扬中金源大广场项目 (图1) 位于镇江扬中三茅镇中心, 该项目总建筑面积约为45.2万m², 其中地上约32.0万m², 地下约13.2万m²。地上建筑由7栋住宅 (1#～5#楼, 7#楼、8#楼) 、1栋办公楼 (6#楼) 及4栋4层商业裙房组成, 各栋地上建筑在嵌固端 (地下室顶板) 以上设置变形缝断开。其中, 2#楼地上35层, 底部1～4层商业裙房层高依次为6.0, 5.4, 5.4, 5.70m, 5层层高5.7m, 标准层层高3.0m。2#楼建筑总高度为118.5m, 其结构形式为部分框支剪力墙结构, 剪力墙在地上5层处转换, 本文只对2#楼进行分析。

　　 本工程抗震设防类别为标准设防类 (裙房范围内重点设防类) ^[1], 设防烈度为7度 (0.10g) , 建筑场地类别为Ⅲ类, 地震分组为第一组, 结构安全等级为二级, 地基基础设计等级为甲级, 设计使用年限为50年, 地面粗糙度类别为B类, 50年重现期基本风压为0.40kN/m²。

　　 根据地质勘察报告, 拟建场区地势较平整, 场地地貌单元为长江漫滩。表层为杂填土, 其下依次为淤泥质粉质黏土夹粉土、粉砂夹粉土、粉砂、粉细砂、中粗砂、中粗砂混砾石。各土层分布及物理力学性质见表1。地下水对混凝土结构及钢筋混凝土结构中的钢筋具有微腐蚀性。

　　 结合场地工程地质条件和荷载条件, 本工程主楼采用桩筏基础, 筏板厚度1.8m;采用钻孔灌注桩, 桩径1 000mm, 以④层中粗砂混砾石为持力层, 有效长度约为65m, 单桩抗压承载力特征值为8 000kN。

　　 根据地质勘察报告, 抗浮设计水位取至室外整平地面以下0.5m, 裙房部分结构自重不足以抵抗地下水浮力, 需采取抗浮措施。抗拔桩采用钻孔灌注桩, 桩径700mm, 以③_-2层粉细砂为持力层, 桩有效长度约为35m, 单桩抗压承载力特征值为4 000kN, 单桩抗拔承载力特征值为1 300kN。

　　 由于建筑的商业功能要求, 除电梯间和楼梯间剪力墙外, 上部结构部分剪力墙在5层顶 (即6层楼面) 通过转换梁转换成框支柱, 形成部分框支剪力墙结构。底部框支柱截面尺寸为1 200×1 200, 内设双向H型钢骨, 截面H700×300×20×38;框支主梁最大跨度9.0m, 截面尺寸为1 000×2 000, 内设H型钢骨, 截面H1 600×300×34×34;落地剪力墙厚度为400～800mm, 个别内设H型钢骨, 截面H300×200×30×30;转换层以上两层的剪力墙厚度为200～350mm, 其余部位的剪力墙厚度为200mm。框支柱、落地剪力墙及框支梁 (包含框支主梁和框支次梁) 的混凝土强度等级为C60, 钢骨钢材为Q345B。转换层结构平面图见图2。

　　 根据《建筑工程抗震设防分类标准》 (GB 50223—2008) ^[1], 本工程抗震设防类别:底部商业裙房为重点设防类 (乙类) , 上部住宅为标准设防类 (丙类) , 裙房范围内结构按抗震设防烈度提高一度 (即8度) 采取加强措施, 其抗震等级也按抗震设防烈度8度确定;根据《高层建筑混凝土结构技术规程》 (JGJ 3—2010) ^[2] (简称高规) 3.9.1条、3.9.3条、3.9.5条、10.2.6条规定, 确定本工程各部分抗震等级如图3所示。

　　 根据《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[3]、高规和《超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点》 (建质[15]67号) ^[4]有关规定, 本工程存在高度超限、扭转不规则、刚度突变、构件间断4项不规则项, 具体见表2, 故本工程属于特别不规则、高度B级的超限高层建筑。

　　 针对超限情况, 同时综合考虑抗震设防类别、设防烈度、经济性等各项因素, 参考类似工程的设计经验, 选择结构抗震性能目标为C级, 具体抗震性能目标详见表3。

　　 本项目安评报告^[5]给出的多遇地震影响系数曲线与规范反应谱曲线比较如图4所示。可见, 安评报告的地震影响系数最大值为0.097, 比高规的地震影响系数最大值大21.2%。故本工程地震荷载输入按如下原则取值:1) 采用安评反应谱进行多遇地震弹性计算分析, 特征周期取0.45s; 2 ) 采用规范反应谱进行设防地震作用下重要构件的性能目标验算, 特征周期取0.45s;3) 采用规范反应谱进行罕遇地震作用下重要构件的性能目标验算, 特征周期取0.50s。

　　 分析软件选用SATWE和MIDAS Building, 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3的影响, 计算振型数取15个, 周期折减系数取0.85。采用SATWE软件计算得到的X向、Y向两个方向的结构刚重比分别为4.77, 5.26, 均大于2.7, 满足整体稳定性要求, 结构计算时不需考虑重力二阶效应。SATWE和MIDAS Building两种软件的计算结果如表4所示, 可见两者计算的总质量、周期基本一致, 模型的分析结果准确、可信。结构的周期比均满足规范限值0.85的要求, 水平力作用下的最大层间位移角及地震作用下位移比均满足高规要求。

　　 进行多遇地震作用下弹性时程分析时, 根据设防烈度、场地类别等选取5条天然波 (KiK1903, KiK0713, KiK1146, KiK0451, NGA0161) 和2条人工波 (RH2TG045, RH4TG045) 。选波时为了使所选多条时程曲线的平均反应谱与设计反应谱在统计意义上相符, 不仅按照高规的要求控制平均反应谱与设计反应谱在主要振型周期点上的误差小于20%, 而且控制每条地震波的反应谱在设计反应谱平台段范围内的平均值与设计反应谱平台段误差小于10%^[6], 图5为地震波拟合平均反应谱与安评反应谱对比。

　　 输入时将所有地震波的加速度峰值按照安评报告的要求调整为42.2cm/s²;地震波持续时间均超过30s, 大于结构基本周期的5倍, 时间步长取0.02s。计算结果取时程分析法的平均值和振型分解反应谱法 (CQC法) 的较大值。图6 (a) , (b) 为时程分析法与CQC法计算的楼层剪力对比, 图6 (a) , (b) 左侧图表明所选波时程曲线计算所得结构底部剪力在CQC计算结果的65%和135%之间;右侧图表明所选波时程曲线计算所得结构底部剪力的平均值在CQC计算结果的80%和120%之间。可见, 在各条地震波的作用下楼层剪力的变化趋势与CQC法的楼层剪力的变化趋势基本一致, 表明地震波的选取是合适的;在X向26～35层、Y向32～35层, 时程分析法计算的楼层剪力平均值稍大于CQC法的楼层剪力, X向放大系数为1.019～1.073, Y向放大系数为1.004～1.031, 施工图设计时应按此放大系数调整配筋。图6 (c) 为时程分析法与CQC法计算的层间位移角对比, 可见, 7条地震波的层间位移角均满足高规要求。

　　 多遇地震弹性分析结果表明, 6层个别小墙肢处于偏心受拉状态, 施工图设计时对这些墙肢采取加强措施, 以保证其在拉弯作用下裂缝宽度小于0.3mm。对结构进行设防地震弹性分析, 结果表明, 1层所有墙肢最大拉应力均没有超过混凝土抗拉强度标准值2.85MPa, 6层有2个墙肢最大拉应力超过混凝土抗拉强度标准值2.85MPa, 如图7所示。设计时在相应部位设置型钢分担拉力, 使墙肢混凝土拉应力小于2.85MPa。

　　 计算了设防地震作用下转换层楼板应力, 结果表明, 楼板X向最大拉应力为0.90MPa, Y向最大拉应力为0.69MPa, 均不超过混凝土抗拉强度标准值2.85MPa。楼板采用双层双向配筋■10@150, 满足中震不屈服的要求。

　　 根据高规3.11.3条进行罕遇地震作用下各主要墙体的受剪截面限制条件 (大震不屈服) 验算。图8给出了6层剪力墙各墙肢大震不屈服下的剪压比, 可见其剪压比均小于限值0.15, 满足规范要求。

　　 罕遇地震作用下楼板截面剪力标准值按下式验算^[2]:

　　 $V{}_{\text{f}}\le \frac{1}{\gamma {}_{\text{R}\text{E}}}(0.15\beta {}_{\text{c}}f{}_{\text{c}\text{k}}b{}_{\text{f}}t{}_{\text{f}})$

　　 式中:V_f为剪力标准值;f_ck为混凝土轴心抗压强度标准值;b_f为楼板的验算截面宽度;t_f为楼板的验算截面厚度;β_c为混凝土强度影响系数;γ_RE为承载力抗震调整系数, 取1。

　　 剪应力应满足下式:

　　 $\tau =\frac{V{}_{\text{f}}}{b{}_{\text{f}}t{}_{\text{f}}}\le 0.15\beta {}_{\text{c}}f{}_{\text{c}\text{k}}=3.51\text{Μ}\text{Ρ}\text{a}$

　　 图9给出了罕遇地震作用下转换层楼板X向、Y向剪应力分布。由分析可知, 该层楼板X向最大剪应力为1.32MPa, Y向最大剪应力为1.18MPa, 均小于混凝土抗剪强度3.51MPa, 满足截面受剪承载力要求。

　　 同时, 从图9还可以看出, 楼梯间、核心筒周边以及落地剪力墙附近楼板剪应力相对较大, 施工图设计时, 对这些位置的楼板采取加大板厚和增加配筋的方式确保楼板在地震作用下能够有效传递水平力。

　　 在较大地震作用下某些部位可能发生屈服甚至破坏退出工作, 从而使结构的工作状态从弹性过渡到弹塑性, 使用PKPM软件的PUSH模块对本工程进行静力弹塑性分析, 加载时选用沿结构竖向呈矩形分布的侧向荷载, 限于篇幅, 图10仅给出了X向的推覆曲线。弹塑性分析结果表明:

　　 (1) 能力谱曲线较为平滑, 位移与基底剪力随周期增大基本呈线性递增;能力谱曲线在设定位移范围内未出现下降段, 表明在抗倒塌能力方面本项目有很大富余度。

　　 (2) 在各工况下能力谱曲线均能与需求谱相交得到性能点, 罕遇地震作用下结构最大层间位移角均小于1/120。

　　 (3) 多遇地震作用下结构处于弹性, 设防地震作用下连梁出现塑性铰, 罕遇地震作用下框架梁塑性铰数量有所增加。总体而言, 塑性铰基本都出现在连梁上, 只有极个别柱端出现了塑性铰, 因此结构满足预期性能目标, 符合概念设计的要求。

　　 (1) 在多遇地震作用下, 全部结构处于弹性状态, 采用两种不同力学模型的三维空间分析软件SATWE和MIDAS Building进行整体内力及位移计算, 结果表明各控制指标满足规范要求。并根据场地的地震波, 对结构进行多遇地震下的弹性时程分析。

　　 (2) 控制转换层下部与上部的等效刚度比, 以便减小转换层上下层间位移角及内力的突变;并保证转换层侧向刚度大于其上层侧向刚度, 以防止转换层处出现薄弱部位。设计时考虑将转换层的地震剪力放大1.25倍, 以增大安全系数。

　　 (3) 对重要构件进行中震不屈服、中震弹性及大震不屈服计算, 保证结构重要部位构件的承载力满足抗震性能目标要求。

　　 (4) 对结构进行罕遇地震下的静力弹塑性分析, 以考察结构在罕遇地震下的抗震性能, 对分析中发现的薄弱部位采取相应的加强措施, 保证重要部位不屈服, 并控制整体结构的弹塑性层间位移角满足规范限值1/120要求。

　　 (5) 对竖向构件转折处的楼板进行应力分析并采取相应的加强措施, 确保小震下楼板拉应力小于混凝土抗拉强度标准值, 并按3倍该拉应力值配置楼板钢筋。

　　 (1) 落地剪力墙与框支柱的布置宜均匀、对称, 结构刚度偏心不宜过大, 以减小结构的最大扭转位移, 避免由于扭转效应使框支柱严重破坏。　  

　　 (2) 框支柱采用型钢混凝土柱, 轴压比控制在0.5以内, 以提高框支柱的强度、延性和稳定性;框支主梁采用窄翼缘型钢混凝土梁, 以增强其抗剪能力, 并与型钢混凝土柱形成型钢暗框架, 保证转换层的延性。

　　 (3) 根据《超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点》 (建质[2015]67号) ^[4]要求, Ⅲ类场地时适当增加结构剪重比, 且其值不小于规范限值的1.1倍。

　　 (4) 为保证转换层楼板的整体刚度, 加强转换层及其上下相邻两层楼板厚及配筋。转换层楼板厚取180mm, 双层双向配筋, 单层贯通配筋率约为0.30%;转换层上下相邻两层板厚均取150mm, ■8@150双层双向。

　　 (5) 内隔墙采用轻质填充墙, 尽量减轻结构的自重, 减小地震作用。

　　 为了精确计算带落地剪力墙的型钢混凝土转换柱的承载能力, 本工程采用XTRACT程序对该类柱截面进行了辅助设计。图11所示为一典型带落地剪力墙的型钢混凝土转换柱的计算结果, 可见, 各工况下该类柱荷载输出结果的组合均在轴力-弯矩 (P-M) 包络曲线内, 满足压弯承载力要求。

　　 图11 带落地剪力墙型钢混凝土转换柱截面示意及轴力-弯矩 (P-M) 包络曲线

　　 除了对型钢混凝土转换梁在竖向荷载下受力及配筋进行手动复核^[7]外, 还采用PKPM框支剪力墙有限元分析程序FEQ对典型型钢混凝土转换梁A进行了小震下的应力分析, 典型转换梁A具体位置见图2, 其截面及型钢截面见图12。

　　 图12 转换梁A截面及型钢截面

　　 转换梁A相关范围有限元分析模型及应力结果见图13, 可以看出, 转换梁的底部拉应力比较大, 转换梁和框支柱及剪力墙相交处的角部出现一定程度的应力集中, 应力也比较大。设计时, 取SATWE及FEQ有限元的应力结果进行包络设计, 对转换梁采取加大其配筋等措施, 确保转换梁在各种工况下的安全。

　　 图13 转换梁A相关范围有限元分析模型及Y向应力示意

　　 本文介绍了扬中金源大广场2#楼结构体系及结构布置, 提出了结构抗震性能设计指标, 进行了整体结构和关键构件的计算, 并对重要部位采取了加强措施以保证结构抗震性能的充分发挥。得到如下结论:

　　 (1) 在各个水准地震作用下, 结构各项性能指标均能达到预期抗震性能目标的要求。

　　 (2) 对关键部位结构采取一定的加强措施后, 在不同水准地震作用下此部位结构满足抗震设计要求。设计的部分框支剪力墙结构能满足规范规定的相关要求。