月亮湾B3地块建屋广场E座工程位于苏州市工业园区崇文路以北、八达街以东。E座建筑总高度222.80m, 地下3层, 地上50层 (不包含出屋面设备及构架层) , 总建筑面积约为72 154m², 其中地上建筑面积约为60 088m², 地下建筑面积约为12 066m², 建筑效果图及剖面如图1, 2所示。E座地下1～3层为车库, 地上1～3层为物业办公配套用房, 4层为健身房 (含小型6m×25m游泳池) , 5～50层为公寓标准层, 标准层层高3.8m, 其中含3个避难层 (12, 25, 38层) , 层高4.4～4.7m。结构大屋面高度为202.70m, 结构大屋面以上为两个设备层 (51, 52层, 局部有楼板) 和3个构架层 (无楼板) , 构架层顶标高为222.8m。

　　 结构设计基准期和设计使用年限均为50年, 结构安全性等级为二级, 基础设计安全等级为二级。抗震设防类别为标准设防类, 抗震设防烈度为7度 (0.10g, 第一组) , 建筑场地类别为Ⅲ类, 特征周期为0.53s, 地面粗糙度类别为B类, 基本风压为0.45kPa。结构嵌固层设在地下室顶板, 框架抗震等级为一级, 底部加强区剪力墙抗震等级提高为特一级, 其余剪力墙抗震等级均为一级, 剪力墙轴压比均按0.5控制。

　　 E座采用型钢混凝土框架-钢筋混凝土核心筒体系, 核心筒和框架组成双重抗侧力结构体系。

　　 建筑平面呈矩形, 平面尺寸为43.1m×26.2m, 结构高宽比为7.74;外围柱距为7.4～8.8m, 核心筒平面尺寸为25.7m×9.1m, 核心筒高宽比为22.27, 远超规范限值12。由于核心筒平面亦呈矩形, 长宽比为2.82, 为保证结构两个方向动力特性相近, 结构布置上需加强Y向剪力墙, 减弱X向剪力墙, 上部标准楼层结构平面布置如图3所示。在 (D) ～ (G) 轴布置4片Y向双肢剪力墙, 墙厚从底层900mm逐渐收至顶层300mm;并在核心筒内楼梯处布置两片Y向剪力墙, 墙厚从底层550mm逐渐收至顶层200mm。在⑤, ⑥轴布置X向剪力墙, 墙厚从底层750mm逐渐收至顶层250mm, 并对剪力墙大开洞处理;同时加大Y向框架梁和框架柱的截面尺寸来提高结构Y向抗侧刚度, 标准层Y向框架梁截面尺寸为700×750, 而X向框架梁截面尺寸为500×700, 25层以上楼层外框柱沿Y向呈矩形布置, 其Y向截面尺寸比X向截面尺寸大100～200mm。经上述处理后, X, Y向周期分别为5.1, 5.7s, 结构两方向刚度基本接近。

　　 框架柱采用型钢混凝土柱, 利用柱内高强型钢来减小柱截面尺寸并提高延性, 并通过提高外围框架柱刚度控制整体结构层间位移角满足规范要求。底层柱截面尺寸为1 450×1 450 (型钢混凝土柱) , 顶层柱截面尺寸为700×900 (钢筋混凝土柱) , 根据高度分段收进。型钢混凝土柱延伸至32层, 32～34层为型钢混凝土柱过渡层, 过渡层柱内型钢同下部楼层, 过渡层柱内纵向钢筋按钢筋混凝土柱计算配置。34层以上采用普通钢筋混凝土柱并延伸至顶层。底部框架柱轴压比控制在0.70以内 (短柱控制在0.65以内) 。基础顶至22层楼面核心筒和框架柱混凝土强度等级为C60, 22层楼面至顶层楼面逐渐递减至C40。框架梁截面尺寸为500×700, 700×750, 次梁截面尺寸为250×550。地下室室内顶板厚180mm, 室外顶板厚250mm, 其他楼层楼板厚一般为120mm, 局部100mm。

　　 本工程结构高宽比达到7.74, 核心筒高宽比达到22.27, 为此, 首先考虑通过在加强层设置腰桁架或伸臂构件来加强结构整体性以提高结构刚度, 但通过多种方案的比较分析发现, 无论是设置腰桁架还是伸臂构件, 都对结构整体刚度的提高不明显, 反而易造成加强层刚度突变, 对结构抗震不利。而通过沿竖向均匀提高外围框架柱刚度, 也能将结构层间位移角控制到规范限值以内。

　　 选取其中两个结构设计方案进行介绍, 如图4所示。方案A不采用腰桁架, 型钢混凝土柱延伸至32层;方案B在25, 38层分别设置两道腰桁架, 25层腰桁架钢构件截面为H500×350×20×30, 38层腰桁架钢构件截面为H450×350×20×30, 型钢柱按轴压比控制设置到19层截止。对两种方案的主要整体计算指标加以对比分析, 框架剪力分担率和结构整体指标对比分别见图5及表1。

　　 通过两种方案的对比可知:1) 宏观指标方面 (表1) , 方案B相对方案A有一定的变化, 但大部分指标差异值在5%以内, 从表1中的指标判断可不设置腰桁架;2) 外框架剪力分担率方面 (图5) , 方案B在腰桁架层及其相关楼层存在一定的内力突变, 对结构抗震不利;3) 含钢率方面, 方案A略优于方案B。故最终采用方案A。

　　 腰桁架的作用是使各框架柱承受的轴力均匀变化, 减小框架-核心筒结构的剪力滞后效应, 提高外框架抗倾覆力矩的能力并减小结构的侧移。由于本工程核心筒偏小, 为提高整体结构的抗侧刚度, 已加大了外框柱截面, 从外框架和核心筒的剪力分担率及倾覆力矩比可以看出, 本工程外框架刚度已满足要求, 设置腰桁架的作用较弱。且腰桁架会造成结构竖向刚度不均匀, 腰桁架层及上下相邻层构件的内力会出现较大突变, 在地震作用下产生薄弱层效应。故针对此核心筒过小的结构类型, 采用提高外框柱刚度的方法更合理。

　　 根据地勘报告^[1], 结合本工程实际情况, E座超高层采用桩筏基础, 基础埋置深度约14.2m。塔楼下筏板厚度3 500mm, 筏板平面尺寸50m×31.7m, 筏板混凝土强度等级C35, 桩基采用ϕ1 000钻孔灌注桩 (桩端后注浆) , 桩顶标高-14.4m, 有效桩长68m, 以 (11) 号粉砂层作为桩端持力层, 单桩抗压承载力特征值为7 000kN。纯地库部分筏板厚度为800mm, 柱下采用ϕ700钻孔灌注桩 (桩端后注浆) , 有效桩长28.5m, 以⑦号粉砂层作为桩端持力层, 单桩抗拔承载力特征值为1 000kN, 抗压承载力为2 500kN。

　　 本工程结构高度为202.7m, 超过高规^[2]中7度区框架-核心筒B级最大适用高度限值180m, 属高度超限的超高层建筑。本工程在考虑偶然偏心影响的水平地震作用下Y向楼层最大弹性水平位移为该楼层两端弹性水平位移平均值的1.25倍, 大于1.2且小于1.4, 为一般平面不规则。此外, 本工程4层楼层层高6.71m, 其上标准层层高3.8m, 4层X向刚度与其上层刚度1.1倍的比值为0.87, 小于1.0, 存在软弱层, 为一般竖向不规则。综上, 本工程结构高度超B级, 存在一项平面一般不规则, 一项竖向一般不规则, 属于超限不规则高层建筑。根据结构内各构件重要程度, 并结合整体结构抗震性能目标, 确定结构不同部位构件的抗震性能目标, 见表2。

　　 本工程分别选用YJK软件和MIDAS Gen软件进行弹性分析, 两者都能得出较为一致的结果, 其中YJK软件部分计算结果见图6～8。由图6可知, 结构X向水平地震起控制作用, 结构Y向风荷载^[3]起控制作用 (横风向风振较大) , 因此本工程结构抗侧力由地震作用和风荷载双控。由图7可知, 除X向顶部7层和Y向顶部2层 (顶部2层为小屋面) , 其余各层框架部分承担的地震剪力均大于结构底部总地震剪力的10%。由图8可知, 除X向顶部2层和Y向顶部7层, 框架部分承担的地震倾覆力矩大于结构总地震倾覆力矩的10%但不大于50%。框架部分承担的地震剪力及倾覆力矩满足规范对框架-核心筒的性能要求, 框架能较好地起二道防线作用。

　　 采用弹性时程分析法进行小震补充计算。时程分析结构阻尼比取0.05, 地震影响系数最大值0.08, 主分量峰值加速度35gal, 次分量峰值加速度29.7gal。结合本工程场地类别、频谱特性、统计特性等方面选择了5条天然波和2条人工波。用选取的地震波进行弹性时程分析, 各条地震波基底剪力与振型分解反应谱法 (CQC法) 的比较结果见表3, X, Y向楼层剪力比较结果见图9, 10。

　　 由表3可知, 每条地震波计算所得基底剪力均大于CQC法计算结果的65%, 多条地震波计算所得基底剪力平均值大于CQC法计算结果的80%。综上所述, 7条地震波的选择符合规范要求。由图9, 10可知, X向地震作用下, 顶部7层 (含2层小屋面) 的CQC法计算结果未能包络时程分析结果, Y向地震作用下, 顶部4层 (含2层小屋面) 的CQC法计算结果未能包络时程分析结果, 故设计时对CQC法计算的楼层剪力按比例进行放大, 放大系数取1.05。

　　 E座结构核心筒高宽比达到22.27, 故需对墙肢进行中震下拉应力验算。中震作用下墙肢拉应力验算结果见图11, 由于核心筒呈矩形, Y向剪力墙较长且数量多, 故Y向墙肢在中震下仍处于受压状态, 不出现拉应力。虽然核心筒高宽比很大, 但⑤, ⑥轴两片X向剪力墙靠近结构中心 (位于结构中心两侧1/3处) , 其整体受拉相对较小, 只有底部X向墙肢出现拉应力。墙肢最大拉应力出现在外核心筒右上角, 为C60混凝土抗拉强度标准值f_tk的0.85倍。故设计时在结构底部出现拉应力的外核心筒四角及X向剪力墙内增设型钢构造加强, 提高其抗拉能力。同时结合本工程的抗震性能目标, 采用等效线性方法进行大震作用下结构分析, 复核大震作用下墙肢剪压比。E座首层墙肢在大震作用下的剪压比验算 (不考虑墙内型钢作用) 结果如图12所示, 验算时连梁刚度折减系数取0.3, 阻尼比取0.06。验算结果表明, 大震作用下E座结构核心筒剪力墙剪压比最大值为0.53, 满足大震作用下墙肢剪压比要求。

　　 由于本工程核心筒高宽比较大, 远超高规^[2]限值, 为了更准确真实地模拟结构大震作用下的动力特性, 判断结构的非线性行为, 本工程同时采用弹塑性分析软件SAUSAGE和通用有限元软件ABAQUS进行了动力弹塑性时程对比分析^[4]。两者在地震作用过程中的模拟方法都基于显式算法, 并采用相似的材料和构件模型, 但在阻尼模型的选择和性能评定标准等方面有一定的差异。图13为两者顶点位移计算结果对比, 由图13可见两者具有较好的统一性, 一定程度上可互相验证弹塑性模拟的准确性。

　　 部分弹塑性分析结果见表4, 由表4可以知道, SAUSAGE与ABAQUS计算的宏观指标和构件损伤较为接近;结构最大层间位移角约为1/129, 变形满足性能目标要求。图14为结构耗能时程图, 由图14可知结构塑性耗能约占总能量的25%。图15为核心筒平面示意图16, 17分别为ABAQUS和SAUSAGE软件计算的核心筒损伤分布情况, 由图16, 17可知:SAUSAGE与ABAQUS软件计算的构件损伤分布情况较为接近;1/6的剪力墙墙肢达到了轻度损坏程度;个别墙肢发生中度损坏, 但其范围较小, 结构的整体性依然保持较好;大部分连梁达到了严重损坏的程度, 连梁作为结构抗震第一道防线, 在地震作用下迅速进入损伤阶段, 并在整个地震过程中保持耗能作用, 达到耗能设计意图, 其屈服耗能有效地保护了主体墙肢不被严重损坏。

　　 动力弹塑性分析最终结果表明:结构在考虑重力二阶效应及大变形的条件下, 两种软件在1组人工波和2组天然波共计6个工况下 (每组波分别以X, Y向作为主方向输入三向地震作用) 顺利计算完成, 并最终仍能保持直立, 满足“大震不倒”的设防要求;梁、柱、楼板及墙构件层次的破坏状态基本符合结构抗震原理, 结构第一道抗震防线为连梁, 破坏较为明显, 达到了耗能与延性设计目的;竖向构件在轻度破坏以内, 具有较好的安全度。总体而言, 7度罕遇地震下, 结构抗震性能优于大震不倒塌的抗震性能, 可修复后使用。

　　 针对上述结构超限状况, 尤其是核心筒高宽比过大的特点, 基于小震、中震、大震弹性分析结果以及弹塑性分析所发现的薄弱环节, 结构设计主要考虑以下加强措施:

　　 (1) 核心筒底部加强区及相应楼层框架柱, 正截面按中震不屈服设计, 斜截面按中震弹性设计。

　　 (2) 核心筒高宽比较大, 结构Y向刚度略弱, 设计时加大Y向框架梁和框架柱截面尺寸, 以提高结构Y向抗侧刚度;为提高外围框架柱的刚度与延性, 外围框架柱从基础至33层采用型钢混凝土柱。

　　 (3) 中震双向地震作用下, 底部部分墙肢偏心受拉, 设计时在结构底部出现拉应力的外核心筒四角及X向剪力墙内增设型钢构造加强, 并对底部加强区范围内筒体结构抗震构造措施提高为特一级。

　　 (4) 针对动力弹塑性分析发现的结构薄弱部位, 采取针对性加强措施, 以进一步提高结构抗震性能。如连梁作为耗能构件出现了严重损坏, 对Y向跨高比小于1且墙肢厚度不小于500mm的连梁, 设置交叉暗撑, 以增加连梁在大震作用下的耗能与延性能力。

　　 本工程属于核心筒狭长且高宽比很大的超B级高层建筑, 针对核心筒高宽比过大的特点, 对结构进行了多方案及多软件对比分析。发现适当增加外围框架柱的刚度与延性的设计方案, 效果优于设置腰桁架或伸臂构件形成加强层的设计方案。通过分析结果优化了结构布置, 针对关键构件进行性能化设计, 对薄弱环节进行重点加强, 保证结构安全, 提高经济性。