新洲大楼为上海新兴技术开发区内一座具有特殊造型的地标性建筑, 其结构选型与分析设计参见文献[1], 为实现建筑师“首层架空”、“第3层内部无柱”的理念, 结构采用大底座转换钢框架-剪力墙结构有效地满足了建筑形体与功能的需求^[2,3]。

　　 该结构体系包括两大部分:1) 由双肢钢柱、屋顶层钢桁架、钢吊柱、楼层钢梁与核心筒剪力墙等部分形成的悬挂钢框架-剪力墙结构;2) 由底层的剪力墙基座、钢筋混凝土三弦折板桁架及核心筒剪力墙等形成的大底座转换结构, 大底座转换结构承担上部传来的竖向荷载。在整个结构中构筑了两个转换层, 属于双重转换复杂结构, 其中第2层的三弦折板桁架转换层中部跨度达50.4m, 两端悬挑达16.8m, 如此复杂的混凝土桁架转换结构在国内尚属首例, 需要全面考察其在各级地震作用下的抗震性能。

　　 抗震性能设计是针对每一级地震设防水准给出具体的抗震性能等级, 通过计算全面考察结构在各级设防水准地震作用下的承载能力与变形情况, 并对相应水准下的既定性能进行评估。抗震性能设计立足于结构整体性能的综合考虑, 具有很强的灵活性与针对性, 已经在很多超限结构设计中发挥了重要作用^{[4,5,6,7,8,9]}。

　　 本文对新洲大楼项目进行了抗震性能设计:1) 制定了合理的抗震性能设计目标;2) 依次对结构进行了多遇地震、设防地震、罕遇地震下的计算, 全面考察了大底盘转换钢框架-剪力墙结构在各级水准地震作用下的响应情况。

　　 新洲大楼上部结构由以下两部分组成:1) 在12.70~36.00m标高范围由巨型悬挂钢框架 (图1 (a) ) 与核心筒剪力墙 (图1 (b) ) 组成的钢框架-剪力墙结构, 通过将第4~6层的楼层荷载悬挂于巨型钢框架的屋顶桁架, 以此实现了“第3层内部无柱”的建筑功能要求;2) 在0~12.70m标高范围内由首层的南北两基座与第2层的三弦折板桁架所形成的巨型混凝土大底座结构层 (图1 (c) ) , 该结构层承担了其上部传来的所有竖向荷载, 并实现了建筑底部架空与大悬挑的造型要求, 整个上部结构体系可称为大底座转换钢框架-剪力墙结构。

　　 结构传力路径为:第4~6层的楼面荷载通过吊柱传给悬挂钢框架与核心筒剪力墙, 再经第1~2层的大底座结构转换层传给地下室与基础。结构主要由大底座转换层、悬挂钢框架与核心筒剪力墙来抵抗侧向水平荷载产生的倾覆力矩与水平剪力。

　　 结合业主要求与相关规范, 对本工程制定了“小震完全可使用、中震基本可使用、大震保障生命安全”的整体抗震性能水准^[10,11]。根据结构的受力特点以及各部分的重要性程度, 对不同构件采用了不同的构件性能目标:1) 多遇地震作用下, 全部结构构件保持完全弹性;2) 设防地震作用下, 悬挂钢框架、三弦折板桁架转换层按设防地震弹性设计, 内核心筒剪力墙、基座剪力墙及其他次要构件均按设防地震不屈服设计, 允许部分连梁进入塑性但要保证其破坏轻微;3) 罕遇地震作用下, 悬挂钢框架、三弦折板桁架转换层等重要受力构件基本保持弹性, 连梁、内外筒剪力墙等其他构件允许进入塑性以进行耗能, 其中连梁作为第一道防线应首先耗能, 允许其发生可控的塑性变形, 剪力墙作为第二道防线保证其破坏程度轻微。表1为新洲大楼抗震性能设计目标, 其中多遇地震下层间位移角限值按剪力墙结构1/1 000从严控制。

　　 本工程的抗震设防烈度为7度, 基本地震加速度为0.1g, 设计地震分组为第一组, 建筑场地类别为上海Ⅳ类。根据相关规范的要求, 各级水准地震作用下结构的设计参数如表2所示。

　　 整体结构自振特性的分析不仅是反应谱分析的基础, 也是了解结构固有特性的重要途径。采用YJK软件对结构进行了模态分析, 前8阶周期与振型如表3所示^[1]。

　　 模态分析结果显示:结构前2阶振型为平动振型, 第3阶振型为整体平面扭转, 第1与第3周期的比值小于0.85;从第4阶振型开始, 结构以整体竖向振动为主。计算结果表明, 结构布置合理, 整体性好, 同时显示大悬挑、大跨度的结构竖向振动不可忽略。

　　 分别进行了多遇地震作用下结构的反应谱分析与弹性时程分析, 时程分析选用的3条地震波均来源于上海市工程建设规范《建筑抗震设计规程》 (DGJ 08-9—2013) ^[12] (简称上海抗规) , 其中SHW1波是人工模拟波, SHW5波和SHW6波为实测地震记录, 3条波均与上海的场地特征相符。多遇地震作用下, 弹性时程与反应谱两种分析方法下结构的基底剪力与层间位移角的结果对比如表4, 5所示。

　　 从表4, 5可以看出:每条地震波作用下计算所得的结构基底剪力均大于反应谱法求得基底剪力的65%;3条时程曲线计算所得的基底剪力平均值均大于反应谱法求得基底剪力的80%;最大层间位移角均不超过1/1 000, 最大层间位移角所处的楼层与振型分解反应谱法结果一致。故时程分析的计算结果满足规范要求。3条波时程分析楼层剪力包络值与反应谱法计算楼层剪力的对比见表6。

　　 根据表6所示的各楼层地震力放大系数, 对各楼层多遇地震反应谱分析结果进行地震效应等比例放大, 再按《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[13] (简称抗规) 的5.4.1条相关公式进行构件完全弹性承载力验算。

　　 表7给出了屋顶钢桁架、双肢格构柱、剪力墙、连梁等各类构件在多遇地震作用下的承载力验算结果, 即构件的最大利用率γ (γ=构件所受内力/构件承载力, 钢构件为杆件最大应力比, 剪力墙、连梁为所受最大剪力与截面最大抗剪承载力之比) 。

　　 对新洲大楼设防地震作用下的结构响应进行了反应谱分析, 设防地震作用下结构的层间位移角及基底剪力如表8所示。

　　 计算结果 (表8) 表明:设防地震作用下, 结构的最大层间位移角为1/496 (X向) , 1/527 (Y向) , 基本满足抗震性能设计目标规定的设防地震作用下层间位移角限值1/500的要求, 最大层间位移角发生在结构第4层 (与多遇地震作用下最大层间位移角部位一致) ;其基底剪力、倾覆力矩等约为多遇地震作用下的2.8倍。

　　 设防地震作用下构件的承载力按抗规附录M中的弹性验算标准 (公式 (M.1.2-2) , 构件材料强度取设计值) 与不屈服验算标准 (公式 (M.1.2-3) , 构件材料强度取标准值) 分别计算, 表7列出了各类主要构件在以上两个验算标准下构件的最大利用率。

　　 因转换结构为三弦折板桁架, 其上下弦杆及斜腹板主要以承受拉、压应力为主, 表9给出了各主要工况下的轴力情况。

　　 计算结果表明:设防地震作用下, 屋顶钢桁架、双肢格构柱、吊柱等重要受力构件的抗震承载力基本满足弹性设计的要求;基座外筒墙肢、内核心筒墙肢基本满足不屈服的设计要求;基座外筒处部分连梁、内核心筒处部分连梁在设防地震作用下出现屈服, 但按不屈服设计下超出比例不大;地震作用引起的三弦折板桁架弦杆与腹板的内力较竖向荷载、温度荷载引起的内力要小很多, 经验算满足弹性设计的要求。

　　 设防地震的分析结果亦表明:整体结构变形基本满足抗震性能目标的要求;悬挂钢框架、三弦折板桁架承载力满足弹性设计要求, 剪力墙满足不屈服的设计要求, 部分连梁进入可控的屈服状态, 连梁成为耗能构件, 基本实现了“设防地震作用下基本可使用”的抗震性能目标。

　　 本工程采用YJK软件的弹塑性分析模块进行动力弹塑性时程分析, 模型范围取地下室顶板至屋顶桁架, 地下室顶板标高的支座按固定端施加约束。建立弹塑性分析模型时, 对梁、柱、斜杆采用纤维束模型模拟, 对墙、柱、弹性板采用基于双轴正交异性本构理论的壳单元模拟, 其中钢筋、钢骨以等效型钢的方式模拟, 通过共用节点协同工作;楼板全部指定为弹性楼板, 按实际配筋情况以顶、底双向钢筋壳层模拟楼板 (图2) 。

　　 钢材的本构模型采用双折线随动强化模型, 滞回时可考虑反向加载屈服强度下降的现象 (即包辛格效应) , 卸载刚度与再加载刚度相等, 均为初始弹性模量。混凝土的本构模型采用弹塑性损伤模型, 该模型考虑混凝土受压或开裂后的强度及刚度退化以及循环加载裂缝闭合重新具备受压能力及刚度等性质, 不考虑受拉与受压损伤的相互影响。构件损伤状态由构件组成部分损伤加权获得构件综合损伤确定, 构件截面计算时划分纤维, 根据纤维应变大小确定损伤值。

　　 对结构进行罕遇地震作用下弹塑性时程分析时选用的地震波与多遇地震一致, 为上海抗规中的SHW1波、SHW5波和SHW6波。按双向地震波输入, 主方向波及次方向波均来自同一组波中的水平波。依次选取结构X向或Y向作为主方向, 另一方向为次方向。结构阻尼比取0.05, 峰值加速度取220gal。主方向及次方向输入地震峰值加速度按1∶0.85调整, 根据选择的3组地震波, 轮换X, Y主方向进行共计6个工况的罕遇地震作用下的弹性和弹塑性分析。分析时采用瑞雷阻尼体系, 根据结构第1, 3周期及阻尼比为0.05推算出α值。

　　 表10给出了罕遇地震作用下弹性与弹塑性分析基底剪力的比较。从表中可见, 罕遇地震作用下弹塑性分析的基底剪力比弹性分析的基底剪力小20%左右, 这是因为结构在罕遇地震作用下产生损伤, 发生塑性变形, 导致侧向刚度减小。SHW5波作用下结构在X向出现了弹性基底剪力比弹塑性基底剪力小的情况, 这可能与模型采用的算法有一定关系, 本文采用显式直接积分法进行计算。

　　 表11给出了罕遇地震作用下弹性与弹塑性分析结构顶点位移的比较。从表中可见, 罕遇地震作用下弹塑性分析的顶点位移比弹性分析顶点位移大20%左右, 这同样与结构塑性变形有关。

　　 表12给出了罕遇地震作用下弹性与弹塑性分析结构最大层间位移角的结果。从表中可以看出, 弹塑性和弹性分析的最大层间位移角出现的楼层基本都在第4层, 且均不超过规范限值1/120, 满足“大震不倒”的设防要求。

　　 构件损伤状态由损伤值评估, 损伤值由构件组成部分损伤进行加权的方法获得构件的综合损伤确定。应力达到屈服强度前, 损伤因子d_st1为0。总应变达到极限应变时, 损伤因子为1。

　　 图3给出了SHW1波作用下结构主要构件的损伤程度, 根据主要构件的损伤情况可得:1) 结构大部分连梁出现不同程度损伤, 最大损伤值达到0.95, 罕遇地震作用下形成铰机制, 符合连梁作为第一道防线设防的设计目标;2) 底层剪力墙基座受压损伤值很小, 基本在0.1左右, 罕遇地震作用下基本完好;部分核心筒区域混凝土有一定程度受压损伤, 损伤值不超过0.6;3) 钢骨混凝土中型钢及空间桁架的钢构件损伤值很小, 未达到屈服状态, 满足罕遇地震不屈服的设计目标。

　　 本文运用弹性、弹塑性有限元数值方法对新洲大楼这一新颖的大底盘转换悬挂钢框架-剪力墙结构的地震响应与抗震性能进行了计算分析, 主要研究工作与结论如下:

　　 (1) 结构主要由大底盘转换层、悬挂钢框架与核心筒剪力墙等三部分来抵抗侧向水平荷载产生的倾覆力矩与水平剪力, 模态分析结果表明结构整体性好、布置合理、传力合理、整体性好。

　　 (2) 多遇地震下弹性分析结果表明:最大层间位移角为1/1 184, 满足规范最大层间位移角均不超过1/1 000的要求, 全部结构构件均满足稳定与承载力的要求;结合位移与内力计算结果, 可以判定结构满足“小震完全可使用”的设防标准和其余各项抗震性能指标。

　　 (3) 设防地震下的反应谱分析结果表明:主体结构的最大层间位移角为1/496 (X向) , 1/527 (Y向) , 位于结构第4层 (与多遇地震下最大层间位移角部位一致) ;悬挂钢框架、三弦折板桁架承载力满足设防地震弹性设计要求, 剪力墙满足设防地震不屈服设计要求, 部分连梁进入可控的屈服状态, 连梁成为耗能构件;整个结构基本实现了“中震基本可使用”的各项抗震性能指标。

　　 (4) 罕遇地震作用下的结构弹塑性时程分析的基底剪力结果比弹性分析结果小20%左右, 弹塑性分析的顶点位移也比弹性分析结果大20%, 结果表明结构在罕遇地震作用下发生了一定塑性变形;弹塑性和弹性分析的最大层间位移角出现的楼层基本都在第4层, 且均不超过规范限值1/120, 满足“大震不倒”的设防要求。

　　 (5) 罕遇地震作用下结构大部分连梁出现不同程度损伤;部分核心筒区域混凝土有一定程度受压损伤, 但损伤程度可控;底层剪力墙基座受压损伤值很小, 基本保持完好;钢骨混凝土中型钢及空间桁架的钢构件损伤值很小。说明结构在罕遇地震下连梁形成铰机制, 连梁作为第一道防线首先耗能, 剪力墙作为第二道防线破坏程度轻微。各部分构件符合“罕遇地震保障生命安全”的各项抗震性能指标。

　　 综合上述分析与计算结果, 新洲大楼主体结构能满足规范要求的“小震完全可使用、中震基本可使用、大震保障生命安全”的各项设防要求与抗震性能的目标, 整个结构具有可靠的抗震承载能力。