凯达尔枢纽国际广场位于广州市增城区, 广汕铁路和穗莞深城际铁路、广州地铁13号线和16号线均在此交汇, 是集办公、酒店、商业、零售购物、休闲娱乐以及市政交通为一体的特大型商业综合体。项目建筑面积约36.5万m², 地下室4层, 地上由裙楼和东塔楼、西塔楼两个塔楼组成, 城际铁路穿过裙楼。其中, 裙楼结构高度为72.35m (共13层) , 东塔楼结构高度为184.05m (共36层) , 西塔楼结构高度为233.5m (共46层) , 建筑效果图如图1所示。

　　 通过防震缝对建筑物进行形体规则化处理后形成西塔楼、东塔楼 (含城际交通上空的宴会厅) 和裙楼三部分。各建筑物结构单体的关系如下:西塔楼与裙楼在地下室顶板以上分开;裙楼在城际轨道处从地下3层以上分离;东塔楼与城际轨道区域从地下3层以上至地上4层分开, 且东塔楼通过宴会厅钢结构与裙楼滑动连接 (5层处) , 从而保证了城际轨道的跨越与安全。防震缝的缝宽为300mm, 平面划分见图2。

　　 建筑结构设计的基本参数如下:建筑结构安全等级为二级;地基基础设计等级为甲级;抗震设防烈度为6度;建筑抗震设防类别:除东塔楼9层以上为丙类设防外, 其余均为乙类设防;基本风压为0.50kN/m²;地面粗糙度类别为C类。

　　 限于篇幅, 本文介绍项目的结构概况、结构单元的划分、风荷载、地下室、地基基础、西塔楼等结构设计内容, 而裙楼和东塔楼的结构设计将在文献[1]中论述。

　　 本项目是两栋风荷载敏感的超高层建筑通过裙楼连接形成整体。塔楼平面构造不规则, 裙楼较高且逐层收进, 建筑物在立面上高差变化较大, 外形复杂。中间的城际交通造成宴会厅下方空透, 裙楼的交通核与城际交通上方的雨棚造型奇异且与主体建筑较近, 相互干扰明显, 且周边建筑复杂。所以, 有必要通过风洞试验查明建筑物在风荷载下实际的风压分布、各部分的相互影响以及居住者的舒适性。按照《高层建筑混凝土结构技术规程》 (JGJ 3—2010) ^[2] (简称高规) 第4.2.7条, 西塔楼房屋高度大于200m, 裙楼、东塔楼平面及立面形状复杂, 故进行了风洞试验。按高规第4.2.3条, 西塔楼按角部为弧线的三角形平面建筑, 体型系数取值为1.49;裙楼及东塔楼体型系数取值为1.4;顺风向风振和风振系数按《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) ^[3] (简称荷载规范) 第8.4.3条进行计算。

　　 风洞试验模型^[4,5]见图3。模型比例为1∶300, 在裙楼立面与天窗玻璃雨棚表面、东、西塔楼立面及女儿墙表面、过站雨棚表面、人行天桥表面共布置1 149个测点。沿圆周每隔15°进行风向测试, 如图4所示, 风向角为风吹来的方向角。试验参考点选取在西塔楼最高处 (高233.5m) , 试验风速为10.42m/s。

　　 在特定风向角下, 结构楼层等效风荷载的三个分量:F_x, F_y和M_z不一定同时达到最大值, 因此不应将其考虑为同时作用的荷载。故需要引入风荷载分量间的组合系数以考虑各设计荷载峰值可能发生在不同时段的情况。各塔楼最不利风向及组合系数见表1。

　　 采用所有风向角的结构风荷载进行设计与验算, 对设计人员来说工作量十分巨大, 且没有必要。分别对塔楼底部倾覆力矩 (±M_x, ±M_y, ±M_z) 、剪力 (±F_x, ±F_y) 进行统计, 得到最大值和最小值出现的风向。各塔楼风荷载作用下X, Y向最大的基底剪力与倾覆力矩见表2。

　　 《建筑工程风洞试验方法标准》 (JGJ/T 338—2014) ^[6]第3.4.8条规定:风洞试验报告提出的高层建筑的风荷载, 当其所得的结构主轴方向的基底倾覆力矩不低于按荷载规范规定计算值的80%时, 风荷载可按风洞试验结果取值。表2中各建筑物单体风洞试验的基底倾覆力矩均大于按荷载规范规定计算值的80%, 但西塔楼和裙楼风洞试验X向的基底剪力仅是按荷载规范规定计算值的72%。所以, 本工程风荷载计算采用风洞试验结果时, 对西塔楼和裙楼应乘以1.2的放大系数。

　　 风洞试验所得各塔楼结构顶点处风振加速度见表3, 阻尼比取0.02。

　　 由于地下4层, 底板面标高为-19.45～-18.45m, 该标高以下涉及的岩土层除西塔楼边部存在局部的全风化花岗片麻岩外, 其余区域为强风化花岗片麻岩、中风化花岗片麻岩、微风化花岗片麻岩。

　　 全风化花岗片麻岩层主要由K1, K2, K3, K4等钻孔揭露, 底板面标高以下厚0.9～3.66m, 实测击数N为31～53击, 建议地基承载力特征值为400kPa。强风化花岗片麻岩层, 底板面标高以下厚薄不一, 区域小, 分布零散, 实测击数N为51～59击, 建议地基承载力特征值为500kPa。中风化花岗片麻岩的饱和单轴抗压强度平均值为11.9MPa, 建议地基承载力特征值为4 000kPa, 个别钻孔存在强风化花岗片麻岩夹层。微风化花岗片麻岩的饱和单轴抗压强度标准值为43.73MPa, 建议地基承载力特征值为12 000kPa。

　　 对于西塔楼, 由于框架-核心筒一侧的外框柱下为全风化花岗片麻岩, 而其余塔楼区域均位于中风化花岗片麻岩, 故西塔楼采用筏板条形基础, 筏板厚2 500mm, 持力层为中风化花岗片麻岩, 地基承载力特征值取4 000kPa, 靠近地铁一侧的柱下采用直径3 100mm的人工挖孔墩基础, 墩底持力层为微风化花岗片麻岩, 地基承载力特征值取8 500kPa。东塔楼采用筏板条形基础, 筏板厚2 000mm, 持力层为中风化花岗片麻岩, 地基承载力特征值取4 000kPa。

　　 裙楼区域采用厚1 000mm的筏板基础, 由于抗冲切要求, 柱位处筏板加厚至1 500～1 800mm, 持力层为强风化花岗片麻岩, 地基承载力特征值取500kPa。

　　 地下室地下1层及首层采用梁板结构, 地下2层、地下3层塔楼投影范围内采用梁板结构, 塔楼投影范围之外采用无梁楼盖。地下室主要结构构件的截面尺寸及材料如下:

　　 1) 柱截面为1 100×1 100, 1 000×1 000, 900×900;2) 剪力墙厚度为400, 300mm;3) 钢筋混凝土梁截面为400×800, 300×800, 400×700等;4) 无梁楼板厚度为300～400mm, 普通楼板厚度为110～150mm;5) 混凝土材料强度等级:竖向构件为C60, 水平构件为C35。

　　 地下室长度约296m, 宽度约166m, 采用如下处理措施:1) 每隔30～40m设置一条后浇带; 2) 适当增加底板、楼板以及侧壁的配筋, 配筋率不小于0.25%;3) 采用低水化热水泥, 尽可能减少水泥用量;4) 对混凝土结构进行常湿养护等。

　　 地下室抗浮设防水位取室外地坪。裙楼结构自重不足以平衡水浮力, 用抗浮锚杆进行抗浮, 锚杆间距为1.7m×1.7m, 钻孔直径为200mm, 锚杆抗拔承载力特征值为550kN, 锚杆长度应满足入微风化岩层不小于6m。

　　 为保证城际交通安全以及减少地下室施工对其的干扰影响, 地下室自地下3层以上设置300mm宽的防震缝与城际轨道完全分开, 这样就造成地下室在相邻城市轨道一侧临空。为此, 需要解决以下两个问题:

　　 对于裙楼, 由于在城市轨道一侧临空, 计算嵌固端宜取地下室底板处;对于东塔楼, 在考虑塔楼以外三跨地下室后, 地下1层与首层侧向刚度之比分别为3.284 (X向) 和2.19 (Y向) , 满足高规第5.3.7条不宜小于2的要求, 但考虑到其紧邻城际轨道, 且塔楼主要抗侧力构件位于分缝处, 安全起见, 计算嵌固端仍取地下室底板处;对于西塔楼, 其与裙楼共用一个地下室, 虽然地下室一侧临空, 但临空位置距西塔楼较远, 且考虑塔楼以外三跨地下室后, 地下1层与首层侧向刚度之比分别为2.22 (X向) 和2.02 (Y向) , 满足不宜小于2的要求, 计算嵌固端可取地下室顶板处。故结构的计算嵌固端除西塔楼取地下室顶板处外, 裙楼和东塔楼均取地下室底板处。

　　 地下室一侧临空造成地下室外侧的水、土侧压力不平衡, 当地下室面积较大, 且临空侧与非临空侧地下室侧壁距离较大时, 这种不平衡的侧压力差可通过地下室结构与地基的摩擦力平衡, 如本工程西塔楼及裙楼所在的地下室。

　　 西塔楼共46层, 高度为233.5m, 标准层层高4.5m, 一些楼层因功能要求层高为5, 6, 6.6, 8.95m等。建筑平面呈等边三角形, 角部做圆弧过渡, 采用混凝土框架 (低层为钢管混凝土柱) -核心筒结构, 结构高宽比为4.74, 核心筒高宽比为9, 标准层结构平面见图5。

　　 主要结构构件截面及材料如下:

　　 (1) 基础至地上21层的钢管混凝土柱截面为ϕ1 500×20, ϕ1 600×35, 21层以上的圆形钢筋混凝土柱直径由下至上为1 500～800mm。

　　 (2) 钢筋混凝土核心筒外墙底部厚度为1 400, 1 250, 1 100mm, 到顶部收薄至400, 350mm。内墙厚度由下至上为250～200mm。

　　 (3) 钢筋混凝土梁截面为550×850, 400×800, 400×700。

　　 (4) 材料:钢管混凝土柱的混凝土强度等级为C70, 钢材为Q345B;竖向构件混凝土强度等级为C60～C35, 水平构件混凝土强度等级为C30。

　　 西塔楼在规定水平地震作用下考虑偶然偏心的最大层间位移比为2.3;2层和11层的楼板开洞面积大于30%, 采用混凝土框架 (低层钢管混凝土柱) -核心筒结构, 结构高度 (233.5m) 大于B级高度框架-核心筒结构限值 (210m (6度) ) 。所以, 西塔楼除高度超限外, 还存在平面扭转不规则和楼板局部不连续两项不规则, 属超B级高度的不规则高层建筑结构。

　　 项目经过抗震专项审查, 给出超限审查意见为:1) 西塔楼为风荷载控制, 根据规范要求, 采用风洞试验的风荷载不应小于荷载规范值的0.8;2) 由于城际轨道穿过地下室并设缝, 地下室设计应考虑单侧水土侧压力的影响;3) 深化西塔楼角部悬挑梁端支座设计, 节点应满足可靠性和可实施性。

　　 针对各条审查意见, 采取的应对措施为:1) 将风洞试验的风荷载进行放大, 不小于荷载规范值的0.8倍。2) 地下室设计时考虑单侧水土侧压力的影响。3) 西塔楼角部悬挑梁端支座设计分两种情况:情况1为设置环梁的情况, 所有悬臂梁面筋均穿钢管;情况2为不设置环梁的情况, 所有悬臂梁面筋均穿钢管, 并增加型钢抗剪键。采取措施后, 节点的设计可以满足可靠性和可实施性。

　　 结构抗震等级的划分:一级 (地下1层及以上) , 二级 (地下2层及以下) 。选用C级结构抗震性能目标, 具体结构性能目标见表4。

　　 分别采用YJK1.7.0和ETABS2013两种软件, 从0°, 60°和120°三个方向对结构反应进行了分析计算。三个方向的结构动力响应相近, 符合等边三角形平面的特征。三个方向 (0°, 60°和120°) 结构振动模态分别为平动、平动、扭转;第1周期分别为6.173 1, 6.173 6, 6.172 9s;基底剪力为10 189.89～10 635.4kN;最大层间位移角为1/1 562～1/1 402;规定水平地震作用下考虑偶然偏心最大扭转位移比为1.19～1.29, 其中, 最小周期、最大基底剪力、最大层间位移角及最大扭转位移比均出现在120°。

　　 限于篇幅, 以下仅给出0° (X向) 和90° (Y向) 的整体结构计算结果, 见表5。由图6可以看出, 框架部分分配的地震剪力标准值的最大值大于结构底部总地震剪力的20%, 但17层以下框架分配的地震剪力却小于总地震剪力的20%, 所以, 对于17层以下的框架, 其总剪力按0.2V₀和1.5V_{f, max}二者的较小值进行调整。

　　 选用两组实际记录波 (RNS1546-1和 RNS1809) 以及一组人工模拟波 (YJK人工波) 对结构进行了弹性时程分析, 主方向地震波加速度峰值取18cm/s²。计算结果满足高规第4.3.5条第1款要求。

　　 高规第4.3.5条第4款规定, 当取三组时程曲线进行计算时, 结构地震作用效应宜取时程法计算结果的包络值与振型分解反应谱法计算结果的较大值。由于CQC法的输出结果中无法将时程法计算结果的包络值与CQC法计算结果自动取大值, 当剪重比不满足规范要求时需乘以增大系数, 所以, 多遇地震作用下结构计算分析时, 会遇到两次地震剪力的调整:一次是剪重比所对应的;一次是时程法计算结果不能包络住CQC法的地震剪力时, 需乘以放大系数。

　　 西塔楼0°方向各楼层的剪重比所对应的地震剪力增大系数和时程法的放大系数见图7。由图可知, 时程放大系数在顶部楼层大于剪重比增大系数, 时程放大系数在底部楼层小于剪重比增大系数, 由于二者均是对地震剪力的调整, 所以, 设计时应按时程放大系数与剪重比增大系数的包络值取地震剪力。

　　 高规式 (3.11.3-1) 计算的剪力墙水平分布筋、穿层柱及普通柱的箍筋小于常规小震作用下的弹性配筋, 说明所有竖向构件在中震作用下均处于受剪弹性状态。

　　 高规式 (3.11.3-2) 计算的剪力墙的暗柱、底部加强区柱、穿层柱及普通柱的纵筋小于常规小震作用下的弹性配筋, 说明所有竖向构件在中震作用下均处于受弯不屈服状态。除几处核心筒连梁纵筋超筋, 其余框架梁及连梁纵筋均未超筋, 说明耗能构件大部分未进入抗弯屈服状态。

　　 高规式 (3.11.3-2) 计算的框架梁和核心筒连梁等耗能构件箍筋, 除LL1 (22层, 见图5) 等个别连梁箍筋大于小震值外, 其余耗能构件箍筋均小于小震作用下的弹性配筋, 说明个别核心筒连梁进入受剪屈服状态, 需要增加抗剪箍筋, 其余耗能构件处于抗剪不屈服状态, 不需调整箍筋配置。

　　 在中震作用下, 底部竖向构件未出现拉应力。X, Y向的最大层间位移角分别为1/613和1/588, 属于轻微损坏。中震作用下的基底剪力与小震作用下的基底剪力的比值分别为2.62, 2.61。

　　 上述结果表明, 设防地震下西塔楼竖向构件抗剪弹性、抗弯不屈服, 耗能构件抗剪不屈服、抗弯有限屈服, 满足C级性能目标的要求。

　　 采用YJK-EP程序进行结构动力弹塑性时程分析。选用人工波1 (地面人工波时程 (50年2%第1组即50年设计基准期, 2%是超越概率, 相当于大震 (罕遇地震) ) , 天然波1 (RNS1546 (地震波的时距T=0.005s, UNIT=G, G表示重力加速度) ) 、天然波2 (Kocaeli, Turkey_NO_1164 (T_g=0.74s) ) , 地震波主方向峰值加速度为125cm/s², 次方向峰值加速度为106.25cm/s², 各条波持续时间截取为45s。分别从0°, 60°, 120°三个方向施加地震作用。

　　 各方向大震弹塑性时程最大基底剪力为CQC法的3.21～4.68倍 (地震波主方向) , 0°方向下各条波作用下的基底剪力见表6。

　　 各方向大震弹塑性最大层间位移角在1/273～1/131之间, 0°方向下最大层间位移角见表7。

　　 在罕遇地震波输入过程中, 首先结构连梁进入塑性, 然后局部核心筒进入塑性, 接着连梁损伤迅速发展并扩展至全楼范围;剪力墙受拉损伤先出现在底部加强区及门洞两侧, 并沿结构全高发展。在地震波作用的后半段时间里, 结构塑性基本无增大发展, 塑性分布呈稳定状态, 说明结构在各构件 (主要为连梁) 刚度退化及塑性耗能后, 形成稳定的塑性分布机制。

　　 受压损伤:墙肢受压损伤主要分布在底部加强区的核心筒角部、核心筒外壁门洞两端以及中部楼层层间位移角最大的核心筒门洞附近, 说明核心筒底部加强区平面角部以及外壁门洞两侧为塑性集中部位;连梁沿核心筒全高都有受压损伤分布;外围框架柱沿结构全高无受压损伤, 说明大震后外框柱可起到多道设防的作用。

　　 受拉损伤:墙肢受拉损伤沿结构全高都有分布, 集中在核心筒墙肢厚度减小处。外框柱基本都有轻微受拉损伤, 底部钢管混凝土柱无受拉损伤。连梁沿核心筒全高都呈现受拉损伤, 说明连梁构件发挥了较好的耗能作用。

　　 大震作用下结构层间位移角曲线在35～40层存在拐点与突变, 是由于结构在37层将外框柱直径由1 300mm缩至1 100mm, 部分墙体厚由400mm缩小为200mm所致。可通过延后一两层再减小柱和墙尺寸的方法解决。

　　 大震作用下结构弹塑性动力时程分析表明:大震与小震作用下的基底剪力之比为3.21～4.68, 说明所选用的地震波合理, 与拟弹性方法较为相近;最大弹塑性层间位移角为1/131, 小于1/100, 属中度损坏;多数连梁屈服, 属中度损坏;外围框架柱无受压损伤, 仅有轻微受拉损伤, 属轻度损坏;除底部加强区的核心筒角部和外壁门洞两端, 以及中部楼层层间位移角最大处核心筒门洞附近墙肢的局部区域出现中等受压损伤外, 其余部位的墙肢轻微损伤或无受压损伤, 属轻度损坏。故在大震作用下, 核心筒作为第一道防线最先受到破坏, 框架结构作为第二道防线由于其无受压损伤, 可承受重力荷载, 保证了整个结构大震不倒的设防要求。

　　 钢管混凝土柱与悬臂混凝土梁的连接采用混凝土环梁节点^[2], 但高规没有给出钢管混凝土柱与悬臂混凝土梁的连接大样。

　　 三角形端部局部结构悬挑达9m, 为确保节点能可靠地传递大悬臂力矩, 对于设置混凝土环梁的节点^[8,9,10], 要求悬臂梁所有面筋穿入钢管, 其中, 第一排面筋通过钢管两侧开设的矩形孔与内侧框架梁面筋贯通;第二排面筋和第三排面筋由钢管悬臂侧矩形孔穿入, 锚入钢管柱内, 并延伸至钢管柱对侧的内壁处, 见图8。

　　 2层和11层的局部外框柱为穿越两层的穿层柱, 均为钢管混凝土柱, 截面为ϕ1 600×35, 混凝土强度等级为C70。2层穿层柱的三维计算模型如图9所示, 截取穿层柱及其下部分楼层作为分析模型, 各层楼板均为弹性板。

　　 采用SAP2000 v17.3.0软件的屈曲分析功能, 在各穿层柱顶端施加轴向力, 进行屈曲分析后可求得各柱的屈曲模态并求得屈曲临界荷载, 其后依据欧拉公式${\rm P}{}_{\text{c}\text{r}}=\frac{\text{π}{}^{2}E{\rm I}}{(\mu L){}^2}$, 反算出柱的计算长度$L{}_{\text{e}}=\mu L=\sqrt[]{\frac{\text{π}{}^{2}E{\rm I}}{{\rm P}{}_{\text{c}\text{r}}}}$, 其中P_cr为压杆的临界力, μ为计算长度系数, E为弹性模量, I为压杆横截面最小惯性矩。2层穿层柱的屈曲模态见图10, 柱屈曲因子为28.929。

　　 以其中的钢管混凝土柱B12 (图10) 为例, 柱高12m, 外径1 500mm, 内径1 460mm。EI=13.498×10⁶kN·m², P_cr=1.343 5×10⁶kN, L_e=9.957 8m, 则μ=0.829 8。

　　 施工图设计时, 柱计算长度系数取为1.0, 为考虑楼板缺失对楼层剪力分布的影响, 采用按实际楼层和整个穿层柱为一层 (并层) 两种情况计算, 取包络值进行设计。

　　 (1) 对于凯达尔枢纽国际广场这类集办公、酒店、商业、城际铁路以及市政交通为一体的特大型商业综合体, 进行形体规则化处理是十分必要的。通过三条防震缝将其分为西塔楼、裙楼和东塔楼三个独立的结构单元, 降低了建筑物的不规则性, 减少了超长混凝土结构开裂机率, 避免了东塔楼、西塔楼以及裙楼相互作用的耦合, 也保证了城际交通和公共建筑互不影响。

　　 (2) 关于风洞试验的风荷载确定, 风洞试验得出的结构主轴方向的基底倾覆力矩和基底剪力均不低于荷载规范规定计算值的80%, 不足时, 应乘以放大系数。

　　 (3) 计算结果表明:小震下结构的层间位移角、周期及周期比、剪重比、轴压比、外框柱承担的地震剪力比等结构控制性指标均满足高规要求, 所有结构构件处于弹性状态, 实现了完好、无损坏的性能目标;中震下, 所有竖向构件的截面承载力处于受剪弹性、受弯不屈服、耗能构件抗剪不屈服、抗弯有限屈服状态, 属轻度损伤;大震下, 剪力墙底部加强部位的墙、柱以及穿层柱的截面承载力处于受剪、受弯不屈服状态, 其余部分竖向构件及耗能构件均进入屈服状态, 属中度损伤, 满足了所设定的C级性能目标。

　　 (4) 提出了一种钢管混凝土柱与悬臂混凝土梁的连接大样。