项目位于深圳龙华新区, 一层为有轨电车车辆场, 已经投入使用。一层层高达11.15m (算至筏板顶) , 无地下室, 塔楼范围预留了桩筏基础。一层大平台之上拟新建1层架空车库及5栋高层住宅, 架空车库层高5.5m。效果图如图1所示, 厚板转换的是后面的两栋塔楼, 即4, 5栋塔楼, 上部结构完全一样, 每栋均有两个相同的结构单元A座和B座, 以防震缝分开;标准层共22层, 层高2.9m, 主体结构高度为79.80m。

　　 本工程结构设计使用年限为50年, 安全等级为二级。抗震设防类别为丙类, 抗震设防烈度为7度, 基本地震加速度值为0.10g, 设计地震分组为第一组;场地类别为Ⅱ类, 特征周期T_g=0.35s。

　　 原设计按塔楼总层数18层进行设计, 现塔楼增加了4个标准层, 塔楼标准层采用剪力墙结构, 在新建的架空车库顶进行转换。

　　 原设计按梁式转换预留了竖向构件, 现方案与原方案差异很大, 如采用梁式转换, 将出现多次转换, 传力关系非常复杂, 且由于本项目属于小户型, 转换梁密集, 因此决定采用厚板转换。

　　 此外, 现方案塔楼范围超出预留的落地剪力墙范围, 为避免厚板悬臂转换, 在架空车库层高范围内设置了斜墙, 保证上部荷载经由厚板和斜墙可靠地传递至落地剪力墙。

　　 标准层结构布置如图2所示, 厚板转换层布置及斜墙情况如图3所示。

　　 由于一层已经投入使用, 对已建结构进行加固改造将对全市有轨电车正常运营造成重大影响, 因此几乎不可能对已建结构进行加固改造。结构设计面临的挑战主要有以下几点:

　　 (1) 由于标准层增加, 厚板转换自重较大, 地震作用和风荷载加大, 桩的竖向承载力和筏板承载力须仔细复核。

　　 (2) 由于无地下室, 水平力主要由桩承担, 对主体结构的抗倾覆、桩的水平承载力须仔细复核。

　　 (3) 原设计仅做了小震弹性分析。由于方案的大幅变动, 转换方式随之改变, 标准层增加4层, 加上一层层高很高, 已建成结构特别是落地剪力墙能否承担增大了的水平力, 满足预定的抗震性能目标要求, 需要深入分析。

　　 (4) 厚板需选用合适的厚度, 满足安全、正常使用和经济性要求。

　　 (5) 斜墙的传力路径及对落地剪力墙的影响须认真分析。

　　 根据详勘报告, 本场地土层从上向下依次为素填土、杂填土、填石、淤泥质土、黏土、砾砂、含砾黏土、砾质黏性土、粉质黏土, 以下依次是全风化、强风化、中风化、微风化花岗岩, 或是全风化、强风化、中风化、微风化凝灰质砂岩。

　　 4栋、5栋塔楼地基基础设计等级为甲级, 塔楼范围采用桩筏基础, 灌注桩桩径为800mm, 桩身混凝土强度等级为C40, 共计130根, 以强风化凝灰质砂岩作为持力层且桩端进入持力层深度不小于2d (d为桩直径) , 原设计单桩竖向承载力特征值R_a=5 500kN。筏板板厚为1 600mm, 混凝土强度等级为C35, 实配钢筋X向面筋、底筋均为28@100;Y向面筋为28@200, Y向底筋为28@100, 局部增设附加钢筋。4栋、5栋塔楼范围基础平面相同, 如图4所示。加上裙房的桩基, 4栋共有311根桩, 5栋共有288根桩。

　　 原设计未设地下室, 也没有考虑桩要承担大部分水平力, 未提单桩水平承载力和竖向抗拔承载力要求。加上上部标准层层数增加, 自重和地震作用加大, 桩的竖向承载力和水平承载力能否满足要求是首要解决的问题。

　　 经复核, 在竖向荷载作用下、竖向荷载和风荷载组合作用下、竖向荷载和小震组合作用下的最大单桩反力分别为5 566, 6 327, 6 148kN, 根据广东省标准《建筑地基基础设计规范》 (DBJ 15-31-2016) , 对应的单桩承载力限值分别为1.1R_a, 1.3R_a, 1.5R_a, 即6 050, 7 150, 8 250kN, 原设计单桩承载力满足要求。原设计筏板厚度、配筋亦满足要求。

　　 标准层层数增加4层, 使得结构承受的水平力和倾覆力矩均有较大增加。原设计未提桩的竖向抗拔承载力要求, 如果出现桩所受拉力较大的情况, 将是难以解决的。

　　 选取5栋塔楼, 采用整体多塔模型验算, 复核结果如表1所示, 其中罕遇地震下倾覆力矩值为采用大震等代弹性模型计算结果。结果表明, 在重力荷载代表值与多遇地震、罕遇地震及风荷载标准值分别组合作用下, 抗倾覆验算均满足要求。Y向罕遇地震作用下出现4.86%的零应力区, 由于塔楼计算时未考虑桩基础、筏板自重及筏板面覆土的重量, 经过计算得知基础及筏板自重下产生的Y向的抗倾覆力矩M_r为0.235×10⁷kN·m, Y向在罕遇地震作用下总的抗倾覆力矩M_r总为1.681×10⁷kN·m, 因此比值M_r总/M_ov调整为3.18, 基础底无零应力区, 桩基均未出现受拔工况。

　　 抗滑移验算仅考虑桩的水平承载力, 以基底摩擦力和筏板及承台侧面的土压力作为安全储备。桩身配筋率均不小于1.20%, 根据广东省标准《建筑地基基础设计规范》 (DBJ 15-31-2016) 第10.2.25条, 按桩顶允许水平位移值6mm和10mm控制, 并分别计算桩的水平承载力, 桩顶约束为固接, 地基土水平抗力系数的比例系数m值为10.0MN/m⁴, 按桩最小长度L=30m计算。桩顶允许水平位移为6mm时, 直径为800mm的桩单桩水平承载力为293kN;桩顶允许水平位移为10mm时, 直径为800mm的桩单桩水平承载力为462kN。直径800mm的桩总数量为288根。

　　 选取5栋塔楼, 采用整体多塔模型验算, 抗滑移复核结果如表2所示, 考虑地震作用效应组合, 总桩水平承载力R_ha1为105 480kN (桩顶允许位移6mm) 、总桩水平承载力R_ha2为166 320kN (桩顶允许位移10mm) 。其中罕遇地震下基底剪力为采用大震等代弹性计算下的水平地震总剪力。由表2可以看出, 抗滑移满足规范要求。

　　 4.1～4.3节结果表明, 原桩筏抗弯、抗剪、抗冲切验算以及桩基承载力验算均满足要求, 在地震及水平风荷载作用下基础抗滑移、抗倾覆验算满足要求。

　　 4栋、5栋塔楼超限项目如表3所示, 针对本工程结构特点及超限情况, 拟定结构抗震性能目标为C级, 即各项设计控制指标在多遇地震作用下满足性能水准1、在设防地震作用下满足性能水准3、在罕遇地震作用下满足性能水准4, 并要求底部加强区 (落地剪力墙、框支柱) 、转换厚板、斜墙等关键构件在多遇地震下保持弹性, 设防地震下受弯不屈服、受剪弹性, 罕遇地震下受弯、受剪不屈服。

　　 采用YJK及ETABS两种软件进行计算, 以4栋塔楼B座为例, 层刚度比曲线如图5所示, 抗剪承载力比值曲线、小震工况下楼层层间位移角曲线和楼层剪力曲线分别如图6～8所示。多塔计算结果与单塔相差很小, 不再赘述。

　　 从图5可以看出, 层刚度比在厚板转换位置发生突变, 是因为二层为大裙房, 属于大底盘, 且二层顶的厚板转换刚度大;另一处突变是屋顶构架层, 属于正常;标准层范围无突变。从图6可以看出, 与层刚度比曲线类似, 抗剪承载力比值在厚板转换位置和屋顶构架层处发生突变, 标准层范围无突变。从图7可以看出, 小震工况下楼层层间位移角在厚板转换层上下发生突变, 反映了厚板转换刚度大的影响。从图8可以看出, 楼层剪力在裙房部位急剧增大, 是因为裙房范围较大, 裙房一层顶和二层顶均有覆土, 整个裙房的重量很大。6.3节分析表明, 这么大的基底剪力将对一层落地剪力墙造成很大影响。

　　 因此, 小震及风荷载作用下, 各项设计控制指标均满足性能水准1的抗震性能目标, 但结构设计时, 必须密切关注厚板及大底盘对结构的影响。

　　 采用YJK和ETABS软件分别对结构进行中震验算, 水平地震影响系数最大值α_max取0.23。中震作用下主要计算结果见表4。

　　 因一层层高很高, 一层的落地剪力墙能否满足预定的抗震性能目标最为关键, 典型落地剪力墙在中震作用下正载面承载力验算结果如图9所示, 所有一层落地剪力墙均可满足受弯不屈服的性能目标, 但部分剪力墙安全储备不大。厚板转换上一层的剪力墙情况要好一些, 也都能满足受弯不屈服的性能目标。

　　 中震作用下, 关键构件中的所有剪力墙均可满足斜截面受剪弹性的性能目标。

　　 根据中震作用下结构抗震性能分析, 可以得到:1) 已建一层～架空二层的剪力墙和框支柱正截面满足受弯不屈服、斜截面满足受剪弹性的性能目标;三层及以上各层, 剪力墙正截面满足受弯不屈服、斜截面满足受剪弹性的性能目标。2) 转换厚板满足受弯弹性、受剪弹性的性能目标。因此, 中震作用下, 各项设计控制指标均满足性能水准3的抗震性能目标。

　　 选用一组人工波和两组天然波, 考虑水平地震作用和竖向地震作用, 主向、次向和竖向地震波峰值加速度比为1∶0.85∶0.65, 地震波持续时间为30s, 主向地震波峰值加速度为220gal。分别采用SAUSAGE和PERFORM 3D进行分析。

　　 两种软件对初始设计方案的分析结果表明, 落地剪力墙损伤严重, SAUSAGE计算结果如图10所示。必须对已建成的一层落地剪力墙进行加固, 方案有加厚剪力墙、增设混凝土或钢斜撑等。不管采用哪种方案, 都必须挖开地面, 落到地面以下1.9m处的筏板面, 这将严重影响全市有轨电车的运营和项目工期, 基本不具备可能性。另一种方案为尝试将增加的4个楼层取消, 甚至将塔楼只保留10层, 但是落地剪力墙的损伤还是没有明显改观。

　　 深入分析损伤原因后发现, 一层层高过大是一个主要原因, 但这是既成事实, 无法改变;另一个主要原因是基底剪力过大, 从图8可以看出, 上部塔楼引起的地震基底剪力在基底剪力中占比很小, 基底剪力主要来源于大底盘裙房, 这就解释了为什么大幅度削减塔楼层数还是无法解决问题。因此, 减轻裙房重量应该是有效的措施。

　　 与建筑协商并经反复试算后, 采取了三项措施:1) 将裙房顶1.5m厚覆土分区域减为0.6～1.0m厚;2) 将一层顶0.6m覆土改为地垄墙架空地面;3) 将裙房顶在塔楼周边设缝与塔楼脱开, 进一步减小一层落地剪力墙的地震倾覆力矩。经过这些调整, 落地剪力墙的受压损伤大幅度减轻, 满足了抗震性能目标的要求。

　　 以SAUSAGE为例, 大震作用下主要计算结果如表5所示。

　　 表5中最大层间位移角为1/116的节点位于二层设缝分开后的裙房角点处, 剔除该点后, 对三条地震波的楼层层间位移角时程结果取包络值, 均满足1/120的限值要求。

　　 图11～14分别给出了调整后的各地震波作用下层间位移角、楼层位移、楼层剪力和落地剪力墙损伤情况。

　　 超限审查时, 有专家质疑, 裙房顶在塔楼周边设缝与塔楼脱开这一措施是否能减轻落地剪力墙的损伤。图15是取消分缝时落地剪力墙损伤云图, 与图14对比, 分缝措施能有效减轻剪力墙损伤。

　　 图16, 17是PERFORM 3D分析结果, 分别给出了天然波1作用下剪力墙受弯评估和受剪评估。从图16可知, 局部1片墙肢转角处于0.006～0.009rad之间, 达到了LS水准状态。进一步考察钢筋拉应变和混凝土压应变, 转换层上部墙体钢筋拉应变达到了0.001 2, 但钢筋拉应变小于极限拉应变0.05。转换层上一层部分墙肢混凝土压应变达到了0.8ε_{c, r} (ε_{c, r}为混凝土峰值压应变) , 但未超过1.2ε_{c, r}。剪力墙钢筋受拉和混凝土受压均满足预期性能水准。从图17可知, 转换层上两层剪力墙剪切应力达到了0.8×0.15f_ck (f_ck为混凝土抗压强度标准值) , 但所有剪力墙剪应力均小于所控制的剪应力0.15f_ck, 所有剪力墙满足规范的抗剪要求。

　　 大震分析结果表明, 该结构具有较好的抗震性能, 能满足性能水准4的抗震性能目标, 并满足“大震不倒”的基本要求。

　　 厚板厚度为1 600mm, 混凝土强度等级为C45。为了进一步复核整体分析的计算结果, 明确厚板的厚度是否合适, 斜墙能否可靠传力, 与斜墙相连的落地剪力墙受力是否异常, 将厚板、斜墙和落地剪力墙取出来, 进行了实体有限元分析。

　　 图18是有限元模型, 图19是Y向地震作用下厚板的主要分析结果。不考虑局部应力集中, 厚板最大主压应力约16.42MPa, 小于混凝土轴心抗压强度标准值26.8MPa;厚板最大剪应力为3.44MPa, 小于截面极限剪应力允许值4.02MPa;厚板最大竖向变形为3.36mm。

　　 图20是斜墙有限元模型和正应力分析结果。斜墙上部宽度较宽, Z向正应力小;下部窄, Z向正应力大, 但最大正应力为11.35MPa, 小于混凝土轴心抗压强度标准值29.61MPa。斜墙可以可靠传力。

　　 本项目面临的最主要问题是基础及一层已经建成并投入使用, 没有地下室, 基本没有加固改造的可能。上部建筑方案完全不同于预留方案, 层数也增加了4层。采用的厚板转换方案在国内除香港外案例很少。通过仔细分析, 得到以下主要结论:1) 桩的竖向承载力可以满足要求;2) 主体结构的抗倾覆、桩的水平承载力均满足要求;3) 落地剪力墙的地震力主要来源于裙房及其覆土, 通过对裙房荷载的调整, 在满足建筑功能前提下, 落地墙柱的损伤大为减轻, 满足预定的性能目标;4) 厚板实体有限元分析结果表明, 厚板的承载力和变形满足要求;5) 斜墙实体有限元分析结果表明, 斜墙传力可靠, 对落地剪力墙的影响较小。

　　 通过上述分析, 厚板转换方案成立, 且无需对已建结构进行加固。