的变形性能均满足大震作用下设定的性能目标。

　　 对结构关键构件框支柱、转换梁进行单独的性能分析, 采用构件弹塑性分析程序XTRACT, 考虑轴向力作用进行承载力复核。分别取KZZ-1, KZL-1 (位置见图2) 说明构件性能分析过程。构件抗剪、抗弯承载力复核如表8所示, 关键构件抗弯性能曲线如图10所示。由表8及图10可知, 框支柱、转换梁的设计内力完全处在截面性能曲线范围以内, 构件承载力满足大震不屈服设计要求。

　　 表9为恒载、活载及大震作用下转换层及其上、下层楼板弹性最大主拉应力。由表9可知, 转换层上一层楼板应力在X向存在突变, 而Y向则分布均匀, 这主要是由于楼层侧向刚度分布不均匀导致, 与表4分析结果一致。

　　 水平地震作用在转换层及其上、下层主要依靠楼板进行传递与分配, 为实现结构整体抗震性能目标, 按大震不屈服进行楼板配筋设计, 大震不屈服设计中取材料标准值。地震作用与竖向荷载组合工况下, 楼板配筋计算值、实配值见表9。实配值均大于最小配筋率的0.25%, 满足规范要求。

　　 针对本工程受力特点及不规则情况, 主要采取下列超限加强措施:1) 将加强区剪力墙、框支柱、转换梁的抗震等级提高至一级, 收进部位上、下两层框支柱、剪力墙的抗震等级按特一级采取抗震构造措施。2) 加强转换层楼板, 板厚取200mm;转换层上、下层楼板的板厚分别取180, 150mm;转换层及其上、下层楼板均采用双层双向配筋, 进行楼板应力分析并根据应力配筋。3) 复核框支柱地震剪力, 取底部总剪力的25%和框架部分地震剪力的1.8倍二者中较小值, 并乘以1.2进行地震剪力调整。4) 参照大震作用下构件性能分析结果, 提高框支柱体积配箍率, 并全长加密配筋;加强转换层下部相邻楼层的框架梁箍筋配置。5) 将转换层上部3层及其以下设定为加强区, 剪力墙及约束边缘构件钢筋做加强处理, 剪力墙配筋率为0.5%, 约束边缘构件配筋率及体积配箍率为1.5%。

　　 (1) 基于体系能力设计法进行竖向构件布置, 设置3道抗震防线, 抗震性能良好。

　　 (2) 针对高位转换结构, 采用侧向刚度比、等效刚度比及层间位移角比进行侧向刚度复核。建议针对高位转换结构, 采用侧向刚度比及层间位移角比进行刚度控制。

　　 (3) 进行小震作用下弹性分析, 结构层间位移角满足规范要求;通过中震作用下构件弹性、不屈服验算, 结构满足既定的性能目标。

　　 (4) 进行大震作用下结构弹塑性分析, 通过能量及构件性能状态分布的对比, 发现结构非线性损伤分布均匀, 满足大震性能目标。

　　 (5) 对关键构件进行补充验算分析, 保证关键构件在大震作用下能够可靠传力;并在大震分析的基础上, 对结构提出了相应的超限加强措施。

　　 目前该工程已通过超限审查, 正在施工中。