寰城海航广场位于广东省广州市天河区天河北路与林和东路交界处, 总建筑面积约为11.4万m², 其中地上建筑面积约为9.0万m², 地下建筑面积约为2.4万m², 建筑效果图如图1所示。本工程由两栋超高层塔楼和局部4层裙楼组成, 地上各层设防震缝, 宽750mm, 其中南塔楼结构共50层, 标准层层高为3.5m, 主要屋面高度为186.3m, 高宽比约为6.7, 结构平面为直角扇梯形, 无凹凸。北塔楼结构共42层, 标准层层高为3.5m, 主要屋面高度为158.3m, 结构平面为矩形, 高宽比约为6.8。两栋建筑立面上下一致, 楼层无收进和挑出。整个地块范围设6层地下室, 作为停车库和功能用房, 地下室底板顶面标高约为 -24.0m, 地下室各层均不设缝。建筑剖面及楼层分布功能如图2所示。

　　 结构设计使用年限为50年, 建筑结构安全等级为二级, 抗震设防烈度为7度, 设计基本地震加速度值为0.10g, 特征周期为0.35s, 抗震设防分类为丙类。混凝土结构的环境类别:地下室临水面和露天混凝土结构为二类a组, 其余均为一类;建筑结构防火等级为一级;地基基础的设计等级为甲级。

　　 塔楼区域采用柱墩基础, 塔楼外区域地下室采用天然扩展基础, 基础面结构标高为-24.0m, 以○4-S层微风化细砂岩体作为基础的持力层, 地基承载力特征值为6 000kPa。取室外地坪标高作为地下结构抗浮设计水位, 塔楼区域自身重力可以抵抗水浮力, 塔楼区域外采用抗拔锚杆以抵抗本区域地下室浮力。

　　 本工程为超高层办公、酒店综合体, 地处城市的中心区繁华地段, 由于场地限制, 整个建筑较为狭长, 由双核心筒组成, 双塔距离较近。结构平面短向尺寸约23m, 长向尺寸为71.41m, 南塔楼核心筒宽度为8.3m。塔楼标准层结构平面图如图3所示。

　　 建筑在立面上基本保持一致, 楼层无收进和挑出, 塔楼整体高宽比合适, 但核心筒高宽比偏大, 是本工程结构设计的主要难点。结构方案阶段考虑合并塔楼和考虑采用设置防震缝双塔楼两种结构方案。

　　 经过方案分析对比, 合并塔楼方案产生较大的扭转效应, 进而影响整个结构在地震作用下的抗震性能, 使得多项计算指标超出《高层建筑混凝土结构技术规程》 (JGJ 3—2010) ^[1] (简称高规) 限值;设置防震缝的双塔楼方案, 结构平面规则, 受力明确, 整体计算指标更加合理, 因此, 设计最后确定采用设置防震缝双塔楼方案。

　　 结构体系为钢筋混凝土框架-核心筒结构, 竖向抗侧力体系——核心筒为钢筋混凝土 (底部加强区埋设型钢) ;南塔楼26层 (北塔楼20层) 及以下塔楼框架柱为型钢混凝土柱, 其他柱为钢筋混凝土柱, 南塔楼26层 (北塔楼20层) 以上塔楼框架柱采用钢筋混凝土柱, 钢筋混凝土核心筒是承担地震和风荷载等水平力的主要构件。

　　 型钢混凝土框架柱截面最大为1 200×1 600 (内含十字形型钢+800×1 160×500×28×40) , 混凝土强度等级为C60, 上部塔楼框架柱截面逐渐收至900×1 000, 核心筒剪力墙采用钢筋混凝土结构, 在底部加强区约束边缘构件设置构造型钢, 南塔楼剪力墙厚度由下而上为900～500mm, 北塔楼剪力墙厚度由下而上为750～450mm, 内隔墙厚度由下至上为500～350mm, 混凝土强度等级为C60～C40;典型框架梁截面为400×850和400×750。

　　 地下室采用钢筋混凝土楼盖, 地下室底板厚h=1 200mm, 为平板结构, 地下5层人防顶板及首层采用梁板结构, 板厚h=250mm;地下2层至地下4层采用带柱帽的无梁楼盖结构形式, 板厚h=200mm, 对于跨度较大柱网, 为了保持相同的净高, 通过局部加高加宽柱帽处理。地面以上采用钢筋混凝土楼盖, 标准层板厚h=110mm, 楼板混凝土强度等级均为C35。

　　 广州地区50年重现期的基本风压值为0.50kN/m², 本工程结构高度186.3m, 超过60m, 根据高规规定取值, 计算位移时基本风压取0.50kN/m², 计算承载力时基本风压取0.55kN/m², 建筑物地面粗糙度为C类。

　　 根据高规第4.2.7条规定, 对本工程进行了风洞试验^[2], 见图4。风洞试验结果小于《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) ^[3] (简称荷载规范) 中的规定值, 因此进行风荷载作用下位移和承载力计算时采用荷载规范中的风荷载。

　　 本场地安评报告中的α_max=0.097 8 (《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[4] (简称抗规) 计算值为0.08) , 衰减系数γ=0.95 (抗规计算值为0.9, 此值对应的阻尼比为0.05) , 南北塔楼按抗规参数计算的楼层剪力和楼层弯矩与按安评报告参数的计算结果进行了比较。从比较分析来看, Y向抗规计算值大于安评报告计算值, 而X向安评报告计算值大于抗规计算值。设计采用两种结果进行了包络设计。

　　 在多、高层建筑结构中, 防震缝的设置已相当普遍, 但超高层建筑中设置防震缝并不常见, 主要是其宽度较大会给建筑立面的处理造成一定困难, 同时在强烈地震下相邻结构有可能发生局部碰撞而损坏。

　　 双塔楼结构存在同向振动和反向振动两种形式, 对称双塔的反向振型参与系数接近于零, 对地震作用和作用效应的计算无影响;不对称双塔各振型的参与系数不为零, 均对结构的地震作用效应有贡献。本工程考虑各自之间振动形态的差异性, 补充中震弹性作用下两塔楼的最不利情况, 即相向运动时的位移效应分析, 将南北塔楼之间设置的防震缝宽度确定为 750mm, 并进行了整体模型的振动台试验研究验证其有效性。

　　 南塔楼核心筒结构窄向宽度8.3m, 核心筒高宽比约20.7。北塔楼核心筒结构窄向宽度5.3m, 核心筒高宽比约26.3。南北塔楼整体高宽比适中, 核心筒高宽比偏大。由于核心筒高宽比过大, 结构抗侧力体系中需尽量发挥框架的作用, 是本工程设计主要技术难点。为弥补核心筒抗侧力能力较差的情况, 在结构选型上选用了钢筋混凝土楼盖, 框架梁与核心筒和框架柱均刚接, 框架梁与核心筒相连一端宽度作加腋处理。与钢框架-钢筋混凝土核心筒结构相比, 钢筋混凝土框架部分抗侧刚度可以得到有效的提高, 进而提高框架承担水平荷载的能力。

　　 本工程处于天河北路北侧, 为节约用地和满足建筑功能要求, 设置6层地下室, 由于场地限制给设计与施工难度带来极大挑战。为减小层高及地库埋深并增加楼层净空, 结合建筑及机电实际情况, 在地下2层至地下4层均采用带柱帽的无梁楼盖结构形式。对于跨度较大柱网, 为了保持相同的净高, 通过局部加高加宽柱帽处理。地下室较深, 基坑支护设计采用了灌注桩结合内支撑梁的形式, 地下6层局部为吊脚灌注桩, 同时加强对支护点的监测频率和密度。施工地下室外墙时直接以基坑支护桩内壁采用挂钢筋网抹灰的模板, 有效地节约了地下室外墙与支护的施工空间。

　　 根据抗规和高规的相关内容, 本工程结构不规则判定情况汇总见表1。

　　 针对本工程结构的特点和超限内容, 设计时采取基于性能化的抗震设计方法。根据构件的重要性采取不同的性能目标^[5]。设计时依据不同的性能目标, 分别进行了小震弹性分析、小震弹性时程分析、中震性能设计、大震弹塑性时程分析。

　　 设计时采取了以下构造加强措施: 1) 南北塔楼下部楼层框架柱采用型钢混凝土柱, 提高了结构的延性, 局部跨层框架柱是本工程的重要构件, 设计中采用型钢混凝土柱设计, 并将抗震等级提高到特一级, 箍筋采用复合螺旋箍, 按中震弹性设计; 2) 结构的整体分析计算时, 对北塔楼5层楼板、南塔楼3层楼板用符合楼板平面内实际刚度变化的弹性楼板假定的计算模型;3) 北塔楼5层楼板、南塔楼3层楼板大开洞处, 将板厚由130mm加强到150mm, 局部200mm, 每层每向配筋率不小于0.30%; 4) 对底部加强部位的钢筋混凝土核心筒剪力墙内埋设型钢, 抗震等级取特一级, 底部加强部位核心筒墙按中震弹性设计; 5) 在北塔楼核心筒外四片剪力墙内埋设型钢暗柱, 连梁采用型钢混凝土, 抗震等级取特一级, 按中震弹性设计。

　　 采用SATWE软件对结构进行整体小震弹性分析, 采用ETABS软件进行补充计算。计算时结构阻尼比取0.05, 采用振型分解法, 结构计算考虑偶然偏心地震作用、双向地震作用、扭转耦联和施工模拟。结构整体计算结果如表2, 3所示。

　　 由表2, 3 可知, SATWE 及ETABS 两种软件的计算结果接近, 说明结构建模与分析的正确性。小震计算结果表明, 结构的主振型以平动为主, 周期比、位移比、层间位移角、刚重比、刚度比、受剪承载力比、底层柱倾覆力矩等均满足高规的限值要求, 说明结构体系是合理的。

　　 小震弹性时程分析采用SATWE 软件进行。选取Ⅱ类场地上2组天然波 (天然波1、天然波2) 及1组人工波进行弹性时程分析, 地震加速度最大值为35cm/s², 时程分析计算结果与振型分解反应谱法结果的比值如表4, 5所示。时程分析结果表明, 南北两塔楼在地震作用下结构基底剪力平均值不小于振型分解反应谱法结果的80%, 每条地震波作用下结构基底剪力不小于振型分解反应谱法结果的65%, 所选地震波满足规范要求。

　　 采用有限元软件ABAQUS对本工程进行罕遇地震弹塑性时程分析, 一维杆件弹塑性模型采用纤维束模型, 二维剪力墙和楼板弹塑性模型采用ABAQUS 内置的弹塑性壳单元。

　　 有限元分析中为减少工作量, 通常对楼板采用刚性楼板假定。本工程弹塑性分析中将不采用刚性楼板假定, 将各层楼板划分为1m × 1m 网格密度的弹塑性壳单元来进行分析, 见图5, 6。这将使得模型的规模和计算量大幅增加, 但可以得到更为准确的计算结果。

　　 大震弹塑性时程分析选取Ⅱ类场地上2 组天然波 (天然波1、天然波2) 、人工波和基岩波, 弹塑性时程分析最大层间位移角如表6, 7所示。动力弹塑性分析结果表明, 结构仍保持直立, 薄弱层的最大弹塑性层间位移角满足规范要求, 结构满足“大震不倒”的基本要求。

　　 大震弹塑性分析结果表明, 包括跨层柱在内的各层型钢混凝土柱均未出现混凝土受压损伤和钢筋、型钢塑性应变, 跨层柱未出现屈曲, 外框型钢混凝土柱抗震承载力足够, 外圈框架梁混凝土除拉裂外基本未出现混凝土受压损伤, 个别梁端钢筋出现轻微塑性应变, 适当加强配筋后均可满足抗震承载力要求, 见图7。南塔楼核心筒呈菱形, 工字形翼缘底部剪力墙边缘在加强前出现了轻微的混凝土受压损伤, 菱形角部的墙肢边缘出现了轻微的损伤, 通过在底部配置型钢和配筋加强后, 该损伤消失 (图8) 。

　　 北塔楼首层在核心筒外周设置的四片Y向附加剪力墙由于初始轴压比较小, 大震下均出现了严重的弯压破坏, 这四片剪力墙边缘通过埋设型钢暗柱和暗梁构造措施, 使其在大震下剪力墙破坏后仍能承担竖向荷载 (图9) 。

　　 由于本工程南塔楼结构高度为186.3m, 加上大屋面以上玻璃幕墙高度, 建筑高度达196.8m, 因此采用SATWE 软件按照10年一遇的风荷载取值 (基本风压为0.3kN/m², 阻尼比为0.02) 对风振舒适度进行了验算。表8, 9 给出了结构顶点最大风振加速度的SATWE 计算结果与风洞试验报告^[2]的比较。结果表明, 结构顶点的顺风向和横风向最大振动加速度值均小于高规允许值 (0.25m/s²) , 结构的风振舒适度满足要求。

　　 为研究本工程结构整体抗震性能及构件连接节点的抗震性能, 在广州大学工程抗震研究中心开展了整体模型的振动台试验研究^[6], 试验模型如图10所示。根据振动台面尺寸将原模型整体结构缩尺比例设为1/30。试验采用安评报告的两条人工波和两条天然波共4种地面运动。

　　 结构整体振动台试验结果表明:试验模型测得各阶频率比理论模型计算值略高, 模型结构与原型结构动力特性吻合较好。在罕遇地震下, 结构位移角均小于1/100, 满足规范要求。在多遇地震下, 北塔楼与裙楼的钢筋混凝土剪力墙底部和型钢混凝土柱底部是受力较大的区域, 拉应变和压应变均小于混凝土的开裂应变和钢材的屈服应变;设防烈度地震作用下, 部分混凝土测点应变出现拉、压应变分布不对称现象, 混凝土出现细微裂缝, 裙楼与塔楼钢筋混凝土剪力墙底部和型钢混凝土柱底部拉应变和压应变均达到混凝土的开裂应变;在罕遇地震下, 核心筒底部应变超过混凝土的开裂应变, 多处剪力墙门洞角部及过梁发生破坏。历经多遇地震、设防烈度地震, 试验宏观现象和实测数据表明, 结构总体上满足初步设计目标的抗震设防要求, 计算和试验结果基本相符, 根据试验出现薄弱地方设计上予以采用加强构造措施。

　　 本工程高度超限, 属于超B级高度高层建筑, 同时存在楼板开洞、扭转不规则情况, 设计时采取基于性能化的抗震设计方法, 根据构件的重要性, 采取不同的性能目标。设计时, 依据不同的性能目标, 分别进行了小震弹性分析、小震弹性时程分析、中震性能设计、大震弹塑性时程分析, 结构整体和各构件的抗震性能均能达到预期目标, 满足规范提出的“小震不坏、中震可修、大震不倒”的要求。

　　 (1) 采用两个不同的软件SATWE, ETABS对结构进行小震作用下的分析计算, 其结果表明结构各项指标均满足规范要求, 结构的体系安全、合理。

　　 (2) 用ABAQUS 软件对结构进行了大震作用下的动力弹塑性分析和构件损伤分析, 结果表明, 构件均满足抗震性能目标的要求, 结构屈服机制符合抗震概念设计的屈服顺序, 且罕遇地震下各构件损坏程度均可控制在轻微损坏至轻度损坏范围内, 满足所设定的抗震性能目标的要求。

　　 (3) 结构整体振动台试验宏观现象和实测数据表明, 结构总体上满足初步设计目标的抗震设防要求, 计算和试验结果基本相符, 根据试验结果指导设计。

　　 本工程于2016年5月竣工验收, 目前运营良好。