日照海韵广场地处日照中央活力区,位于日照市青岛路和淄博路两大城市主干道交汇处,紧邻万平口风景区,距离海边直线距离不到2km。项目包括9栋住宅和3栋商业综合体,本文主要讨论其中的一栋商业综合体2#楼。2#楼地上建筑面积为11.56万m²,平面外包尺寸为68m×23.7m,长宽比为2.87,结构高度为248.8m,高宽比为10.5,总层数为72层,1～3层层高4.8m;4～13层、15～28层为标准层,层高为3.25m;14,29层为避难层,层高分别为3.7,4.0m;30～42层、44～57层、59～72层为标准层,层高为3.3m;43,58层为避难层,层高均为4.0m。2#楼建筑效果图见图1,典型建筑平面布置见图2。

　　 2#楼设计使用年限为50年,建筑结构防火等级为一级,建筑结构安全等级为一级,地基基础设计等级为甲级,地下室顶板作为上部结构的嵌固端。根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) ^[1](简称抗震规范),2#楼抗震设防烈度为7度,设计基本地震加速度值为0.10g,设计地震分组为第三组,场地类别为Ⅱ类,特征周期为0.45s。根据2#楼建筑使用性质及单栋面积为11.56万m²,按《建筑抗震设防分类标准》(GB 50223—2008) ^[2],2#楼抗震设防分类定为重点设防类。

　　 按照《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012) ^[3](简称荷载规范),2#楼风荷载取50年重现期的基本风压0.40kN/m²,地面粗糙度类别为A类,由于2#楼结构高度较高,结构高宽比较大,对风荷载较敏感,将2#楼50年重现期的基本风压取为0.50kN/m²;根据《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ 3—2010) ^[4](简称高规)第4.2.7条,房屋高度大于200m时宜采用风洞试验来确定建筑物的风荷载且荷载规范中没有明确给出适用于2#楼带折角矩形此种平面外形建筑物横风向风振的计算方法,故对2#楼进行风洞试验。利用YJK-A软件,根据荷载规范给出的风荷载进行计算,得出2#楼各层风荷载、楼层剪力及楼层弯矩分布,并与风洞试验报告提供的风荷载、楼层剪力及楼层弯矩值对比,结果见图3～5。

　　 由图3～5可以看出,除在底部部分楼层X向按荷载规范计算得出的楼层风荷载略小于风洞试验得出风荷载外,其余楼层风荷载按荷载规范计算所得的结果均大于风洞试验结果;楼层剪力、楼层弯矩按荷载规范的计算结果均大于风洞试验结果,综合考虑,结构风荷载设计时按荷载规范进行取值。

　　 根据建筑平面特点及其使用功能的要求,2#楼结构方案初设时,有两个结构方案,甲方案为剪力墙结构,乙方案为框架-核心筒结构并在避难层利用伸臂桁架设置加强层。由于2#楼屋面高度为248.8m,根据抗震规范、高规和《超限高层建筑工程抗震设防审查技术要点》(建质[2010]109号) ^[5],2#楼两种结构形式均为超B级高度超限结构。

　　 甲方案结构典型平面布置见图6,竖向构件截面规格见表1;乙方案结构典型平面布置见图7,竖向构件截面规格见表2。

　　 通过对甲、乙两种方案竖向构件截面尺寸的比较得出,甲方案竖向构件截面尺寸能够更好地满足建筑功能要求。

　　 甲、乙两种方案软件计算结果对比见表3,估算造价对比见表4。由表3可以看出,在风荷载和地震作用下,甲、乙方案的楼层侧向刚度均可满足规范要求,但是甲方案对减轻结构自重方面具有较明显优势。由表4可以看出,甲方案混凝土、钢筋、型钢用量与乙方案差别较大,甲方案造价低于乙方案。

　　 综合上述两种结构方案分析结果,同时考虑建筑使用功能的要求,2#楼选用剪力墙结构方案进行设计。

　　 根据抗震规范、高规和《超限高层建筑工程抗震设防审查技术要点》(建质[2010]109号) ^[5]的有关规定,2#楼结构高度为248.8m,超过B级高度,存在扭转不规则、个别墙体转换、局部穿层墙等局部不规则项超限。2#楼性能目标设定为C类,构件抗震性能目标见表5。

　　 选用YJK-A对2#楼进行小震弹性分析,采用MIDAS Building软件进行计算复核。底部加强部位剪力墙抗震等级为特一级,山墙、中间转角的墙体嵌固层及以上抗震等级为特一级,非底部加强部位剪力墙抗震等级为一级;角部框架柱抗震等级为特一级。结构计算时考虑偶然偏心地震作用、双向地震作用、扭转耦联以及施工模拟加载的影响。由于本工程高度较高,风荷载较大,除正常计算小震和风荷载共同作用下的工况外,还计算了水平荷载只有风荷载、连梁刚度不折减的情况。

　　 两种软件计算结果见表6。由表6可以看出,两种软件计算结果相近,说明计算结果合理、有效,计算模型符合结构的实际工作状况;结构周期及位移符合规范要求,说明构件截面取值合理,结构体系选择恰当。

　　 根据高规4.3.5条要求,选用5条天然波和2条人工波对2#楼进行小震弹性时程分析,并与振型分解反应谱法计算结果进行比较。地震加速度最大值为0.35cm/s²,持续时间为40s。评估结果采用平均值,计算结果见表7。

　　 由表7可以看出,计算所得的2#楼最大层间位移角满足抗震规范和高规要求。对于2#楼,7条地震波计算所得的结构底部剪力平均值大于振型分解反应谱法计算值。地震作用效应取时程计算结果的平均值与振型分解反应谱法计算结果的较大值,小震弹性分析计算时地震作用放大系数取1.07。

　　 通过计算得出,在小震作用下2#楼整体结构及所有结构构件均满足规范要求。

　　 采用YJK软件对中震、大震作用下的结构构件进行复核,确定结构构件达到本文2.2节设定的构件性能目标,采用SAUSAGE软件对结构进行大震动力弹塑性时程分析,确定结构剪力墙损伤情况。计算得出2#楼在中震、大震作用下的基底剪力及剪重比见表8。

　　 由表8可以看出,2#楼中震下X向基底剪力为小震下X向基底剪力的2.7倍,中震下Y向基底剪力为小震下Y向基底剪力的2.6倍;大震下X向基底剪力为小震下X向基底剪力的5.2倍,大震下Y向基底剪力为小震下Y向基底剪力的5.1倍,这些比值和中震、大震与小震的地震作用影响系数比值基本一致,符合等效弹性算法,说明本工程的结构模型计算分析合理。

　　 按中震、大震计算得出的构件组合内力大于构件在小震下的组合内力,按中震、大震计算得出的配筋也略大于小震组合下的配筋。因此,设定了中震、大震抗震性能目标的构件,按照中震、大震计算结果配置钢筋,即可满足中震、大震的性能目标要求。根据动力弹塑性时程分析,得出剪力墙墙身损坏轻微,仅底部部分墙肢出现轻度损坏;连梁充分发挥了耗能作用,结构损伤基本集中在连梁上,成为主要的耗能构件,保证了剪力墙墙身安全。

　　 在大震作用下,部分耗能构件(连梁)混凝土截面损伤严重,为解决这一问题,同时也为提高结构的性能,2#楼采用连梁阻尼器进行消能减震设计。对比不同部位混凝土连梁在小震和风荷载工况下的内力,选取吸收内力较大位置的连梁设置为连梁阻尼器,如此既能解决连梁配筋过大的问题,同时又能更好地发挥连梁阻尼器在中大震作用下的耗能效果。2#楼连梁阻尼器参数见表9,连梁阻尼器与结构主体连接见图8。

　　 通过计算分析得出,大震下,结构X向阻尼器的耗能与结构塑性耗能占比约为10%;结构Y向阻尼器的耗能与结构塑性耗能占比约为8%。

　　 设置连梁阻尼器后,大震作用下,剪力墙底部部分墙体屈服,但屈服程度较轻,低于IO阶段,上部个别墙体轻微屈服,剪力墙整体损伤较轻;连梁呈现不同程度的损伤,少数混凝土连梁损伤较为严重,大多数连梁屈服,屈服程度主要介于IO和LS之间。

　　 整体而言,结构整体损伤较轻,连梁阻尼器均屈服,开始耗能,普通混凝土连梁呈现不同程度的损伤,也起到了耗能的效果,剪力墙除底部外,其他位置几乎不屈服。结构损伤机制合理,大震后仍具有较高的安全储备。

　　 2#楼位于滨海浅滩,地貌单元属花岗岩侵蚀剥蚀宽缓丘陵,设计室外地坪标高为9.0m,地下室室内地坪标高为-3.5m。根据《海韵广场岩土工程勘察报告》(DK2018.04),桩的极限侧阻力、端阻力标准值建议值见表10。

　　 2#楼设计初期选用CFG复合地基处理与钻孔灌注桩两种基础方案进行对比分析。

　　 采用CFG复合地基处理方案处理后地基承载力为1 300kPa,桩径600mm,间距1.8m,上设300mm厚褥垫层,总桩数为880根,桩端持力层在角砾状强风化花岗岩,根据持力层层顶实际起伏情况,要求桩端不得进入中风化或者微风化花岗岩。桩基平面布置见图9,CFG桩基础沉降量计算结果见图10。

　　 钻孔灌注桩方案,桩径1.5m,间距3.75m,总桩数100根,长度为20～35m,入岩0.8m;桩体剖面见图11(图中d为钻孔灌注桩纵筋直径),钻孔灌注桩平面布置见图12。

　　 CFG复合地基处理方案与钻孔灌注桩方案工程造价对比见表11。由表11可以看出,CFG复合地基处理方案工程造价较低。但是在实际工程中难以准确得知CFG桩基础的桩端持力层层顶起伏情况,CFG桩的桩端入岩要求较难实现,使得计算模型模拟地基变形及沉降量和实际情况相差较大,2#楼采取钻孔灌注桩方案施工。

　　 (1)通过对2#楼两种结构方案进行对比分析,同时考虑建筑使用功能的要求,得出2#楼采用剪力墙结构方案进行设计更为合理。

　　 (2)采用多种计算程序对结构进行弹性、弹塑性计算,对关键构件进行性能化设计,保证结构在小震下处于完全弹性,在中震、大震下满足设定的性能目标。

　　 (3)将吸收内力较大位置的连梁设置为连梁阻尼器,解决了小震作用下连梁配筋过大的问题,更好地发挥连梁阻尼器在中震、大震作用下的耗能效果。

　　 (4)通过对两种基础方案进行对比分析,得出2#楼的适用基础方案为钻孔灌注桩方案。