某塔楼地上119层,地下5层,建筑高度588m,结构高度555.6m。基础埋深-30.8m(约为建筑高度的1/18)。楼层平面为切角正方形,切角尺寸与建筑外形相关,大小不一,最大边长约为5.4m。首层平面尺寸为64.2m×64.2m,112层缩小至51.0m×51.0m,119层缩小至41.6m×41.6m,结构高宽比为8.65。塔楼建筑效果图和功能分区见图1,2。

　　 塔楼结构采用巨型框架-核心筒+伸臂桁架结构体系,来抵抗水平地震(风荷载)作用。该体系在400m以上超高层结构中被广泛采用 ^[1,2,3,4,5],是一种高效的结构体系。本工程核心筒位于平面中心,无偏置,采用钢筋混凝土剪力墙。巨型框架由巨型型钢混凝土柱和环带桁架组成,8根巨柱位于结构侧面,每侧2根。环带桁架设置于设备层,共7道。为提高结构的整体抗侧刚度,在核心筒和巨型框架之间一共设置了4道伸臂桁架,同时也在巨型框架间设置了次框架。地震作用和风荷载作用下结构所产生的剪力及倾覆力矩由周边巨型框架、伸臂桁架和核心筒组成的抗侧力体系共同承担,最终传至基础,抗侧力体系组成示意及典型结构平面图见图3,4。构件截面尺寸和材料信息详见文献[6],主要构件信息如下:核心筒外墙底部厚度为1 400mm,至顶部逐渐减小为350mm,内墙厚度从700mm过渡到200mm,混凝土强度等级为C60;底部巨柱截面为4 700×4 700,至顶部减小为2 500×2 500,混凝土强度等级从C70过渡到C60;环带桁架弦杆从1 000×1 000×80×80过渡到900×900×80×80,斜腹杆从1 000×800×80×80过渡到800×800×60×60,钢材牌号为Q345GJB/Q390GJC。

　　 本项目基本抗震设防烈度为7度,设计地震分组为第一组,Ⅲ类场地,场地特征周期0.45s。

　　 采用基于弹性分析的方法,结构和构件满足规范各项指标 ^[6],为评估结构在实际强震下的性能表现,需要对完成的初步方案进行弹塑性分析及性能论证,以发现结构可能存在的薄弱环节,从而有针对性地对结构方案进行调整和优化。

　　 在初步论证阶段即选择不同地震波进行计算,以反映地震波差异性导致的不同破坏,对结构性能的评估尤为重要。图5为3组典型地震波(L952,L7501,LMEX001)在7度罕遇水平作用下核心筒的损伤破坏情况。可以看出,这3组波所反映的集中破坏位置明显不同:L952波作用下集中损伤破坏发生在72层,L7501波作用下集中破坏发生在99层,而LMEX001波作用下则在72层和99层同时出现集中破坏。

　　 在分析结构集中破坏产生的原因时,一方面从结构自身特征进行考察,另一方面则来自外部激励的特征。在72,99层集中破坏的两个位置,结构布置有以下两点明显特征:1)71层以上墙体厚度减薄,刚度突变明显。2)97～98层为伸臂层,99～100层外墙墙体转换,外墙厚度由1 000mm变为400mm; 内墙厚度变化分两种,分别为从600mm变为200mm和从300mm变为200mm。以上结构自身存在的刚度突变导致强震下较易出现集中破坏,从而形成薄弱环节。

　　 从外部激励角度考察,不同地震波的频谱特征存在较大差异,在不同高度处激发结构内力响应的程度不同。结构前若干阶次的振型均有可能和地震动激励形成共振。在振型的反弯点处容易产生较大内力,如果在这些位置有刚度突变,则更容易产生集中破坏。

　　 以墨西哥LMEX001波为例,幅值谱出现了两个谱值较大的位置,分别对应T₂和T₃的位置(虚线圈范围内; LMEX002和LMEX001为同一组波两个方向的分量),而在T₁位置则明显偏低(图6),说明基本周期的响应较低,在实际计算中发现2,3阶振型拐点处均出现了比较严重的破坏(图7,见圆圈位置)。

　　 根据多次计算对比分析,对原结构进行了一些针对性的加强,总结如下:1)71～72层内外墙增加3%的钢板或钢骨,边缘构件区向下延伸1层,向上延伸3层,并逐层减少钢板或钢骨数量; 2)98层以上在外墙加钢板,同时降低内墙厚度变化级差,减缓该区域刚度突变程度; 同时提高内外墙配筋率,提高强度。

　　 对加强后的结构重新进行验算,发现集中破坏情况改善效果显著,图8给出L952波作用下结构加强前后的对比。

　　 结构经初步论证调整后,重新进行7组地震波(L7501,L7504,L0055,L952,L2572,LMEX002,LMEX026)在7度罕遇地震下的分析论证,地震剪力、层间位移角及主要构件损伤情况分别见图9～11。

　　 由图9～11可知:1)弹塑性分析地震剪力与相应弹性分析地震剪力相比,每组波都有不同程度的降低:X,Y向地震剪力比值分别降低约0.72,0.76,X,Y向弹塑性剪重比分别降低3.91%,3.86%。2)X,Y向的平均层间位移角分别为1/151,1/166,包络值为1/103,1/105,均满足规范1/100的限值要求。3)对于地震剪力,弹性地震剪力离散性较大,弹塑性分析结果离散性相对较低; 而对于位移,弹性和弹塑性结果均有较大的离散性,弹塑性结果的离散性更大。4)核心筒连梁破坏明显,外墙未出现明显破坏,105～115层及97,98层转换部位的内墙出现相对明显的破坏。5)巨柱、环带桁架、伸臂桁架等主要抗侧力构件未发生明显损坏。

　　 以上分析说明,在预估的罕遇地震下结构保持了较好的性能,能够满足规范要求以及预定的性能目标。

　　 为进一步了解该高度级别的巨型框架-核心筒结构在超强地震下的抗震性能和破坏机制,选择典型地震波(L0055),不断增加地震强度重复进行弹塑性分析。地震波加速度峰值分别选取以下数值:6度小震18gal,7度小震35gal,7度中震100gal,7度大震220gal,8度大震400gal,9度大震620gal。各种情况下结构的基底剪力与顶点位移对比见表1。

　　 如图12所示,由剪力-位移曲线可以看出,结构整体刚度退化较为缓慢,直到9度大震水平,整体承载能力一直保持上升的趋势。

　　 从位移、剪力的弹性与弹塑性对比可看出(图12,13),在7度中震之前,弹塑性与弹性结果基本一致,说明结构整体损伤水平较低,刚度退化不明显,7度大震后弹塑性和弹性结果的差异性逐渐增加,振动周期表现出逐渐拉长的趋势,说明结构的刚度逐渐降低。

　　 随着地震强度的增加,主要抗侧构件的破坏程度也不断加剧,最明显反映在核心筒的破坏上。如图14所示,破坏仍然出现在几个相对集中的位置,主要位于伸臂加强层的附近以及靠近顶部的位置,这些存在刚度突变的位置仍然成为相对薄弱环节。受力最大的底部位置并未出现严重破坏。

　　 外框柱在7度大震下未发生明显损伤,8度大震下个别楼层轻微损坏,9度大震下部分楼层严重损坏,楼层与核心筒集中破坏的位置基本一致(图15)。

　　 环带桁架和伸臂桁架在7度大震下保持弹性,8度大震下轻微破坏,9度大震下中度破坏(图16,17)。

　　 以上破坏过程说明:巨型框架-核心筒结构由于通常存在伸臂加强层,当地震力达到足够强度时,在这些位置不可避免地形成集中受力破坏。

　　 考察结构底部框架和剪力墙的剪力分担比例变化(图18),从而对外框二道防线做出评估。7度小震水平下,外框柱剪力的分担比例为11.26%,随着地震水平的增加,核心筒的刚度退化速度大于外框柱,外框柱的剪力分担比例逐渐增大。

　　 但从整个变化过程来看,外框柱剪力分担比例的增加速度较慢,到9度大震水平,其分担比例仅上升到15.52%,说明在抵抗整个地震剪力方面核心筒仍然发挥着主导作用。这种规律特征决定了外框柱在抵抗地震剪力方面并未发挥太大的作用 ^[7]。

　　 在地震作用结束后记录结构的即时刚度,再次进行模态分析,得到各阶自振周期,从而间接判断整体刚度退化的情况 ^[8],结构的震前和震后周期见表2,以此计算的刚度退化程度见表3。图19给出了不同地震作用后结构刚度退化比例曲线。由图表数据可知,在7度中震之前,结构刚度未发生明显退化,7度大震以后刚度退化逐渐增加,退化系数在10%左右,直到9度大震,整体平动刚度退化系数达到20%以上,扭转刚度退化程度更为明显,退化系数达到40%以上。扭转刚度退化相对显著,说明刚度退化主要发生在连梁中,墙肢损伤相对较轻。

　　 对该结构进行了振动台模型试验 ^[9],为便于对比,选择与弹塑性分析相同的地震波L0055进行激励。基于安全和保护试验设备的考虑,振动台试验的最大激励强度为8度大震。将弹塑性分析与振动台试验得到的刚度退化数据进行比较(图20,21),发现总体规律较为接近,振动台试验得到的刚度退化程度略大,这与振动台的加载模式有关,其不同水平的地震是重复加载,即前序工况造成的损坏可能会有所累积,一定程度上影响了后续退化程度。二者刚度退化规律总体接近,从而侧面验证了弹塑性分析方法能够用于超罕遇地震下结构的性能评估。

　　 对不同工况下地震输入能量及各部分的能量耗散进行考察,也可以对结构的损伤破坏进行总体判断 ^[10]。表4给出了输入能量及各部分的耗能数据。其中系统阻尼耗能E_vis为整体结构计算中输入的5%阻尼比产生的耗能,结构发生损伤破坏后弹塑性滞回也会产生耗能作用,该部分耗能表示为E_pla,根据式(1)可以得到损伤耗能的附加阻尼比ξ_a。图22为不同强度地震下各部分能量耗散曲线,图23为附加阻尼比随地震强度的变化曲线。

　　 $\xi {}_{\text{a}}=\frac{E{}_{\text{p}\text{l}\text{a}}}{E{}_{\text{v}\text{i}\text{s}}}\times 5\%(1)$

　　 由上述数据可知,在地震水平较低时,输入的地震能量主要通过结构的系统阻尼耗散,随着地震强度的增加,弹塑性耗能所占比例逐渐增加。换算为附加阻尼比,7度中震约1%,7度大震约3%,9度大震达到5%以上,超过系统阻尼的耗能。

　　 通过对某500m级巨型框架-核心筒结构抗震性能的深入分析,明确了该结构在罕遇地震以及超罕遇地震下的破坏模式和破坏过程,对发现的薄弱环节进行针对性加强,其效果较为显著,保证结构能够更好地满足规范要求以及设计目标。同时,通过系统的论证过程,对该类结构的破坏规律和抗震设计进行分析,形成以下结论和建议:

　　 (1)巨型框架-核心筒结构在地震作用下的薄弱环节由结构内在特征和外部激励特征共同决定。竖向收进、截面变化以及伸臂桁架等导致的刚度突变较易形成集中破坏; 不同地震波激励下破坏的位置可能显著不同; 为降低发生集中楼层破坏的风险,应尽量避免在振型反弯点处出现刚度突变。

　　 (2)高度较大的巨型框架-核心筒结构,底部加强区相对上部加强层冗余度差异较大; 可适当降低底部加强区墙体抗震措施,让破坏首先发生在底部,减小上部楼层集中破坏风险。

　　 (3)巨型框架-核心筒结构外框破坏与核心筒破坏的楼层通常一致,外框破坏次序相对较晚。外框柱分担的地震力通常较低,内筒发生严重破坏后,外框柱的剪力比例增加幅度可能依然较小。

　　 (4)震后周期变化是评判整体刚度退化程度的重要指标。扭转刚度相比平动刚度退化更为显著,说明结构的破坏主要发生在连梁当中。

　　 (5)巨型框架-核心筒结构抵抗超罕遇地震的总体冗余度较高,但可能存在局部薄弱环节,通过多角度分析和性能评估,对结构方案适当调整或采取针对性加强措施,可以进一步优化抗震性能,提高结构效率。