1 工程概况

　　日照海韵广场项目位于日照市中央活力区黄金地段，总占地面积5.68万m²,总建筑面积约57.3万m²。将建设成为日照市地标性城市综合体，包括1#塔楼(86层办公酒店)、2#塔楼(72层公寓楼)、多幢住宅楼以及地下3层(局部4层)停车库。其中1#塔楼结构大屋面高度369m, 建筑塔冠高度390m, 分底部裙房部分和上部塔楼部分。其中裙房部分包括4层地下室和5层裙房；裙房以上的塔楼部分有81层(包括7个避难层),整个建筑地上共计86层。建筑效果图见图1。

　　

　　图1 建筑效果图 

　　 

　　1#塔楼的结构体系采用圆钢管混凝土框架柱-钢梁+钢筋混凝土核心筒+带伸臂桁架加强层结构体系^[1]。核心筒近似为矩形，墙体底部外墙厚1.6m、内墙厚0.8m, 混凝土强度等级为C60。核心筒墙体厚度随楼层高度的增加逐渐减小，在顶部外墙减薄至0.35m、内墙减薄至0.30m。77层以上南侧翼墙收进为转角墙，在核心筒四角及产生拉应力的墙肢中设置十字形型钢以增强核心筒的延性和刚度。

　　外框架由4道环带桁架和16个圆钢管柱组成。圆钢管柱直径由底部的2.1 m逐渐变化至顶部1.1m, 内部混凝土强度等级从底部C60逐渐减小至顶部C40,钢材均采用Q390B。其中东西两侧每侧6根钢管柱从64层至塔冠顶沿建筑高度向核心筒内弧形倾斜，内倾角度为1.4°～2.3°不等。

　　为了有效控制风荷载作用下结构层间位移，改善结构性能、增加结构的抗侧刚度是关键，因此沿塔楼全高分别在44层和66层设置了两道伸臂桁架，同时为了保证伸臂桁架传力的连续性，桁架的上、下弦杆贯穿整个核心筒，使核心筒和外框架有效地连接在一起。1#塔楼标准层结构平面布置图、整体剖面图、伸臂桁架剖面示意图、环带桁架剖面示意图如图2～5所示^[2]。

　　

　　图2 标准层结构平面布置图  

　　 

　　

　　图3 1#塔楼剖面图 

　　 

　　

　　图4 伸臂桁架剖面示意图 

　　 

　　

　　图5 环带桁架剖面示意图 

　　 

　　2 结构模型

　　2.1 单元选择

　　主要采用ABAQUS和SAUSAGE两种软件对1#塔楼结构进行动力弹塑性时程分析，并将两种软件的计算结果进行相互验证。本节主要介绍在ABAQUS软件中结构模型的建立^[3,4]。

　　首先，在ETABS模型中，将楼板由原来的膜单元修改为壳单元，并以节点和杆单元自动划分为壳单元。其次，将修改后的ETABS模型导出并导入到SAP2000模型，在SAP2000模型中对所有壳单元、杆单元进行细分，使其尽量共用节点。最后，按0.05m的容差对节点进行合并，去掉多余节点，同时消除长度小于0.5m的杆单元及周长或面积过小的壳单元，以保证最终生成的ABAQUS模型在进行显式时程分析时计算步长的合理性。

　　对完善后的SAP2000模型进行试算，以此确认其振型和变形形态的正确合理，在输入配筋信息后导入到ABAQUS程序中。在ABAQUS软件中针对结构模型中的剪力墙、楼板、梁、柱等进行网格划分，网格划分完成后，ABAQUS模型所有单元共计159 342个，其中剪力墙、连梁及楼板壳单元共计104 645个。

　　2.2 非线性因素的考虑

　　首先，结构的平衡方程是建立在结构变形后的几何状态上，P-Δ效应、非线性屈曲效应、大变形效应等几何非线性因素在模型中都能够得到全面的考虑。其次，直接采用材料非线性应力-应变本构关系来模拟钢筋、钢材及混凝土的弹塑性特性。最后，分析中将整个工程的建造过程通过采用“单元生死”技术进行施工模拟，分为9个施工阶段，具体如表1所示。通过以上措施来保证结构几何非线性、材料非线性和施工过程非线性等的实现。所有非线性因素在计算分析开始时即被引入，且贯穿整个分析的过程。

　　施工模拟加载顺序 表1

施工 阶段	激活结构楼层	激活至楼面 标高/m
1	1～11层	46.1
2	12～22层	92.6
3	23～33层	139.7
4	34～44层(不包含44层伸臂桁架腹杆)	186.2
5	45～55层	233.3
6	56～66层(不包含66层伸臂桁架腹杆)	279.8
7	67～77层	327.8
8	78～91层	390.0
9	44层和66层伸臂桁架腹杆	—

　　 

　　2.3 构件模型及其本构关系

　　主要选用的单元形式为壳单元和梁单元。其中，采用四边形或三角形缩减积分壳单元来模拟剪力墙、连梁及楼板，采用梁单元模拟结构楼面梁、柱，并考虑其剪切变形刚度。

　　剪力墙及楼板内的钢筋采用嵌入单向作用的钢筋膜进行模拟；对于钢管混凝土柱单元，其配筋采用在相应位置嵌入钢筋纤维进行模拟。两种形式的钢筋模拟示意图如图6、图7所示。

　　

　　图6 剪力墙及内部钢筋模拟示意图 

　　 

　　

　　图7 钢管混凝土柱嵌入钢纤维模拟示意图

　　 

　　2.4 地震波的选取及输入

　　1#塔楼拟建场地抗震设防烈度为7度，设计基本地震加速度为0.10g,设计地震分组为第三组，场地基岩分布稳定，无液化土层分布，建筑场地类别属Ⅱ类，属于抗震有利地段。

　　进行罕遇地震时程分析所用的地震波双向输入加速度峰值比依次为1∶0.85(主方向∶次方向),主方向波加速度峰值取为220gal。反应谱采用场地谱与规范谱的包络，阻尼比采用0.05,周期折减系数取1.0。

　　选波结果表明，X和Y分别作为主方向时，最小基底剪力计算结果与规范反应谱法的计算结果的比值分别为93.3%和86.7%,大于规范限值65%;各组地震波下结构基底剪力平均值在X和Y向分别为规范反应谱结果的112.0%和107.0%,大于规范限值80%,所选用地震波满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)^[5]的要求。选波验算结果如表2所示。

　　基底剪力计算结果对比 表2 

分析方法		X向基底 剪力/kN	X向各波均值反应谱X向各波均值反应谱	Y向基底 剪力/kN	Y向各波均值反应谱Y向各波均值反应谱
反应谱		175 556.0	—	197 439.2	—
时 程 分 析	L0 055	181 174.0	103.2%	249 237.1	126.2%
	L0 056	226 529.2	129.0%	220 144.0	115.0%
	L2 605	199 150.3	113.4%	188 035.1	95.2%
	L2 606	163 854.2	93.3%	171 127.0	86.7%
	L7 501	198 363.7	113.0%	196 736.5	99.6%
	L7 502	211 079.5	120.2%	242 737.5	122.9%
	平均值	196 691.8	112.0%	211 336.2	107.0%

　　 

　　根据选出的三组地震记录(包含X和Y两个方向的分量),将X和Y方向依次作为地震的主、次方向，各组波主方向选取L0055,L2605和L7501为主方向(则分量L0056,L2606和L7502为次方向)作为本结构的动力弹塑性分析的输入，其中L7501/L7502地震波为人工波。

　　3 动力弹塑性分析

　　3.1 模型验证

　　在大震弹塑性时程分析之前，要保证计算模型的准确性，因此先对SAP2000的计算模型和ABAQUS的计算模型进行了静态分析，用来校核模型从SAP2000转到ABAQUS的准确程度。

　　表3为结构模型质量和周期的对比。从表3可以看出，在两者计算参数保持一致的情况下，SAP2000模型与ABAQUS模型的质量和周期略有差别，这是由于ABAQUS模型中计入了钢筋，钢筋对结构的质量和刚度均有影响，表明用于弹塑性分析的计算模型合理准确。

　　3.2 罕遇地震计算结果

　　根据所选取的三组地震波，进行X和Y分别作为主方向，共计6个工况的罕遇地震作用下的弹塑性分析^[6,7]。

　　ETABS,SAP2000与ABAQUS模型计算结果比较 表3 

计算指标		ETABS	SAP2000	ABAQUS	ABAQUSSAP2000ABAQUSSAΡ2000	振型
结构总质 量/t		311 800	311 873	316 479	101.5%	—
周期 /s	T1	7.70	7.71	7.88	102.3%	X向一阶平动
	T2	6.91	6.92	6.97	100.7%	Y向一阶平动
	T3	2.94	2.95	3.13	106.0%	一阶扭转
	T4	2.16	2.18	2.22	102.0%	X向二阶平动
	T5	1.90	1.91	1.95	102.1%	Y向二阶平动
	T6	1.14	1.15	1.21	105.2%	二阶扭转

　　 

　　(1)楼层剪力

　　表4给出了基底剪力及其剪重比统计结果。各工况下，结构剪重比约为4.16%～5.47%。

　　罕遇地震作用下时程分析基底剪力对比 表4 

	X向				Y向
地震波	基底剪力 /MN		弹塑性弹性/%弹塑性弹性/%	剪重比 /%	基底剪力 /MN		弹塑性弹性/%弹塑性弹性/%	剪重比 /%
	弹塑性	弹性			弹塑性	弹性
L0055	155.4	181.3	85.7	4.91	171.0	246.9	69.3	5.40
L2605	173.1	193.8	89.3	5.47	167.2	182.7	91.5	5.28
L7501	131.5	204.0	64.5	4.16	166.7	197.3	84.5	5.27
包络值	173.1	204.0	84.8	5.47	171.0	246.9	69.2	5.40

　　 

　　从表4可以看出，由于结构在罕遇地震作用下混凝土发生受压损伤，部分构件出现塑性变形，进而导致结构的侧向刚度减小，使得罕遇地震作用下弹塑性分析的基底剪力要小于弹性分析的结果，整体结构基底剪力弹塑性的结果约是弹性结果的64.5%～91.5%。

　　罕遇地震作用下结构剪重比在X和Y两个方向分别为5.47%和5.40%,说明地震波给予结构的地震力是足够的，同样由于部分混凝土发生受压损伤出现塑性变形，使其剪重比略小于大震弹性下剪重比(分析得到大震弹性下X向剪重比为5.97%,Y向剪重比为6.14%)。

　　图8给出了罕遇地震作用下各组波包络值中框架剪力与基底剪力的比值。可以看出大部分楼层剪力大于8%的基底剪力，说明随着核心筒剪力墙混凝土的损伤发展产生塑性变化，刚度退化，外框架很好地承担了二道防线的作用。同时，在避难层(11,22,33,44,55,66,76层),由于钢框架梁截面加高，外框架层剪力有所增加，尤其是在44层和66层，层剪力出现明显的突变，是由于伸臂桁架加强层的设置，反映出塔楼在这些部位外围框架刚度的突变导致剪力分配的突变。

　　(2)结构变形

　　表5为罕遇地震作用下弹塑性分析与弹性分析结构X和Y两个方向顶点位移的比较。从计算结果对比可以看出，弹塑性分析的顶点位移均小于弹性分析的结果，这主要是由于结构部分构件进入塑性阶段后，结构刚度发生了变化。

　　

　　图8 结构框架剪力与 基底剪力比值 

　　 

　　

　　图9 基于时程分析比例放大的大震弹性 反应谱层间位移角曲线 

　　 

　　

　　图10 墙肢轴线平面 示意图

　　 

　　罕遇地震作用下弹性与弹塑性分析顶点位移 表5 

地震波	X向顶点位移/m		弹塑性 /弹性	Y向顶点位移/m		弹塑性 /弹性
	弹塑性	弹性		弹塑性	弹性
L0055	0.986	1.085	90.8%	0.872	0.957	91.1%
L2605	1.039	1.078	96.4%	0.797	0.841	94.8%
L7501	1.235	1.356	91.1%	1.157	1.253	92.3%
包络值	1.235	1.356	91.1%	1.157	1.253	92.3%

　　 

　　表6为弹性和弹塑性分析时，罕遇地震作用下结构最大层间位移角的结果对比。从计算结果可以看出，结构最大层间位移角出现的楼层基本一致。

　　罕遇地震作用下结构最大层间位移角 表6 

地震波	X向层间位移角(所在楼层)		Y向层间位移角(所在楼层)
	弹塑性	弹性	弹塑性	弹性
L0055	1/157(78)	1/148(79)	1/186(79)	1/168(80)
L2605	1/151(81)	1/150(82)	1/191(82)	1/200(82)
L7501	1/187(82)	1/169(80)	1/186(81)	1/193(79)
包络值	1/151(81)	1/148(79)	1/186(79)	1/168(80)

　　 

　　采用三组波的两个主方向动力弹塑性分析与弹性分析的各楼层层间位移角放大倍数的包络值，分别乘以双向输入弹性大震反应谱分析给出的各楼层层间位移角值，绘出曲线如图9所示。可以看出，此时结构楼层最大层间位移角分别为1/156(X为主方向，42层)及1/159(Y为主方向，64层),满足规范限值1/100的要求。

　　(3)剪力墙损伤

　　通过剪力墙破坏损伤状态，分析其破坏的原因，找出结构的薄弱环节。图10为墙肢的轴线编号。图11给出混凝土的压应力-应变关系与受压损伤因子-应变的关系曲线，该曲线主要表明损伤因子与混凝土所承受的压应力大小，从而判断混凝土的应变情况。此曲线表明，当混凝土受压损伤因子在0.2～0.3之间时，混凝土的压应力接近于峰值，因此如果混凝土的受压损伤因子不大于0.3,可以判断混凝土尚未压碎。

　　

　　图11 剪力墙混凝土压应力-应变关系和 受压损伤因子-应变关系曲线 

　　 

　　从结构塑性发展情况来看，结构剪力墙连梁首先破坏、屈服耗能，随后上部剪力墙墙肢局部出现轻微的受压损伤，最后大部分连梁破坏、上部剪力墙局部位置出现一定程度的受压损伤。从图12剪力墙受压损伤分析图可以看出，连梁作为耗能构件，每一层都出现了不同程度的损伤，整体损伤情况较为严重。轴线剪力墙墙肢顶部87～89层(标高369～377.85m)位置，出现了较大的受压损伤，此处受压损伤因子约为0.3,混凝土基本达到承载力峰值，但未到混凝土极限应变，可以判断剪力墙混凝土尚未压碎，此部分应根据需要增加竖向钢筋。其余主要剪力墙未出现明显受压损伤，剪力墙内部钢筋均未出现塑性应变，处于弹性工作阶段，表明罕遇地震下剪力墙抗震承载力足够。

　　(4)钢构件塑性情况

　　此外，分析了外框架钢管混凝土框架柱和伸臂桁架及环带桁架的钢材塑性应变，分析结果如图13所示。

　　

　　图12 剪力墙受压损伤分析图 

　　 

　　

　　图13 钢构件塑性情况

　　 

　　由图13可见，圆钢管混凝土框架柱外侧钢管未出现塑性应变。环带桁架钢材也未出现塑性应变，仅伸臂桁架伸入剪力墙部分出现了较小的塑性应变，最大值为503με。

　　3.3 ABAQUS模型与SAUSAGE模型结果对比

　　还采用了SAUSAGE软件对1#塔楼进行了动力弹塑性时程分析，并与ABAQUS的计算结果进行对比，对比结果如表7～9所示。

　　ABAQUS与SAUSAGE基底剪力对比 表7 

地震波 输入	X向基底剪力 /MN		X向基底 剪力比值	Y向基底剪力 /MN		Y向基底 剪力比值
	ABAQUS	SAUSAGE		ABAQUS	SAUSAGE
L0055	155.4	155.0	100.2%	171.0	177.0	96.6%
L2605	173.1	170.0	101.2%	167.2	165.0	101.3%
L7501	131.5	132.0	99.6%	166.7	155.0	107.5%

　　 

　　ABAQUS与SAUSAGE顶点位移对比 表8 

地震波 输入	X向顶点位移 /m		X向顶点 位移比值	Y向顶点位移 /m		Y向顶点 位移比值
	ABAQUS	SAUSAGE		ABAQUS	SAUSAGE
L0055	0.986	1.050	93.9%	1.557	1.750	89.0%
L2605	1.039	1.081	96.1%	1.097	1.142	96.1%
L7501	1.235	1.550	79.6%	1.553	1.700	91.3%

　　 

　　ABAQUS与SAUSAGE层间位移角对比 表9 

	X向层间位移角(所在楼层)		Y向层间位移角(所在楼层)
	ABAQUS	SAUSAGE	ABAQUS	SAUSAGE
L0055	1/157(78)	1/153(79)	1/186(79)	1/150(78)
L2605	1/151(81)	1/177(83)	1/191(82)	1/208(81)
L7501	1/187(82)	1/136(80)	1/186(81)	1/176(80)
包络值	1/151(81)	1/136(80)	1/186(79)	1/150(78)

　　 

　　从表7～9可见，两个软件计算得到的基底剪力、顶点位移、层间位移角虽有差异，但差别不大。说明用于动力弹塑性分析的模型基本准确，能够真实反映整体结构的动力特性，为施工图设计提供可靠的依据。

　　本工程高度超7度抗震设防烈度混合结构最大适用高度190m较多^[8],且超限情况较为复杂^[9],由方案到是施工图设计共历时9个多月，经过全国超限审查委员会多次论证，在结构体系、设计标准和抗震性能目标等各方面不断改进与完善，最终完成并顺利通过全国抗震设防专项审查^[10]。

　　4 结论

　　(1)结构在选取的各组地震波双向作用的弹塑性时程分析下，各组波包络的结构最大层间位移角未超过1/100,满足规范“大震不倒”的要求。

　　(2)核心筒剪力墙墙肢内型钢暗柱未出现塑性应变，处于弹性工作状态，核心筒墙肢仅在顶部出现了一定范围的受压损伤，但验算墙肢均满足截面控制条件，满足设定的性能目标。

　　(3)大部分连梁破坏，受压损伤因子在0.6～1.0之间，说明在罕遇地震作用下，连梁形成了铰机制，符合屈服耗能的抗震工程学理念。

　　(4)圆钢管混凝土框架柱的型钢和环带桁架的钢材均未出现塑性应变，仅伸臂桁架深入剪力墙部分出现较小的塑性应变，但仍处于弹性工作状态。

　　(5)经多软件的动力弹塑性结果的相互验证，本项目结构模型够准确真实地反映出结构的动力响应，结构体系安全可靠。