青岛环球金融中心位于青岛市金家岭金融商务区,毗邻青岛会展中心、青岛大剧院、青岛博物馆,属于崂山区的核心区域。项目包含三个塔楼,分别为1#～3#塔楼,平面布置如图1所示(H为主屋面高度)。1#塔楼、2#塔楼为矩形平面框筒结构超高层办公楼,3#塔楼为Z字形平面超高层公寓楼。本文仅对3#塔楼设计进行介绍,该楼地上建筑面积约6万m²,采用剪力墙结构,地下3层,地下3层～地下1层层高分别为4.6,3.8,4.8m; 商业裙房3层,1～3层层高分别为6,4.8,4.8m; 裙房上部LOFT办公15层(层高均为4.7m)、创意办公22层(层高均为3.05m),另有三层避难层,分别位于10层、20层和32层,层高分别为3.3,4.1,3.3m。塔楼主要屋面高度为164.5m,平面尺寸为64.8m×19.5m,高宽比为8.48,属于超B级高度结构。3#裙房与2#裙房、独立裙房之间通过一端设置滑动支座、另一端设置铰支座的连桥分开,分缝位置如图1所示。建筑效果图及结构模型轴测图如图2所示。

　　 项目基地临近海边。为了体现建筑的层次感和增加看海房间,塔楼平面设计为Z字形,如图3所示。角部重叠区平面最小净尺寸为19.2m,该平面属于平面不规则类型中的角部重叠型 ^[1]。

　　 大堂上空两层通高。根据建筑空间使用需求,大堂范围内两片剪力墙不落地,需托转(图3)。由于需托转剪力墙数量小于总剪力墙数量的10%,属于个别竖向构件不连续的结构,对转换梁、转换柱按带转换层高层建筑结构的规定进行设计并采取构造加强措施。

　　 根据建筑使用功能和平面布置特点,本项目结构体系采用剪力墙结构。结合建筑分隔填充墙的位置,每一跨的横向隔墙设置为剪力墙,纵横向隔墙转角处设置纵向剪力墙垛,保证两个方向布置的剪力墙刚度接近。剪力墙之间通过水平或竖向的连梁、框架梁拉结,形成结构整体刚度。

　　 结构平面布置为Z字形,角部重叠区域在连接段较狭窄,且洞口较多,地震作用下会产生应力集中的现象,容易导致楼板开裂、破坏,因此应对角部重叠区域采取合理的结构布置方案。

　　 在初步设计阶段,根据建筑要求采用两个交通核连在一起的结构布置方案(图4),交通核布置于角部重叠区域及相邻一跨。该方案电梯井道、楼梯均集中在重叠区的狭窄部位,导致该区域开洞较多,楼板削弱较大,对结构抗震不利。

　　 因此对结构布置方案进行调整,将右侧交通核移动一跨避开角部重叠区域,如图5所示。此方案楼板开洞不会集中在平面薄弱部位,避免楼板削弱过大,对结构抗震性能有利。另外,角部重叠区域还应采取必要的加强措施,加强薄弱部位的刚度和整体性。在角部重叠区域的电梯井道、楼梯周圈均布置剪力墙,形成封闭筒体,如图5所示,角部重叠及相邻区域楼板厚度加厚至150mm,配筋采用双层双向拉通布置。

　　 通过对比两个方案大震下楼板塑性损伤情况(图6)可以看出,初步设计方案楼板在角部重叠区域产生了大面积的塑性损伤,而调整后方案楼板塑性损伤明显小于初步设计方案,仅局部楼板存在塑性损伤。说明调整后方案要优于初步设计方案。

　　 青岛地区50年重现期基本风压w_o=0.60kPa。根据项目所处位置判断建筑物地面粗糙度类别属于B类。风荷载体型系数参照《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ 3—2010) ^[2](简称高规)4.2.3条和附录B,取1.4。

　　 在中国建筑科学研究院对本项目三个塔楼进行了风洞试验。风洞试验按建筑高度给出了分段体型系数,如表1所示。

　　 按高规和风洞试验提供的体型系数进行对比分析计算,楼层剪力和层间位移角计算结果如图7,8所示。由图7,8可以看出,按高规计算得到的楼层剪力和层间位移角均大于按风洞试验计算的结果,因此风荷载体型系数按高规取值。但考虑到建筑平面形状的不规则及周边高层建筑的互相干扰等因素 ^[3],设计风荷载体型系数按高规值放大1.1倍采用,最终风荷载体型系数取1.54。

　　 根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) ^[4](简称抗规),青岛抗震设防烈度为7度,设计基本地震加速度为0.1g,地震设计分组为第三组,根据地勘报告判定场地土类别为Ⅱ类,特征周期值为0.45s。

　　 反应谱曲线(图9)表明,根据安评报告计算得到的小震地震力影响系数最大值比规范值大11.24%,本工程小震、中震、大震地震影响系数最大值α_max均按抗规放大1.12倍取值。所以小震地震影响系数最大值α_max=0.09,中震地震影响系数最大值α_max=0.26,大震地震影响系数最大值α_max=0.56,其余参数均按照规范反应谱取值。

　　 本项目存在如下超限类型:1)塔楼主要屋面标高为164.50m,超过高规表3.3.1-2中B级高度高层建筑的限值150m,属于高度超限; 2)结构平面为角部重叠型,属于平面不规则; 3)大堂范围局部两片剪力墙不落地,存在局部转换 ^[5]。结构抗震性能目标设为C级 ^[6],相关描述如表2所示。

　　 采用SATWE软件(简化墙元模型,V2.2版)和MIDAS Building软件(细分墙元模型,中国规范版)进行小震弹性计算分析。整体计算结果见表3,结构前3阶阵型示意图见图10。由表3和图10可以看出,两个软件计算的结构总质量、振动模态基本一致,计算的前三阶周期基本吻合,振动形态一致,周期比相近,且结构扭转效应较小。

　　 结构刚重比X向为1.96,Y向为2.91,均大于规范限值1.4,满足高规5.4.4条结构整体稳定的要求。因X向刚重比小于2.7,所以应考虑重力二阶效应的影响。

　　 从结构竖向刚度(图11)分布来看,10层、20层、32层三个避难层因层高变化导致楼层刚度有突变。其他层刚度变化较均匀,没有明显突变。

　　 底部大堂两片剪力墙不落地,采用型钢混凝土转换梁、转换柱进行托转。转换柱截面尺寸为1 700×1 800(内置十字形截面型钢柱)、1 700×2 000(内置十字形截面型钢柱)和1 700×2 300(内置十字形截面型钢柱)。纵向转换梁跨度为10m,横向转换梁净跨度4.6m,转换梁截面为1 700×2 500(内置H型钢)。结构布置见图12。

　　 转换层相关范围板厚加厚至250mm,配筋采用12@100双层双向拉通设置。

　　 在竖向荷载作用下,手算复核10m跨度纵向转换梁的截面及配筋。根据转换剪力墙的负荷范围(图12)将计算所得墙底恒载及活载按线荷载导荷到纵向转换梁上。对转换梁按照两端固接型钢梁分别计算跨中和支座处的正截面受弯承载力及斜截面受剪承载力。按上述手算复核结果及中震弹性计算结果,转换梁实配跨中底筋为3228,支座顶筋为3225,抗剪箍筋为18@100(8)。

　　 根据抗规,按地震波选取三要素(频谱特性,有效峰值和持续时间),选取Ⅲ类场地(特征周期T=0.45s)上两组实际地震波(S0203(S0202),S645-1(S645-2))和一组人工模拟地震波(RH4TG045)进行弹性时程分析。时程分析所得楼层剪力及层间位移角结果如图13,14所示。

　　 由图13,14可以看出,塔楼底部总剪力均大于规范反应谱计算结果,三条波的楼层剪力包络值在部分楼层大于规范计算值,因此应对规范反应谱进行放大,放大系数取1.12。

　　 应用PKPM-SATWE软件进行中震作用下构件强度复核,使其达到设定的构件抗震性能目标。

　　 中震作用下,结构X向基底总剪力为45 952.48kN,剪重比3.30%,为小震下剪重比的2.30倍; Y向基底总剪力为58 311.34kN,剪重比4.19%,为小震下剪重比的2.23倍。

　　 部分构件按中震不屈服计算得出的组合内力与按小震组合相比略大。所以对需要满足中震不屈服性能目标的构件按中震不屈服计算结果及小震弹性计算结果的包络值配筋,即可达到构件中震不屈服的性能要求。

　　 按中震弹性计算得出的组合内力相比小震组合下内力大,配筋也大于小震计算结果。所以对需要满足中震弹性性能目标的构件按中震弹性计算结果及小震弹性计算结果的包络值配筋,即可达到构件中震弹性的性能要求。

　　 计算结果显示,中震作用下仅底层局部剪力墙出现拉应力,拉应力最大值为1.29N/mm²,均小于剪力墙混凝土轴心抗拉强度设计值2.04N/mm²,说明墙肢所受轴拉力可全部由构件的混凝土承担 ^[7]。

　　 通过大震作用下非线性弹塑性分析,研究整体结构变形形态、弹塑性指标以及关键构件的塑性损伤情况是否满足规范要求和预定的抗震性能目标,即可判断结构能否达到“大震不倒”的设防水准要求。

　　 本工程动力弹塑性分析采用PKPM-SAUSAGE软件,得到的整体计算结果如表4、表5所示。

　　 由表4、表5可以看出,大震作用下各塔楼最大层间位移角均能满足高规限值1/120的要求。在考虑重力二阶效应及大变形的条件下,在大震作用下结构最大顶点位移为0.658 9m,并最终保持直立(图15),满足“大震不倒”的设防目标 ^[8]。结构的弹塑性位移及层间位移角曲线总体较光滑,无明显突变,表明结构无明显的薄弱层。

　　 从结构损伤情况来看(图16),结构主要损坏的构件为连梁,连梁成为主要的耗能构件,符合“强墙肢弱连梁”的设计原则 ^[9]。剪力墙受压损伤均较小,仅有少数墙肢在收进部位发生局部受压损伤,不会产生危及结构安全的严重破坏。底部加强区的剪力墙、转换梁、转换柱均未产生塑性损伤。

　　 从楼板塑性损伤情况看(图17),楼板在靠近楼梯、电梯间位置出现轻度受压损坏,损伤系数最大值为0.15,但受压损伤范围远小于楼板宽度的50%,因此楼板仍具有良好的整体性。针对以上楼板损伤情况,适当加大该位置楼板板厚并提高楼板配筋率,以提高局部楼板的承载力及延性 ^[10]。

　　 综上所述,本工程在大震下剪力墙、楼板损坏轻微,转换梁、转换柱均无塑性损伤,而连梁损伤严重,说明连梁充分发挥了耗能作用,在罕遇地震作用下结构耗能机制合理,满足抗震性能要求。

　　 本工程为超B级高度超高层剪力墙结构,且存在角部重叠的平面不规则。针对本项目情况,采取以下抗震加强措施:1)结构平面为Z字形,属于平面不规则结构,对角部重叠区域增设剪力墙,形成封闭剪力墙筒体; 角部重叠及相邻区域楼板厚度加厚至150mm,且配筋10@200双层双向拉通设置。2)因塔楼高度超B级,且底部1层存在局部转换,底部加强区、转换梁、转换柱抗震等级均提高至特一级 ^[11]。转换构件采用承载力高且延性好的型钢混凝土结构,并按中震弹性、大震不屈服进行承载力验算。3)底部加强区剪力墙按中震弹性、大震不屈服的性能目标进行承载力验算和设计。

　　 本工程为高度超B级的超高层建筑结构,存在多项不规则类型。对两个结构方案进行计算分析对比,选取塑性损伤最小的结构布置方案,使结构达到最优的抗震性能。通过小震弹性分析、弹性时程分析、中震不屈服分析、中震弹性分析和大震弹塑性分析等对结构进行抗震性能化设计,达到抗震性能C级的目标。另外还对结构特殊部位采取抗震加强措施,如转换梁柱、底部加强区等关键构件和角部重叠及相邻区域楼板等部位。通过充分的设计计算分析及合理的抗震措施,使结构达到三水准的抗震设防目标。