贵阳保利国际广场位于贵阳市市中心东南侧,市南路、解放路和粑粑街三路围合的地块内,北临南明河,主要是由回迁住宅楼(1,2号楼)、河畔住宅楼(3号楼)、服务公寓楼(4,5号楼)与办公楼(6号楼)组成的综合体项目,整体效果图如图1所示。因3号楼为存在高位转换的、特别不规则的超限高层建筑,本文主要对3号楼的抗震性能进行分析并给出了宽梁转换体系的设计方法。

　　 3号楼地上共40层,1～5层为商业用房,6层为架空层,7层及以上为住宅,其中7层楼盖处设转换层。地上1层层高6.0m,2～5层层高4.5m,6层层高5.5m,7～40层层高3.0m,大屋面标高131.800m。3号楼分为两个独立结构单元,单元1中,1～6层带有裙房,平面尺寸为74.0m×48.4m,转换层及上部标准层平面尺寸为62.7m×25.2m;单元2中,1～6层平面尺寸为26.1×22.9m,转换层及上部标准层平面尺寸为26.6×23.2m。结构平面图如图2所示。

　　 结构主楼为B级高度的高层建筑,属超限高层建筑,不规则情况如下:1)平面凹进侧尺寸大于总尺寸的30%,属凹凸不规则;2)结构考虑偶然偏心的扭转位移比在1.2～1.4之间,为扭转不规则;3)结构竖向构件不连续,为构件间断,属特别不规则结构。

　　 本工程转换层在7层楼盖处,属高位梁式转换,主楼为带转换层的、特别不规则和高度超限的高层建筑。此外,该地区的建筑抗震设防烈度为6度,设计基本地震加速度值为0.05g,设计地震分组为第一组。建筑场地类别为Ⅱ类,特征周期为0.35s。基本风压为0.35kN/m²(100年一遇),地面粗糙度类别为B类,风荷载体型系数取1.4,由于该工程周围有较多高层建筑,群体效应产生的风力相互干扰较为明显,风力相互干扰增大系数取1.2。

　　 根据《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ 3—2010) ^[1]对带转换层的高层建筑结构的整体布置及构件设计要求,主体结构3号楼采用钢筋混凝土部分框支剪力墙结构体系。由于上部住宅标准层房间互相错开以及外立面凹凸较大,导致剪力墙很难布置规则,而下部裙房需要大柱网,除楼电梯井筒剪力墙能够上下贯通外,其余上部剪力墙与下部结构之间基本都需要转换,且存在上部墙体与转换梁轴线不重合、垂直或斜交的情况,转换关系复杂。傅学怡 ^[2]在试验基础上,给出了国内外较为普遍的钢筋混凝土结构宽扁梁设计方法、计算方法、构造详图。李国胜 ^[3]讨论了不同转换结构形式在运用时的要点,并给出了处于地震区的高位转换结构的工程设计实例。黄慎江等 ^[4]对带高位梁式转换结构进行了分析,并对该部位可能的破坏形态给出了建议。参考相关工程实例,如重庆朝天门滨江广场采用的宽梁转换体系,深圳五洲宾馆采用的宽扁梁转换体系,借鉴《复杂高层建筑结构设计》 ^[5]中关于宽扁梁转换结构的设计控制标准,并结合本工程超限高层建筑的不规则特性,采用宽梁转换体系,结构转换层设置在7层楼盖处,主楼结构转换层以上为剪力墙结构,转换层以下采用部分框支剪力墙+框架结构,利用楼电梯井筒设置落地剪力墙,其余剪力墙落于转换层上。

　　 对于转换层的结构设计,宽梁转换体系中梁柱节点的受力特性与普通宽扁梁结构体系类似,梁柱节点处由内、外核心区组成,如图3所示,因而其设计可依据《混凝土结构构造手册》 ^[6]中关于宽扁梁节点的要求进行,傅学怡 ^[2]提出的宽扁梁设计方法可作为宽梁转换体系设计依据。

　　 本工程采用宽梁转换体系后,整个结构传力路径更加明确。通过梁加宽来满足抗剪、抗扭强度,能有效减小转换结构高度,减少对建筑空间的影响。同时转换结构采用宽梁,能有效改善转换层刚度弱化,减少高位转换刚度突变导致的转换梁及框支柱内力增大和应力集中,提高结构整体抗震性能。此外,由于本工程属特别不规则和高度超限的高层建筑工程,根据有关管理规定,必须对整体结构进行抗震性能设计。

　　 为满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(2016年版) ^[7](简称抗规)和《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)对结构抗震性能的要求,在整体结构抗震性能分析中,将转换梁视为杆件归并到整体结构中,分析过程主要通过MIDAS/Gen,SATWE,PMSAP软件来实现,其中MIDAS/Gen用于计算转换构件内力及Pushover分析,SATWE用于承载力校核及配筋,PMSAP用作对比分析。

　　 小震作用时按规范要求进行弹性分析,采用振型分解反应谱法及弹性时程法计算结构的地震作用。构件内力组合采用荷载作用分项系数及抗震承载力调整系数,构件承载力校核考虑材料分项系数,小震分析下的结果见表1。从表1中可以看到,地震作用时,弹性时程分析得到的结构最大层间位移角满足规范要求,结构考虑偶然偏心的扭转位移比不小于1.2,为扭转不规则,但控制在1.4以内。在小震作用下,整体结构能够满足小震作用下性能水准要求。

　　 中、大震作用下,结构的地震作用采用振型分解反应谱法计算,不考虑地震效应与风效应的组合。构件截面验算时,均不考虑内力调整的地震作用效应,但中震作用时荷载效应取设计值组合,大震作用时取标准值组合,抗震承载力按强度设计值计算。按上述取值,对结构分别进行中、大震等效弹性分析,结果表明,中震下结构薄弱部位和重要部位基本完好,其他部位轻微损坏,大震下结构薄弱部位和重要部位轻微损坏,其他部位中等破坏,能够满足结构抗震性能目标。

　　 当中、大震作用时,对结构进行Pushover分析,荷载分布模式采用模态分布模式和风荷载分布模式,对每种荷载分别按X,Y向两个主方向加载,以风荷载分布模式为例,得到的能力谱、需求谱曲线如图4所示,图中两条曲线的交点即为结构性能点。可以看出,中、大震下结构处于弹性状态。

　　 结构在6度大震下未出现塑性铰。在继续加载的过程中,上部结构的连梁和转换层以上数层的剪力墙墙肢先出现塑性铰,当上部结构塑性达到一定程度时,与筒体相连的转换梁梁端才出现塑性铰。此外,从图5中可以看出,结构在大震下层间位移角也满足小于弹塑性层间位移角限值1/120的要求,可判定结构满足大震下性能目标的要求。

　　 本工程结构的重要部位和薄弱部位集中在结构转换层和下部支承结构,为确保大震下结构的整体性,需要对转换层楼板进行承载力分析验算。

　　 转换层楼板分析中,采用MIDAS/FX+对各层楼板进行了有限元划分,在MIDAS/Gen软件中以弹性板整体模型进行分析。采用等效弹性振型分解反应谱方法计算大震作用下的转换层楼板内力,对楼板各典型截面的内力取包络值进行分析,得到楼板的应力分布,见图6。由图6可知,大部分楼板在平面内的剪应力分布较为均匀,未出现明显剪应力突变的情况,但局部楼板较窄处及洞口附近的楼板剪应力相对较大。

　　 表2给出了转换层楼板各个剖面(图6)上的内力分析结果。由表2可见,轴向拉应力未超过混凝土抗拉强度2.85MPa,剪力未超过限值647kN/m(根据抗规附录E求得),楼板满足大震作用下的性能要求。

　　 转换层中转换梁的应力分布规律最为复杂,处于非均匀的多向应力状态。若采用杆单元模型的简化方法及常规计算软件进行宽梁转换体系的分析,虽然可以解决设计操作可行性的问题,但简化模型与实际受力存在较大差异。因此,本工程截取受力较大的典型部位,采用实体有限元模型进行局部受力变形的精细分析。

　　 局部实体有限元分析采用ANSYS软件,建立了包含转换层及其上一层的局部模型,如图7所示。模型考虑了材料非线性,通过约束柱底的平动和转动自由度以模拟柱与下层楼面处的固接,局部模型与周边部位的连接,则通过约束楼板和梁端平面内的自由度来模拟。外荷载以静力方式施加在转换梁上层的剪力墙顶部,施加的荷载主要包括大震作用下墙的轴力和弯矩,荷载值取自MIDAS/Gen整体分析结果。

　　 计算结果表明,转换梁的变形以竖向挠度为主,X,Y向的变形微小。转换梁最大竖向挠度出现在转换次梁的跨中范围,约为5.156mm,小于规范限值L/400(L为梁跨度),模型在给定外荷载作用下的竖向位移云图如图8所示(负值表示位移方向竖直向下)。

　　 转换层在给定轴力和弯矩作用下的应力云图如图9所示。由图9(a)可以看出,混凝土墙体和柱的应力水平较高,少数墙肢下部的应力已接近混凝土的抗压强度标准值。由图9(b)可以看出,墙柱的竖向压应力水平较高,在墙肢下部转换梁一定深度范围内扩散,并通过转换梁传递到下部柱中,转换梁中远离墙底的部分竖向应力相对较小。由图9(c)可以看出,构件大多数部位尚未超过混凝土的抗拉强度,只有浅表层少数部位的主拉应力超过混凝土抗拉强度。

　　 局部实体有限元分析表明,转换梁在大震作用下的变形满足规范要求,绝大部分混凝土的应力水平不超过混凝土强度标准值。从总体上看,转换梁可以满足大震作用下的抗震性能要求。

　　 考虑到转换梁上某些设备需要开设竖向孔洞,为了验证该情况下转换梁的安全性,尚需对开洞处的转换梁进行有限元分析。按照实际施工图配筋,采用线单元模拟梁中主筋和箍筋,模型如图10所示。约束主梁及次梁端部X,Y,Z向平动自由度,考虑材料非线性。取大震作用时墙体的竖向荷载和水平荷载,并取不同组合下的最不利工况的结果。

　　 图11和图12表明,在大震作用下,混凝土墙与框支梁共同工作,有一定的拱效应,绝大多数钢筋的应力水平均较低,在洞口附近的箍筋应力较高。根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(2015年版) ^[8]附录C中提供的公式(C.4.1)按多轴强度对应力较大部位进行验算,结果满足要求。

　　 宽梁作为转换层最重要的承受与传递荷载的构件,是整个转换层设计的核心内容。根据规范及相关文献[2,6]中关于宽梁的设计方法,本工程宽梁转换结构设计控制标准如下:

　　 小震作用下宽梁转换梁剪压比限值取0.15,空梁段取0.10;相对受压区高度限值取0.25;截面极限受剪承载能力大于截面极限抗弯承载能力;极限承载能力尚应满足弹性大震组合内力要求,适当增加配筋率。支承柱顶应双向设置宽梁,按梁端实配纵筋复核其受扭极限承载能力满足要求,避免了梁柱节点外核心区发生扭转脆性破坏;应控制宽梁的柱外宽度小于或等于宽梁截面高度的3/4,以避免宽梁发生脆性冲切破坏。

　　 宽梁跨高比≤10,宽高比≤2.5,重力荷载正常工作状态下最大裂缝宽度≤0.2mm,竖向长期变形≤L/400。

　　 考虑到主次梁多级转换,且上部结构与主转换梁存在偏心等情况,转换梁处于弯拉扭剪复杂应力状态,宽梁转换梁应按偏心受拉、受扭剪构件设计,特别要注意外周箍筋及腰筋的加强。

　　 宽梁构件设计中,SATWE软件与规范结合较紧密,能够自动考虑各种内力调整系数,因此,在转换梁截面设计时以SATWE计算结果为主。构件配筋时采用SATWE分别进行小震弹性计算及大震不屈服计算,并将大震内力值与抗震调整后的小震内力值进行对比,将两者包络值作为构件及节点的内力设计值,同时利用MIDAS/Gen计算得到的大震下构件内力值进行验证。

　　 借助SATWE软件,并将结构简化为杆单元模型进行计算分析,虽然能够简化设计过程,但未能详细分析宽梁梁柱节点处的受力状态,且程序只能按照规范中普通框支梁的要求进行截面设计及验算,因此必须对构件承载力进行复核。为满足宽梁转换层的特殊抗震要求,需要进行一些手算工作:

　　 (1)根据实配钢筋,复核梁端相对受压区高度是否不超过0.25;复核剪压比是否在0.15(空梁段取0.10)的限值之内(计算内力取值考虑抗震承载力调整系数)。

　　 (2)根据设计内力,手算复核构件端部控制截面及跨中弯矩最大截面的承载力,复核构件截面的弯、剪、扭承载力,并进行抗裂验算。复核端部截面内力时,考虑垂直方向宽梁的端部弯矩传递引起的截面附加扭矩,可按照《混凝土结构构造手册》 ^[6]计算。

　　 除上述构件承载力复核内容外,尚需对节点核心区受剪承载力进行复核,且框支梁端部不能出现塑性铰,因此不考虑按照梁端两侧实配钢筋验算其节点承载力,但框支梁节点核心区受剪承载力必须满足大震弹性内力的要求。

　　 计算时采用SATWE及MIDAS/Gen计算的大震下的转换梁内力包络值,参照《混凝土结构构造手册》 ^[6]计算梁柱节点内、外核心区的剪力并验算节点承载力及计算节点抗剪扭钢筋。

　　 根据5.2节提出的宽梁转换构件电算与手算相结合的设计方法,得出以下设计配筋原则:

　　 (1)梁弯矩较大部位的配筋量由裂缝计算控制,受弯承载力配筋不起控制作用,因此对弯矩较大部位需手算复核裂缝,其余部位可按照SATWE计算配筋。梁端部上下钢筋差别不大的情况下,相对受压区高度均能满足要求。

　　 (2)在剪压比满足的前提下,若抗剪计算的配箍不起控制作用,则按计算配箍与构造配箍两者较大值进行箍筋配置。

　　 (3)SATWE计算抗扭配筋结果与理正工具箱计算结果基本一致,但需根据垂直方向梁端弯矩影响适当增加抗扭钢筋。

　　 按照上述配筋原则,得到如图13所示的框支宽梁构造做法。当梁端支承于框支柱,且梁宽不大于柱截面尺寸时,框支梁端部构造参照图集16G101-1的做法。当梁宽大于柱截面尺寸时,框支宽梁配筋构造做法如图13(a)所示。连续框支梁中间支座两侧梁高不相同时,支座处纵筋应连通,不得锚固在支座内,如图13(b)所示。连续框支梁中间支座两侧梁高相同时,支座处梁侧需附加纵筋,如图13(c)所示。

　　 此外,转换梁柱节点处典型节点配筋构造如图14所示。

　　 (1)对带宽梁转换层的超限高层建筑进行了结构整体抗震性能分析,对转换层进行了局部有限元验算,并通过手算复核配筋。结果表明,本工程设计符合相关规范要求,经实际工程验证是安全可行的。

　　 (2)给出了一种宽梁转换构件的实用设计方法,并结合相关规范和图集,详细地给出了几种较为合理的典型节点配筋详图,可供其他应用宽梁转换体系的工程参考借鉴。