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建筑结构201301


《建筑结构 》 2013 年征稿启示
《建 筑 结 构 》 创 刊 于 1971 年 , 是由住房和城乡建设部主管, 亚 太建设科技信息研究院( 原建设部科技情报所 ) 、 中国建筑设计研 究院和中国土木工程学会主办的中 文 核 心 期 刊, 是建设部优秀科 同时也是中国科技论文统计源期刊 ( 中国科技核心期 技期刊, 、 《中 国 学 术 期 刊 文 摘 》 中国科学

引文数据库 等著名数据库检 刊) 、 《中 国 学 术 期 刊 网 络 出 版 总 库 》 索系统收录的中文科技期刊, 是 独 施 家许可出版期刊。报道内容包括: 工业与民用建筑结构的设计、 工与研究; 房屋改造、 纠偏与加固检测; 工程事故分析与处理; 地基 与基础; 工程抗震、 隔震、 减震; 结构软件的应用; 各种新技术、 新材 料的应用; 规范和规程的修编及 背 景; 重 点 工 程 报 道; 国 内 外 科 技 市场等信息。欢迎广大作者踊 信息; 行业技术交流活动以及产品、 跃投稿。 1 投稿须知 ( 1) 版权声明: 本刊刊登的所有内容( 转载部分除 外 ) , 未经编 辑部书面同意, 任何 单 位 和 个 人 不 得 以 任 何 形 式, 包括但不限于 网络( 含无线增值业务) 、 光盘等介质转载、 张贴、 结集、 纸介媒体、 出版和使用, 著作权法另有规定的除外。 ( 2) 授权声明: 作者保证拥有该作品的完全著作权 ( 版 权 ) , 该 作品不侵犯其他任何人的权益; 因侵 犯 他 人 著 作 权 而 引 起 的 法 律 全部 由 有 关 投 稿 者 承 担; 本 刊 保 留 对 侵 犯 著 作 权 作 和民事责任, 修 改、 出版和 者依法追究责任的权利; 本刊有 权 以 任 何 形 式 编 辑、 使用该作品, 而无须另行征得作者同意, 亦无须另行支付稿酬。 ( 3) 作者不得一稿 两 投 或 多 投, 对已投至本刊尚未刊出而在 本刊将予以撤消并将相关情况记 其他公开出版物上发表的稿件, 录备案。 文稿如已 在 专 业 会 议 上 宣 读、 在内部刊物上发表或以其 他文种刊出, 作者 应 在 投 稿 时 说 明。 因作者一稿多投给刊物造成 不良影响, 编辑部将通报作者 工 作 单 位, 并在刊物上公开曝光。 作 编辑加工 、 纸张和印刷等费用, 并在刊物上公开致歉 。 者须承担审稿 、 ( 4) 本刊收到投稿后, 不再接受变更署名作者、 单位顺序或增 减署名作者、 单位等要求。如果有特殊情况, 应提供由初次投稿时 全部署名作者亲笔签名致本刊的正 式 说 明 函 件; 提 供 原 单 位 和 新 单位盖章的正式函, 以供本刊留档备查。 ( 5 ) 所 有 的 投 稿 请 通 过 本 刊 官 方 网 站 ( www. buildingstructure. com. cn ) 上 的 远 程 投 稿 系 统 操 作 ( 唯 一 接 收 稿 件 的 方 式 ) , 来稿请 使 用 2003 版 本 Word 软 件 严 格 按 本 刊 格 式 排 版 。 ( 6 ) 文 稿 撰 写 及 排 版 要 求 详 见 本 刊 官 网 ( 点 击“投 稿 ”>“稿 , 件版式” 下载即可) 。 2 稿件处理流程 ( 1) 本刊对来稿依 审 稿 程 序 作 严 格 审 查 后, 择取具有明显创 技术先进实用、 论述正确完整、 对当前工作或长远发展有参考 新、 价值者刊登。 ( 2) 本刊一般自收 到 稿 件 起 3 个 月 左 右 返 回 一 审 修 改 意 见, 外审专家因故未能及时发回审校意见者, 时间可能适当延长。 ( 3) 作者的修改稿返回编辑部 3 个月左右后向稿件作者发出 拟录用或不录用 的 通 知。在 此 期 限 作 者 如 未 收 到 本 刊 联 系 修 改 的函件等, 在书面 通 知 编 辑 部 并 收 到 编 辑 部 确 认 回 复 之 后, 可以 对稿件另作处理。稿件定稿后作者不得随意要求撤稿和更改 。 凡向本刊投稿的作者, 均视为同意此项约定。

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第 43 卷 第 1 期 2013 年 1 月上

建 筑 结 构 Building Structure

Vol. 43 No. 1 Jan. 2013

钢筋混凝土框架屈曲约束支撑试验研究
薛彦涛 , 金林飞 , 韩 雪 , 程小燕 , 佟道林
( 中国建筑科学研究院,北京 100013 )
[摘要] 将屈曲约束支撑用于结构体系, 增强了整体结 构 的 抗 侧 刚 度 和 抗 剪 强 度 , 有利于减小结构的层间位移和 结构的滞回曲线较 传 统 的 框 架 形 状 更 加 饱 满, 说明结构耗能能力得到了大幅 总体位移 。 将支撑应用到框架中后, 度提高 。 支撑框架的骨架线的下降段也不像普通框架那样随着位移的增加加速 下 降, 而是有下降减缓的趋势。本 文试图通过试验数据说明可以考虑用支撑代替混凝土剪力墙应用于混凝土结构体系中 。 [关键词] 屈曲约束支撑; 钢筋混凝土框架; 试验研究 中图分类号: TU375. 4 文献标识码: A 848X ( 2013 ) 01000104 文章编号: 1002-

Experimental study on bucklingrestrained brace of reinforced concrete frame structure Xue Yantao ,Jin Linfei ,Han Xue ,Cheng Xiaoyan ,Tong Daolin
( China Academy of Building Research ,Beijing 100013 ,China ) Abstract : When buckling-restrained brace ( BRB ) is applied into structure system ,it can strengthen lateral stiffness and shear strength of the structure ,thus cut down the layer displacement and overall displacement of the structure. After brace is applied into the frame structure ,its hysteretic curve has an essential change comparing with the traditional structure. For the influence of brace ,the shape is full of energy. Furthermore ,the capacity of energy consumption is improved to a large degree. The declined part of skeleton line of brace structure will not decline dramatically due to the increase of displacement like the common structure. Instead ,the pace of decline slows down. The data show that it can be considered in design to adopt brace instead of shear wall in concrete structure system. Keywords : buckling-restrained brace ; reinforced concrete frame structure ; experimental study

0

前言 钢筋混凝土框架结构是地震中破坏和倒塌较严

结构具有足够的 正常使用阶段和多 遇 地 震 作 用 下, 刚度和强度安全储备, 支撑主要起增加结构刚度 、 减 小结构变形的作 用 。 在 罕 遇 地 震 作 用 下, 支撑进入 塑性阶段, 消耗地 震 能 量, 达 到 结 构 抗 倒 塌 的 目 的。 通常, 普通钢支撑 杆 件 受 压 屈 曲, 其 耗 能 能 力 有 限, 只能起一道防线的 作 用 。 试 验
[1]

, 《建 筑 抗 震 重的结构之一 。 由 于 缺 少“二 道 防 线” ( GB 50011 —2010 ) 的设计理念是 将 框 架 设计规范 》 结构引导到“强 柱 弱 梁 ” 上, 要 求 柱 不 出 现 塑 性 铰, 梁首先出铰, 使结构 能 够 具 有 较 好 的 弹 塑 性 变 形 能 力, 在地震中消耗能量, 达到大震不倒的目的 。 但由 于地震作用的不确 性 以 及 结 构 设 计 中 的 诸 多 因 素, 这个设计理念很难 在 实 际 工 程 中 得 以 实 现, 多数框 架结构的破坏和倒塌均表 现 为“薄 弱 层 ” 破 坏 模 式, 即底层柱上下端 出 现 塑 性 铰 。 因 此, 钢筋混凝土框 架结构抗 倒 塌 成 为 了 结 构 工 程 师 迫 切 需 要 解 决 的 问题 。 钢筋混凝土框 架 结 构 是 一 种 柔 性 结 构, 在多遇 地震设计 时 往 往 会 遇 到 变 形 不 满 足 规 范 要 求 的 情 况 。 此时许多设计单位希望通过增加钢筋混凝土抗 震墙来提高结构的 变 形 能 力, 但却带来了另一个问 题: 抗震墙布置少 了, 墙 体 抗 震 不 满 足 要 求; 墙 体 布 — — 框 架 -剪 力 墙 结 构, 置多了, 就 成 为 另 一 种 结 构— 增加建造成本 。 本文探索采用支撑解决这两个问题 。 钢筋混凝 土框架支撑结构的刚度介于框架与剪力墙之间 。 在

证 明, 支撑将先于

钢筋混凝土框架破 坏, 也就是说在框架最终倒塌时 起不到抗倒塌的 作 用 。 本 研 究 采 用 屈 曲 约 束 支 撑, 受压时支撑不屈服, 完全实现受压时的塑性发展要 求, 性能与受 拉 时 完 全 相 同, 滞 回 曲 线 见 图 1, 滞回 曲线饱满, 耗能能力巨大 。

图1

屈曲约束支撑滞回曲线

Email : yantaoxue@ sina. com 。 作者简介: 薛彦涛, 博士, 研究员,

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2013 年

本次试 验 以 一 个 8 层 框 架 为 原 型, 按 8 度抗震 场地类别 Ⅱ 类 进 行 设 计 配 筋, 构 造 符 合《建 筑 设防 、 ( GB 50011 —2010 ) 的要 求 。 取 支 撑 抗震设计规范 》 框架底部 3 层 进 行 试 验 。 试 验 模 型 比 例 1 ∶ 3 , 侧向 研究此类结构的破坏形态 、 恢复 采用低周反复加载, 能量耗散等, 检验屈曲约束支撑框架的抗震 力特性 、 耗能性能, 为钢筋混 凝 土 框 架 屈 曲 约 束 支 撑 的 理 论 分析与工程设计提供依据 。 1 试验概况 试验 采 用 3 层 2 跨 的 钢 筋 混 凝 土 框 架 单 元 模 型, 如图 2 所示, 模 型 跨 度 2 400 mm , 层 高 1 200 mm , 柱 截 面 为 200mm × 200mm , 梁 截 面 为 100mm × 180mm 。 模型配筋按原型结构底部 3 层的实配钢筋 量比例减少 。 结构柱配纵筋 8 ? 16 , 梁采用 T 形 截 面, 配筋 4 ? 14 + 6 ? 6 。 模 型 实 测 混 凝 土 强 度 为 45. 3MPa 。 模型所采用的屈曲约束支撑屈服力为 94kN , 弹 性阶 段 的 刚 度 为 35. 8kN / mm , 屈服后的刚度为 1. 38kN / mm 。 屈曲约束 支 撑 按 对 角 布 置 于 框 架 中, 共布置 3 根, 见图 2 中虚线位置 。 框架模型 中, 为 保 证 柱 下 端 嵌 固, 防止基础转 动, 设计了相对刚 度 较 大 的 基 础 梁 与 柱 连 接 。 为 消 除柱端和 梁 端 加 载 装 置 对 框 架 节 点 受 力 产 生 的 约 束, 在柱上端部和梁 端 部 各 伸 出 一 悬 臂 端 作 为 加 载 , 见图 3 。 端 。 支撑与节点板采用“法兰连接 ” 1. 2 加载方式 、 量测内容及方法 1. 2. 1 竖向加载 框架柱顶施加轴向荷载以代替原框架上 5 层的 470 , 280kN , 荷载及自 重 。 轴 向 力 分 别 为 280 , 柱轴 压比 0. 6 。 梁上荷载按构 件 相 似 关 系 进 行 转 化 。 楼 层的均布荷载按跨 度 折 算 成 线 荷 载, 实际模型施加 的竖向荷载见图 4 。 1. 2. 2 水平荷载 受条件所限, 只能在层 3 顶设一个加载点, 见图 4 。 加载分为两个阶段 。 第一阶段为力控制, 共8 个
图2 结构模型

1. 1 模型设计

加载次 序, 分 别 为: ± 15 ,± 30 ,± 45 ,± 60 ,± 80 , ± 100 ,± 120 ,± 140kN ; 第二阶段为位移 控 制, 共 15 个加载次序, 分别 为: ± 7. 2 ,± 12 ,± 17 ,± 22 ,+ 27 ( - 86 ) ,± 32 ,± 37 ,± 42 ,± 47 ,± 60 ,± 72 ,+ 80 ( - 72 ) ,+ 90 ( - 72 ) ,+ 100 ( - 72 ) ,+ 120 ( - 72 ) mm 。 两阶段共 23 个加载次序, 各级加载循环三次 。 1. 2. 3 测点布置 结构的位移测点设在层 1 ~ 3 层顶 。 层 3 ~ 1 层 顶分别设有 位 移 计 1 、 位 移 计 2、 位 移 计 3。 三 个 支 撑也分别设置了用于测量支撑两端相对位移的位移 计 。 在各层关键构 件 的 钢 筋 表 面 布 置 了 60 个 应 变 梁的应变片 片 。 柱子的应变片 布 置 在 柱 的 上 下 端, 布置在梁的左右端 。 试验模型见图 5 。 2 试验结果及分析 试验过程可分为三部分: ( 1 ) 最大循环位移为 0 ~ 7. 2mm ( 层间位移角为 1 /500 ) , 当位移达 到 7. 2mm 时, 发现千斤顶提供的 竖向荷载不稳, 因 而 中 断 试 验。该 段 滞 回 曲 线 如 图 2. 1 试验过程与滞回曲线

图3

支撑与框架连接

图4

模型施加的竖向荷载

图5

模型加载及测点布置照片

第 43 卷 第 1 期

薛彦涛, 等 . 钢筋混凝土框架屈曲约束支撑试验研究

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图6

滞回曲线

图7

破坏情况

6 ( a ) 所示 。 ( 2 ) 循 环 位 移 为 0 ~ 22mm , 当试验计划推至 27mm 时, 用于 位 移 加 载 监 测 的 顶 层 位 移 计 示 数 停 在了 25mm 左右处( 位 移 计 被 卡 住 ) , 导致千斤顶由 于没有到达“目标位移 ” 而 继 续 加 载, 实际位移已经 达 到 了 86mm ( 该 次 循 环 即 对 应 加 载 次 序 + 27 ( - 86 ) mm ) 。 图 6 ( b ) 为结构顶层位移为 0 ~ 22mm ( 层间位移角为 1 /164 ) 时的滞回曲线 。 该组滞回曲 线描述了从试验开 始 至 试 验 中 断 前 的 全 过 程, 即从 试验开始至循环位移为 ± 22mm 。 ( 3 ) 此后在 第 ( 2 ) 循 环 加 载 中 产 生 突 加 荷 载 的 方 向 最 多 只 加 载 至 72mm , 另一个方向加载至 120mm , 循环至试 验 结 束 。 滞 回 曲 线 包 含 突 加 荷 载 所产生的骨架线, 如图 6 ( c ) 所示 。 2. 2 破坏过程描述 当模拟荷载的 铁 块 加 到 框 架 梁 上 后, 梁跨中梁 底出现少量弯曲 裂 缝 。 试 验 开 始 时 采 用 力 控 制, 当 位移控制为 7. 2mm 时, 柱底出现细微斜裂缝 。 带支 带支撑的节点区裂缝较为 撑的边柱裂缝相对 较 多, 明显 。 此后采用顶点位移加载, 位移为 22mm 时, 结 构除了裂缝增加以外, 没有出现混凝土挤碎 、 掉落等 现象 。 顶点位移为 27mm 时, 由于设备问题, 加载失 控, 使得顶 层 实 际 位 移 已 经 达 到 了 86mm 。 此 时 框 梁端弯曲裂缝尤为明显 。 架多处出现了明显的裂缝,

2 梁 梁 端 破 坏 较 重, 试验最 终 层 1 , 梁底混凝土 压碎 剥 落, 并 出 现 梁 端 斜 裂 缝; 节 点 区 域 出 现 了 X 形裂缝; 除底层柱柱底有少量混凝土剥落外, 其余各 层柱除出现受拉裂缝外, 未见大的破坏, 与支撑相连 出 的柱裂缝稍多 。 钢 筋 混 凝 土 框 架 结 构 在 试 验 中, 现的裂缝主要集 中 在 梁 端 、 柱 端。 支 撑 与 框 架 梁 连 接处较早出现斜 裂 缝 。 总 体 看, 框架呈强柱弱梁型 破坏 。 典型节点破坏形态见图 7 。 框架裂缝见图 8 。 2. 3 试验过程中的屈曲约束支撑 在试验过程中, 支撑表现良好, 伸缩位移与楼层 图 9 为层 1 支撑伸缩位移与 位移几乎成正比关系, 顶层位移关系曲线 。 在试验过程中, 支撑的外形完好, 从拉伸位移与 层间位移基本成正 比 的 关 系 来 看, 三个支撑没有明 拉 显的刚度退化 。 层 1 支 撑 与 层 3 支 撑 在 试 验 中, 伸位移明显小于压 缩 位 移, 层 2 支撑拉伸位移与压 缩位移基本相当 。 支撑在试验过程中所达到的最大 拉、 压位移见表 1 。 当结构拉至 110mm 时, 发现层 3 支撑外壳有隆 起, 层 1 与层 2 支撑从外形上未发现异常 。
支撑的最大拉压位移 / mm
支撑位置 最大拉伸位移 最大压缩位移 层 1 支撑 13. 45 29. 45 层 2 支撑 31. 76 25. 74 16. 84 33. 00

表1
层 3 支撑

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2013 年

图8

框架裂缝图全景

图9

层 1 支撑伸缩位移与顶层位移关系

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结果分析 将框架 -屈曲 约 束 支 撑 结 构 的 滞 回 曲 线 的 各 圈

荷载的位移值; n 为第 j 级加载的循环次数 。 将纵坐标取为退化刚度与弹性刚度 K 0 的比值, 横坐标取为试件的水平位移, 得到如图 11 所示的试 验模型的刚度退化曲线 。

3. 1 骨架线 顶点用直线连接起来, 形成框架 -屈曲约束支撑结构 见图 10 。 由 图 可 知, 在负向加载 ( 推) 只加 骨架线, 骨 架 线 尚 未 进 入 下 降 段。 骨 架 线 大 体 到了 86mm , 呈抛物线形, 从图中并不能看到十分明显的直线段 。 当 骨 架 线 达 到 基 底 剪 力 最 大 值 时,位 移 值 为 78. 4mm , 顶层 位 移 角 为 1 /45. 9 。 框 架 屈 曲 约 束 支 框架 撑的骨架线与普 通 框 架 不 同 。 随 着 框 架 破 坏, 的承载力迅速下降, 但由于支撑未破坏, 能够继续承 担水平作用, 使得支撑框架的承载力下降减缓, 骨架 屈曲约束支撑发挥了抗倒塌作用 。 曲线走平 。 因此, 当顶点位移达到 78. 4mm 时, 层 1 ~ 3 的顶点位 40. 28 , 78. 46mm , 层间相对位移分 移分别为 16. 82 , 23. 46 , 38. 18mm , 别 为 16. 82 , 层间位移角分别为 1 /71 , 1 /51 , 1 /31 。 整体结 构 在 顶 层 达 到 120mm ( 顶 试验位移计到极限, 试验停止 。 点位移角 1 /30 ) 时, 3. 2 刚度退化 从低周反 复 荷 载 试 验 中 所 得 的 位 移 -基 底 剪 力 滞回曲线( 图 6 ( c ) ) 可 以 看 出, 刚度与位移及循环 次数有关, 在试验 过 程 中, 随 着 位 移 的 不 断 增 加, 构 件上裂缝出现并逐渐增加, 裂缝宽度逐渐增加, 刚度 刚度将随着循环周数和位移接近 一环比一环减小, 极限值而减小 。 在 保 持 相 同 的 峰 值 荷 载 时, 峰值位 移随循环次数增加而增加为刚度的退化 。 在位移幅 值不变的条件下, 结构构件的刚度随反复加载的次 数增加而降 低 的 特 性 为 刚 度 退 化, 本 文 中 参 照《建 筑抗震试验方法规程 》( JGJ 101 —96 ) 的方法, 采用 相对刚度( K l / K 0 ) 和顶点位移 δ 的刚度退化关系 。 试验模型的退化刚度按下式计算:
n n ij ij

图 10 顶点位移 -基底剪力骨架曲线

图 11

刚度退化曲线

3. 3 延性系数 结构的延性是 衡 量 其 抗 震 性 能 的 重 要 标 志, 延 性系数可分为曲率 延 性 系 数 、 转角延性系数和位移 而 延性系数; 曲率延性系数只表示某一截面的延性, 位移延性和转角延性系数反映的是构件延性的宏观 反应, 与构件的长度密切相关 。 本文试验中采 用 的 是 位 移 延 性 系 数, 其表达式 如下: μ = δu / δy 式中: δ y 为屈服 位 移, 即 屈 服 点 所 对 应 的 位 移, 屈服 点用骨架曲线所 包 面 积 互 等 的 办 法 来 确 定; δ u 为 极 限位移 。 由于试验中柱 子 的 轴 压 比 较 大, 因此本文中采 用设计极 限 位 移 δ u , 即 设 计 极 限 荷 载 Pu 对 应 的 位 设计极限荷载 P u = 0. 85 P max , 取为骨架曲线下降 移, 段范围内 。 试验中的位移延性系数值达 12. 25 。 3. 4 支撑框架耗能性能 结构构件的耗能能力是评价构件抗震性能的一 个重要指标, 试验加 载 中 构 件 屈 服 进 入 明 显 的 弹 塑 性阶段后, 主要借助 结 构 的 变 形 来 吸 收 和 耗 散 输 入 的能量, 在滞回曲线中, 滞回环所包围的面积即结构 耗散的能量 。 在现 代 工 程 抗 震 中, 经常采用等效粘 滞阻尼系 数 的 大 小 来 判 别 结 构 在 地 震 中 的 耗 能 能 ( 下转第 13 页)

Kl =

∑P ∑δ
i=1 i=1

式中: K l 为退化刚度; P ij 为第 j 级加载 、 第 i 次循环的 最大荷载; δ ij 为 第 j 级 加 载 、 第 i 次循环对应的最大

第 43 卷 第 1 期

吴任鹏, 等 . 某超高层结构加强层抗震性能分析与设计

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两层的配筋率, 楼板内钢筋双层双向拉通; 大震下允 水平力 传 递 主 要 由 伸 臂 桁 架 的 上 下 弦 许楼板开裂, 杆、 腹杆及楼面内的水平支撑承担 。 4. 4 柱的加强措施 为保证加强层柱子与伸臂桁架 、 腰桁架连接, 增 强加强层的抗震性能, 将加强层钢管柱的壁厚加厚,
图9 加强层核心筒内型钢布置图

使之与相应的伸臂桁架 、 腰桁架的壁厚相同 。 5 结论 ( 1 ) 加强 层 能 有 效 地 减 小 剪 力 滞 后 效 应, 提高 减小结构的位移, 提高结构的抗倾覆 外框筒的刚度, 能力 。 ( 2 ) 加强 层 容 易 造 成 结 构 刚 度 突 变, 使加强层 下一层形成薄弱层 。 ( 3 ) 加强 层 的 抗 震 等 级 、 性 能 目 标、 楼 板、 节点

图 10

伸臂桁架与核心筒内型钢连接节点平面

连接都需要加强, 从而改善其抗震性能 。
参 考 文 献

4. 3 板的加强措施 加强层及其相邻层楼板在内外筒水平力传递过 程中占了比较重要 的 作 用, 为保证水平力的有效传 加强层楼板加厚, 取 200mm , 并在加强层楼 板 配 递, 置水平支撑 。 小震下, 保证楼板不开裂, 加强层楼板 内配置 双 层 双 向 ? 18 @ 150 钢 筋, 保证楼板内传递 的水平力由钢筋承担,并同时提高加强层上下相邻 ( 上接第 4 页) 力, 本文也采用它作为能量耗散能力的衡量指标, 等 效粘滞阻尼系数可按下式计算: β = E /2π A abc , A cda , 式中: E = ( A abc + A cda ) / ( A obe + A odf ) , 其 中, A obe , A odf 分 别 为 图 12 中 abc , cda , obe , odf 部 分 的 面积 。 试验模型的等效粘滞阻尼系数曲线见图 13 。

[ 1 ] 刘大海, 杨翠如 . 高 层 建 筑 结 构 方 案 优 选[M]. 北 京: 1996. 中国建筑工业出版社, [ 2 ] 徐培福, 傅 学 怡, 王 翠 坤, 等. 复 杂 高 层 建 筑 结 构 设 计 [M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2005. [ 3 ] JGJ 3 — 2010 高层 建 筑 混 凝 土 结 构 技 术 规 程[S]. 北 2011. 京: 中国建筑工业出版社,

何时进入屈服阶 段 可 根 据 设 计 决 定 ) 。 屈 曲 约 束 支 撑良好的滞回性能, 使得框架支撑体系在很大的位 移范围内有了较强的耗能能力 。 4 结语 将屈曲约束支 撑 构 件 运 用 到 框 架 结 构 中, 能够 极大提高框架结构的抗倒塌性能 。 试验结构顶层位 移 120mm , 顶层位移角 1 /30 。 模型结构在试验中表 现出良好的抗侧刚度 、 抗剪强度和变形能力, 滞回曲 线饱满, 具有很强的耗能能力 。 当框架结构破坏后, 骨架线有一定下降, 随后由 于支撑发挥作用, 骨 架 线 不 再 下 降, 而 是 走 平, 保证 了框架支撑结构的延性 。 框架屈曲约束支撑的延性 系数不小于 12. 25 , 屈曲约束支撑框架具有很强的

图 12

等效粘滞

图 13

试验模型等效

消耗地震能量的能力 。 支撑表现对框架支撑结构抗 倒塌性能至关重要, 应该要求支撑不能先于框架结 与支撑相关的框架结构构件 构破坏 。 安装支撑 后, 将承担支撑传来的地震作用, 设计时应考虑 。
参 考 文 献

阻尼系数

粘滞阻尼系数曲线

综上可得: 与传统的纯框架结构相比, 框架屈曲 约束支撑结构体系 的 骨 架 曲 线 的 下 降 段 较 为 平 缓, 刚度退化缓慢, 延 性 和 工 作 性 能 更 好。 将 屈 曲 约 束 支撑加入到框架体 系 中, 结构的刚度和屈服力都有 随着位移的增 加, 支撑会进入屈服阶段( 支撑 提高,

[ 1 ] 范苏蓉 . 钢支撑加固钢筋 混 凝 土 框 架 结 构 的 试 验 研 究 [D]. 南京: 南京工业大学, 2002.

第 43 卷 第 1 期 2013 年 1 月上

建 筑 结 构 Building Structure

Vol. 43 No. 1 Jan. 2013

高烈度区某框架 -核心筒结构耗能减震控制研究
裘赵云 , 缪志伟 , 李爱群
( 东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室,南京 210096 )

*

[摘要] 针对位于高烈度区的某高层建筑, 采用高层结 构 减 震 控 制 理 论, 选取非线性粘滞流体阻尼器耗能装置对 结构进行减震控制 。 首先基于通用有限元分析软件平台建立了三维结构弹塑性分 析 模 型, 然后分别对多条地震波 输入下减震前后结构的动力响应进行了弹塑性时程分 析, 并 从 力、 变形和能量三大指标方面对减震前后的结构在 多遇和罕遇地震作用下的地震响应结果进行了对比分析 。 结果表明: 采用非线性粘 滞 流 体 阻 尼 器 减 震 方 案 可 以 提 起到良好的减震效果 。 高结构的整体抗震性能, [关键词] 减震控制; 框架 -核心筒; 粘滞流体阻尼器; 弹塑性时程分析
+ 中图分类号: TU398 . 2

文献标识码: A

848X ( 2013 ) 01000505 文章编号: 1002-

Study on energy dissipation and damping control of a frametube structure in high seismic intensity region Qiu Zhaoyun ,Miao Zhiwei ,Li Aiqun
( Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of China Education Ministry , Southeast University ,Nanjing 210096 ,China ) Abstract : Based on the structural control theory , nonlinear viscous dampers were used in a high-rise building in high seismic intensity region to reduce the structural responses under strong earthquakes. Firstly ,the 3D finite element model of the structure was established by general finite element software. Then ,the nonlinear analysis program was compiled to calculate the seismic responses of the structure after inputting several earthquake waves. The dynamic response of the uncontrolled structure and controlled structure were investigated under the excitation of minor and major earthquake from three aspects of force ,displacement and energy. The analysis result indicates that using viscous dampers can effectively improve the structural seismic performance. Keywords : vibration control ; frame-tube structure ; viscous damper ; nonlinear time history analysis

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引言 高层建筑结构 为 了 更 好 地 适 应 建 筑 平 面 使 用 、

阻尼器的计算理论 得 到 充 分 发 展, 同时其内部构造 也得到很大改善: 如将单出杆改进成双出杆, 通过调 整控制液体流动小 孔 提 高 了 出 力 稳 定 性; 活 塞 杆 用 不锈钢代替易磨损 的 电 镀 钢 杆, 使得阻尼器的使用 寿命更长; 由于内部 密 封 装 置 的 改 进 取 消 了 设 在 阻 尼器外部的储油 库, 提 高 了 阻 尼 器 的 耐 久 性。因 此 文中工程采用设置粘滞流体阻尼器的减震方案 。 1 工程概况 该框架 -核心 筒 结 构 位 于 江 苏 省 宿 迁 市 。 建 筑
2 总面积为26 068m , 建筑层数 20 层, 其中地下 1 层,

景观视野等不断发 展 的 技 术 要 求, 更有效地发挥结 构的空间作用, 目前多趋向于采用框架 -核心筒结构 体系
[1]

。 对于位于高烈 度 区 的 建 筑 物, 若单纯按照

传统的“硬抗 ” 的 抗 震 设 计 思 想, 以 既 定 的“设 防 烈 度” 作为设计依据, 依靠结构本身的强度、 延性和耗 能能力来抵御地震 作 用, 以 满 足“小 震 不 坏 、 中震可 修、 大震不倒 ” 的抗 震 设 防 目 标, 将会导致结构的 主要构件( 框 架 梁 、 框 架 柱 和 剪 力 墙 ) 截 面 过 大, 通 常需要增设较多数量的剪力墙 。 结构减震控制技术是提高结构抗震能力的一种 积极有效的手段, 目前已成功地应用于房屋建筑 、 桥 梁、 高耸建筑
[3] [2]

地上 19 层, 顶部结合电梯机房 、 屋面楼梯作为一层, 1 层层高为 总 高 度 为 82. 6m 。 基 础 埋 深 4. 8m , 5. 7m , 其余标 准 层 层 高 为 4m 。 建 筑 设 计 使 用 年 限 为 50 年, 抗震设防类别为丙类, 设防烈度为 8 度, 基 本地震加速 度 为 0. 3 g , 设 计 地 震 分 组 为 第 一 组, 场 地类别为 Ⅲ 类, 场 地 特 征 周 期 为 0. 5s 。 结 构 剪 力 墙
* 国家自然科学基金青年项 目 ( 51008078 ) , 东南大学新进博士科研 启动项目( 9205000030 ) ,东 南 大 学 基 本 科 研 业 务 费 创 新 基 金 项 目 ( 104 . 205 . 2. 5 ) 。 Email : zhiweim@ gmail. com 。 通讯作者: 缪志伟, 博士, 讲师,

。 它不 是 采 用 加 强 结 构 的 传 统 设 计

方法来提高结构的 抗 震 能 力, 而是通过在结构中合 减小主体结构的动力响应, 理地设置耗能减震装置, 提高结构的安全性能 。 粘滞阻尼器作 为 一 种 速 度 相 关 型 耗 能 装 置, 其 特点为可在不改变原有结构体系刚度分布的前提下 有效耗散输入的能量, 且安装较方便 。 近些年, 粘滞

6









2013 年

与框架柱的尺寸及混凝土强度等级如表 1 所示 。 抗 核心筒一级 。 其标准层平面 震等级要求: 框架一级, 图如图 1 所示 。
剪力墙 、 柱尺寸及相应的混凝土等级
剪力墙 楼层 1 ~6 7 ~ 13 14 ~ 20 厚度 / mm 400 300 300 混凝土 强度等级 C60 C50 C40 截面 / mm 1 100 × 1 100 1 100 × 1 100 1 000 × 1 000 柱 混凝土 强度等级 C60 C50 C40

的面积 越 大, 阻 尼 器 的 耗 能 能 力 越 大 。 在 MSC. MARC 软件中, 基于 用 户 二 次 开 发 平 台 对 模 拟 粘 滞 阻尼器的“连接 ” 赋予上 述 属 性, 使其在结构的弹塑 性时程分析中发挥耗能作用 。 由于建筑物在使用期内遭受多遇地震的概率最 大, 要求阻尼器在多遇地震下应具有一定耗能效果, 同时考虑罕遇地震下阻尼器与结构构件的连接不应 破坏, 要求罕遇地震下阻尼器的最大出力有一定 限值 。 含消能减震装置的多自由度结构体系的相对能 量方程
[5]

表1

为: E k + E D + E se + E H + E p = E I ( 2)

式中: E k 为结构 体 系 的 相 对 动 能; E D 为 热 能; E se 为 弹性应变能; E H 为非弹 性 应 变 滞 回 耗 能; E p 为 结 构 体系的消能器耗能量; E I 为 输 入 结 构 体 系 的 相 对 总 能量 。 在任意时刻, 上述能量方程均保持平衡, 但各能 量起的作用并不相同: E k 和 E se 仅 参 与 能 量 的 转 换, 并不消耗地震时输入的能量; E D 只以热能的形式消 约 为 5% ; E H 为 结 构 体 系 的 耗总能 量 的 很 小 部 分,
图1 标准层平面图

在地震作用的持时内, 是一 非弹性应变滞回耗能量, 个积累的过程 。 当结构体系内 不 附 加 粘 滞 阻 尼 器 时, 地震输入 即通过梁 、 柱等结构 的总能量大部分都由 E H 消耗, 的承重构件产生非 弹 性 往 复 屈 服 变 形 而 耗 能, 地震 损坏严重的 过后会产生某些构 件 消 耗 的 能 量 较 多 、 现象 。 然而当结构 体 系 内 附 加 粘 滞 阻 尼 器 时, 地震 的总输入 能 量 会 在 结 构 体 系 内 得 以 重 新 分 配 。 这 E H 所占耗能 份 额 将 很 小, 样, 进而起到保护结构主 要构件的作用 。 2. 2 减震装置布置方案 在适当位置设 置 粘 滞 阻 尼 器, 可以有效地增加 结构的 阻 尼 比, 显 著 降 低 结 构 的 地 震 反 应。 我 国
[4]

根据使用功能要求, 建筑平面布置中, 除中间核 心筒区域 外, 难 以 在 其 他 部 位 布 置 连 续 的 剪 力 墙。 在满足使用功能要 求 前 提 下, 最大限度地布置剪力 墙和框架柱, 得到 一 个 结 构 设 计 方 案, 经 验 算, 结构 在 X 和 Y 方向的多遇地 震 作 用 下, 层间位移角最大 值分别为 1 /614 和 1 /571 , 超过规范限值 1 /800 。 此 时已很难再增设剪力墙数量和增大剪力墙及柱的截 面尺寸, 显然 单 纯 依 靠“硬 抗 ” 的 传 统 设 计, 无法满 足该工程的抗震设 计 要 求, 故对本工程进行结构减 震设计是必要的 。 2 减震原理及设计方案 非线性粘滞流体阻尼器力 -变形关系为 F = C·να 率; α 为阻尼指数 。 粘滞 阻 尼 器 力 学 模 型 如 图 2 所 示 。 其 中 U 为 阻尼器两端相对位移 。 粘滞阻尼器对结构不产生附 加 刚 度, 作为速度相关 阻尼器对结 型 阻 尼 器, 构两端产 生 的 阻 尼 力 主 要与阻尼 器 两 端 的 相 对 速 度 有 关。 阻 尼 器 力位移关系 滞 回 曲 线 包 络
图2 粘滞阻尼器力学模型

2. 1 粘滞阻尼器的减震原理 : ( 1)

《建筑 抗 震 设 计 规 范 》 ( GB 50011 —2010 ) [2] ( 简 称 抗震规范 ) 规 定: 消 能 部 件 可 根 据 需 要 沿 结 构 的 2 个主轴方向分别设 置, 消能部件宜设置在层间变形 较大的位置, 其数量 和 分 布 宜 通 过 综 合 分 析 合 理 确 定, 并有利于提高整个结构的消能减震能力, 形成均 匀合理的受力体系 。 工程沿结构的两 个 主 轴 方 向 在 6 ~ 9 层 之 间 适 当位置设置粘滞阻尼器( 图 3 ) 。 粘滞阻尼器的参数 取值见表 2 , 减震装置各楼层布置见表 3 。 由于阻尼器与框架的连接在平面内采取铰接形 式, 故阻尼器出力 时, 仅 对 框 架 梁、 柱上产生附加轴 即楼层层间 力作用 。 而且当结 构 构 件 内 力 较 大 时,

式中: F 为阻尼力; C 为阻尼系数; ν 为阻尼器变形速

第 43 卷 第 1 期

裘赵云, 等 . 高烈度区某框架 -核心筒结构耗能减震控制研究

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位移较大时, 阻尼器两端相对位移也趋于最大, 此时 其出力较小, 根据粘滞流体阻尼器的力学模型可知, 即此时阻尼器对框架梁 、 柱的附加轴力作用很小, 近 似可忽略 。 因此只需通过计算保证阻尼器在大震下 和框架梁柱的连接 构 造 有 效 性, 而不需要对相连的 结构构件进行额外验算 。

在 MSC. MARC 弹 塑 性 结 构 分 析 模 型 中, 利用 软件提供的用户二次开发平台开发了基于纤维模型
[6] 原理的 THUFIBER 子程序 来模拟框架梁 、 柱构件

( 图 4) , 纤维梁模型可以准确考虑轴力和弯矩( 单向 和双向) 的相互关系,并已经过试验验证
[4]

; 剪力墙

则采用弹塑性分层壳单元模拟, 可考虑面内弯曲 -面 内剪切 -面外弯曲耦合作用 ( 图 5 ) , 并且 已 通 过 试 验 验证
[7]

; 楼板 采 用 弹 性 壳 单 元 模 拟; 粘 滞 阻 尼 器 通

过在节点 之 间 设 置“连 接 ( Link ) ” 进 行 模 拟。 在 材 对于模拟剪力墙的分层壳单 料本构关系的选择 上, 元, 从计算量和精 度 综 合 考 虑, 采 用 MSC. MARC 中 自带的弹塑 性 -断 裂 混 凝 土 本 构 关 系
[8]

。该本构关

系中的混凝土材料弹塑性行为基于经典增量弹塑性 而混凝土 断 裂 行 为 则 采 用 弥 散 裂 缝 模 型 本构理论, 来描述 。 对于纤维 模 型 程 序 中 的 混 凝 土 和 钢 筋, 分 6] 中定义的单轴应力 -应变关系曲线 。 别采用文[
图3 6 ~ 9 层粘滞阻尼器的布置 阻尼器类型
阻尼器 类型 A B 阻尼指数 α 0. 25 0. 25 阻尼系数 C / N· m / s 1. 0 × 10 6 0. 9 × 10 6 数量 88 20

表2
最大阻尼力 / kN 800 800

各楼层粘滞阻尼器布置情况
楼层 1 ~ 5, 10 6 ~ 9, 11 ~ 14 15 ~ 19 X向 型号 A A B 每层数量 2 4 2 型号 A A B Y向

表3
每层数量 2 4 2

图4

纤维模型程序中截面划分( 钢筋混凝土构件)

以结构在水平地震作用下各层的层间位移作为 减震控制 目 标, 用 减 震 率 来 度 量 减 震 控 制 的 效 果。 减震率 γ 按下式计算: γ = δ u, max - δ c , max δ u, max ( 3)
图5 模拟剪力墙的分层壳单元

3. 2 模型建立 7所 分别用 ETABS 和 MSC. MARC 建立如图 6 , 示 的 三 维 分 析 模 型 。 分 别 采 用 ETABS 和 MSC. MARC 对建立的模 型 进 行 模 态 分 析, 得到结构各阶 模态周期( 图 8 ) , 并 将 其 与 PKPM 计 算 得 到 的 结 果 采 进行对比 。 通过模 态 分 析 结 果 的 对 比 分 析 可 知, 用 ETABS 和 PKPM 建 立 的 模 型 可 近 似 认 为 是 一 样 的, 满足分析要求 。 3. 3 地震波的选用 选择 与 该 工 程 所 在 场 地 类 别 相 对 应 的 USER232 波 、 USER656 波 和 USER845 波 作 为 地 震 动输 入 进 行 时 程 分 析, 其 中 USER232 波 ( 图 9 ) 、 USER656 波为天 然 波, USER845 波 为 人 工 波, 对结

式中 δ u , δ c, max , max 分别为地震作用下无控结构和减 震 控制结构各楼层层间位移的峰值 。 3 模型建立 减震分析采用 两 种 模 型 进 行, 多遇地震作用下 的弹性分析采用 ETABS 软件, 罕遇地震作用下的弹 塑性分析采用 MSC. MARC 软件 。 在 ETABS 弹性结构分析模型中, 采用空间杆系 单元模拟框架梁 、 柱 构 件; 剪 力 墙 采 用 壳 元 模 拟; 楼 板采用板 单 元 模 拟; 粘 滞 阻 尼 器 采 用 Damper 单 元 模拟 。 3. 1 结构计算程序

8









2013 年

以 Y 向 8 度 ( 0. 3 g ) USER232 波 为 代 表, 在其作用 结构在进行减震 前 后 层 间 位 移 角 和 层 间 剪 力 如 下, 11 所示, 图 10 , 各层的 最 小 减 震 率 达 到 了 26% 。 由 该 结 构 的 减 震 措 施 是 有 效 的。阻 尼 两图可以看出, 器的设置使得减震结构的层间位移和层剪力相对于 原结构都有一定程 度 的 减 小, 并且在多遇地震作用 下的最大层间位移角能够满足规范相关限值要求 。

图6

ETABS 模型

图7

MSC. MARC 模型

图 10

Y 向 USER232 波

图 11

Y 向 USER232 波

作用下层间位移角

作用下层间剪力

4. 2 能量结果分析 从能量角度出发, 给出结构在 Y 向 USER232 波 作用下各部分能量分配时程曲线, 如图 12 所示 。 粘
图8 ETABS , MSC. MARC 图9 USER232 波

滞阻尼器消 耗 了 输 入 地 震 动 能 量 的 35% 左 右 。 安 装阻尼器后, 由于粘滞阻尼器的非线性耗能, 结构总 阻尼器的耗能能力得以发挥 。 应变能明显减小, 5 罕遇地震作用下的计算结果分析 对原结构和安装阻尼器后的减震结构分别进行 主要结果 罕遇地震作用下的 弹 塑 性 地 震 反 应 分 析, 如下 。 仅列出部分地震波作用下的分析结果 。 5. 1 层间位移角和基底剪力结果 根据抗震规范要求, 框架 -核心筒结构在罕遇地 震作 用 下, 结 构 楼 层 的 层 间 位 移 角 限 值 为 1 /100 。 以 Y 向 8 度 ( 0. 3 g ) USER232 波 为 代 表, 在其作用 下, 结构减震前后 层 间 位 移 角 如 图 13 所 示, 各层的 最小减震 率 达 到 了 27% ; 图 14 给 出 了 Y 向 罕 遇 地 震作用下, 结构基 底 总 剪 力 的 时 程 图 。 由 图 中 对 比 可以看出, 罕遇地震作用下, 该结构的基底总剪力和 层间位移角相对于 原 结 构 有 一 定 程 度 的 减 小, 且均

和 PKPM 模态对比

构基底总剪力的验 算 表 明, 结果均符合抗震规范对 于地震波的选择要求 。 在对结构进行多遇和罕遇地 震作用分析时, 将这 三 条 地 震 波 的 峰 值 加 速 度 根 据 结构设 防 烈 度 的 要 求 分 别 调 至 110gal 和 510gal , 并 且分别进行了 X 和 Y 方 向 输 入 下 的 地 震 响 应 时 程 分析 。 4 多遇地震作用下的计算结果分析 对原结构和安装阻尼器后的减震结构分别进行 多遇地震作用下的地震反应分析 。 以下仅列出在部 分地震波作用下的 一 些 分 析 结 果, 其他地震波作用 下的分析结果均与此类似 。 4. 1 层间位移角和层间剪力结果 根据抗震规范要求, 框架 -核心筒结构在多遇地 震作 用 下, 结 构 楼 层 的 层 间 位 移 角 限 值 为 1 /800 。

图 12

能量分配时程图

图 13

减震前后层间位移角

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程度更大, 构件中的 钢 筋 纤 维 最 大 应 变 已 达 到 屈 服 应变的 5 倍以上; 3 ) 墙 单 元 出 现 黑 色 表 示 该 单 元 混 凝土应变已经达到压碎应变 。 根据图 16 对比可 见, 采 用 减 震 措 施 后, 在 Y向 罕遇地震作用下, 相对于原结构, 结构中框架梁的塑 性铰数量减小, 墙端 暗 柱 发 生 屈 服 的 数 量 也 有 所 减 小, 墙根部混凝土 没 有 出 现 压 碎 的 情 况 。 因 此 结 构 整体的塑性发展程度减小, 结构整体抗震性能提高 。
图 14 Y 向 USER232 波作用下基底总剪力时程曲线

6

结论 ( 1 ) 本文建 立 的 框 架 -核 心 筒 有 限 元 模 型, 使用

满足规范相关限值的要求 。 阻尼器的安装 使 结 构 满 足 了 规 范 的 限 值 要 求, 从而保证了结构在罕遇地震作用下的安全性 。 层间 位移曲线趋于平缓, 数值更加接近, 这与结构动力特 性的分析结果是一致的 。 由于粘滞阻尼器属于速度 主 要 通 过 阻 尼 耗 能, 图 15 给 出 结 构 相关型阻尼器, 底层粘滞流体阻尼器的滞回曲线, 滞回环饱满, 阻尼 器充分发挥出其非线性耗能能力 。 5. 2 结构的塑性发展程度结果 Y 向 USER232 波罕遇地震作用下, 原结构及 减 震后结构的塑性发展示意如图 16 所示, 其中构件状 态表示如下: 1 ) 浅 灰 色 表 示 结 构 构 件 完 好, 保持弹 框架柱 、 墙端暗柱) 端 部 出 性; 2 ) 杆系构件( 框架梁 、 现深灰色及黑色表示该构件端部出现塑性铰 ( 构件 中的钢筋纤维屈服) , 其中黑色表示构件塑性发展

在 MSC. MARC 基础上开 发 的 纤 维 梁 和 分 层 壳 模 型 可以准确地完成此类复杂结构的整体弹塑性时程分 析, 对 类 似 高 层 RC 筒 体 结 构 的 罕 遇 地 震 弹 塑 性 计 算具有一定的参考意义 。 ( 2 ) 通过 减 震 前 后 的 对 比 分 析 可 知, 减震后层 减 间位移角满足规范的限制; 结构的能量结果曲线 、 震前后塑性铰发展对比验证了粘滞阻尼器通过自身 的非线性耗能能力, 降低了地震过程中主体结构的 总应变能, 从而确保了主体结构的安全 。 ( 3) 阻 尼 器 的 介 入 可 明 显 减 小 结 构 的 层 间 位 Y 向各 54 个) 粘 移, 安装在外框架部分的 108 个( X , 滞阻尼器可提高结构的抗震性能 。 整体结构的优化 能增大结构的安全储备 。 是合理的,
参 考 文 献

[ 1 ] 徐卫宾 . 钢筋混凝土摩擦耗能支撑框架 -核心筒结 构 的 2008. 工程应用研究[D]. 昆明: 昆明理工大学, [ 2 ] GB 50011 — 2010 建筑抗震设计规范[S]. 北京: 中国建 2010. 筑工业出版社, [ 3 ] 欧进 萍 . 土 木 工 程 结 构 振 动 的 智 能 控 制 研 究 与 发 展 [C]/ / 国际结构控制与健康诊断研讨会论文集 . 2000. [ 4 ] 叶列平,陆新 征,马 千 里,等 . 混 凝 土 结 构 抗 震 非 线 2006 , 23 性分 析 模 型 、 方 法 及 算 例 [J]. 工 程 力 学, 图 15 罕遇地震激励下结构底层粘滞阻尼器滞回曲线 ( S2 ) : 131140. [ 5 ] CHIA-MING UANG , BETREO VITELMO V. Use of energy as a design criterion in earthquake-resistant design [ R ]. Report No. UCB / EERC88 /18. Earthquake Engineering Research Center , University of Califrnia , Berkeley ,1998. [ 6 ] 陆 新 征, 叶 列 平, 缪 志 伟, 等. 建 筑 抗 震 弹 塑 性 分 析 [M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2009. [ 7 ] 林旭川, 陆新征, 缪志伟, 等 . 基于分层壳单元 的 RC 核 心筒三维全过程有限元分析[C]/ / 第十一届 高 层 建 筑 189. 抗震技术交流会论文集 . 昆明,2007 : 184[ 8 ] MARC. User's manual[M]. MSC. Software Corporation , 图 16 Y 向罕遇地震作用下减震前后结构塑性发展示意 2003.

第 43 卷 第 1 期 2013 年 1 月上

建 筑 结 构 Building Structure

Vol. 43 No. 1 Jan. 2013

某超高层结构加强层抗震性能分析与设计
1 2 1 吴任鹏 , 朱立刚 , 魏 强

( 1 山东同圆设计集团,济南 250000 ; 2 奥雅纳工程咨询( 上海) 有限公司,上海 200031 )
[摘要] 通过研究加强层的工作机理, 并结合一个超高层结构的实例, 研究和分析了带加强层结构的位 移 角 、 内外 筒剪力 、 倾覆力矩的分配 、 薄弱层等基本参数 。 结果表 明, 加强层能明显提高结构刚度和抗倾覆能力, 减小结构位 移, 但易使加强层的下一层形成薄弱层 。 最后, 给出了加强层抗震构造措施 。 [关键词] 加强层; 核心筒; 薄弱层; 抗震构造措施 中图分类号: TU398. 2 文献标识码: A 848X ( 2013 ) 01001004 文章编号: 1002-

Seismic behavior analysis and design of strengthened storey in a super highrise building Wu Renpeng 1 ,Zhu Ligang 2 ,Wei Qiang 1
( 1 Shandong Tongyuan Design Group Co. ,Ltd. ,Jinan 250000 ,China ; 2 Arup International Consultants ( Shanghai ) Co. ,Ltd. ,Shanghai 200031 ,China ) Abstract : The working mechanism of strengthened storey was studied. Combined with an engineering example ,the basic parameters ,such as storey drift ,storey shear and overturn moment distributed in-out core wall ,weak layer and so on ,were studied and analyzed. The results show that the strengthened storey can increase the stiffness of the structure , antioverturning moment and decrease displacement of the structure. But the storey below the strengthened one is easy to be weak. Finally ,the details of seismic design in the strengthened storey were listed. Keywords : strengthened storey ; core wall ; weak layer ; seismic design detail

0

引言 近年来我国各 地 涌 现 出 大 量 的 超 高 层 建 筑, 其

功能 更 齐 全 、 高 度 更 高 ( 超 过 400m ) 、 体 型 更 复 杂。 普通的框架 -核 心 筒 结 构, 由 于 外 筒 刚 度 相 对 较 弱, 剪力滞后效应明显, 框筒体系抵抗侧向荷载的能力 减弱, 纯框架 -核心筒结构体系很难满足超高层结构 的刚度和位移要求 。 利用高层结构的建筑设备层和 避难层的空间, 在外 框 架 中 设 置 环 状 腰 桁 架 和 核 心 筒与外框架之间的 伸 臂 桁 架, 可以有效地增加外框 筒的刚度, 减小外框筒剪力滞后效应, 从而减小高层 结构的水平侧移, 提高结构抗倾覆能力, 有利于超高 层结构的推广和应用 1
[1 , 2]

图1

结构抗侧力体系



加强层的工作机理 传统框筒结构 在 水 平 荷 载 作 用 下, 框架仅仅承
图2 加强层伸臂桁架受力机理

受小部分水平剪力, 而水平荷载引起的倾覆力矩绝 大部分由 核 心 筒 来 承 担 。 通 过 在 结 构 中 设 置 加 强 层, 增强核 心 筒 和 外 框 筒 的 连 接, 克服剪力滞后效 更有效发挥周边框架的轴向刚度作用, 使结构的 应, 抗倾覆力臂增大, 从而进一步有效地提高整个结构 的抗倾覆能力, 如图 1 和图 2 所示
[1]

下, 设置加强层是一 种 减 小 结 构 水 平 位 移 的 有 效 方 法, 但在地震作用下, 加强层的设置会引起结构刚度 和内力突变, 易形成薄弱层, 给结构的抗震性能带来 较大影响 。 因此, 在抗震设计时, 需要提高加强层及 其相邻层的抗震 措 施, 提 高 其 性 能 目 标。下 面 结 合 一个工程实例来说 明 加 强 层 的 工 作 机 理, 并对加强 层采取抗震措施
[3]

。 同时, 加强层

中的腰桁架能使得 外 框 柱 协 同 工 作, 从而也能有效 温度 、 徐变产生的竖向变形差 。 减小重力荷载 、 虽然加强层能 大 大 提 高 结 构 的 抗 侧 刚 度 、 减小 增加结构抗倾覆能力, 并且在风荷载作用 结构位移 、



Email : wurpedu@ 163. com 。 作者简介: 吴任鹏, 一级注册结构工程师,

第 43 卷 第 1 期 2 工程概况

吴任鹏, 等 . 某超高层结构加强层抗震性能分析与设计

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力 会 有 所 减 小, 甚 至 反 号, 这 是因 为 核 心 筒 的 剪 力 推 到 外 框筒的 缘 故 。 同 时, 加强层相 邻上 下 各 两 层 剪 力 也 会 有 不 从而也说明加 同程度的 增 加, 强层 会 导 致 结 构 相 邻 楼 层 的 内力变化, 这也是加强层相邻 层需要加强的原因 。 图 7 给出了小震和风载 X, Y 向倾覆力矩在外 作用下, 框 筒 和 核 心 筒 之 间 的 分 配。 表 2 给出了 第 三 道 加 强 层 ( 48 Y 向地震倾覆力矩在外 层) X , 框筒 和 核 心 筒 之 间 的 分 配 比 从上而 较 。 从图 7 可 以 看 出,
图4 加强层的
2

98 层, 某超高 层 结 构 位 于 重 庆 市, 结构高度 440m , 总建筑面积约 25 万 m , 平 面 近 似 为 椭 圆 形。 结构采用 框 架 -核 心 筒 + 伸 臂 桁 架 + 腰 桁 架 体 系 。 外框柱 采 用 钢 管 混 凝 土 柱, 截 面 从 低 区 2 800 × 2 800 变 到 高 区 1 600 × 1 600 , 混凝土强度等级从 C80 变到 C70 , 楼面采用钢梁和压型钢板组合楼面 体系; 核心 筒 采 用 钢 板 剪 力 墙, 混凝土强度等级为 C60 。 抗震设防烈度 6 度, 场 地 类 别 Ⅱ 类, 地震分组 100 年风荷载 0. 45m / s 。 共设 6 道加强层, 第一组, 加强 层 构 件 典 型 截 面 为 W1 092 × 424 × 45. 5 × 82 , 4 所示 。 加强层的平面 、 立面布置如图 3 ,
2

每 经 过 一 道 加 强 层, 外框 下, 筒承 担 的 倾 覆 力 矩 都 会 有 一

立面布置

个较大 幅 度 的 增 加, 在 48 层, 56. 25% , 外框筒的倾覆力矩增 大 同 时, 核心筒的倾
图3 加强层的平面布置

覆力矩有所减小, 这是因为设置了加强层, 核心筒承 担的倾覆力矩通 过 伸 臂 桁 架 传 给 了 外 框 筒 。 因 此, 加强层的设置提高 了 外 框 筒 承 担 的 倾 覆 力 矩, 提升 从而提高了结 了外框筒对结构整 体 刚 度 的 贡 献 率, 构的整体抗倾覆的能力 。
X 向地震作用下部分楼层剪力分配 / kN
楼层 上三层 上两层 上一层 加强层 下一层 下二层 下三层 总剪力 29 942 30 433 30 909 31 651 32 492 33 057 33 555 核心筒 27 846 26 188 21 108 38 705 21 132 28 192 31 072 2 307 4 473 10 306 68 861 11 873 5 065 2 646 0 1. 64 3. 23 5. 71 8. 52 10. 41 12. 07 0 - 5. 95 - 24. 20 39. 00 - 24. 11 1. 24 11. 58 0 93. 90 346. 75 2 885. 11 414. 67 119. 56 14. 70

3

结构的弹性分析 X, Y 向结构的层间位 图 5 给出了风 载 作 用 下,

3. 1 小震下结构的位移角 在每一道加强层, 结构的位 移角 。 从图中可以看出, 移角都有明显的减 小, 从而说明加强层有效地改善 了结构的侧向变形, 使位移角满足规范的要求 。 3. 2 楼层的剪力和倾覆力矩分配 X, Y 向地震剪 图 6 给出了小 震 和 风 载 作 用 下, 力在外框筒和核心筒之间的分配 。 表 1 给出了第三 Y 向地震剪力在外框筒和核心 道加强层( 48 层) X , 筒之间的分配比 较 。 从 图 6 和 表 1 可 以 看 出, 在普 通楼层, 外框筒所占地震剪力不到总地震剪力的 10% , 这也说明, 普通楼层地震剪力绝大部分由核心 筒来承担 。 但在加 强 层 所 在 楼 层, 外框筒的剪力会 有一个突变, 为普通楼层的 28. 85 倍, 而核心筒的剪

表1

外框筒 总剪力增加 / % 核心筒增加 / % 外框筒增加 / %

3. 3 结构的薄弱层 ( JGJ 3 — 根据《高层建筑混凝土结构技术规程 》 2010 ) [3] 3. 5. 2 条规定, 框架 -核心筒结构, 楼层与其

图5

风载下层间位移角

图6

地震和风作用下剪力分配

12









2013 年

于 0. 9 的要求 。 这 是 因 为 加 强 层 刚 度 较 大, 会导致 需要采取相应的加强措施 。 加强层下一层是薄弱层,
加强层及其相邻楼层侧向刚度比
楼层 14 15 ( 加强层) 16 31 32 ( 加强层) 33 47 48 ( 加强层) 49 X向 0. 73 1. 46 1. 15 0. 78 1. 35 1. 15 0. 82 1. 29 1. 12 Y向 0. 65 1. 57 1. 17 0. 66 1. 53 1. 20 0. 75 1. 37 1. 17 楼层 62 63 ( 加强层) 64 78 79 ( 加强层) 80 X向 0. 87 1. 27 1. 11 0. 93 1. 50 1. 08

表3
Y向 0. 79 1. 45 1. 21 0. 85 1. 38 1. 14

4

抗震构造加强措施 根据前文 所 述, 加强

4. 1 抗震等级和性能目标 层的 存 在 会 导 致 结 构 存 在 薄 弱 层, 根 据《高 层 建 筑混凝土结构技术规程 》
图7 地震和风作用下倾覆力矩分配 表2

( JGJ 3 —2010 ) 规 定, 将 加强 层 及 其 上 下 层 的 抗 震等级提 高 一 级, 为特一 级; 对薄弱 层 的 地 震 剪 力 乘 以 1. 25 的 放 大 系 数 。 同时, 提高 加 强 层 的 性 能 目 标,根 据 ATC40 和 FEMA273 , 结构 的 性 能 目 标如表 4 所示 。
加强层性能目标
构件 伸臂桁架 / 腰桁架 节点 多遇地震 弹性 设防地震 不屈服 罕遇地震 出现弹塑性 允许 屈 服 / 屈 曲, 变形, 破坏程度 可 修 复 并 保 证 ε < LS 生命安全,

X 向地震作用下部分楼层倾覆力矩分配 / MN ·m
楼层 上三层 上两层 上一层 加强层 下一层 下两层 下三层 总倾覆 力矩 3 011 3 127 3 244 3 485 3 628 3 754 3 881 核心筒 1 145 1 235 1 308 823 822 856 908 外框筒 1 910 1 930 1 973 2 984 3 170 3 193 3 200

总倾覆力 核心筒 外框筒 矩增加 / % 增加 / % 增加 / % 0 3. 8 7. 7 15. 7 20. 5 24. 7 28. 9 0 7. 9 14. 3 - 28. 1 - 28. 2 - 25. 2 - 20. 7 0 1. 0 3. 3 56. 3 66. 0 67. 2 67. 6

图8

楼层侧向刚度比

表4

相邻上层的 侧 向 刚 度 比 按 式 ( 1 ) 计 算, 且本层与相 邻上层的比 值 不 宜 小 于 0. 9 , 当本层层高大于相邻 上层层高的 1. 5 倍时, 该比值不宜小于 1. 1 。 楼层侧向刚度比定义为: γ = Vi Δ i +1 h i Vi +1 Δ i h i +1 ( 1)

强节点 -弱构件,节点不先于构件破坏

4. 2 核心筒加强措施 根据加强层的受力及加强层相邻下一层是薄弱 层的特点, 核心筒墙体的主要构造措施有: 增大加强 层约束边缘构件中 的 型 钢 的 截 面 和 配 筋 率; 在 核 心 筒的楼面位置增加 钢 暗 梁, 钢暗梁在加强层上下弦 的截面分别为 HW1 068 × 417 × 39 × 70 和 H1 036 × 309 × 31 × 54 , 从而平衡与伸臂相连的墙肢因与伸臂 不正交而带来的拉 力; 与 伸 臂 桁 架 所 处 同 一 平 面 的 使型钢连续, 贯 穿 整 个 墙 体, 并且伸臂桁架与 墙肢, 核心筒内型钢连接 节 点 采 用 铸 钢 节 点, 以保证水平 力在加强层的有效传递和节点的安全性 。 墙体内的 10 所示 。 型钢布置如图 9 ,

Vi + 1 式中: γ 为考虑层高修正的楼层侧向刚度比; V i , 分别为第 i 层 和 第 i + 1 层 的 地 震 剪 力 标 准 值; Δ i , Δ i + 1 分别为第 i 层和第 i + 1 层的地震剪力标准值作 hi + 1 分 别 为 第 i 层 和 第 i + 1 层 用下的层间位移; h i , 的层高 。 工程加强层层高为 8. 4m , 普通楼层层高 4. 2m , 加强层高度为其相邻上层层高的 2 倍 。 从图 8 和表 3 可以看出, 由于加强层的存在, 结构会有一个刚度 突变, 加强层和相邻 上 一 层 的 刚 度 比 满 足 规 范 不 宜 小于 1. 1 的要求 。 加强层下一层刚度不满足规范小

第 43 卷 第 1 期

吴任鹏, 等 . 某超高层结构加强层抗震性能分析与设计

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两层的配筋率, 楼板内钢筋双层双向拉通; 大震下允 水平力 传 递 主 要 由 伸 臂 桁 架 的 上 下 弦 许楼板开裂, 杆、 腹杆及楼面内的水平支撑承担 。 4. 4 柱的加强措施 为保证加强层柱子与伸臂桁架 、 腰桁架连接, 增 强加强层的抗震性能, 将加强层钢管柱的壁厚加厚,
图9 加强层核心筒内型钢布置图

使之与相应的伸臂桁架 、 腰桁架的壁厚相同 。 5 结论 ( 1 ) 加强 层 能 有 效 地 减 小 剪 力 滞 后 效 应, 提高 减小结构的位移, 提高结构的抗倾覆 外框筒的刚度, 能力 。 ( 2 ) 加强 层 容 易 造 成 结 构 刚 度 突 变, 使加强层 下一层形成薄弱层 。 ( 3 ) 加强 层 的 抗 震 等 级 、 性 能 目 标、 楼 板、 节点

图 10

伸臂桁架与核心筒内型钢连接节点平面

连接都需要加强, 从而改善其抗震性能 。
参 考 文 献

4. 3 板的加强措施 加强层及其相邻层楼板在内外筒水平力传递过 程中占了比较重要 的 作 用, 为保证水平力的有效传 加强层楼板加厚, 取 200mm , 并在加强层楼 板 配 递, 置水平支撑 。 小震下, 保证楼板不开裂, 加强层楼板 内配置 双 层 双 向 ? 18 @ 150 钢 筋, 保证楼板内传递 的水平力由钢筋承担,并同时提高加强层上下相邻 ( 上接第 4 页) 力, 本文也采用它作为能量耗散能力的衡量指标, 等 效粘滞阻尼系数可按下式计算: β = E /2π A abc , A cda , 式中: E = ( A abc + A cda ) / ( A obe + A odf ) , 其 中, A obe , A odf 分 别 为 图 12 中 abc , cda , obe , odf 部 分 的 面积 。 试验模型的等效粘滞阻尼系数曲线见图 13 。

[ 1 ] 刘大海, 杨翠如 . 高 层 建 筑 结 构 方 案 优 选[M]. 北 京: 1996. 中国建筑工业出版社, [ 2 ] 徐培福, 傅 学 怡, 王 翠 坤, 等. 复 杂 高 层 建 筑 结 构 设 计 [M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2005. [ 3 ] JGJ 3 — 2010 高层 建 筑 混 凝 土 结 构 技 术 规 程[S]. 北 2011. 京: 中国建筑工业出版社,

何时进入屈服阶 段 可 根 据 设 计 决 定 ) 。 屈 曲 约 束 支 撑良好的滞回性能, 使得框架支撑体系在很大的位 移范围内有了较强的耗能能力 。 4 结语 将屈曲约束支 撑 构 件 运 用 到 框 架 结 构 中, 能够 极大提高框架结构的抗倒塌性能 。 试验结构顶层位 移 120mm , 顶层位移角 1 /30 。 模型结构在试验中表 现出良好的抗侧刚度 、 抗剪强度和变形能力, 滞回曲 线饱满, 具有很强的耗能能力 。 当框架结构破坏后, 骨架线有一定下降, 随后由 于支撑发挥作用, 骨 架 线 不 再 下 降, 而 是 走 平, 保证 了框架支撑结构的延性 。 框架屈曲约束支撑的延性 系数不小于 12. 25 , 屈曲约束支撑框架具有很强的

图 12

等效粘滞

图 13

试验模型等效

消耗地震能量的能力 。 支撑表现对框架支撑结构抗 倒塌性能至关重要, 应该要求支撑不能先于框架结 与支撑相关的框架结构构件 构破坏 。 安装支撑 后, 将承担支撑传来的地震作用, 设计时应考虑 。
参 考 文 献

阻尼系数

粘滞阻尼系数曲线

综上可得: 与传统的纯框架结构相比, 框架屈曲 约束支撑结构体系 的 骨 架 曲 线 的 下 降 段 较 为 平 缓, 刚度退化缓慢, 延 性 和 工 作 性 能 更 好。 将 屈 曲 约 束 支撑加入到框架体 系 中, 结构的刚度和屈服力都有 随着位移的增 加, 支撑会进入屈服阶段( 支撑 提高,

[ 1 ] 范苏蓉 . 钢支撑加固钢筋 混 凝 土 框 架 结 构 的 试 验 研 究 [D]. 南京: 南京工业大学, 2002.

第 43 卷 第 1 期 2013 年 1 月上

建 筑 结 构 Building Structure

Vol. 43 No. 1 Jan. 2013

某体育馆隔震结构设计与应用
蒋金梁 , 任牮时
( 浙江大学建筑设计研究院,杭州 310027 )
[摘要] 隔震结构设计属于结构性能设计范畴, 通过合理设计隔震层, 减少上部结构地震作用, 以达到预 期 设 计 要 求 。 结合工程实例, 选用橡胶( 铅芯) 隔震支座作为隔震装置, 采用简化方法和时程分析方法分析其隔 震 性 能, 重点 分析了隔震结构减震效果和隔震层位移, 均能满足规范要求 。 [关键词] 体育馆; 隔震结构; 隔震支座; 简化方法; 时程分析法 中图分类号: TU375. 4 文献标识码: A 848X ( 2013 ) 01001403 文章编号: 1002-

Design and application of isolation structure on a gymnasium Jiang Jinliang ,Ren Jianshi
( Architectural Design and Research Institute of Zhejiang University ,Hangzhou 310027 ,China ) Abstract : The design of isolation belongs to the performance-based seismic design. The rational isolation layer is required to decrease the seismic action ,in order to achieve the expected design requirement. Based on an engineering project ,the lead rubber bearing was applied to the seismic isolator. The simplified method and time history analysis were applied to analyze the isolation performance ,including the damped effect and isolation layer displacement. The design reveals that they can meet code requirements. Keywords : gymnasium ; isolation structure ; isolation bearing ; simplified method ; time history analysis

0

引言 周期比较短的多层( 小 高 层 ) 建 筑, 比较适合通

以 减 小 其 地 震 作 用。 在 隔 震 结 构 过设置隔震体系, 中, 隔震装置具有变化的水平刚度, 在小震及风荷载 作用下具有足够的水平刚度, 在中大震时, 隔震装置 使隔震结构自振周期变长, 远离上 的水平刚度变小, 部结构的自振周期 和 场 地 卓 越 周 期, 从而将部分地 , 减小输入到结构的地震能量 震能量“阻隔 ”
[1 , 2]

图1

体育馆效果图



某体育馆( 图 1 ) 是四川省青川县灾后恢复重建
2 项 目 之 一,建 筑 面 积 14 382. 54 m ( 其 中 地 上 2 13 294. 74m 2 , 局部地下室 1 087. 80 m ) , 上部结 构 共

震等级为二级, 剪力墙抗震等级为二级; 采用隔震结 构后, 框架 抗 震 等 级 为 三 级, 剪力墙抗震等级为三 并交付使用, 期间经历多次 级 。 目前该工程已竣工, 余震, 从现场反馈情况看, 达到了预期效果 。 1 采用隔震结构技术的可行性 工程抗震设防 烈 度 较 高, 按汶川地震的救灾经 验, 体育馆建筑是抗 震 救 灾 时 灾 民 安 置 的 一 个 重 要 场所 。 该体育 馆 作 为“智 慧 岛 ” 教育园区的一个重 并兼具青川县体育馆的功能, 在当地被赋予 要建筑, 特别重要的地位 。 工 程 体 型 基 本 规 则, 平 面 尺 寸 为 72. 0m × 83. 5m , 高宽比为 0. 238 , 其变形特征接近剪切变形 。 采用 SATWE 软件 对 结 构 ( 非 隔 震 ) 进 行 分 析, 结构 基本周期为 0. 51s , 基 本 周 期 与 场 地 特 征 周 期 接 近; 风荷载作用时结构底部剪力设计值约占结构总重力 的 0. 6 % , 基础采用柱下独立基础 ( 局 部 筏 板 ) + 连
Email : hzjiangjinl@ 163 . com 。 作者简介: 蒋金梁, 硕士, 高级工程师,

4 层, 局 部 2 层, 层 高 均 为 4. 2m , 室内外高差为 0. 3m , 建筑物高度 为 17. 1m 。 主 要 功 能 为 体 育 运 动 中心, 包括球类场馆 、 健身房和游泳池等 。 工程建筑结构 安 全 等 级 二 级, 设计使用年限为 50 年 。 抗震设 防 烈 度 为 7 度, 第 二 组, 设计基本地 震加速度值为 0. 15 g , 建筑场 地 类 别 为 Ⅱ 类, 特征周 期为 0. 40s 。 结构抗侧 体 系 采 用 现 浇 钢 筋 混 凝 土 框 架 -剪力墙结构, 为 了 增 加 结 构 抗 扭 刚 度, 在楼梯间 增设剪力墙 。 主体 育 馆 、 游泳馆及屋面构架等大空 间场馆屋面采用钢 结 构 网 架, 其余采用现浇混凝土 肋梁楼盖 。 为了提高结构的抗震性能, 工程采用隔震技术, 在上部结构与基 础 之 间 设 置 隔 震 层 。 抗 震 等 级: 按 传统抗震设计, 工程属于大跨度体育馆建筑, 框架抗

第 43 卷 第 1 期

蒋金梁, 等 . 某体育馆隔震结构设计与应用

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系梁, 整体性较好, 能 确 保 基 础 的 稳 定 性, 因此工程 采用隔震技术是可行的 。 2 隔震装置和隔震方法选择 为了满足结构设计的要求, 首先, 隔震装置要能 承受上部建筑物的 重 量, 并且在竖向荷载作用下不 能有过大变形; 其 次, 为 了 延 长 结 构 的 振 动 周 期, 减 小上部结构的加速 度 反 应, 隔震装置水平向需具有 充分的柔度; 第三, 为 了 使 振 动 衰 减, 限制结构的位 移, 还必须 有 一 定 的 阻 尼
[2]

。 另 外, 为了使隔震装

还需具有规定的耐 置在设计使用年限 内 正 常 工 作, 久性和耐火性等性能要求 。 国内外几种常用的隔震 装置及有无水平恢复力见表 1 。
隔震装置
隔震方法 叠层橡胶 支座隔震 摩擦滑移 隔震 组合隔震 智能隔震 隔震装置 铅芯叠层橡胶支座 高阻尼叠层橡胶支座 普通叠层橡胶支座 + 阻尼器 摩擦摆支座 石墨 、 砂石 滚轴支座 普通叠层橡胶支座 + PTFE 支座 或滚珠支座 + 阻尼器 普通叠层橡胶支座 + 磁流变阻尼 有 有 有 有 无 无 有 有 型 号 GZP350 GZP400 GZP500 GZP600

表1
水平恢复力

图2

隔震支座平面布置图 表2
等效 阻尼比 0 0 0 0

天然橡胶隔震支座力学性能
设计承载力 / kN 1 152 1 504 2 352 3 392 个 100 20 40 28 水平等效刚度 / kN / m 789 1 001 1 079 1 357

目前实际应用 的 隔 震 装 置 基 本 有 三 大 类, 即叠 层橡胶支座 、 摩擦滑 移 隔 震 元 件 以 及 滚 动 摆 ( 滚 珠 、 滚轴) 元件, 此外, 还可利用柔性柱等元件来达到隔 震的目的 。 工程选用叠层 橡 胶 支 座 隔 震, 隔震装置选用普 通叠层橡胶支座和铅芯叠层橡胶支座 。 普通叠层橡 胶支座不提供阻尼, 铅芯叠层橡胶支座可提供阻尼 。 因结构平面布置基 本 对 称, 隔震支座布置亦按对称 布置, 并将铅芯叠层 橡 胶 支 座 布 置 在 建 筑 周 边 和 角 部, 以提高结构的 抗 扭 刚 度 。 隔 震 支 座 平 面 布 置 见 图 2。 3 隔震支座性能及平面布置 隔震支座需要 长 期 承 受 竖 向 荷 载, 且在竖向荷 载作用下不会发 生 大 的 竖 向 变 形 和 失 稳。《建 筑 抗 ( GB 50011 —2001 ) ( 2008 年版 ) 震设计规范 》
[1]

铅芯橡胶隔震支座力学性能
型号 GZY500 GZY600 GZY700 设计 承载力 / kN 2 352 3 392 4 616 个 数 28 18 4 水平等效刚度 / kN / m γ = 50% 2 679 3 366 3 570 γ = 100% ( γ = 250% ) 1 152 2 247 2 424 等效阻尼比 ξ eq γ = 50% 0. 3 0. 3 0. 3

表3

γ = 100% ( γ = 250% ) 0. 14 0. 23 0. 23

注: γ 为剪切应变; 橡胶剪切模量 G r = 0. 45 MPa 。

隔震房屋上部结构的各层重力荷载代表值及层 高见表 4 。 计算隔震层在多遇和罕 遇 地 震 情 况 下 的 水平等效刚度和等效阻尼比, 见表 5 。 4 隔震结构分析 不少国家 ( 包 括 我 国 ) 的 抗 震 规 范 都 对 橡 胶 垫 基础隔震技术做了 规 定, 考虑到我国的隔震技术应 采用简化估 算 方 法 和 相 对 较 为 精 确 的 时 程 用现状, 分析方法相结合 的 两 阶 段 设 计 方 法
[3 , 4]

(简

称抗震规范) 规定 橡 胶 隔 震 支 座 的 竖 向 平 均 压 应 力 限值: 乙类建筑为 12MPa ,丙类建筑 为 15MPa , 本工 程抗震设防类别为 丙 类, 考虑其屋顶采用大跨度结 隔震 支 座 竖 向 平 均 压 应 力 设 计 限 值 取 12MPa 构, ( 按乙类 建 筑 ) 。 依 据 厂 家 提 供 的 橡 胶 隔 震 支 座 的 设计竖向承载力和上部柱 底 设 计 荷 载 ( 非 隔 震 ) , 隔 震支座平面布置见图 2 。 天然橡胶 和 铅 芯 橡 胶 隔 震 3。 支座数量及力学性能见表 2 ,

4. 1 隔震结构分析方法

。隔震结构

分析的主要目的是确定水平向减震系数和隔震层位 移 。 本工程先采用简 化 计 算, 然 后 采 用 MIDAS / Gen 时程分析法进行补充计算 。

16
隔震房屋上部结构的各层重力荷载代表值
层号 1 2 3 4 合计 重量 G i / kN 63 750 42 609 44 653 43 256 194 268 层高 H i / m 4. 2 4. 2 4. 2 4. 2 16. 8




表4





2013 年

隔震层, 隔震层以上 的 结 构 构 件 要 与 隔 震 层 以 下 的 为了使隔震层能整体协同工作, 结构构件完全断开, 结构 设 计 时 在 上 部 结 构 底 部 增 加 厚 度 为 150mm 现 并增加梁板的配筋和截面, 以保 浇钢筋混凝土楼面, 证其在平面内的 刚 度 足 够 大 。 抗 震 规 范 要 求: 隔 震 层顶部的梁板结构, 对钢筋混凝土结构应作为其上 部结构的一部分进行计算和设计 。 从隔震支座的 受 力 情 况 来 分 析, 隔震支座能传 递上部结构的轴力 和 水 平 力, 但不承担上部结构传 隔震支座的竖 来的弯矩; 从隔震支座的变形来分析, 向变形很小, 在水平力作用下可发生较大位移 。 根据以上 分 析, 可将 隔震 支 座 简 化 为 一 个 铰 支座 和 一 个 水 平 弹 簧 的 组合, 但 在 SATWE 系 列 分析 软 件 中 没 有 水 平 弹 簧可选择, 在基础稳定性 较好的情况 下, 隔震层顶
图3 计算简图

Gi Hi 267 750. 0 178 957. 8 187 542. 6 181 675. 2 815 925. 6

隔震层的水平等效刚度和等效阻尼比
设防水准 多遇地震 罕遇地震 水平等效刚度 K eq / kN / m 329 956 262 474 0. 14 0. 06

表5

等效阻尼比 ξ eq

4. 2 隔震结构简化分析方法 抗震规 范 给 出 了 一 种 隔 震 结 构 的 简 化 计 算 方 适用于多层砌体 结 构 及 与 砌 体 结 构 周 期 相 当 的 法, 钢筋混凝土结构 。 本 工 程 结 构 体 型 基 本 规 则, 变形 基本 为 剪 切 型, 采用抗震规范附录 L 进行简化计 分别分析隔震层 在 多 遇 和 罕 遇 地 震 作 用 下 的 周 算, 期、 剪力和位移 。 以 下 简 化 计 算 的 公 式 和 字 符 含 义 详见抗震规范 。 4. 2. 1 多遇地震作用 隔 隔震结构体系的 基 本 周 期 T 1 = 1. 73s ≤ 5 T g , 震结构的等效 阻 尼 比 ξ = 0. 14 , 结构地震影响系数 α 1 = 0. 184 , 隔震结构的减震系数 ψ = 0. 404 。 4. 2. 2 罕遇地震作用 隔震结构体系的 基 本 周 期 T 1 = 1. 73s ≤ 5 T g , 隔 震结构的等效 阻 尼 比 ξ = 0. 06 , 结构地震影响系数 α 1 = 0. 184 , 隔 震 层 水 平 剪 力 V c = 35 745. 3 kN , 隔震 3 t rmin } 。 层水平位移 u c = 136mm < u max { 0. 55 d min , 综上所述, 隔震 结 构 的 减 震 效 果 能 够 满 足 设 计 要求 。 4. 3 隔震结构时程分析 工程选用 MIDAS / Gen 对 结 构 进 行 弹 性 时 程 分 析, 以进一步求解 水 平 隔 震 系 数 。 铅 芯 橡 胶 隔 震 支 座采用 MIDAS / Gen 提供的一般连接进行模拟, 两个 剪切弹性支承具有 二 轴 塑 性 相 关 特 性, 其余四个自 由度具有线弹性特 性, 根据其力学特性输入与滞后 系统并联的附加线性粘性阻尼器的有效阻尼比 。 选 取 三 条 地 震 波: El Centro ,Taft 和 San Fernado , 分别对 非 隔 震 和 隔 震 结 构 进 行 时 程 分 析, 对比分析结构主方 向 的 基 底 总 剪 力 平 均 值, 非隔震 隔震结构为 2 807. 1kN , 后者与前 结构为 13 770kN , 者的比值为 0. 204 。 按抗震 规 范 对 应 水 平 向 减 震 系 数为 0. 38 , 与简 化 计 算 基 本 吻 合, 上部结构设计时 减震系数取大值, 即 0. 404 。 5 上部结构计算模型的选取 隔震结构与传 统 的 抗 震 房 屋 相 比, 由于设置了

隔震支座可简 部梁可按与上部结 构 柱 底 固 接 考 虑, 化为铰支座 。 计算简图见图 3 。 在确定分析软 件 和 计 算 简 图 的 情 况 下, 结构的 水平地震作用大小 可 用 水 平 地 震 影 响 系 数 来 表 示 。 抗震规范规定: 隔震 结 构 的 水 平 地 震 影 响 系 数 的 最 大值可采用水平地震影响系数的最大值和水平减震 即 0. 12 × 0. 404 = 0. 048 , 相当于将 7. 5 系数的乘积, 度降为 6. 2 度, 隔震后上部结构的水平地震作用通 过“水平地震作用放大系 数 ” 进 行 调 整, 将水平地震 作用放大系 数 取 0. 404 , 并复核各楼层的水平地震

图4

隔震支座连接示意图

( 下转第 32 页)

32
各级地震作用下结构弹塑性发展情况
地震作用 层间位移角 构件状态 小震 1 /2 828 均为弹性 中震 1 /1 129 个别连 梁屈服 6 度大震 1 /482




表5





2013 年

刚度柔软层 。 ( 6 ) 对于 6 度 以 上 地 区 存 在 高 位 转 换 时, 应进 一步进行更加深入的分析 、 研究 。 致谢: 衷心感谢 陈 绩 明 总 工 程 师 在 设 计 过 程 中 的指导 。

7 度大震 1 /218

部分连梁 、 多数连梁, 个别墙屈服 部分墙屈服

作用, 结构的抗倒塌验算图见图 10 。 6 结论 ( 1 ) 最大 楼 层 地 震 剪 力 曲 线 表 明, 转换层及以 转换层层高较大时, 层地 下楼层地震剪力一般较大, 震剪力在转换层处急剧增大 。 ( 2 ) 高位转换时, 框 支 柱、 剪力墙承担的剪力在 剪力传递不直接, 增加转换层 转换层位置急剧变化, 及其下一层楼板的负担, 应对楼板进行分析并加强, 文中给出了转换层楼板配筋计算方法 。 ( 3 ) 当转 换 层 侧 向 刚 度 大, 致使转换层下存在 刚度软弱层时, 可以通过合理布置结构, 避免该层同 时成为刚度软弱层 和 承 载 力 薄 弱 层, 以建立合理的 屈服机制 。 弹塑性 分 析 表 明, 本工程刚度柔软层未 结构无明显结构薄弱层 。 出现塑性变形集中现象, ( 4 ) 结构弹塑性全过 程 分 析 可 以 认 识 结 构 最 大 建立合理的屈 的抗震能力 。 在不 增 加 造 价 前 提 下, 服机制, 既可构架多道防线, 又可起到耗能作用 。 ( 5 ) 宜单独 设 置 设 备 转 换 层 ( 兼 结 构 转 换 层 ) , 一般设备转换层层 高 不 高, 可以避免在转换层出现 ( 上接第 16 页) 剪力系数是否符合最小地震剪力系数的规定 。 按抗 本工程可不进行竖向地震作用的计算 。 震规范要求, 6 构造措施 1 ) 在基础顶面设 置 隔 震 支 座, 在底层增设板厚 为 150mm 的梁板式楼盖, 双层双向配筋 。 隔震支座









[ 1 ] JGJ 3 — 2002 高 层 建 筑 混 凝 土 结 构 技 术 规 程[S]. 北 2002. 京: 中国建筑工业出版社, [ 2 ] 江苏省 房 屋 建 筑 工 程 抗 震 设 防 审 查 细 则[S]. 北 京: 2007. 中国建筑工业出版社, [ 3 ] 徐斌, 苗启 松, 王 月 仙, 等. 北 京 天 亚 花 园 框 支 剪 力 墙 2006 , 36 ( 6 ) : 2427. 结构体系设计研究[J]. 建筑结构, [ 4 ] 贾锋 . 常熟华府世家箱 形 转 换 层 结 构 设 计[J]. 建 筑 结 2007 , 37 ( 8 ) : 2022. 构, [ 5 ] GB 50011 — 2010 建筑抗震设计规范[S]. 北京: 中国建 2010. 筑工业出版社, [ 6 ] DBJ / T 1546 — 2005 广 东 省 实 施《高 层 建 筑 混 凝 土 结 ( JGJ 3 — 2002 ) 补 充 规 定[S]. 北 京: 中 国 构技术规程 》 2005. 建筑工业出版社, [ 7 ] DGJ 089 — 2003 建筑抗震设计 规 程[S]. 上 海: 上 海 市 2010. 建筑建材业市场管理总站, [ 8 ] GB 50010 — 2002 混凝土结构设计规范[S]. 北京: 中国 2002. 建筑工业出版社, [ 9 ] SL 191 — 2008 水工混凝土结构设计规 范[S]. 北 京: 中 2009. 国水利水电出版社,

连接示意见图 4 ; 2 ) 为 了 增 加 隔 震 层 的 刚 度 和 隔 震 支座的稳定 性, 在 支 座 下 适 当 位 置 增 设 连 系 梁; 3 ) 在建筑物周围设置隔震沟, 楼电梯结构上下脱开, 为 结构在地震作用下 预 留 变 形 空 间, 隔震沟示意见图 5 ; 4 ) 要求设备管道穿过隔震层时, 采用柔性连接 。 7 结语 工程在上部结 构 与 基 础 之 间 设 置 隔 震 层, 通过 合理选择和布置橡胶( 铅 芯) 隔 震 支 座, 有效地减小 了建筑物的水平地震作用, 达到了预期的设计目标 。 本工程作为抗震救灾项目, 取得了一定的社会效益 。
参 考 文 献

[ 1 ] GB 50011 — 2001 建 筑 抗 震 设 计 规 范[S]. 2008 年 版 . 2008. 北京: 中国建筑工业出版社, [ 2 ] 党育, 杜 永 峰, 李 慧. 基 础 隔 震 结 构 设 计 及 施 工 指 南 [M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2007. [ 3 ] 孙相峰, 潘 文. 叠 层 橡 胶 垫 基 础 隔 震 建 筑 结 构 设 计 方 2007 , 23 ( 4 ) : 3942. 法与应用[J]. 世界地震工程, [ 4 ] 孙相峰, 潘 文 . 多 层 隔 震 结 构 两 阶 段 设 计 方 法[J]. 世 图5 隔震沟示意图 2008 , 24 ( 3 ) : 2528. 界地震工程,

第 43 卷 第 1 期 2013 年 1 月上

建 筑 结 构 Building Structure

Vol. 43 No. 1 Jan. 2013

重庆江北嘴金融城 2 号结构设计
1 1 2 2 黄 嘉 , 汤启明 , 严 亮 , 赵 军

( 1 重庆市设计院, 重庆 400015 ; 2 重庆市江北嘴置业有限公司, 重庆 400024 )
[摘要] 重庆江北嘴金融城 2 号项目结构体系较复杂, 设计难点较多 。 对该项目结构设计过程中的若 干 问 题 进 行 了总结和阐述, 比如超长地下室的楼板温度应力分析及针对性设计措施; 抗震性能 分 析 与 设 计; 大 跨 度 钢 结 构 连 廊 的结构设计; 大跨度钢结构连廊的舒 适 度 分 析 和 TMD 减 振 设 计; 支 撑 连 廊 的 钢 骨 混 凝 土 大 悬 挑 结 构 的 分 析 与 设 针对以上难点采取了相应的措施, 既满足了结构安全, 也达到了建筑效果要求 。 计 。 设计中, [关键词] 超长地下室; 性能化设计; 钢筋混凝土; 舒适度; TMD 中图分类号: TU318. 2 文献标识码: A 848X ( 2013 ) 01001705 文章编号: 1002-

Structure design on Chongqing Financial Center No. 2 Huang Jia 1 ,Tang Qiming 1 ,Yan Liang 2 ,Zhao Jun 2
( 1 Chongqing Institute of Architectural Design ,Chongqing 400015 ,China ; 2 Chongqing Jiangbeizui Real-estate Co. ,Ltd. ,Chongqing 400024 ,China ) Abstract : The structural system of Chongqing Financial Center No. 2 is complex ,so the design is difficult. A number of issues during the process of structural design for this project were summarized and expatiated ,as follows : the stress analysis of floor temperature for the super-long basement and related design measures , the analysis and design of seismic performance ,the structural design of large-span steel corridor ,the analysis of comfort level and the TMD damping design about the large-span steel corridor , the analysis and design of the big cantilever structure which was steel reinforced concrete and used to support the corridor. The measures for above mentioned difficulties were carried out during the design , and the results showed that the structure system not only met the requirements of the structural safety ,but also reached the performance requirements of the building. Keywords : super-long basement ; performance-based design ; reinforced concrete ; comfort level ; TMD

1

工程概况 重庆江北嘴金融城 2 号项目( 图 1 ) 地处重庆两

江新区 核 心 区 域, 位于重庆市江北嘴中央商务区 A03 地块, 建成后将成为重庆市的标志性建筑之一 。 该项目功能为办公 和 商 业 综 合 体, 总建筑规模约为 260 000m 2 , 包含 3 栋办公塔楼( 1# ~ 3# 楼, 结构高度 183. 8 , 142. 7m ) 和 1 栋 多 层 商 业 楼 分别 为 126. 5 , ( 4# 楼, 4 栋楼之间通过 5 座连 结构高度为 38. 5m ) , 。 廊互相连通 2 结构体系 A03 地 块 东 高 西 低 、 北 高 南 低, 地下室顶板在 各侧基本与 周 边 自 然 地 面 标 高 接 平, 结构的嵌固层 取在 与 地 块 最 低 点 ( 西 南 角) 接 平 的 地 下 层 1 的 地 即 黄 海 高 程 247. 0m 。 面, 嵌固 层 以 下 有 3 层 地 下 1 #, 2 #楼 室 。 嵌固层以上, 在下 部 有 两 层 裙 房 相 连, 形成 双 塔 结 构; 3 # 楼 因 下
图1 建筑效果图 图2 嵌固层以上结 图3 1# ~ 3# 塔楼典型 结构平面图 构体系示意图

沉广场的存在, 在嵌 固 层 以 上 自 然 与 周 边 结 构 脱 开 为单独塔楼结构; 4 # 楼 通 过 设 置 双 柱 与 周 边 裙 楼 结 3, 构脱开, 形成单独塔楼结构 。 各 塔 楼 之 间 在 层 2 , 5 有 钢 结 构 连 廊 相 互 连 接, 钢连廊与塔楼之间采用 滑动连接 方 式, 并 设 置 限 位 措 施 以 避 免 过 大 位 移。 嵌固层以上结构体 系 示 意 图 及 1 # ~ 3 # 塔 楼 典 型 楼 3。 层结构布置见图 2 , 各塔楼核心 筒 墙 体 厚 度 从 底 层 的 600mm 逐 渐 减薄至 300mm , 混凝土强度等级 从 下 至 上 由 C50 逐
Email : 作者简介: 黄 嘉, 硕 士, 高 级 工 程 师, 一 级 注 册 结 构 工 程 师, huangjia@ vip. 163. com 。

18









2013 年

渐降至 C30 ; 柱 截 面 从 底 层 的 1 400 × 1 400 逐 渐 内 收至顶层的 700 × 700 , 混凝土强度从 C60 逐渐 降 至 C30 。 各部分结构体系及抗震等级见表 1 。
各楼结构体系及抗震等级
楼号 1 #楼 2 #楼 3 #楼 4 #楼 高度 类别 A 级高层 B 级高层 A 级高层 A 级高层 结构体系 框架 -剪力墙 框架 -核心筒 框架 -核心筒 框架 框架抗 震等级 三级 二级 三级 三级

近; 降温时, 楼板 最 大 应 力 约 为 3. 84MPa , 高应力区 主要集中在地块东南角以及 1# ~ 3# 塔楼筒体附近 。 根据分析 结 果, 采 取 如 下 有 针 对 性 的 措 施: 1 ) 在 1# ~ 3# 塔楼的核心筒周边和地下 室 东 南 角 区 域, 最小配筋率 加 大 为 0. 3% , 并尽量采用细而密的通 并推迟 长配筋形式; 2 ) 后 浇 带 设 置 距 离 适 当 加 密, 后浇时间; 3 ) 优 化 混 凝 土 配 合 比 设 计, 加入适量添 加剂, 控制水灰比 、 砂率 、 水泥用量及塌落度等指标 。 4 抗震性能分析与设计 项目 所 在 地 的 抗 震 设 防 烈 度 为 6 度, 基本地震 加速度为 0. 05 g , 设计地震分 组 为 第 一 组, 场地类别 为 Ⅱ 类, 项目抗震设防类别为标准设防类 。 4. 1 结构超限情况及性能设计目标 根据各栋结构 平 面 、 竖向布置及规则性判断可 各栋楼结构平 面 及 竖 向 规 则, 平 面 无 局 部 凹 凸, 知, 沿竖向无结构转换 及 大 的 刚 度 突 变, 竖向抗侧力构 件上下连续贯通, 刚度和承载力分布均匀, 楼盖系统 无大开洞 。 结构仅在 如 下 两 点 存 在 超 限 的 情 况: 1 ) 2# 楼高度超限; 2 ) 1# , 2# 楼为双塔连体结构 。 针对本结构的 具 体 情 况 及 各 构 件 的 重 要 性, 抗 震设计在满足国家 和 地 方 规 范 的 基 础 上, 根据性能 化抗震设计理念进 行 设 计, 并采取表 2 的抗震设计 性能目标 。 4. 2 小震弹性分析 重庆市地震工程 研 究 所 提 供 的 安 评 报 告 和《建 ( GB 50011 —2010 ) ( 简 称 抗 震 规 筑抗震设计规 范 》 多遇地震影响系 范) 给出的地 震 参 数 如 表 3 所 示, 数曲线如图 5 所示 。 计算结果表明,根据安评报告反应谱曲线计算

表1
剪力墙 抗震等级 三级 二级 二级

连廊结构形式

带钢拉杆的钢桁架结构体系 与两侧塔楼结构滑动连接

3

超长地下室分析与设计 地下室东西向长约 140m 、 南北向长约 120m , 远

超过规范规定的须设置温度收缩缝的距离要求 。 为 了分析温 度 应 力 对 超 长 结 构 的 影 响, 采 用 MIDAS / Gen 软件, 建立有限元模型进行分析 。 模型中, 各构件的尺寸按实际情况输入, 空心楼 板面内厚度 ( 面 内 抗 剪 、 抗 拉 压 ) 为 100mm , 楼板面 混凝土等级按实际情 外厚度( 面外抗弯) 为 400mm , 况输入 。 混凝土的 线 膨 胀 系 数 为 1. 0 × 10
-5

/℃ , 楼

板的弹性模量按 0. 5 的 系 数 折 减, 梁的弹性模量按 0. 8 的系数 折 减 。 约 束 情 况: 在 柱 底 及 墙 底 施 加 固 定约束, 升温时, 在地下室外 墙 上 施 加 1MPa 的 水 平 降温时, 地下室外墙不施加侧向约束 。 根 侧向约束, 据重庆各季节温度统计数据及地下室实际使用的温 确 定 采 用 ± 15℃ 的 温 差 进 行 计 算 。 计 算 结 度范 围, 果见图 4 。 由分 析 结 果 可 见: 升 温 时, 楼板最大应力约为 2. 70MPa , 高应 力 区 主 要 集 中 在 1 # ~ 3 # 塔 楼 筒 体 附

图4

各工况下楼板应力图 / kPa

第 43 卷 第 1 期


抗震设计性能目标

嘉, 等 . 重庆江北嘴金融城 2 号结构设计
表2
罕遇烈度 ( 大震) 无倒塌 1 /100 允许进入塑性, 破坏程度轻微 允许进入塑性, 破坏程度可控 允许进入塑性, 破坏程度轻微 允许进入塑性, 破坏程度可控

19

下的工作性能, 对最高的 2 # 楼进行静 力 和 动 力 弹 塑 性分析 。 `
计算程序 总质量 / t T1 周期 / s T2 T3 扭转周期比 T t / T 1 底层剪力 / kN ( 剪重比 / % ) 地震倾覆 弯矩 / kN·m 最大层间 位移角 X向 Y向 X向 Y向 X风 Y风 X 地震 Y 地震

抗震烈度 ( 参考级别) 性能水平定性描述 层间位移角限值 核心筒墙肢 核心筒连梁 外框柱 外框梁 连廊

众值烈度 ( 小震) 不损坏 1# , 3 # 楼 1 /800 2 # 楼 1 /668 规范设计 要求, 弹性 规范设计 要求, 弹性 规范设计 要求, 弹性 规范设计 要求, 弹性

设防烈度 ( 中震) 可修复损坏 — 基本弹性 允许进入塑性 弹性 允许进入塑性

2# 楼小震弹性计算结果
SATWE 136 532 4. 51 ( Y 向平动) 3. 46 ( X 向平动) 2. 41 ( 扭转) 0. 53 9 323 ( 0. 68 ) 9 128 ( 0. 67 ) 1 010 815 923 093 1 /3 320 1 /1 408 1 /3 026 1 /2 031 MIDAS / Gen 135 865

表4

4. 63 ( Y 向平动) 3. 47 ( X 向平动) 2. 56 ( 扭转) 0. 55 8 815 ( 0. 65 ) 8 841 ( 0. 65 ) 955 612 867 664 1 /2 867 1 /1 265 1 /3 071 1 /1 955

构 件 性 能

在罕遇地震作用下不滑脱

安评报告及抗震规范地震参数
参数 峰值加速度 / g α max Tg / s 抗震规范( 6 度) 小震 0. 018 0. 04 0. 35 中震 0. 05 0. 12 0. 35 大震 0. 1 0. 28 0. 40 小震 0. 014 0. 037 0. 40 安评报告 中震 0. 044 0. 118 0. 45

表3
大震 0. 077 0. 208 0. 45

( 1 ) 静力弹塑性分析 1] , [ 2]的 建 议, 采用第 1 阶振型的楼 根据文[ 层地震力 分 布 模 式 作 为 侧 推 荷 载 模 式 。 2 # 楼 的 Y 向弱于 X 向,图 6 给出沿 Y 向的静力弹塑性分析结 圆点即 为 罕 遇 地 震 下 结 构 工 作 状 态 的 果 。 图 6 中, 对应点, 罕遇地震性 能 控 制 点 所 对 应 的 结 构 顶 点 位 移为 397mm , 此时 结 构 基 底 剪 力 约 为 31 886kN , 最 大层间位移角出现在层 29 , 为 1 /350 , 小于规范规定 的 1 /100 的层间位移角限值 。

图5

安评及规范多遇地震影响系数曲线比较

的结构底部剪力比 按 抗 震 规 范 计 算 的 小, 因此采用 抗震规范反应谱曲线进行设计 。 小震弹性 反 应 谱 分 析 采 用 SATWE 和 MIDAS / Gen 两种程序进行对比分析 。 表 4 列出最高的 2# 楼 整体性能指标满足规 的计算结果 。 分析 结 果 显 示, 范要求 。 采用 MIDAS / Gen 进行弹性时程分析, 其分析的 结构底层剪 力 最 小 值 与 反 应 谱 底 层 剪 力 之 比 为: X Y 向 0. 72 , 向 0. 73 , 大于振型分解反应谱法的 65% ; 3 条地震波( 3 条波由安 评 报 告 给 出, 编 号 为 USER1 ~ USER3 ) 的底层剪 力 平 均 值 与 反 应 谱 底 层 剪 力 之 Y 向 0. 99 , 大于振型分解反应谱法 比为: X 向 1. 05 , 的 80% 。 4. 3 弹塑性分析 结构在较大的地震作用下某些部位会发生屈服 甚至破坏而退出工 作, 从而结构的工作状态会从弹 性过渡到弹塑性, 随着塑性的发生和发展, 结构的反 应性能会发生改变 。 为了研究结构在罕遇地震作用
图6 Y 向静力弹塑性分析曲线( 罕遇地震性能控制点)

在推 覆 过 程 中, 当 顶 点 位 移 达 到 217mm ( 约 相 当于中震的 水 平 ) 时, 在结构一些楼层的剪力墙连 梁和少数框架 梁 上 出 现 了 一 批 塑 性 铰, 见 图 7 ( a) , 出铰单元比例为 0. 4% ; 随 着 侧 推 的 继 续, 剪力墙和 柱上开始出现塑性 铰, 剪力墙连梁和框架梁上的塑 性铰数量逐渐增多; 当达到罕遇地震性能控制点时, 在几乎所有楼层的剪力墙连梁和框架梁上都出现了 塑性铰, 在下部几层的剪力墙上出现了一些塑性铰, 见图 7 ( b ) , 部分 塑 性 铰 的 出 铰 程 度 已 经 比 较 深, 出 铰单元比例为 2. 4% 。 ( 2 ) 动力弹塑性分析 选用 MIDAS-Building 软 件 对 结 构 进 行 弹 塑 性 动力时程分析 。 地震波按安评报告提供的大震地震

20 波输入 。 图 8 为 沿 结 构 刚 度较弱的 Y 向进行动 力 弹 塑性时程分析的结果 。 结 果 表 明, 罕遇地震 作 用 下, 结构的最大响应 出现 在 7. 88s , 此 时, 结构 顶 点 位 移 为 353mm , 结构 基 底 剪 力 约 为 28 563kN 。 由图 8 ( a ) 可 见, 最大层间 为 位 移 角 出 现 在 层 25 , 1 /420 , 小于 规 范 规 定 的 层 间位移角限值 1 /100 。 大 震 作 用 下, 核心筒
图7 中震及大









2013 年

连廊的结构设计 、 与两侧塔楼的连接节点设计及舒 适度分析与 TMD 设计 。 5. 1 连廊的结构设计 2 号连廊为双层, 宽 度 7. 5m , 跨 度 45. 8m , 总高 4# 号楼的层 2 , 3 。 弦杆采用 H 形截 度 12m , 连接 2# , 面, 竖腹杆 采 用 箱 形 截 面, 间 距 为 3m ( 连 廊 玻 璃 幕 墙的板块宽度为 750mm , 竖腹杆间距为玻璃板块宽 度的 4 倍) , 为 尽 量 减 小 斜 杆 尺 寸, 斜杆采用钢拉 杆 。 该连廊的结构简图如图 9 所示 。

震塑性铰分布 图9 钢连廊结构简图

与筒体相连的 剪力墙洞口连梁普 遍 进 入 塑 性 阶 段, 部分框架梁出现塑 性 铰, 少数剪力墙及框架柱进入 塑性 。 剪力墙进入塑性的部位主要 处 于 底 部 层 1 ~ 5 及层 8 ~ 13 筒 体 收 进 抬 柱 子 的 区 域 。 结构整体和 ( c) 。 筒体的出铰见图 8 ( b ) ,

经计算, 在恒荷载 + 活荷载标准值作用下, 连廊 跨中 的 竖 向 挠 度 为 70mm , 为 跨 度 的 1 /654 , 满足规 范 1 /400 的要求, 上弦端部 水 平 变 形 为 11mm ( 变 形 下弦端部水平变形为 9mm ( 变形 方向为向内缩短) , 方向为向外伸长 ) 。 连 廊 在 各 荷 载 组 合 设 计 值 作 用 下的最大应力比为 0. 90 。 2 号连廊采 用 高 强 度 钢 拉 杆 作 为 斜 腹 杆, 钢拉 杆采用 Q460 钢 材, 为 两 端 双 耳 板 的 UU 型 钢 拉 杆, 这样既能最大程度 地 满 足 建 筑 效 果 的 要 求, 同时也 能完全符合斜腹杆端头铰接连接的力学模型 。 典型 的钢拉杆端头连接节点如图 10 所示 。

图8

Y 向大震作用下层间位移角及出铰图

从上述静力弹塑性和动力弹塑性时程分析的结 果来看, 本工程的主 要 抗 侧 力 构 件 塑 性 发 育 程 度 有 限, 能够满足中震 、 大震作用下的构件设计抗震性能 目标的要求 。 且大震作用下的最大层间位移角满足 规范要求并有一定 富 余, 能 够 满 足“中 震 可 修 、 大震 不倒 ” 的抗震设防 目 标 。 对 于 罕 遇 地 震 作 用 下 塑 性 发育较充分的墙体 ( 如: 底 部 层 1 ~ 5 及 层 8 ~ 13 筒 体收进抬柱子的区 域 ) , 需采取增大墙体配 筋 率、 加 强边缘构件等措施 进 行 加 强, 以保证在较大地震作 用下的工作性能 。 5 大跨度连廊及 TMD 设计 各塔楼之间有连廊相互 连 接 。 4 栋 塔 楼 之 间 共 有 5 座连廊, 均采用带钢拉杆的钢桁架结构形式, 连 2 廊与两侧塔楼采用滑动连接的 方 式 。 5 座 连 廊 中, 号连廊跨度最大, 为 45. 8m 。 以 2 号连廊为例, 阐述
图 10 钢拉杆端头典型节点图

5. 2 连廊端头节点设计 在风荷载 、 温度变化及地震作用下, 连廊两侧的 塔楼会发生相对位 移, 为了使连廊两侧的塔楼能相 互独立地产生水平 位 移 而 不 互 相 影 响, 连廊与塔楼 之间采用滑动支座 进 行 连 接, 该支座只提供竖向和 释放 顺 桥 向 及 3 个 转 动 自 由 度 的 位 横桥向的约束, 移 。2 号连廊在两端共采 用 了 12 个 滑 动 支 座, 滑动 支座 的 型 号 为 QZ1500ZX e100 θ0. 02 , 该支座能提 供的最大竖 向 支 承 力 为 1 500kN , 能允许的最大转 动位 移 为 0. 02rad , 能允许的最大顺桥向位移为 100mm ( 连 廊 在 温 度 作 用 下 的 最 大 水 平 变 形 为

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嘉, 等 . 重庆江北嘴金融城 2 号结构设计

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13mm , 两侧塔楼在风荷载作用下的最大相对位移为 23mm , 在罕遇地震作用下的最大相对位移为 79mm , 故取三者中的最大值作为支座位移允许量的 控制值) 。 同时, 抗震 规 范 6. 1. 4 条 规 定, 防震 缝的 最 小 值 不 得 小 于 100mm , 故连廊端头与 塔楼混凝 土 结 构 之 间 留 设100mm 的 防 震 缝 。 典 型的支座节点见图 11 。
图 11 连廊典型支座节点图 图 12 安装 TMD 前后连廊跨中节点振动加速度响应

5. 3 连廊舒适度分析及 TMD 设计 2 号连廊属 于 大 跨 度 人 行 天 桥 类 结 构, 除控制 很重要的一个方面是分析 结构的强度和刚度 以 外, 《高 层 建 筑 结构的振 动 舒 适 度 。 对 于 舒 适 度 问 题, ( JGJ 3 —2010 ) [3] ( 简 称 高 混凝 土 结 构 技 术 规 程 》 规) 规定如下: “楼盖结 构 应 具 有 适 宜 的 舒 适 度 。 楼 , 盖结构的竖向振动频率不宜小于 3Hz ” 竖向振动加 速度峰值不应超过相应限值 。 人对竖向振动的反应 是一个很复杂的现 象, 它与楼盖振动的大小和持续 人所处环境 、 人自身的活动状态以及人的心理 时间 、 反应都有关系 。 单纯控制结构竖向振动的频率并不 能保证人行舒适度 。 国外比较通行的方法是用振动 的峰值加速度来衡量楼盖振动对人的影响 。 表 5 提 供了一般民用建筑设计时采用的楼盖振动加速度限 应采用室内天桥的振动要求, 加速 值 。 对 2 号连廊, 度限值取 0. 015 g 。
楼盖振动加速度限值
人所处 环境 楼盖振动加 速度限值 / g 办公 、 住 宅、 教堂 0. 005 商场 0. 015 室内 天桥 0. 015 室外 天桥 0. 05

3 ~ 5 的悬挑结构上, 悬挑 梁 挑 出 长 度 为 5m , 在端部 和根部分别承受连廊 传 来 的 集 中 力 1 500kN 。 为 保 证悬挑梁的承载力和刚度, 采用钢骨混凝土梁, 梁高 为 2. 4m 或 2. 1m , 同 时 在 各 层 悬 挑 梁 间 设 置 立 柱, 将各层悬挑梁协调为一个整体, 增强结构的赘余度 。

图 13 表5
仅有节奏 性运动 0. 04 ~ 0. 07

支承钢连廊的悬挑结构示意图

如图 11 所示, 连廊支座是放置于悬挑梁侧的 挑 耳上的, 连廊传来的 集 中 力 会 造 成 悬 挑 梁 承 受 较 大 的扭矩, 因 此, 悬挑梁处于一个弯剪扭综合受力状 态 。 为详细分析该悬挑梁受力, 采用 MIDAS / Gen 程 序建立有限元模 型 。 计 算 结 果 显 示, 悬挑梁根部的 ·m , 剪力 V = 2 610kN , 沿悬挑梁全 弯矩 M = 9 422kN ·m 。 长较均匀地分布扭矩 T = 1 199kN 按弯剪扭构件 计算悬挑梁根部配筋为: 上 皮 纵 筋 采 用 24 ? 28 , 箍 筋 采 用 ? 18 @ 100 ( 4 ) , 钢骨采用焊接 H 型钢 H1 700 × 300 × 20 × 20 , 悬 挑 梁 截 面 配 筋 见 图 14 。 为约束悬挑梁在集 中 力 作 用 下 的 扭 转, 与悬挑梁垂

2 号连廊虽然满足强度和刚度的要求, 但其第 1 阶竖 向 振 动 频 率 为 2. 4Hz , 尚不能满足高规中对于 天桥频率的要求 。 对 2 号 连 廊 进 行 振 动 激 励 分 析, 按 0. 5 人 / m 进行加载, 考虑每层有 13 人同步行走, 即考虑连廊每层将 有 13 个 人 以 2. 4Hz 的 频 率 在 靠 连 近连廊中部位置 原 地 同 步 行 走 。 在 这 种 激 励 下, 廊跨中位置 的 振 动 加 速 度 最 大 达 到 了 0. 08 g , 远不 能满足舒适度要求 。 通过在连廊上中下层的跨中部 总质 位分别设置 3 个 TMD 装 置 ( 质 量 调 谐 阻 尼 器, 量 12t ) , 设置 TMD 装置后跨中部位的最大加速度响 应降低为 0. 014 3 g , 满足室内天桥 0. 015 g 的加速度 减振效率在 50% 以上, 如图 12 所示 。 限值要求, 6 大悬挑结构分析与设计 2 号大跨度钢连廊支承于 4# 楼层 如图 13 所示,
2

图 14

支承连廊的悬挑梁配筋示意图

( 下转第 99 页)

第 43 卷 第 1 期

方云飞, 等 . 单桩水平承载力计算方法研究与工程实例分析

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图8

H 与 Y0 , Δ Y 0 / Δ H 关系曲线( 工程二)

图9

m-R ha 关系曲线图( 工程二)

C45 , h = 钢 筋 强 度 等 级 HRB335 , ρ g = 1. 092% , 40. 0m 。 因为 ρ g > 0. 65% , 采用式( 2 ) 进行单桩水平 并 按 桩 顶 固 接、 铰接( 或自由) 承载力特征 值 计 算, 分别计算桩顶( 身 ) 最 大 弯 矩 系 数 ν M 和 桩 顶 水 平 位 m 值取值范围为 0 ~ 10MN / m , 移系数 ν x , 混凝土保 护层厚度为 70mm 。 计算结果见图 9 和表 5 。 根据图 9 , 桩顶下 h m = 2 ( d + 1 ) = 5. 0m 范 围 内 为填土 、 生 活 垃 圾 组 成 的 杂 填 土, 根据桩基规范表 5. 7. 5 : 松 散 、 稍 密 填 土 m 取 值 范 围 6 ~ 14MN / m 。 由表 5 可知, 此工程 m 取值 1. 8MN / m 较为合适, 更 趋近于淤泥质土的 取 值 ( 淤 泥 质 土 m 取 值 范 围 2. 5 ~ 6MN / m ) , 这正与本 工 程 杂 填 土 含 有 腐 殖 土 和 生 活垃圾 、 土层力学性质较差相吻合 。 同时亦可见, 桩顶固接情况下的单桩水平承载 m 取值时需适 力特征值计算公式 相 对 偏 于 不 安 全, 宜按偏下限或下限合理取值 。 当保守, ( 上接第 21 页) 直相交的次梁在端部加腋 。 7 结语 本工程为复杂 高 层 建 筑 结 构, 通过合理的结构 布置和详细的计算 分 析, 并采用基于性能的设计方 法进行分 析 和 论 证, 使 结 构 具 有 必 要 的 抗 震 能 力。 同时, 针对本工程 的 特 殊 性, 对 大 跨 度 钢 连 廊 结 构、 超长地下室结构 、 钢骨混凝土悬挑结构进行了详细 分析, 根据分析结果采取了有效的设计措施, 并在大 跨度连廊中 采 用 TMD 减 振 措 施 保 证 其 舒 适 度 。 可 为类似的工程提供参考 。
参 考 文 献 [ 1 ] 熊向阳, 戚震 华 . 侧 向 荷 载 分 布 方 式 对 静 力 弹 塑 性 分 13. 析结果的影响[J]. 建筑科学,2001 ( 5 ) : 8[ 2 ] 杨溥 . 基于位 移 的 结 构 地 震 反 应 分 析 方 法 研 究[D]. 1999. 重庆: 重庆建筑大学, [ 3 ] JGJ 3 — 2010 高层 建 筑 混 凝 土 结 构 技 术 规 程[S]. 北 2011. 京: 中国建筑工业出版社,
4 4 4 4

4

结论 ( 1 ) 桩顶固接且桩身配筋率大于 0. 65% 的情况

比其他三种组合情况下的单桩水平承载力特征值计 为其他 三 种 组 合 情 况 下 计 算 值 的 3 倍 算值均要大, 左右, 可见 桩 顶 固 接 、 桩 身 配 筋 率 大 于 0. 65% 对 于 桩基水平承载力较为有利 。 ( 2 ) m, d, h 及混凝土强度等级等计算参数的 ρg , 取值大小对桩基水平承载力的计算结果均有直接影 其中 m 值对计算结果影响很大, 取值尤需慎重 。 响, ( 3 ) 桩顶铰 接 ( 或 自 由 ) 情 况 下, 桩基规范采用 的单桩水平承载力 特 征 值 计 算 公 式 相 对 适 中, 计算 m 值宜 时应综合考虑 h m 范围内土层性状及其 厚 度, 按中值合理取值; 桩顶固接情况下, 该计算公式相对 m 值宜按偏下限或下限合理取值 。 偏于不安全, ( 4 ) 本文 分 析 结 果 对 预 制 桩 、 钢桩等桩型的桩 基水平承载力计算亦有借鉴意义 。 ( 上接第 102 页) 6 结论 ( 1 ) 全夯桩承载力 较 高, 桩 身 质 量 良 好, 不仅可 以在多层和小高层建筑中广泛应用, 也可以在 20 层 以上的高层建筑中使用 。 ( 2 ) 与嵌岩桩相比, 全 夯 桩 基 础 造 价 低, 可节约 基础总造 价 30% 左 右, 并可以大幅度缩短施工周 取得了较好的经 期 。 本工程用全夯 桩 替 代 嵌 岩 桩, 济效益 。 ( 3) 在 南 昌 地 区 土 层 中 广 泛 分 布 有 较 厚 的 粗 砂、 砾砂层, 可作为全夯桩理想的稳定持力层 。 随着 南昌出现了许多 20 层以上的高层 城市建设的发展, 住宅, 能否在这些高 层 建 筑 基 础 中 较 大 范 围 地 使 用 全夯桩以达到节约基础造价 、 缩短工期 、 减少资源消 耗的目的, 还有待于更多的工程实践的验证 。
参 考 文 献 [ 1 ] 席宁中, 刘金砺, 张春生 . 扩底桩的侧阻松弛削 弱 效 应 [J]. 土木工程学报, 2007 , 40 ( S1 ) : 179183.

第 43 卷 第 1 期 2013 年 1 月上

建 筑 结 构 Building Structure

Vol. 43 No. 1 Jan. 2013

烟台阳光 100 城市广场结构设计
1 1 1 2 胡海涛 , 张吉明 , 丁新海 , 罗铁生

( 1 青岛腾远设计事务所有限公司,青岛 266071 ; 2 阳光 100 置业集团,北京 100026 )
[摘要] 烟台阳光 100 城市广场一期工程由 3 栋塔楼及商业裙房组成, 因建筑立面 、 功能以及 施 工 等 多 方 面 因 素, 设计中存在诸多难点 。 结构设计时从概念设计出发, 进 行 了 整 体 弹 性 分 析、 反 应 谱 分 析、 弹 性 动 力 时 程 分 析、 静力 弹塑性分析以及重要构件的中震弹性分析 。 根据计算结果, 采取了相应的抗震加强措施 。 [关键词] 结构设计; 弹性动力时程分析; 静力弹塑性分析; 中震弹性分析 中图分类号: TU375 文献标识码: A 848X ( 2013 ) 01002205 文章编号: 1002-

Structural design of the Sunshine100 urban plaza in Yantai Hu Haitao 1 ,Zhang Jiming 1 ,Ding Xinhai 1 ,Luo Tiesheng 2
( 1 QingDao Tengyuan Design Institute Co. ,Ltd. ,Qingdao 266071 ,China ; 2 Sunshine100 Co. ,Ltd. ,Beijing 100026 ,China ) Abstract : The Sunshine100 urban plaza in Yantai is composed by three towers and attached retail podiums. Because of the building facade , function , construction and relevant issues , there were many difficulties during design progress. In alignment with the concept design ,the structural design of this project covers the overall elastic analysis ,response spectrum analysis ,elastic dynamic time-history analysis ,Pushover analysis and the elastic analysis under medium earthquake for important components. Seismic measures were applied correspondingly based on the calculation results. Keywords : structural design ; elastic time-history analysis ; Pushover analysis ; elastic analysis under medium earthquake

1

工程概况 烟台阳光 100 城 市 广 场 项 目 位 于 烟 台 市 芝 罘

区, 西邻海港路, 北 接 北 马 路, 为烟台市商业的黄金 地段, 地理位置优越 。 一期工 程 地 下 共 3 层, 地下 1 3 层为人防区兼地下车库; 地上裙 层为商业, 地下 2 , 房 5 层, 主 要 为 商 业, 沿街布置 3 个塔楼( 图 1) , 其 中 T1 塔楼地上 31 层, 总高度 129. 0m , 框 架 -核 心 筒 S2 塔 楼 地 上 29 层, 结构; S1 , 总 高 度 99. 45m , 框 架2 核心筒结构 。 工 程 总 建 筑 面 积 约 22 万 m , 其中地

图2

总平面图

下建筑面积约 5. 6 万 m 。

2

的连廊两 端 设 计 为 滑 动 铰 支 座, 地 下 室 连 为 一 体。
2 每个结构单 元 的 营 业 面 积 均 小 于 7 000 m ,人 数 少

于5 000 人, 抗震设防类别丙类 。 工程建筑结构 安 全 等 级 二 级, 地基基础设计等 级甲级, 桩基安全等级一级, 设计使用年限 50 年, 抗 设计地震分组第一组, 设计基本地 震设防烈度 7 度, 震加速度 0. 10 g , 建筑场地类 别 Ⅱ 类, 场地特征周期 0. 35s , 100 年 重 现 期 基 本 风 地面粗糙 度 类 别 B 类,
2 压 0. 60kN / m 。 塔楼框 架 抗 震 等 级 二 级, 核心筒抗

震等级二级 。 设计依据规范主要为 2000 系列规范 。 2
图1 建筑效果图

地基基础设计 根据地质勘察报告, 拟建场区地形平坦, 表层为

2. 1 地质条件 人工杂填土, 其 下 依 次 为 细 砂、 粉 砂、 粉 质 黏 土、 砾
Email : hht9 @ sina. com 。 作者简介: 胡海涛, 教授, 总工程师,

工程南北 向 长 约 240m , 东 西 向 长 约 110m 。 结 合步行通道, 采用 3 条 结 构 缝 自 地 下 室 顶 将 整 个 结 构平面划分为 5 个独立的结构单元( 图 2 ) 。 裙房间

第 43 卷 第 1 期

胡海涛, 等 . 烟台阳光 100 城市广场结构设计

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砂、 粉质黏土和基 岩 。 各 土 层 分 布 及 物 理 力 学 性 质 共 分 两 层。上 层 为 细 砂、 见表 1 。 场区地下水丰富, 粉砂层中 的 孔 隙 潜 水, 下 层 为 砾 砂 层 中 的 承 压 水。 地下水对混凝土具 弱 腐 蚀 性, 干湿交替情况下对钢 筋混凝土结构中的钢筋具中等腐蚀性 。 抗浮设计水 头 13. 40m 。
土层分布及主要力学指标
土层编号 ⑥ 砾砂 ⑦ 粉质黏土 ⑧ 全风化云母片岩 ⑨ 强风化云母片岩 ⑩ 中风化云母片岩 层厚 / m 0. 4 ~ 3. 9 0. 8 ~ 7. 0 3. 3 ~ 12. 5 1. 5 ~ 12. 0 未钻透 f ak / kPa E s / MPa q s ik / kPa 270 260 240 350 1 100 22. 0 10. 74 20 30 30 60 48 62 120 130 2 800 4 600

表1
q pk / kPa

2. 2 基础设计 2. 2. 1 裙房基础设计 裙房部分持力层 为 第 ⑦ 层 粉 质 黏 土 层, 采用梁 板式筏基, 其中筏板厚 600mm , 肋梁高 1 000 mm 。 因 冲切 及 锚 杆 锚 固 需 要, 柱 下 设 置 1 000 mm 高 柱 墩 。 采用 SAFE 软件进行计算分析 。 2. 2. 2 塔楼基础设计 塔楼基础采用人工挖孔桩, 外框架单柱单桩, 核 心筒采用桩筏基础, 桩径 800 ~ 2 700mm 。 柱间及柱 与核心筒间 设 基 础 拉 梁, 见 图 3。人 工 挖 孔 桩 单 桩 承载力高 、 施工简 单 、 施 工 质 量 容 易 控 制, 在岩层较 浅的地区应用广泛 。 南方地区超大直径人工挖孔桩 应用较多
[1]

图3

塔楼基础平面图

措施 。 综合对比抗 拔 桩 和 抗 浮 锚 杆 方 案, 因工程基 底为强风化或全风化岩石, 采用锚杆抗浮效率更高 、 造价更省, 因此工 程 采 用 锚 杆 抗 浮 。 根 据 上 部 配 重 不同, 工程共使用 了 两 种 锚 杆, 截 面、 配筋及设计承 载力见表 2 。
锚杆植筋及配筋
锚杆编号 MG1 MG2 锚杆直径 / mm 160 200 钢筋 3 ? 28 3 ? 32 460 600

, 最大桩径 3. 1 ~ 3. 5m , 桩端持力层选坚

单桩承载力40 000 ~ 60 000kN 。 硬岩石, 工程 柱 最 大 轴 力 约 56 000 kN , 对 应 桩 径 2 700 mm , 扩大 头 直 径 6 500 mm , 桩端持力层选用第⑩层 中风化云母片 岩 层, 设 计 桩 长 18m , 主 要 为 端 承 桩, 端阻力较高, 侧摩阻力 仅 占 承 载 力 的 10% 左 右 。 因 桩端持力层较好, 桩基沉降主要为桩身弹性变形及 桩 底 岩 层 弹 性 变 形。 柱 基 计 算 总 沉 降 量 约 为 12. 8mm , 核心筒下 计 算 总 沉 降 量 约 为 15. 3mm 。 裙 柱下独立基础沉降量约 房部分持力层为粉 质 黏 土, 为 25. 6mm 。 根据 主 体 竣 工 后 的 沉 降 观 测 报 告, 核 心筒 最 大 沉 降 量 11. 51mm , 框架柱最大沉降量 10. 06mm , 满足规 范 要 求 。 桩 基 检 测 包 括 单 桩 承 载 力检测 、 桩身完整 性 检 测 以 及 桩 底 岩 层 检 测 。 因 本 工程桩基主要为端 承 桩, 所以采用深层岩基载荷试 验给出实际的端阻 力 标 准 值, 进而计算复核单桩承 载力, 采用取芯法验证桩身完整性及桩底岩层情况 。 2. 2. 3 抗浮设计 抗浮设计水头 13. 4m , 裙房 工程地下水位很高, 部分结构自重不足 以 抵 抗 地 下 水 浮 力, 需采取抗浮

表2

抗拔承载力设计值 / kN

大面积施 工 前, 对 抗 浮 锚 杆 进 行 了 基 本 试 验。 MG2 各进行一 在强风化区域和全风化区域对 MG1 , 组试验, 每组 3 根锚杆 。 根据试验结果可知, 各锚杆 承载力均能达到设计要求 。 2. 2. 4 基坑支护与地下室配合施工 因基坑较深且 地 下 水 位 较 高, 基坑支护采用排 桩支护, 兼做止 水 帷 幕, 支 挡 高 度 12. 0m , 支护桩嵌 固长度约 11. 0m , 土 层 为 粉 质 黏 土。 在 基 坑 支 护 完 成后, 由于建筑功 能 改 变, 局 部 地 下 室 层 高 加 大, 导 致部分支护桩 支 挡 高 度 为 16. 0m , 支护桩嵌固长度 只有 7. 0m , 底部 埋 深 不 足 。 经 论 证, 采取结构与基 坑支护协同设计, 调整施工顺序, 利用主体预留土体

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2013 年

及结构主体提供 支 护 结 构 侧 向 支 撑 。 施 工 中, 地下 给支护桩 室外墙内侧 10m 范 围 内 预 留 4m 厚 覆 土, 提 供 约 束 。 地 下 室 侧 墙 内 侧 12. 0m 范 围 内 正 常 开 沿 底 板 外 轮 廓 每 隔 4. 0m 设 置 挖并施工基 础 底 板, 一个牛腿支座, 采用 ?529 × 10 钢管坡撑( 图 4 ) 。 坡 撑完成后将基坑周边留土挖除, 施工最下排锚杆, 待 锚杆达到设计强度 后, 基坑预留部分开挖至基底标 高, 施工剩余底板 及 侧 墙, 坡 撑 钢 管 分 两 批 次 拆 除, 第二批次坡撑穿 透 侧 墙 。 基 坑 回 填 前, 第二批次钢 洞 口 封 堵, 施 工 防 水 及 保 护 层。 管在侧墙两侧切 除, 基坑回填完成后, 对 渗 漏 点 进 行 灌 缝 处 理。 目 前 地 下室使用效果良好 。
图5 T1 塔楼标准层

芯柱等加强措施 。 斜 柱 轴 力 在 标 准 层 沿 斜 柱 直 传, 在水平楼面内不产 生 分 力, 只有框架梁端部竖向剪 力向斜柱传递时会产生水平向压力, 但数值不大, 构 件配筋适当加强即可 。 斜柱在裙房顶转换成竖直框 柱轴力在楼盖内产生较大轴力, 约 1 200 kN , 架柱时, 局部区域应力值大 于 混 凝 土 开 裂 应 力, 需配置钢筋 框架梁截面 抵抗拉应力 。 因 裙 房 屋 面 楼 板 厚 150 , 700 × 750 , 设 计 中 将 框 架 梁 通 长 钢 筋 加 大、 腰筋加 大, 相邻跨楼板双层双向配筋, 抵抗楼面拉应力 。 3. 2 S1 , S2 塔楼主体结构选型 S1 , S2 塔楼为框架 -核心筒结构, 总高度 99. 45m < 130. 0m , A 级 高 度, 高 宽 比 H / B = 2. 9 , 核心筒高 7 。 框架 宽比 H / b = 8. 6 。 主楼范围结构平面见图 6 , 柱尺寸1 300 × 1 300 向 上 逐 渐 内 收 为 900 × 900 , 混 凝土强度等级自 C60 向上逐渐降低为 C30 。 因建筑 ?轴 4 根框架柱在 1 ~ 6 层通高( 图 1) , 立面需要, 总高度约 26. 95m , 柱截面尺寸1 700 × 1 700 , 采用型 钢混凝土柱, 并按中震弹性 、 大震不屈服设计 。 为减 小跃层柱的荷载并 调 整 字 母 轴 方 向 抗 侧 刚 度, 在跃 层柱及核心筒间增设一排框架柱, 截面尺寸 1 200 × 1 200 , 6 层顶板加厚至 200 , 双 层 双 向 配 筋。为 满 足 采光要求, 标准层东西立面两侧设置较大尺寸凹槽,

图4

坡撑示意图

2. 2. 5 后浇带及防裂措施 工程地下室单 层 面 积 大, 南 北 向 长 约 240m , 东 且 底 板 下 布 置 锚 杆, 约束底板自由 西向长约 110m , 收缩, 但这容易产生裂缝 。 主楼采用桩基础, 而裙房 二者沉降差容易在底板上引起裂缝 。 采用天然地基, 因此工程采取多项措施解决不均匀沉降及结构超长 先计算沉降差, 收缩的问题 。 对于不均匀沉降问题, 然后沿主楼周围增 设 沉 降 后 浇 带, 待主楼封顶后封 闭, 消除自重引起的沉降差而产生的附加应力, 提高 配筋率, 抵抗后期 荷 载 引 起 的 附 加 应 力 。 对 于 地 下 室超长问题, 主要采取了设置多条收缩后浇带, 加大 通长钢筋配筋率, 添加粉煤灰, 加强养护措施等 。 地 下室目前使用状况良好, 未出现渗漏现象 。 3 主体结构选型及布置 T1 塔 楼 为 框 架 -核 心 筒 结 构, 总 高 度 129. 0m < 130. 0m , A 级 高 度, 高 宽 比 H / B = 4. 3 , 核心筒高宽 比 H / b = 11. 8 。 标准层 结 构 平 面 见 图 5 。 框 架 柱 尺 向上逐渐内收为 900 × 900 , 混凝土 寸1 300 × 1 300 , 强度等级自 C60 向 上 逐 渐 降 低 为 C30 。 ? ~ ? / ④
K ~○ M /? 轴及 ○ 瑏 瑡 轴 4 根 框 架 柱 自 裙 房 顶 向 上 以 3° 角

3. 1 T1 塔楼主体结构选型

角 部 框 架 柱 在 部 分 楼 层 两 层 通 高, 柱高 向内收进, 7. 6m , 按中震弹性设计, 并 采取 箍筋全 高加 密、 增设
图6 S1 , S2 塔楼 1 ~ 6 层平面图

第 43 卷 第 1 期

胡海涛, 等 . 烟台阳光 100 城市广场结构设计

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造成平面不规则, 外框架不闭合 。 经与建筑协商, 东 内 侧 设 150mm 厚 空 调 板 拉 侧凹槽处 框 架 梁 拉 通, 结, 减小洞口的尺寸 。 西侧洞口外侧框架梁断开, 内 平 面 凹 进 尺 寸 2 500 侧设 150mm 厚 空 调 板 拉 结, mm , 在凹口内角处两根框架柱升至标准层 。 标准层 南北两侧户型复杂, 为 减 少 次 梁, 采 用 大 板 方 案, 板 厚 220mm , 板内铺设管径 120mm 的 GBF 空心管 。

震波 RH3TG035 ) , 输 入 的 加 速 度 峰 值 按 照《建 筑 抗 ( GB 50011 —2001 ) ( 简称抗震规范) 取 震设计规范 》
2 为 35cm / s , 计算结果见表 5 和表 6 。

S2 塔楼主要计算结果 小震作用下 S1 ,
软件 T1 / s 周 期 T2 / s Tt / s T t / T1 位 移 角 X向 Y向 X向 Y向 风荷载 地震荷载 风荷载 地震荷载 风荷载 地震荷载 风荷载 地震荷载 SATWE 3. 085 2. 713 2. 623 0. 85 < 0. 90 1 /2 352 ( 19 层) 1 /1 462 ( 23 层) 1 /1 674 ( 11 层) 1 /1 246 ( 13 层) 1. 16 ( 6 层) 1. 26 ( 3 层) 1. 10 ( 4 层) 1. 28 ( 3 层) ETABS 3. 051 2. 689 2. 606

表4

0. 854 < 0. 90 1 /2 574 ( 18 层) 1 /1 325 ( 16 层) 1 /1 912 ( 11 层) 1 /1 079 ( 12 层) 1. 05 ( 5 层) 1. 28 ( 3 层) 1. 04 ( 4 层) 1. 23 ( 3 层)

位 移 比

T1 弹性时程分析法与振型分解反应谱法底部剪力比较 表 5
方向 底部剪力 / kN X向 Y向 X向 Y向 CQC 14 761 14 910 天然波 11 026 11 977 0. 747 0. 803 13 032 16 294 0. 883 1. 093 人工波 14 642 14 426 0. 992 0. 968 TH2TG035 TH3TG035 RH3TG035 平均值 12 900 14 232 0. 874 0. 955

图7

S1 , S2 塔楼标准层

与 CQC 基底 剪力比

4

结构分析结果 T1 , S1 , S2 塔楼及裙 工程嵌固端取在地下室顶,
S1 , S2 弹性时程分析法与振型分解反应谱法底部剪力
方向 底部剪力 / kN 与 CQC 基底 剪力比 X向 Y向 X向 Y向 CQC 9 872 7 923 天然波 9 262. 6 6 998 0. 938 0. 883 8 095. 5 5 758 0. 820 0. 727 人工波 9 282. 6 6 833 0. 940 0. 862 TH2TG035 TH3TG035 RH3TG035

表6
平均值 8 880 6 529 0. 899 0. 824

房利用结构缝自地 下 室 顶 完 全 分 开, 各部分单独计 算 。 计 算 采 用 SATWE 软 件 并 采 用 ETABS 软 件 复 核, 楼板及基础采用 SAFE 软件计算 。 ( 1 ) 小震作用下, S2 塔 楼 采 用 对 T1 塔 楼 及 S1 , 两种不同力学模型 的 软 件 进 行 计 算 分 析, 结果见表 3, 4 。 两种软件的整体计算指标接近, 无明显差异 。
小震作用下 T1 塔楼主要计算结果
软件 T1 / s 周 期 T2 / s Tt / s T t / T1 位 移 角 X向 Y向 X向 Y向 风荷载 地震荷载 风荷载 地震荷载 风荷载 地震荷载 风荷载 地震荷载 SATWE 3. 925 3. 589 3. 094 0. 788 < 0. 90 1 /1 990 ( 18 层) 1 /1 378 ( 20 层) 1 /1 654 ( 24 层) 1 /1 139 ( 27 层) 1. 09 ( 5 层) 1. 14 ( 5 层) 1. 13 ( 4 层) 1. 38 ( 5 层) ETABS 3. 727 2. 986 2. 830 0. 759 < 0. 90 1 /2 234 ( 18 层) 1 /1 687 ( 21 层) 1 /1 732 ( 25 层) 1 /929 ( 35 层) 1. 03 ( 5 层) 1. 098 ( 7 层) 1. 06 ( 4 层) 1. 261 ( 4 层)

表 5 和 表 6 的 弹 性 时 程 分 析 结 果 表 明, 每条时 程曲线计算所 得 结 构 底 部 剪 力 均 不 小 于 CQC 法 结 果的 65% , 多条时程曲线计算 所 得 结 构 底 部 剪 力 均 不小于 CQC 法结果的 80% , 满足抗震规 范 第 5. 1. 2 条要求 。 ( 3 ) 为分 析 大 震 作 用 下 的 抗 震 性 能, 采用倒三 角形荷载分 布 模 式, 用 PUSH / EPDA 程 序 进 行 静 力 弹塑性推覆分析 。 需求谱曲线根据抗震规范反应谱 9。 生成, 见图 8 , T1 塔楼罕遇地震下最大层间位 移 角 由图可知, S1 , S2 塔楼罕遇地震 下 最 大 层 间 位 移 角 为 为1 /157 , 1 /206 。 分析结果表明, 本工程罕遇地震作用下的结 构变形性能满足规范最 大 弹 塑 性 层 间 位 移 角 1 /100 的要求 。 推覆过程中, 加载至性能点前, 塑性铰首先出现 在核心筒底部加强 区 的 连 梁 及 墙 肢 上, 然后沿竖向 陆续出现, 但剪力墙上均未出现剪力铰, 表明剪力墙

表3

位 移 比

( 2 ) 根据规范要求, 采用 SATWE 进行了多遇地 根据工程的建筑场地类别和设 震下弹性时程分析, 计地震分组 选 用 了 SATWE 自 带 的 三 条 地 震 波 ( 实 人工合成地 际地震 记 录 TH2TG035 及 TH3TG035 ,

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2013 年

图 10

跃层柱断面及立面图

架柱均按中震弹性 、 大震不屈服设计, 但跃层柱抗震
图8 T1 塔楼推覆分析曲线

等级提高 1 级按一级采用抗震构造措施 。 底层框架 Y 柱承担的 X 向 倾 覆 力 矩 占 总 倾 覆 力 矩 的 25. 0% , 向倾覆力矩占总倾覆力 矩 的 34. 2% ; 底 层 框 架 柱 承 Y 向剪力约占 担的 X 向剪力约占总剪力的 26. 9% , 总剪力的 37. 7% , 不需 0. 2 Q 0 调整, 跃层柱因线刚度 小, 分担剪力偏小, 按其剪力放大 2 倍进行设计 。 中 震设计跃层 柱 截 面 控 制 内 力 组 合 是 1. 2 恒 荷 载 + 0. 6 活荷 载 + 1. 3 水 平 地 震 荷 载, 轴 压 比 约 0. 3 , 其 设计内力如表 7 所示 。
跃层柱设计内力
N / kN 25 467 M x / kN·m 8 062 M y / kN·m 6 782 Ne x / kN·m 27 307

表7
Ne y / kN·m 24 595

图9

S1 , S2 塔楼推覆分析曲线

对跃层柱进行屈曲分析得到的计算长度系数约 为 1. 38 , 小于 规 范 计 算 值 。 根 据《混 凝 土 结 构 设 计 ( GB 50010 —2002 ) , 地震作用产生的弯矩值 规范 》 占总弯矩设计值的 75% 以上, 根据跃层柱上下端约 束条件进行计算长 度 修 正 并 考 虑 该 柱 的 二 阶 弯 矩, Ne y 见表 7 。 计算得设计弯矩 Ne x , 对跃层 柱 进 行 全 截 面 分 析, 材料强度 采用 设 计 值, 截 面 NM 相 关 曲 线 见 图 11 。 从 图 中 可 以 看 出, 设 计内力均 位 于 承 载 力 包 络 线 内, 承载力满 足设计要求 。 因型钢截面尺寸较大, 受现场吊装能力限制, 且 为控制混凝土浇筑的高度, 型钢柱沿全高分为多段 。 底部和顶部受力较大的区段长度约 6. 0m , 中部区段 每段长度不小于 2m , 上部设置加劲肋 。 重要的焊缝 均按一级焊缝质量等级控制 。 ( 下转第 47 页)
图 11 跃层柱轴力 -弯矩 相关曲线

具有较大的抗剪承 载 力, 在罕遇地震作用下不会发 生剪切破坏 。 根据 分 析 结 果, 对底部加强区的较薄 弱剪力墙肢构造加 强, 以满足大震不倒的抗震性能 要求 。 5 跃层柱设计 S1 , S2 塔楼西侧 8 根框架柱 6 因建筑立面要求, 层通高, 总高度约 26. 950m , 截面尺寸1 700 × 1 700 , 采用抗震性能良好的型钢混凝土柱, 见图 10 ( a ) , 型 hw / tw = 钢采用 箱 形 截 面, 尺 寸 1 100 × 1 100 × 38 , 26. 9 , 远小于规范限值, 含钢率为 5. 59% 。 为减小荷载 、 增加跃层柱一侧的抗侧刚度及承 载能力, 跃 层 柱 与 核 心 筒 间 增 设 一 排 框 架 柱, 见图 10 ( b ) 。 型 钢 柱 上 下 各 设 置 一 层 过 渡 层, 下端锚入 柱脚落于地下 1 层梁顶, 顶部型钢变 嵌固端下一层, 截面, 锚入标准层一层, 至 7 层梁底 。 为减小跃层柱 的计算长度, 加大与 型 钢 柱 底 部 和 顶 部 相 连 的 框 架 下端框架梁截面 1 000 × 700 , 上端框架 梁截面尺寸, 梁截面1 100 × 1 200 。 为保证结构抗震性能, 跃层柱 、 核心筒及其余框

第 43 卷 第 1 期

戴冠民, 等 . 地下车库顶板消防车活荷载的合理取值研究

47

2. 6 消防车启动和刹车时的动力系数 考虑到消防车 活 荷 载 的 冲 击 性, 应按荷载规范 第 5. 6. 2 条规定, 考虑消防车启动和刹车时的动力 5]第 4. 2. 5 条, 见 系数 。 该系 数 的 取 值 可 参 见 文[ 表 4。
不同覆土厚度下的动力系数
覆土厚度 / m 动力系数 0. 25 1. 3 0. 3 1. 25 0. 4 1. 2 0. 5 1. 15 0. 6 1. 05

单向板 、 双向板和无梁楼盖方案的不同情况, 提出消 并采用 防车轮压可能出现 的 8 种 最 不 利 布 置 方 式, SAP2000 有限元软件 的 薄 板 模 型, 推导出上述每种 布置方式的消防车活荷载的等效均布荷载值 。 其最 计算模型更贴近真实情况, 计 不利布置方式更直观,
表4
≥0. 7 1. 0

算结果明显减小 。 ( 3 ) 对于消防车轮压 经 地 下 室 顶 板 上 覆 土 层 的 应力扩散与交迭以及消防车启动或刹车时的动力作 用对消防车等效均 布 荷 载 的 影 响, 本文未作专门研 1] , [ 5] 而引用文[ 提供的折减系数或放大系数 。 究, ( 4 ) 由表 5 知, 2 条因素( 不 综合考虑上述第 1 , 考虑第 3 条因素) , 将 本 文 方 法 和 荷 载 规 范 相 比, 计 算所得消防车活荷载等效均布荷载所产生的荷载效 对于单向板 、 双 向 板 和 无 梁 楼 盖, 在验算结构 应值, 52. 5% , 构 件 强 度 时, 前 者 只 有 后 者 的 30. 0% , 52. 5% ; 在验算结构 构 件 挠 度 与 裂 缝 宽 度 时 前 者 只 37. 5% , 37. 5% 。 有后者的 21. 4% ,
参 考 文 献 [ 1 ] GB 50009 — 2012 建筑结构荷载规范[S]. 北京: 中国建 2012. 筑工业出版社, [ 2 ] 全国民用建筑工程 设 计 技 术 措 施 ( 结 构) [M]. 北 京: 中国建筑标准设计研究所,2003. [ 3 ] 全国民用建筑工 程 设 计 技 术 措 施 ( 规 划·建 筑·景 观 ) [M]. 北京: 中国建筑标准设计研究院,2009. [ 4 ] 范重, 鞠红梅, 彭中华 . 消 防 车 等 效 均 布 活 荷 载 取 值 研 2011 , 41 ( 3 ) : 16. 究[J]. 建筑结构, [ 5 ] CECS 190 : 2005 给水排水工程埋地玻璃纤维增强 塑 料 夹砂管管道结 构 设 计 规 程[S]. 北 京: 中 国 建 筑 工 业 2005. 出版社,

3

本文方法与荷载规范对消防车活荷载取值比较 现以 8. 4m × 8. 4m 区 格 板 作 为 研 究 对 象, 先按

按式( 1) 考虑 表 1 给出的 消 防 车 等 效 均 布 荷 载 值, 荷载的偶然组合, 按式( 2 ) 考 虑 荷 载 的 频 遇 组 合, 分 别算出验算结构构件强度 、 挠度 、 裂缝宽度时取用的 消防车活 荷 载 等 效 均 布 荷 载 值 。 再 按 荷 载 规 范 表 5. 1. 1 给出的消 防 车 活 荷 载 建 议 值, 按荷载规范式 ( 3. 2. 31 ) 考 虑 荷 载 的 基 本 组 合, 按荷载规范式 ( 3. 2. 8 ) 考虑 荷 载 的 标 准 组 合, 分别算出验算结构 构件强度 、 挠度 、 裂缝宽度时取用的消防车等效均布 荷载值 。 在上述比较计算中, 仅考虑种植要求, 不考虑覆 也不考虑消防车起动和 土的应力扩散与交 迭 作 用, 刹车时的动力作用 。 各种楼板类型均取最不利布置 方式, 板厚取值见本文第 2. 4 节, 计算结果见表 5 。
1]消防车活荷载取值的比较 / kN / m 2 本文与文[
楼板类型 验算强度 本文 文[1] 单向板 15 × 0. 98 = 14. 7 35 × 1. 4 = 49 15 × 0. 5 = 7. 5 35 双向板 15 × 0. 98 = 14. 7 20 × 1. 4 = 28 15 × 0. 5 = 7. 5 20

表5

无梁楼盖 15 × 0. 98 = 14. 7 20 × 1. 4 = 28 15 × 0. 5 = 7. 5 20

验算挠度与 本文 裂缝宽度 文[1]

( 上接第 26 页) 表 5 仅 对 消 防 车 活 荷 载 取 值 作 了 比 较, 未计算 其他活荷载对荷 载 效 应 的 影 响 。 若 要 考 虑 此 影 响, 在其他活荷载的荷载效应值项内还要乘一个远小于 1. 0 的准永久值系数 ψ q , 使荷载效应组合值更小 。 4 结论 ( 1 ) 考虑到消防车活 荷 载 作 用 的 偶 然 性 和 短 暂 提出消防车活荷载不应参与荷载的基本组合, 而 性, 应参与荷载的偶然组合进行结构构件的承载能力极 限状态验算; 不应参与荷载的标准组合, 而应参与荷 载的频遇组合进行结构构件的正常使用极限状态验 算 。 显然目前结构设计界包括荷载规范将消防车活 荷载视同一般活荷 载 处 理, 在荷载组合概念上是欠 妥当的 。 ( 2 ) 考虑到消防车活 荷 载 作 用 的 移 动 性 和 局 部 性, 以 住 宅 小 区 最 常 用 的 柱 网 尺 寸 为 8. 4m × 8. 4m 的全埋式地下车库 为 例, 根据地下室顶板分别采用 6 结语 阳光 100 城 市 广 场 项 目 是 烟 台 市 的 地 标 性 建 平立面新颖 独 特 、 设 计 难 度 高 。 地 下 室 施 工 中, 筑, 利用地下室底板为坡撑提供反力, 进行基坑支护, 增 S2 塔 楼 大了地下室 使 用 面 积, 经 济 效 益 明 显 。 S1 , 西侧高约 27m 的跃层柱采 用 型 钢 混 凝 土 柱, 并对其 在保证结构安全的同时, 实现了建筑 进行性能设计, 师要求的立面效果; 标准层局部采用大板 。 T1 塔 楼 角部框架柱从 裙 房 顶 开 始 按 3° 内 收, 局 部 跃 层, 并 对其进行了性能 设 计, 实 现 了 立 面 效 果。该 项 目 已 使用效果良好 。 投入使用, 致谢: 本 工 程 设 计 期 间, 得 到 了 戴 国 莹、 于海平 等专家的悉心指导, 特此表示感谢 。
参 考 文 献 [ 1 ] 宰金珉,宰金璋 . 高层 建 筑 基 础 分 析 与 设 计[M]. 北 京: 中国建筑工业出版社,1993.

第 43 卷 第 1 期 2013 年 1 月上

建 筑 结 构 Building Structure

Vol. 43 No. 1 Jan. 2013

某带高位转换的框支剪力墙结构设计
方义庆
( 上海建筑设计研究院有限公司,上海 200041 )
[摘要] 结合无锡蓝庭国际在层 8 转换的部分框支剪 力 墙 结 构 设 计, 分析了带高位转换结构的竖向规则性, 发现 在转换层处, 框支柱 、 剪力墙存在剪力突变, 转换层下一层与转换层刚度比小于 50% 。 结合该工程设防类别 及 规 则 性, 针对结构和关键构件提出不同的抗震性能设计目标 。 对转换层及其上下层楼板 在 各 级 地 震 作 用 下 的 楼 板 应 力 进行了分析, 并给出了便于工程应用的转换层楼板 配 筋 计 算 方 法 。 合 理 布 置 结 构, 避免结构刚度柔软层为承载力 经过合理布置后的结构无明显薄弱层, 具有良好的屈服机制 。 薄弱层 。 弹塑性分析表明, [关键词] 高位转换; 转换层层高; 竖向不规则; 转换层楼板设计 TU318 中图分类号: TU375 , 文献标识码: A 848X ( 2013 ) 01002706 文章编号: 1002-

Structural design on a framesupported shear wall structure with high transfer story Fang Yiqing
( Shanghai Institute of Architectural Design & Research Co. ,Ltd. ,Shanghai 200041 ,China ) Abstract : Based on structural design on a frame-supported shear wall structure of Wuxi Lanting Guoji with transfer story at the 8th floor ,the vertical regularity of high transfer structure was analyzed. The results show that shear force of the column which supports transfer beam and shear wall mutates near the transfer story ; the stiffness ratio of transfer story and the story below was less than 50% . Based on the seismic fortification and regularity of the project ,aiming at structure and key elements ,different structural seismic performances were presented. The slab stress of transfer story and the story below ( above ) under different seismic load was analyzed. A calculation method for reinforcement of transfer story slab was proved. Soft story can be avoided to be weak story by reasonable layout of the structure. Results of elasto-plastic analysis indicate that the structure has no obvious weak story ,and it has an excellent yield mechanism. Keywords : high transfer story ; storey height of transfer story ; vertically irregular ; slab design method of transfer story

1

工程概况 无锡蓝 庭 国 际 结 构 体 系 为 部 分 框 支 剪 力 墙 结

地 上 共 31 层, 地 下 1 层, 桩 筏 基 础, 基础埋深 构, 7. 8m 。 转换层位于层 8 , 转换层顶面标高为 30. 7m , 转换层层高 2. 2m ; 转 换 层 ( 层 8 ) 以 上 为 住 宅, 层高 2. 9m ; 转换层( 层 8 ) 以下为办公, 层 1 层高为 4. 5m , 标准层层高为 4m 。 结构高度为 97. 55m 。 结构设计 使用年限为 50 年, 安全等级为二级 。 标准层及转换 立面见图 3 。 层结构平面见图 1 和图 2 , 抗震设防烈度为 6 度, 抗震设防类别为丙类, 场
2 地类别为 Ⅲ 类 。 基 本 风 压 ( 100 年 ) 为 0. 50kN / m ,

地面粗糙度类别为 C 类 。 对于底部大空间部分框支剪力墙高层建筑结构 《高 层 建 筑 混 凝 土 结 构 在地面以上 的 大 空 间 层 数, ( JGJ 3 —2002 ) [1] ( 简 称 高 规 ) 规 定“8 度 技术规程 》 7 度 时 不 宜 超 过 5 层, 6 度时其层 时不宜超过 3 层, ; 《江苏省 房 屋 建 筑 工 程 抗 震 设 防 审 数可适当增加”
[2] 。 目前大部分 查细则 》 规定 “6 度不宜超过 8 层 ”

图1

标准层结构平面图

板进行分析, 并给出 适 合 工 程 应 用 的 转 换 层 楼 板 配 筋计算方法 。

文献介绍的项目多为在层 5 及以下转换的部分框支 剪力墙结构
[3 , 4]

。 为更 加 清 楚 认 识 高 位 转 换 结 构 的

薄弱环节, 着重对该 结 构 的 竖 向 规 则 性 和 转 换 层 楼

Email : fangqing859 @ 作者简介: 方义庆, 硕士, 一 级 注 册 结 构 工 程 师, sina. com 。

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2013 年

为 30. 7m ; 3 ) 方 案 3 : 单 独 设 置 设 备 转 换 层, 设备转 但 结 构 转 换 层 位 于 下 一 层, 结构 换层层高为 2. 2m , 转换层层高 4. 8m , 转换层顶面标高为 29. 3m 。 方案 3 与方案 1 相比, 转换层是刚度软弱层, 如 果要做到转 换 层 与 其 上 一 层 侧 向 刚 度 比 为 60% 以 上, 需要将 落 地 剪 力 墙 加 厚 2. 4 倍 ( 按 照 剪 切 刚 度 估算, 标准层有 55% 剪 力 墙 落 地 ) , 即 使 做 到 60% , 转换层仍然是刚度软弱层, 因此首 先 可 排 除 方 案 3 。 而方案 1 可以避免 转 换 层 为 刚 度 软 弱 层, 经计算落 地墙加厚 1. 4 倍即可满足转换层与其上一层刚度 比 为 1 的要求, 节约了结构 造 价 。 方 案 1 、 方案 2 相比 各有优点: 方案 1 容 易 满 足 转 换 层 与 其 上 一 层 刚 度 比要求, 但同时存在 转 换 层 下 一 层 与 转 换 层 刚 度 比 难以满足高规 4. 4. 2 条要求的问题 。 方案 2 转换层 ( 层高 6. 2m ) 与 其 上 一 层 ( 层 高 2. 9m ) 刚 度 相 比 容
图2 转换层结构平面图

且刚度软弱层与结构转换层为 易形成刚度软弱层, 同一层, 楼层 地 震 剪 力 在 转 换 层 处 突 变 ( 地 震 剪 力 急剧增大, 见图 4 ) 。 另外, 建筑 、 设备专业希望设置 单独的设备层, 因此, 最终选择方案 1 。

图4

最大楼层地震剪力曲线

2. 2 剪力墙布置 利用平面中的 楼 梯 间 、 电梯井及设备管井做成 落地剪力墙, 并在 框 支 层 组 合 成 筒 体 布 置 形 式 。 同 做成落地剪力墙筒 。 时利用建筑四个角部房间, 在满足轴压比 的 条 件 下, 尽量缩短不落地墙墙 肢的长度, 以弱化 转 换 层 以 上 结 构 刚 度 。 剪 力 墙 主 要截面及采用材料见表 1 。
图3 立面图
构件 截面尺寸 / mm 材料

主要构件截面及材料
转换层以 上剪力墙 200 C30 ~ C40 框支柱 框支梁

表1
落地剪力墙 300 ~ 350 C40

2

结构布置 方案阶段, 经建筑 、 结构 、 设备三专业讨论后, 共

2. 1 转换层层高确定 提出 3 种 方 案: 1 ) 方 案 1 : 设 置 设 备 转 换 层 ( 兼 结 构 转换层) , 转 换 层 层 高 2. 2m ( 建 筑 专 业 允 许 最 大 高 度) , 转换层顶面标高为 30. 7m ; 2 ) 方案 2 : 不单独设 置设备转换层, 将设备转换在吊顶内完成, 结构转换 层层高 6. 2m ( 将层 7 及层 8 合并) , 转换层顶面标高

1 200 × 1 200 1 200 × 1 300 C40 钢骨 Q345 C40 钢骨 Q345

2. 3 框支框架 框支柱采 用 型 钢 混 凝 土 构 件, 其 优 点 为: 1 ) 在 转换层处, 框支柱和剪力墙承担的剪力存在突变, 采 用型钢混凝土构件, 增加了框支柱的抗剪承载力, 同

第 43 卷 第 1 期

方义庆 . 某带高位转换的框支剪力墙结构设计

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时增加了框 支 柱 的 延 性; 2 ) 同 样 轴 压 比 条 件 下, 大 增 加 了 建 筑 使 用 面 积。 框 支 柱 主 大减小了柱截面, 要截面尺寸及采用的材料见表 1 。 L 形、 T 框支梁主梁采用宽梁, 梁宽同框支柱宽, 形剪力墙尽量落在框支主梁上, 尽量避免次梁转换 。 框支梁截面一般为受剪控制, 为满足建筑 、 设备转换 的空间要求, 选择了型钢混凝土构件 。 3 竖向不规则分析 为全面 认 识 高 位 转 换 时 最 大 楼 层 地 震 剪 力 曲 线, 对比了不同转换层层高时 CQC 计算分析结果 。 图 4 为转换层 在 层 8 ( 转 换 层 层 高 2. 2m ) 和 转 换层在层 7 ( 转换层层高 6. 2m ) 、 转换层顶面标高均 结构构 件 布 置 相 同 时, 采 用 CQC 计 算 得 为 30. 7m 、 到的最大楼层地震剪力曲线 。 从两种转换层层高对应的最大楼层地震剪力曲 线可看出: 1 ) 转换 层 以 下 最 大 楼 层 地 震 剪 力 均 大 于 转换层以上楼层, 主要是因为转换层以下各层楼层 质量大于转换层以 上 标 准 层 质 量; 2 ) 转 换 层 层 高 为 6. 2m 时, 转换层楼 层 地 震 剪 力 突 变, 存在急剧增大 的现象, 产生突变一是因为该层质量大, 二是因为该 层侧向刚度较低, 各振型对应的该层水平相对位移 故下面主要针对方案 1 较大 。 因最终 选 择 方 案 1 , 进行论述 。 3. 2 楼层侧向刚度比 现行规范 、 规 程 中 存 在 多 种 侧 向 刚 度 比 算 法, 《建筑 抗 震 设 计 规 范 》 ( GB 50011 —2010 ) [5] ( 简 称 抗震规范) 采 用 层 剪 力 与 层 位 移 比 值, 广东省高规 补充规 定 程
[7] [6]

力墙的弯曲变形, 减小了转换层上一层层间位移角 ( 弯曲变形引起) 。 ( 3 ) 依据文[ 5]第 3. 4. 1 条 、 第 3. 4. 2 条 及 条 文 采 用 层 剪 力 与 层 位 移 比 值 算 法, 当 γ7 小 于 说明, 50% 时, 为特别不规则结构, 仅这一项就需进行超限 审查 。
刚度比计算
刚度比算法 层剪力与 层位移比值 γ8 γ7 γ8 剪切刚度 γ7 γ8 层间位移角比值 γ7 剪弯刚度 γ E X向 Y向 转换层层高 2. 2m X向 Y向 X向 Y向 X向 Y向 X向 Y向 X向 Y向 X向 Y向 0. 541 4 0. 541 0 1. 68 1. 52 0. 43 0. 45 1. 51 1. 44 0. 57 0. 56 1. 20 1. 06 0. 73 0. 80

表2

3. 1 最大楼层地震剪力曲线

注: γ 8 为转换层与其上一层刚度比,γ 7 为转换层下一层与转换 层刚度比, 剪弯刚度 γ E 为转换层上部与下部结构等效侧向刚度比 。

3. 3 楼层受剪承载力 图 6 为 X 向 楼 层 抗 剪 承 载 力 分 布, 可 以 看 出, 转换层下部楼层抗剪承载力明显高于转换层以上楼 层 。 其主要原 因: 1 ) 落 地 墙 加 厚 至 300mm , 转换层 以上基本为 200mm ; 2 ) 框 支 柱 采 用 型 钢 混 凝 土; 3 ) 转换层以下竖向构件全 部 采 用 C40 混 凝 土; 4 ) 提 高 底部加强部分剪力墙抗震等级 。

采 用 层 间 位 移 角 比 值, 上海市抗震规

采用剪 切 刚 度 。 从 因 层 高 变 化 引 起 的 刚 度 比

采用抗震规范算法得到的结果更为不利, 差异来看, 突出了层高变化可能引起结构薄弱层 。 给出了不同 算法下的刚度比的 比 较, 以抗震规范算法为主要标 准, 其他作为参考值 。 为满足转换层上部与下部结构等效侧向刚度比 要求, 落 地 墙 加 厚 100mm , 经 SATWE 计 算, 刚度比 满足高规附录 E 要 求, 见 表 2。图 5 为 X 向 侧 向 刚 度分布图 ( 采 用 层 剪 力 与 层 位 移 比 值 算 法 ) 。 结 合 表 2 和图 5 可看出: ( 1 ) 转换层层高为 2. 2m 时, 仅转换层侧向刚度 较大, 其他层层刚度相对一致 。 ( 2 ) 转换层上一 层 ( 层 高 及 结 构 构 件 与 标 准 层 均相同) 层刚度相对略大, 主 要 因 为: 1 ) 采 用 层 剪 力 与层位移比值算法, 相同层剪力条件下, 与层位移相 关; 2 ) 转换层处框 支 框 架 的 剪 切 变 形 制 约 了 落 地 剪
图5 转换层层高 2. 2m 时 X 向侧向刚度分布 图6 转换层层高 2. 2m 时

X 向抗剪承载力分布

综合图 5 和图 6 可 知: 1 ) 转 换 层 既 不 是 刚 度 软 弱层, 也不是 承 载 力 薄 弱 层; 2 ) 刚 度 软 弱 层 不 是 承 载力薄弱层 。 3. 4 剪力墙与框支框架承担剪力及传力途径分析 计算分析中均 采 用 弹 性 楼 板 假 定, 以考虑楼板 平面内的变形及平面外的刚度 。 框支柱 、 剪力 墙 剪 力 分 布 见 图 7 , 由 图 可 见, 在 框支柱 、 剪力墙存在剪力突变, 主要因为: 转换层处,

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2013 年

高位转换时, 落地墙已经呈现出明显的弯曲变形, 框 框支框架制约剪力墙的弯曲变 支框架为剪切变形, 形, 从而引起了转换层处框支柱 、 剪力墙剪力分配突 当转换层层高较低时, 加剧了这一现象 。 为了对 变, 比转换层层 高 的 影 响, 补 充 了 转 换 层 层 高 6. 2m 时 ( 转换层标 高 、 结 构 构 件 布 置 相 同 ) 的 框 支 柱、 剪力 墙剪力分布图 。 框支柱 、 剪力墙 承 担 的 剪 力 在 转 换 层 处 急 剧 突 变, 需转换层楼板传递, 增加了转换层及其下一层楼 对楼板的构造及计算分析见第 4. 3 节 。 板的负担,

4. 3 转换层楼板设计 4. 3. 1 楼板应力分析 表 4 为各级地震及风荷载作用下转换层及上下 层楼板最大主应力 σ 1 ( 采 用 PMSAP 软 件 计 算 ) , 由 表可见, 转换层及其下一层楼板应力较大, 与图 7 分 析结果吻合 。
楼板应力 / MPa
荷载作用 转换层 转换层下一层 转换层上一层 风荷载 0. 72 0. 71 0. 49 小震 0. 45 0. 46 0. 26 中震 1. 34 1. 38 0. 77

表4
大震 3. 13 3. 24 1. 80

4. 3. 2 楼板配筋计算 现行规范没有 具 体 的 楼 板 抗 震 配 筋 计 算 方 法 。 为了实现楼板的抗 震 性 能 目 标, 给出了适用于工程 应用的配筋计算方法 。 计算配筋不应小于最小配筋 率要求 。 ( 1 ) 中震弹性计算
图 7 框支柱 、 剪力墙剪力分布

依据抗震规范可得: R ≥ γ RE[ 1 . 2 ( S GK + 0 . 5 S QK ) + 1 . 3 S Ehk ] ( 1 ) 式中 γ RE 取 0. 85 。 将式( 1 ) 中 1 . 2 ( S GK + 0 . 5 S QK ) 近似等效为恒荷 载 + 活荷载基本组合 1 . 2 ( 1 . 2 S GK + 1 . 4 S QK ) / 1 . 3 或 1. 2 ( 1. 35 S GK + 1 . 4 × 0 . 7 S QK ) / 1 . 3 , 则可以将式( 1 ) 写成下式: A s ≥ ( 0 . 85 × 1 . 2 / 1 . 3 ) A s1 + 1 . 1 A s2 ( 2) 式中: A s1 为竖向荷载作用下的配筋面积; A s2 为地震
表3

4

结构设计 因该结构仅为 丙 类 设 防 的 办 公 和 公 寓, 综合考

4. 1 结构抗震性能化目标 该结构最终的性能目 虑结构的规则性和 造 价 因 素, 提高关键结 标为: 整体结构满足基本抗震设防目标, 构构件( 框 支 框 架 、 转 换 层 楼 板) 的 抗 震 性 能 目 标。 具体抗震性能目标见表 3 。
抗震性能目标
地震水准 抗震设防水准 抗震性能水准 允许层间位移角 转换层及上下层楼板 框支柱 框支梁 、 小震 小震不坏 完好 1 /1 000 弹性 弹性 中震 中震可修 修复后使用 1 /250 弹性 弹性 大震 大震不倒 生命安全 1 /120 不屈服 受剪截面控制

8]的 第 5. 2. 8 条 及 条 作用下的配 筋 面 积, 依 据 文[ 文说明, 受拉钢筋的 配 筋 量 可 根 据 主 拉 应 力 的 合 力 具 体 可 参 考 行 业 标 准《水 工 混 凝 土 结 构 进行计算,
[9] 设计规范 》 , 因此, 可由地震作用下楼板应力分析

结果计算得到配筋面积 A s2 : A s2 = KT / f y = 1 . 3 ω h / f y ( 3) 式中: K 为承载力安全系 数; T 为 钢 筋 承 担 的 拉 力 设 计值; h 为板厚; ω 为截面主拉应力在配筋方向投影 面积的总面 积 扣 除 其 中 拉 应 力 值 小 于 0. 45 f t 的 面 积后的图形面积 。 式( 2 ) 可以将竖向荷 载 作 用 下 的 配 筋 直 接 与 水 给实际工程应用带来了 平地震作用下的配 筋 叠 加, 方便和可操作性, 可以满足工程计算精度 。 ( 2 ) 大震不屈服计算 依据抗震规范可得: R k ≥ S GK + S QK + S Ehk 8] , 依据文[ 则有: 下部配筋相同, A s1 = ( M / f y ) ( h 0 - a s ' ) ( 5) ( 4) 转换层楼板配 筋 一 般 均 为 双 层 双 向, 且上部与

4. 2 主要抗震措施 ( 1 ) 框支框架 。 为了 提 高 框 支 框 架 的 抗 震 性 能 目标, 框支框架采用型钢混凝土构件 。 框支柱 、 框支 并对框支柱 、 框支梁进行大震 梁按照中震弹性设计, 作用下抗剪截面验算 。 将其抗震等级调整为一级 。 ( 2 ) 落地剪力墙 。 控 制 落 地 剪 力 墙 承 担 的 地 震 倾覆力矩 大 于 总 地 震 倾 覆 力 矩 的 50% 。 底 部 加 强 部位剪力墙抗震等级为一级 。 ( 3 ) 转换层处楼板 。 转 换 层 及 其 下 一 层 楼 板 板 厚 200mm , 转换层上一层板厚 150mm 。 控 制 板 最 小 且不小于计算要求 。 配筋率不小于 0. 25% ,

第 43 卷 第 1 期

方义庆 . 某带高位转换的框支剪力墙结构设计 静力弹塑性分析 。

31

M = 1 . 3 M k ,可得: 由 f yk = 1 . 1 f y , A s1 = 1 . 3 × 1 . 1 ( M k / f yk ) ( h 0 - a s ' ) = 1 . 3 × 1 . 1 A sk1 由式( 4 ) 及式( 6 ) 可得: A sk = A sk1 + A sk2 = A s1 / ( 1 . 3 × 1 . 1 ) + A sk2 ( 7 ) 式中: A sk1 为 采 用 竖 向 荷 载 作 用 标 准 值 及 材 料 标 准 值计 算 得 到 的 的 配 筋 面 积; A sk2 为 采 用 地 震 作 用 标 依据文 准值及 材 料 标 准 值 计 算 得 到 的 配 筋 面 积, [ 9] , 可由 地 震 作 用 下 楼 板 应 力 分 析 结 果 计 算 得 到 配筋面积 A sk2 : A sk2 = ω h / f yk
2

该工 程 虽 位 于 6 度 区, 但考虑到结构规则性与 ( 6) 结构所处的位置无 关, 且实际地震作用超过设防烈 如 汶 川 地 震、 玉 树 地 震 等, 为增加对 度的不在少数, 该工程的弹塑性认 识, 补充计算 7 度大震作用下的 结构破坏状态 ( 因 该 结 构 在 6 度 大 震 时, 结构基本 处于部分连梁屈强 阶 段, 难以看出后面塑性发展情 况, 为此, 尽管规范 没 有 要 求, 也补充计算了 7 度大 震作用 下 的 结 构 破 坏 状 态, 旨在观察结构屈服机 制) 。 分析结果表明: ( 8) ( 1 ) 该结构完全可以 达 到 抗 震 规 范 要 求 的 基 本 抗震设防 目 标 。 依 据《建 筑 地 震 破 坏 等 级 划 分 标 ( 建设部 90 建 抗 字 第 377 号 ) , 6 度大震时该结 准》 至“中等破坏 ” 状态间, 连梁及局 构处于“轻微破坏 ” 部剪力墙进入屈服状态 。 结构达到了预期的抗震性 能目标 。 ( 2 ) 各 级 地 震 作 用 下, 楼层层间位移角见图 9 和表 5 , 由图表可见, 结构不存 在 明 显 的 薄 弱 层 。 刚 度柔软层并不是结 构 承 载 力 薄 弱 层, 无塑性变形集 最大层间位移角均出现 中现象 。 各级地震 作 用 下, 在层 15 左右 。 ( 3 ) 结构弹塑性发展 情 况 表 明 该 结 构 具 有 良 好 基本构架了结构多道防线, 并起到耗能 的屈服机制,

如该工程转换 层 楼 板 大 震 不 屈 服 验 算 中, 竖向 荷载作用下配 筋 面 积 A s1 为 159mm , 另根据式( 8)
2 得到 A sk2 为 443mm ( 单层单向计算 ) , 根据式 ( 7 ) 得

A sk 为 544mm 2 , 实际 配 筋 ? 12 @ 150 双 层 双 向 布 置 ( 大于最小配筋率 0. 25% ) 。 4. 4 型钢混凝土框支柱柱脚设计 因结构嵌固端 以 下 只 有 一 层 地 下 室, 型钢混凝 土柱均采用埋入式柱脚, 适 用 于 钢 骨 柱 长 ( 宽) 不 大 于 1 000mm , 见 图 8, 需 要 特 别 说 明 的 有: 1 ) 筏 板 上 部纵筋( 受压区) 遇型钢时截断, 弯锚 15 d , 四周采用 洞口加强; 2 ) 筏板下部纵筋 ( 受拉区) 截断处理 同 上 部纵筋, 另柱脚柱冒纵筋同筏板底部纵筋, 并锚入筏 板, 下部纵筋 传 力 连 续; 3 ) 根 据 钢 骨 柱 柱 脚 底 板 承 受荷载进行抗冲切验算, 配置抗冲切弯起钢筋 。

图9

层间位移角

图8

埋入式柱脚

5

结构弹塑性分析 为判断结构是否满足预期的抗震性能目标和进
图 10 抗倒塌验算图

一步认识结构可能 存 在 的 薄 弱 环 节, 对结构进行了

32
各级地震作用下结构弹塑性发展情况
地震作用 层间位移角 构件状态 小震 1 /2 828 均为弹性 中震 1 /1 129 个别连 梁屈服 6 度大震 1 /482




表5





2013 年

刚度柔软层 。 ( 6 ) 对于 6 度 以 上 地 区 存 在 高 位 转 换 时, 应进 一步进行更加深入的分析 、 研究 。 致谢: 衷心感谢 陈 绩 明 总 工 程 师 在 设 计 过 程 中 的指导 。

7 度大震 1 /218

部分连梁 、 多数连梁, 个别墙屈服 部分墙屈服

作用, 结构的抗倒塌验算图见图 10 。 6 结论 ( 1 ) 最大 楼 层 地 震 剪 力 曲 线 表 明, 转换层及以 转换层层高较大时, 层地 下楼层地震剪力一般较大, 震剪力在转换层处急剧增大 。 ( 2 ) 高位转换时, 框 支 柱、 剪力墙承担的剪力在 剪力传递不直接, 增加转换层 转换层位置急剧变化, 及其下一层楼板的负担, 应对楼板进行分析并加强, 文中给出了转换层楼板配筋计算方法 。 ( 3 ) 当转 换 层 侧 向 刚 度 大, 致使转换层下存在 刚度软弱层时, 可以通过合理布置结构, 避免该层同 时成为刚度软弱层 和 承 载 力 薄 弱 层, 以建立合理的 屈服机制 。 弹塑性 分 析 表 明, 本工程刚度柔软层未 结构无明显结构薄弱层 。 出现塑性变形集中现象, ( 4 ) 结构弹塑性全过 程 分 析 可 以 认 识 结 构 最 大 建立合理的屈 的抗震能力 。 在不 增 加 造 价 前 提 下, 服机制, 既可构架多道防线, 又可起到耗能作用 。 ( 5 ) 宜单独 设 置 设 备 转 换 层 ( 兼 结 构 转 换 层 ) , 一般设备转换层层 高 不 高, 可以避免在转换层出现 ( 上接第 16 页) 剪力系数是否符合最小地震剪力系数的规定 。 按抗 本工程可不进行竖向地震作用的计算 。 震规范要求, 6 构造措施 1 ) 在基础顶面设 置 隔 震 支 座, 在底层增设板厚 为 150mm 的梁板式楼盖, 双层双向配筋 。 隔震支座









[ 1 ] JGJ 3 — 2002 高 层 建 筑 混 凝 土 结 构 技 术 规 程[S]. 北 2002. 京: 中国建筑工业出版社, [ 2 ] 江苏省 房 屋 建 筑 工 程 抗 震 设 防 审 查 细 则[S]. 北 京: 2007. 中国建筑工业出版社, [ 3 ] 徐斌, 苗启 松, 王 月 仙, 等. 北 京 天 亚 花 园 框 支 剪 力 墙 2006 , 36 ( 6 ) : 2427. 结构体系设计研究[J]. 建筑结构, [ 4 ] 贾锋 . 常熟华府世家箱 形 转 换 层 结 构 设 计[J]. 建 筑 结 2007 , 37 ( 8 ) : 2022. 构, [ 5 ] GB 50011 — 2010 建筑抗震设计规范[S]. 北京: 中国建 2010. 筑工业出版社, [ 6 ] DBJ / T 1546 — 2005 广 东 省 实 施《高 层 建 筑 混 凝 土 结 ( JGJ 3 — 2002 ) 补 充 规 定[S]. 北 京: 中 国 构技术规程 》 2005. 建筑工业出版社, [ 7 ] DGJ 089 — 2003 建筑抗震设计 规 程[S]. 上 海: 上 海 市 2010. 建筑建材业市场管理总站, [ 8 ] GB 50010 — 2002 混凝土结构设计规范[S]. 北京: 中国 2002. 建筑工业出版社, [ 9 ] SL 191 — 2008 水工混凝土结构设计规 范[S]. 北 京: 中 2009. 国水利水电出版社,

连接示意见图 4 ; 2 ) 为 了 增 加 隔 震 层 的 刚 度 和 隔 震 支座的稳定 性, 在 支 座 下 适 当 位 置 增 设 连 系 梁; 3 ) 在建筑物周围设置隔震沟, 楼电梯结构上下脱开, 为 结构在地震作用下 预 留 变 形 空 间, 隔震沟示意见图 5 ; 4 ) 要求设备管道穿过隔震层时, 采用柔性连接 。 7 结语 工程在上部结 构 与 基 础 之 间 设 置 隔 震 层, 通过 合理选择和布置橡胶( 铅 芯) 隔 震 支 座, 有效地减小 了建筑物的水平地震作用, 达到了预期的设计目标 。 本工程作为抗震救灾项目, 取得了一定的社会效益 。
参 考 文 献

[ 1 ] GB 50011 — 2001 建 筑 抗 震 设 计 规 范[S]. 2008 年 版 . 2008. 北京: 中国建筑工业出版社, [ 2 ] 党育, 杜 永 峰, 李 慧. 基 础 隔 震 结 构 设 计 及 施 工 指 南 [M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2007. [ 3 ] 孙相峰, 潘 文. 叠 层 橡 胶 垫 基 础 隔 震 建 筑 结 构 设 计 方 2007 , 23 ( 4 ) : 3942. 法与应用[J]. 世界地震工程, [ 4 ] 孙相峰, 潘 文 . 多 层 隔 震 结 构 两 阶 段 设 计 方 法[J]. 世 图5 隔震沟示意图 2008 , 24 ( 3 ) : 2528. 界地震工程,

第 43 卷 第 1 期 2013 年 1 月上

建 筑 结 构 Building Structure

Vol. 43 No. 1 Jan. 2013

海口市公安局办公大楼结构设计
梁 伟 , 高银鹰 , 王力波 , 孙媛媛 , 徐 琳 , 张仕通
( 中国建筑设计研究院,北京 100044 )
[摘要] 海口市公安局办公大楼是一个典型的连体 结 构, 其中包含了强连接、 弱连接两种 连 体 结 构 形 式。结 合 其 结构设计, 着重介绍了该工程的结构选型及分析 、 地基基础的设计 、 计算模型的处 理 及 构 造 措 施 等 。 采 用 强 连 接 的 连体结构需进行结构整体分析, 采用弱连接( 滑移铰支座 ) 的 连 体 结 构, 主体结构的设计可以通过采取一定的计算 分析方法进行单独分析, 以便简单方便地开展设计 。 [关键词] 结构设计; 连体结构; 计算分析; 构造措施 中图分类号: TU973 文献标识码: A 848X ( 2013 ) 01003304 文章编号: 1002-

Structural design for Haikou Public Security Bureau office building Liang Wei ,Gao Yinying ,Wang Libo ,Sun Yuanyuan ,Xu Lin ,Zhang Shitong
( China Architecture Design & Research Group ,Beijing 100044 ,China ) Abstract : Haikou Public Security Bureau Office Building is a typical linked structure ,including two linked models : stronglinked and weak-linked. Combined with the structural design ,the difficulty and the key points were emphasized including the select of structural type ,the design of foundation and base ,the management of the structural model and the construction details of seismic design ,etc. The structure should be analyzed as a complete unit for the strong-linked structure. And the major structures could be independently analyzed as the different parts for the weak-linked structure through some analysis methods. Keywords : structural design ; linked structure ; calculation and analysis ; construction measure

1

工程概况 海口市公安局办公大楼项目为海口市第二办公

区的一个项 目, 位 于 第 二 办 公 区 C 区, 为海口市政 见 图 1。 项 目 占 地 府公安局的 办 公 楼 及 配 套 用 房,
2 2 面积约 2. 7 万 m , 建筑面积约 5 万 m ( 其 中 地 上 建 2 2 地下建筑面积约 1 万 m ) 。 筑面 积 约 4 万 m ,

± 0. 000 相当于绝对标高 12. 050m ( 秀英高程系) 。

图2

平面布置示意图 / m

5 将两栋辅楼连接起来, 辅楼之间, 在层 3 , 建筑功能 为电视电话会议室, 连接形式为强连接; 连接体 2 位 5, 7 分别与主楼连 于两栋辅楼与主楼 之 间, 在 层 3,
图1 海口市公安局办公大楼
2

接, 建筑功能为连廊, 连接形式为弱连接 。 各部分平 面布置示意见图 2 。 本工程主 体 结 构 均 采 用 全 现 浇 钢 筋 混 凝 土 框 架 -剪力墙结构; 连接体结构均采用钢结构实腹梁 + 钢筋混凝土楼板结 构, 其中连接体 1 与两栋辅楼的 钢骨混凝土柱为刚 性 连 接, 连接体 2 一端与两栋辅 楼的南端剪力墙为 固 定 铰 连 接, 另一端通过设滑移 支座支承 在 主 楼 的 支 座 大 梁 上 。 剖 面 示 意 图 见 图
Email : Liangw@ cadg. cn 。 作者简介: 梁伟, 硕士, 高级工程师,

建筑基本风压值为 0. 75kN / m 。 抗震设防烈度 为 8 度( 设计 基 本 地 震 加 速 度 值 为 0. 30 g ) , 设计地 场地土类别为 Ⅱ 类 。 震分组为第一组, 本工程地下室为大底盘, 层数为 1 层; 地上为连 主体结构分别为南侧主楼和北侧两栋辅楼, 体结构, 其中, 主楼 12 层, 建 筑 高 度 为 52. 10m , 两栋辅楼均 建筑高度均为 28. 20m 。 连接体 1 位于两栋 为 6 层,

34









2013 年

3 。 另外, 本工程主楼屋顶上设置了轻型屋面的坡屋 该处采用 钢 结 构 构 架 方 案 。 本 工 程 基 础 形 顶造型, 式采用桩基础 + 钢 筋 混 凝 土 防 水 板, 桩型为预应力 高强混凝土管桩( PHC ) 。

6. 72m 。 桩型选 择 上, 与 PHC 相 比, 钻孔灌注桩施工难 度大 、 造价高 、 工期较长, 循环液对环境有污染, 在钻 ③1 , ③ 易 塌 孔, 层 孔灌 注 桩 的 施 工 过 程 中,层 ② , ④, ⑤, ⑥ 易产生缩 径 现 象, 同时本工程先期施工的 第二办公区 A 区部分工程已采用了 PHC , 具备 了 成 熟的 施 工 经 验, 因 此 桩 型 同 样 选 为 PHC , 其中主楼 部分桩径为 500mm , 其余部分桩径为 400mm 。 防水板设计时, 考虑到本工程桩基础为端承桩 ( 嵌岩桩) , 基 本 无 沉 降, 因此取消了防水板下的弱 垫层, 将基础荷载直接传递至地基土中, 这样既能保 同时又节省了工程造价 。 证结构安全, 根据勘察报告, 场地地下水对混凝土结构具有 对钢筋混 凝 土 结 构 中 的 钢 筋 具 有 微 腐 蚀 弱腐蚀性, 性 。 场地土对混凝 土 结 构 、 钢筋混凝土结构中的钢 筋具微腐蚀性 。 从 勘 察 报 告 中 各 项 指 标 可 以 看 出, 场地土及地下水对 混 凝 土 结 构 腐 蚀 性 均 比 较 轻 微, 因此本工程混凝土 耐 久 性 设 计 时 将 与 地 下 水 、 场地 土直接接触的预应 力 高 强 混 凝 土 管 桩, 以及与地下 场地土未直接接触的地下室外墙 、 板按照 Ⅲ 类环 水、 境类别进行设计 。 3 上部结构体系 本工程为连体 结 构, 通过三个连接体将三栋建 筑 两 两 相 连,见 图 2 。 其 中,连 接 体 1 跨 度 为 25. 8m , 17. 6m 。 连 宽度为 21. 3m , 标 高 分 别 为 8. 4 , 接体 2 跨 度 为 16. 8m , 宽 度 为 5. 1m , 标高分别为 9. 3 , 17. 1 , 24. 9m 。 三 栋 建 筑 相 连 后 平 面 总 尺 度 较 为 122m × 87m 。 大, 对于连接体 1 , 由于所连两栋建筑物高度不高 且刚度接近, 同时连接体自身平面尺寸较大, 平面内 刚度较大, 因此采用强连接结构, 在地震和温度等作 变形 。 此时, 将两 用下能使两栋辅楼整体协调受力 、 栋辅楼作 为 一 个 整 体 进 行 结 构 设 计 。 对 于 连 接 体 2, 由于所连两栋建筑物高度不一, 刚度相差较大, 且 平面内刚度较小, 因此采 连接体自身平面尺寸较小, 用弱连接结构 。 考虑到两栋辅楼通过连接体 1 相连后平面尺寸 相对较大 、 刚度较大, 同时连接体 2 与辅楼连接支座 处能设置钢筋混凝 土 剪 力 墙, 与主楼连接支座处为 框架梁, 因此将连接体 2 与辅楼相连处设为铰接, 与 主楼相连处设为滑动支座 。 此时, 将主楼 、 两栋辅楼 作为独立的两个结 构 单 元 进 行 结 构 设 计, 仅将连接 体 2 作为荷载加至相应连接部位的结构构件上 。 同 时, 连接体滑动支座 处 支 座 滑 移 量 需 满 足 在 罕 遇 地 以避免出现连接 震作用下两侧支座 的 自 由 滑 移 量,

图3

剖面示意图

2

地基与基础 根据地质勘察报告, 本工 程 土 层 分 布 见 表 1 , 其

中层 ② 1 中砂层为液化砂土, 液化等级为严重液化 。
地基土层分布
土层 ① 素填土 ② 1 中砂 ② 中砂 ③ 1 中砂 ③ 粉砂 承载力特征 值 f ak / kPa — 120 180 170 160 ⑤ 黏土 ⑥ 粉土 ⑦ 中等风化玄武岩 ⑧ 含砂粉质黏土 土层 ④ 含砂粉质黏土

表1
承载力特征 值 f ak / kPa 90 100 150 2 000 220

由于基础埋深以下局部存在液化砂土等不良地 质作用, 且存在软 弱 下 卧 层, 因 此 勘 察 报 告 建 议: 主 楼采用桩基 础 ( 桩 型 可 选 择 钻 孔 灌 注 桩 、 预应力高 强混凝土管 桩 ( PHC ) ) , 以层⑦中等风化玄武岩作 为桩端持力 层; 辅 楼 采 用 天 然 地 基 或 桩 基 础 ( 桩 型 可选为 PHC ) 。 另外, 由于 场 地 地 下 水 水 位 较 高, 抗 浮设计水位为 11. 000m ( 秀 英 高 程 系 ) , 在主楼和辅 楼部分需考虑临时 抗 浮 设 防, 纯地下室部分需进行 永久抗浮( 建议采用锚杆进行抗浮设防) 。 考虑到辅楼部分基础底面以下各土层分布厚薄 不均, 且局部存在 严 重 液 化 砂 土, 同 时, 如采用桩基 础, 桩端持力层采用层 ⑦ 中等风化玄武岩, 平均桩长 约 12m , 桩长较短, 经济指标较好, 因此本工程主楼 、 辅楼设计 均 采 用 桩 基 础 + 钢 筋 混 凝 土 防 水 板 。 另 外, 纯地下室部分需要考虑永久抗浮问题, 由于抗浮 水位较高, 同样采用桩基础 + 钢筋混凝土防水板, 同 时桩基础按抗拔桩进行设计 。 桩端持力层均采用层 ⑦ 中等风化玄武岩, 该层分布于全场地, 勘察时少数 钻孔未揭穿该层, 揭露层厚 4. 70 ~ 8. 70m , 平均值为

第 43 卷 第 1 期



伟, 等 . 海口市公安局办公大楼结构设计

35

体滑落或连接体与主体结构发生碰撞而对主体结构 造成破坏 。 3. 1 主体结构 本工程主 体 结 构 均 采 用 钢 筋 混 凝 土 框 架 -剪 力 墙结构, 框架抗震等级二级, 剪力墙抗震等级一级 。 主楼 平 面 尺 寸 为 122m × 22. 8m , 长宽比较大 ( 5. 35 > 5 ) , 由于建筑 功 能 及 立 面 需 要, 未设置伸缩 缝和防震缝 。 为加 强 结 构 整 体 协 调, 保证平面内楼 板刚度, 楼 板 厚 度 均 加 厚 至 120mm 。 另 外, 为减小 本工程采取如下措施: 温度伸缩及混凝土干缩影响, 1 ) 将主楼顶部建 筑 坡 屋 顶 设 置 为 钢 结 构 坡 屋 顶, 为 混凝土屋面增加架空层; 2 ) 每隔 30 ~ 40m 设 置 施 工 后浇带; 3 ) 提 高 顶 层 楼 板 配 筋 率; 4 ) 在 建 筑 上 要 求 采取外保温措施 。 对屋顶钢结构 坡 屋 顶 部 分, 坡屋面采用钢结构 骨架及钢檩条, 上铺屋面瓦 。 辅楼 经 连 接 体 1 相 连 后 平 面 尺 寸 为 111m × 47. 1m , 同样 未 设 置 伸 缩 缝 和 防 震 缝 。 为 加 强 结 构 整体协调, 保证平面内楼板刚度, 楼板厚度均加厚至 120mm 。 另外, 为减小温度伸缩及混凝土干缩影响, 辅楼采取了与主楼相同的措施 。 3. 2 连接体 本工程两个连接体均采 用 H 型 实 腹 钢 梁 结 构, 并均考虑竖 向 地 震 作 用 的 影 响 。 对 连 接 体 1 , 为尽 可能实现刚接效果, 在连接处支座柱采用钢骨混凝 土柱, 柱内型钢部 分 与 钢 梁 进 行 刚 性 连 接 。 对 连 接 体 2, 由于采用弱连接方式, 在连接 处 设 置 较 大 截 面 将钢梁分别伸至钢筋混凝土梁顶 的钢筋混凝土梁, 面并设置支座, 以 避 免 罕 遇 地 震 时 连 接 体 跌 落。 滑 动支座处采用双向长圆孔方式 。 4 结构计算与分析 由于两栋辅楼 之 间 采 用 的 连 接 形 式 为 强 连 接, 因此两栋辅楼及连接体 1 需作为一个结构单元进行 整体分析方可计 算 出 结 构 的 真 实 反 应 。 同 时, 考虑 到连接体 1 对本工 程 的 重 要 性, 对钢梁按中震弹性 进行校核, 对支承连 接 体 1 的 支 承 构 件 按 大 震 不 屈 服进行校核 。 由于 连 接 体 2 平 面 尺 寸 及 刚 度 均 较 小, 与主楼 间的连接形式为滑移铰支座, 因此主 、 辅楼可按两个 独立的结构单元进行计算分析 。 此 时 可 将 连 接 体 2 作为荷载施加到主 、 辅楼相应支承构件上进行计算 分析 。 另外, 由于滑移支座的位移量需按最大位移量 进行设置, 因此还需 采 取 合 适 的 计 算 分 析 办 法 对 结 构在罕遇地震作用 下 的 节 点 位 移 进 行 计 算, 以保证 在滑移支座处连接体 2 不会与主体结构发生碰撞 。

本工 程 采 用 的 计 算 分 析 方 法 为: 1 ) 采 用 PKPM 系列中 SATWE ( 墙 元 ) 结 构 分 析 程 序 ( 2008 年 1 月 版) 对主楼 、 辅楼分 别 进 行 结 构 计 算 与 分 析, 并对主 楼补充进行了多遇地震下的弹性时程分析 。 主方向 地震 加 速 度 最 大 值 为 为
[3] [1 , 2]

110cm / s 2 , 地震波选取

: 天 然 波 TH1TG035 ( 地 震 地 点: MT. DIABLO ,

LIVERMORE ) , 特 征 周 期 0. 35s ; 天 然 波 TH2TG035 ( 地震 地 点: SAN FERNANDO ) , 特 征 周 期 0. 35s ; 人 工波 RH1TG035 , 特征 周 期 0. 35s 。 2 ) 对 主 楼 、 辅楼 采 用 PKPM 系 列 中 在罕 遇 地 震 作 用 下 节 点 位 移, EPDA 软 件 进 行 计 算 。 主 方 向 地 震 加 速 度 最 大 值 为
[1 , 2]

510cm / s 2 , 地震波 选 取 同 第 1 ) 条 。 3 ) 为 保 证

结构安全, 将主楼 、 辅楼进行整体补充计算以校核整 体计算指标, 同时也对连接体 2 进行计算 。 4. 1 主楼 、 辅楼多遇地震作用下单独计算结果 经计算, 主楼 、 辅楼在多遇地震作用下单独分析 主要计算结果如表 2 ~ 4 所 示, 从 表 中 可 以 看 出, 结 构在多遇地震作用 下 各 计 算 指 标 均 满 足 规 范 要 求, 同时主楼弹性时程分析结果也满足规范要求 。
多遇地震下结构前 3 阶振型的周期
结构 主楼 辅楼 T1 / s 1. 048 3 0. 523 5 T2 / s 0. 962 6 0. 436 2 T3 / s 0. 933 3 0. 420 3

表2

多遇地震下结构底层地震剪力
结构 主楼 辅楼 X向 地震剪力 / kN 41 756. 45 337 814. 59 剪重比 9. 66 13. 44 Y向 地震剪力 / kN 38 758. 70 440 007. 84

表3
剪重比 8. 96 17. 23

最大层间位移角及位移比
结构 主楼 辅楼 X向 位移角 1 /1 054 1 /1 161 位移比 1. 03 1. 14 位移角 1 /904 1 /1 024 Y向

表4
位移比 1. 26 1. 23

4. 2 主楼 、 辅楼罕遇地震作用下单独计算结果 罕遇 地 震 作 用 下 主 楼 、 辅楼在连接体 2 支座节 6 。 由 表 可 以 看 出, 点处最大位 移 计 算 结 果 见 表 5 , 本工程在连 接 体 2 与 主 楼 之 间 设 置 防 震 缝 宽 度 为 200mm 即可满足要求 。
罕遇地震下主楼最大节点位移 / mm
地震波 RH1 TG035 TH1TG035 TH2TG035 平均值 X 向地震 X向 88. 4 94. 9 91. 6 91. 6 Y向 8. 0 9. 2 4. 9 7. 4 Y 向地震 X向 2. 3 4. 3 1. 1 2. 6 Y向 134. 5 80. 5 70. 1 95. 0

表5

36
罕遇地震下辅楼最大节点位移 / mm
地震波 RH1TG035 TH1 TG035 TH2 TG035 平均值 X 向地震 X向 52. 1 59. 5 70. 5 60. 7 Y向 58. 4 29. 4 29. 5 39. 1




表6





2013 年

2 的支座深 度 加 大, 设 定 为 400mm 。 剪 力 墙 中 固 定 铰支座处做法采用在剪力墙上预留洞口 + 安装钢梁 + 后浇洞口的方式进行, 见图 5 ( 图中阴影部分为后 浇混凝土部分) 。 滑移铰支座处做法见图 6 。

Y 向地震 X向 60. 8 49. 4 63. 3 57. 8 Y向 92. 9 81. 8 74. 0 82. 9

4. 3 主楼 + 辅楼整体计算结果 主楼与 辅 楼 进 行 整 体 计 算 分 析 主 要 结 果 见 表 7 。 从整体振动反应 来 看, 第 1 ~ 3 阶振型为主楼振 第 4 ~ 6 阶振型 为 辅 楼 振 动, 且周期值与平扭转 动, 系数与主 、 辅楼分 别 计 算 时 基 本 一 致, 因 此, 本工程 以主 、 辅楼单独分析进行设计是合理的 。
整体结构前 6 阶振型的周期
T1 / s 1. 026 0 T2 / s 0. 949 4 T3 / s 0. 904 8 T4 / s 0. 524 6 T5 / s 0. 439 8

表7
T6 / s 0. 425 9

图5

连接体 2 固定铰 支座示意图

图6

连接体 2 滑移铰 支座示意图

( 2 ) 防撞击措施 当出 现 极 端 情 况, 连接体 2 与主体结构间反向 位移差过大时, 如连接体 2 与主体结构碰撞, 会引起 导致结构失效, 因 连接体 2 相应杆件失去承载能力, 此需设 置 一 定 的 防 撞 击 措 施。本 工 程 采 取 在 主 体 结 构上与 连 接 体 2 构 件 对 应 位置设 30mm 厚的 橡 胶 层, 以缓冲撞击时的集中力, 保 见图 7 。 护结构构件, 6 结论 ( 1 ) 对连 体 结 构 的 结 构 设 计, 需根据连接体的 使用功能 、 所在位置 、 刚度大小以及主体结构的特点 来确定连体形式是强连接或弱连接 。 ( 2 ) 本工程 3 个连 接 体 根 据 其 特 点 分 别 采 用 了 强连接和 弱 连 接 两 种 形 式 。 通 过 弱 连 接 的 连 体 结 构, 主体结构的设计 可 以 通 过 采 取 一 定 的 计 算 分 析 以便简单方便地开展设计 。 方法进行单独分析, ( 3 ) 通过 弱 连 接 的 连 体 结 构, 需对连接体在大 震作用下的位移量 进 行 计 算, 以保证结构不会发生 碰撞, 并为支座设计提供指标要求 。
图7 防撞击措施示意图

5

构造措施 除常规构造措 施 之 外, 本工程需对连接体的连

接构造上采取一定措施以保证结构安全 。 对连接体 1 , 为尽可能实现与主体结构的刚接 在连接 处 支 座 柱 采 用 钢 骨 混 凝 土 柱 ( 钢 骨 分 效果, 别下插 、 上延各一层 ) , 同时柱内型钢部分与钢梁进 以保证刚性节点的 行刚性连接并将钢 梁 伸 过 一 跨, 效果, 见图 4 。

图4

连接体 1 钢梁与钢骨连接剖面图









对连接体 2 , 需考虑在极端情况下出现连接体 与主体结构之间位 移 差 过 大 时, 连接体 2 脱落或与 主体结构相撞时的构造, 具体措施如下: ( 1 ) 防跌落措施 连接体 2 钢梁分别支承在辅楼的剪力墙和主楼 为防止连接体 2 跌落, 本工程将连接体 的框架梁上,

[ 1 ] GB 50011 — 2001 建 筑 抗 震 设 计 规 范 [S]. 2008 年 版 . 2008. 北京: 中国建筑工业出版社, [ 2 ] JGJ 3 — 2002 ,J 186 — 2002 高 层 建 筑 混 凝 土 结 构 技 术 2002. 规程[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, [ 3 ] 中国建筑科学研究院 PKPM CAD 工 程 部 . 高 层 建 筑 结 构空间 有 限 元 分 析 与 设 计 软 件 SATWE ( 墙 元 模 型 ) [M]. 北京, 2008.

第 43 卷 第 1 期 2013 年 1 月上

建 筑 结 构 Building Structure

Vol. 43 No. 1 Jan. 2013

楼板参与作用对 RC 框架结构抗倒塌能力影响
左 琼 , 白雪霜 , 王亚勇
( 中国建筑科学研究院,北京 100013 )
[摘要] 通过 Pushover 方法, 评估了楼板参与作 用 对 RC 框 架 结 构 整 体 承 载 力 和 变 形 能 力 的 影 响 。 结 果 表 明, 由 于楼板增加了梁柱线刚度比及梁的受压区面积, 这一抗弯刚度贡献提高了结构的超强系数和延性系数。“超 配 ” 的 板筋虽有利于提高结构的超强系数, 但降低了结构的变形能力 。 因此, 在进行框架 梁 设 计 时, 应恰当地考虑楼板的 刚度贡献及减小有效翼缘宽度内板筋的作用, 以使结构获得更好的抗倒塌能力 。 [关键词] 抗倒塌; 有效翼缘宽度; 梁柱线刚度比; RC 框架结构 中图分类号: TU312 文献标识码: A 848X ( 2013 ) 01003704 文章编号: 1002-

Effects of floor slab on the collapseresistance capacity of RC frame structures Zuo Qiong ,Bai Xueshuang ,Wang Yayong
( China Academy of Building Research ,Beijing 100013 ,China ) Abstract : Pushover analysis was performed to investigate the effects of floor slab on the integrity strength and deformation capacity of RC frame structures. The results show that ,owing to the contribution of floor slab to the beam bending stiffness including the augment of line stiffness ratio of beam and column and the flexural pressure areas of beam ,over strength factor and ductility ratio of the structure are improved. Despite the fact that additional reinforcement in slab appreciably advances over strength factor of the structure ,ductility of the structure gets worse. Consequently ,while designing frame beam ,the amplification of beam bending stiffness due to slab should be appropriately taken into account and the additional contribution of the distributed reinforcement along the beam in the effective width of slab should be reduced ,so that the structure can attain better collapse-resistance capacity. Keywords : collapse-resistance ; effective slab width ; line stiffness ratio of beam and column ; RC frame structure

0

引言 历次震害表明, 建筑物在地震作用下的倒塌是

虑楼板对梁端截面抗弯承载力的提高作用是汶川地 型破坏的一个主 震中 RC 框架结构出现“强梁弱柱 ” ( GB 要因素 。 鉴 于 此, 我 国《建 筑 抗 震 设 计 规 范 》 50011 —2010 ) [5] ( 简称《抗 规 》 ) 提高了柱端弯矩增 大系数 。 下面从结构整体承载力和变形能力两方面 对楼板的参与作 用 进 行 评 定, 采 用 Pushover 方 法 识 别结构的倒塌模式, 以确定其对结构抗侧向倒塌能 力的影响 。 1 楼板有效翼缘宽度 楼板有效翼缘宽度是指将楼板所提供的有效抗 弯能力折算成一定 范 围 内 楼 板 完 全 参 与 受 弯 ( 即 考 虑达到屈服) 的折 算 宽 度 。 其 实 际 参 与 程 度 主 要 取 决于地震作用下结 构 非 线 性 变 形 程 度 、 直交梁的刚 度和强度以及参与受力板筋的锚固程度和垂直于梁 的横向钢 筋 的 设 置 情 况 等
[6]

造成地震灾害的 主 要 原 因 之 一 。 因 此, 如何避免结 构在极端灾害下的倒塌是研究者和工程师必须面临 的挑战 。 由于目前 抗 震 规 范 均 基 于 承 载 力 设 计, 使 得结构遭遇罕遇地震时按弹性地震力设计的经济代 价太高, 通常采用强 度 折 减 系 数 R ( 或 结 构 系 数 C ) 将弹性地震作用折 减, 并利用构件的塑性变形来耗 散地震能 量 以 达 到“大 震 不 倒 ” 的 目 标。 对 于 设 计 合理的结构, 其实际 抗 侧 承 载 力 要 高 于 小 震 弹 性 地 震力, 即存在超强系数 Ω 。 因而, 一个优秀的结构体 系设计, 就是 在 R 已 规 定 的 情 况 下, 使结构体系尽 可能有效地获得更大的超强系数和变形耗能能力 。 作为结构的重 要 组 成 部 分, 现浇楼板一般与框 架梁结合良好, 共同工作能力强, 可显著提高框架梁 的抗弯刚度和承载力, 即在正弯矩区, 楼板与框架梁 形成 T 形梁或 Γ 形梁, 有效增加了框架梁的受压区 与梁平行的板内分布筋相当于 宽度; 而在负弯矩区, 增加了梁顶配筋, 提高了梁端负弯矩承载力 。 然而, 现浇楼板与梁的这种共同作用可能导致框架柱端出 , 现“塑性铰 ” 以 致 对 结 构 的 抗 倒 塌 能 力 产 生 影 响。 已有多位 学 者 在 震 后 调 研 中 发 现
[14]

。对于楼板有效翼缘

宽度, 各国规范的相关规定如下:
[7] 美国规范 ACI 318 —08 : 1 ) 梁 两 边 都 有 板 时,

每侧有效翼 缘 宽 不 超 过 8 倍 板 厚 和 梁 间 净 距 的 一 半, 且不超过梁 跨 度 的 1 /4 ; 2 ) 梁 只 在 单 侧 有 板 时, 6 倍板厚和梁间 有效翼缘宽不超过 1 /12 的 梁 跨 度 、
Email : qingzuo@ gmail. com 。 作者简介: 左琼, 博士研究生,

, 设计时未考

38








[12]

2013 年 : ( 1)

净距的一半 。 规范同时规定应该将计算所需的部分 负弯矩受拉钢筋分 布 在 有 效 翼 缘 宽 度 或 1 /10 梁 跨 范围内 。 新西兰规 范 NZS 3101
[8]

实际的抗震能力与其设计地震力的比值 Ω = V max / V d 承载力; V d 是结构的设计地震力 。

式中: Ω 为超强系数; V max 是 结 构 整 体 的 峰 值 抗 侧 向 : 1 ) 梁 两 边 都 有 板 时, , Ω 是工程上的“设 计 安 全 系 数 ” 可以从结构体 系强度储备的角度反映结构的整体地震安全性 。 影 响结构超强系数的因素有很多, 主要包括: 内力重分 布的影响 、 材料实际强度与设计强度之间的差异 、 结 构分析的保守简化 、 应变硬化 、 非结构构件的参与及 影响超强系数的因素 混凝土的约束效 应 等 。 然 而, 并不都是有利的, 如框架梁的弯曲超强可能引起楼 层的倒塌机制的变化和梁中的剪切破坏 。 延性系数是衡量结构抗震性能的另一个重要指 具有良好的延性 可 以 保 证 结 构 强 度 和 刚 度 不 会 标, 因为结构发生塑性变形而急剧下降 。 通常结构的整 体延性系数可表示为: μ = Δ max / Δ y 或 μ T = Δ u / Δ y ( 2) 式中: μ , μ T 为结构整体 延 性 系 数; Δ max 为 峰 值 抗 侧 向 承载力对应的结构顶点位移; Δ y 为结构的屈服位移; Δ u 为结构基 底 剪 力 退 化 至 0. 8 Δ max 的 顶 点 位 移 。 这 里采用等能量法计 算 结 构 的 屈 服 位 移, 各符号的具 体意义参见图 1 。

有效翼缘宽度不超 过 8 倍 较 小 板 厚 和 梁 的 高 度, 且 不超过梁 间 净 距 的 h b1 / ( h b1 + h b2 ) 倍; 2 ) 梁 只 在 单 8 倍板 侧有板时, 有效翼缘宽不 超 过 1 /8 的 梁 跨 度 、 厚和 梁 高 以 及 梁 间 净 距 的 h b1 / ( h b1 + h b2 ) 倍 。 这 里 h b1 为所考虑梁的高度, h b2 为邻近梁的高度 。 当符合 每侧有效翼缘宽度内受力钢 规范相应构造要求 时, 筋可分担不超过 15% 的梁端计算所需负弯矩 。 加拿大规 范 CSA
[9]

: 1 ) 当 梁 两 边 都 有 板 时, 如

为简支梁, 每侧有效翼缘宽 不 超 过 相 应 梁 跨 的 1 /5 ; 如为连 续 梁, 每侧有效翼缘宽不超过相应梁跨的 1 /10 ; 且每侧有效翼缘宽不超过 12 倍板厚和梁间净 有效翼缘宽不超 距的一半; 2 ) 梁 只 在 单 侧 有 板 时, 6 倍板 厚 和 梁 间 净 距 的 一 半 。 规 过 1 /12 的梁跨度 、 范规定应将计算所需的部分负弯矩受拉钢筋分布在 有效翼缘宽度或 1 /20 梁跨范围内, 且这部分钢筋面 积不应小于翼缘面积的 0. 4% 。 欧盟规范 Eurocode8
[10]

: 1 ) 当梁与边柱相 连 时,

如无直交边梁, 取有效翼缘宽度为柱宽; 如有相近高 取 柱 宽 每 侧 加 2 倍 板 厚; 2 ) 当 梁 穿 过 度的直交梁, 中柱时, 在上 述 相 应 规 定 的 梁 每 侧 增 加 2 倍 板 厚 。 这个宽度既是考虑 参 与 梁 端 抗 弯 能 力 的 板 筋 宽 度, 也是允许一部分计算所需的梁负弯矩钢筋放在梁肋 宽以外的现浇板内的宽度 。 我 国 《混 凝 土 结 构 设 计 规 范 》( GB 50010 — 2010 ) [11] ( 简称《混 规 》 ) 5. 2. 4 条 规 定, 对现浇楼盖 和装配整体式楼盖, 宜考虑楼板作为翼缘对梁刚度 梁 受 压 区 有 效 翼 缘 宽 度 为: 1 ) 梁 和承载力的 影 响, 两边都有板时, 每侧 有 效 翼 缘 宽 不 超 过 6 倍 板 厚 和 梁 ( 肋 ) 净 距 的 一 半, 且 不 超 过 梁 计 算 跨 度 的 1 /3 。 2 ) 梁只在单侧有 板 时, 有 效 翼 缘 宽 不 超 过 1 /6 的 梁 5 倍板厚和梁( 肋) 间净距的一半 。 计算跨度 、 相比而言, 除 我 国《混 规 》 外, 其他规范皆要求 应将梁端计算出的部分负弯矩筋放在一定板宽范围 内, 这意味着按实配确定梁端抗弯承载力时, 有效翼 缘内既有原设计所需的受拉钢筋, 也有额外的板筋, 只有后 者 才 属 于“超 配 ” 部 分, 客观上降低了板筋 “超配 ” 带来的影响; 但按我国《混规 》 确定梁端实配 抗弯承 载 力 时, 有效翼缘宽度内的板筋全部属于 “超配 ” 。 2 结构抗倒塌能力指标 在地震工程中, 结构整体超强系数定义为结构

图1

结构超强系数和延性系数示意图

由图 1 可知, 结构 的 延 性 μ 使 得 结 构 具 有 耗 散 Rμ 将 滞回能量的能力, 这也是通过“延性折减系数 ”
[12] 。 设计弹性地震力 V e 降低为屈服强度水平的原理

因此, 结构具有的位移延性水平越高, 结构所需的强 反之同 理 。 故 一 个 良 好 的 延 性 抗 震 结 构 度就越低, 设计应在强度和延性之间取得适当的平衡 。 3 数值模型 采用 PKPM 软 件 ( 2011 年 3 月 版 ) , 按照我国 《抗 规 》 设 计 了 4 幢 钢 筋 混 凝 土 框 架 结 构 ( SF1 ~

第 43 卷 第 1 期



琼, 等 . 楼板参与作用对 RC 框架结构抗倒塌能力影响

39

SF4 ) , 框架平面尺寸如图 2 所示, 底层层高为 3. 9m , 其他层均为 3. 3m , 楼 板 厚 度 为 120mm 。 各 楼 层 恒 、 活荷载分别为 7. 0kN / m 和 2. 0kN / m , 梁、 柱和楼板 截面纵筋等级为 的混 凝 土 强 度 等 级 均 为 C30 , HRB335 , 箍 筋 及 楼 板 内 钢 筋 均 采 用 HPB235 级 钢 筋。《抗震 》 设 防 烈 度 为 8 度, Ⅱ 类 场 地, 地震分组 为第一组 。 由于结 构 平 面 规 则, 在 MSC. MARC 平 台 上, 对 图 2 所示的一榀平面框架进行设计 、 建模和分析, 楼 并参照 PKPM 层重量按( 1. 0 恒载 + 0. 5 活载) 折算, 程序荷载导出结果等效为梁上均布荷载和柱顶集中 荷载 。
2 2

( 按 ∑ i b /2 i c 计算, ic 其中 i b 为 与 柱 相 交 梁 的 线 刚 度, 为柱的线刚度) 。
轴压比与梁柱线刚度比
结构 编号 SF1 SF2 SF3 SF4 柱尺寸 / mm 500 × 500 600 × 600 梁尺寸 / mm 300 × 500 200 × 750 300 × 500 200 × 750 轴压比 边柱 0. 49 0. 51 0. 36 0. 38 中柱 0. 72 0. 72 0. 51 0. 51 梁柱线刚度比( 含翼缘) 边柱 0. 33 ( 0. 66 ) 0. 74 ( 1. 65 ) 0. 16 ( 0. 32 ) 0. 36 ( 0. 78 ) 中柱 0. 66 ( 1. 32 ) 1. 49 ( 3. 21 ) 0. 32 ( 0. 63 ) 0. 72 ( 1. 55 )

表1

为便于对比, 所设计的 4 个框架分别考虑了梁 、 柱截面尺寸的不同, 且每一框架分成三种情况进行 分析: 1 ) M1 : 梁 截 面 为 矩 形, 不考虑楼板的参与作 仅考虑楼板对梁抗弯刚度 用; 2 ) M2 : 梁截面为 T 形, 的贡献; 3 ) M3 : 梁截面为 T 形, 同时考虑楼板对梁抗 弯刚度及有效翼缘宽度内与梁平行板筋的贡献 。 其 中, 有效翼缘宽度根据《混规 》 的规定确定 。 对于长细比较 大 的 杆 系 结 构, 基于杆系结构力 是目前分析钢筋混 学和一维材料本构 的 纤 维 模 型, 凝土框架结构非线性行为较好的数值方法之一 。 本 文采用基于纤 维 模 型 编 制 的 THUFIBER-T 程 序, 结 13 ] 。 构模型 中 的 混 凝 土 和 钢 筋 本 构 模 型 参 见 文[ 材料强度 按《混 规 》 给 定 的 标 准 值 取 用。 至 于 箍 筋 Mander 等 对截 面 的 约 束 作 用,
[14]

图2

框架平面尺寸 / mm

梁柱配 筋 面 积 如 图 3 所 示 。 框 架 梁 分 三 段 配 筋, 框架柱通长配筋; 图中标注的数字为梁或柱单侧 负弯矩配 配筋面积 。 楼板正弯矩配 筋 为 ? 8 @ 200 , 筋为 ? 10@ 150 。 表 1 为 4 个 框 架 的 梁 、 柱截面尺 底层 柱 轴 压 比 及 框 架 中 间 层 的 梁 柱 线 刚 度 比 寸、

建议通过有效约

束系数 ( Confinement Effectiveness Coefficient ) 考 虑, Légeron 和 Paultre[15] 根据这一 理 论 定 义 了 混 凝 土 的 有效约束指标 ( Confinement Index ) 及 其 与 约 束 混 凝 土抗压强度和应变 的 关 系, 这里按照后者的建议计 算约束混凝土的材料参数 。 在进 行 推 覆 分 析 时, 考 虑 了 P-Δ 效 应, 侧向分 13]建 议 的 基 于 多 布荷载为倒三角模式, 采 用 了 文[ 点位移控制的推覆 分 析 算 法, 这一方法可以稳定地 追踪结构的整个软化过程 。 4 结果分析 从推覆分析的 结 果 来 看, 在基底剪力达到峰值 时, 各模 型 底 部 5 层 梁 端 和 柱 底 分 别 出 现“塑 性 , 铰” 表明在 倒 三 角 形 荷 载 分 布 模 式 作 用 下, 按《抗 规》 设计的结构呈现“强柱弱梁 ” 的破坏模式 。 各 框 ( 2) 根据图 4 及式( 1) , 架的推覆曲线 如 图 4 所 示, 计算的结构超强系数和延性系数如表 2 所示 。
超强系数和延性系数
结构 编号 SF1 SF2 SF3 Ω M1 M2 M3 M1 2. 33 /6. 35 2. 88 /6. 21 2. 30 /7. 30 2. 41 /7. 83 1. 39 1. 47 1. 59 1. 55 1. 65 1. 80 1. 39 1. 48 1. 59 1. 88 1. 99 2. 14 μ / μT M2 2. 70 /7. 63 2. 96 /9. 71 2. 67 /7. 42 2. 90 /10. 78 M3 2. 16 /4. 42 2. 61 /6. 97 2. 23 /5. 05 2. 50 /7. 85

表2

图3

梁、 柱截面配筋 / mm

2

SF4

40









2013 年

提高了结构的超强系数, 但对结构的变形能力不利, 从优化的角度来说, 在进行框架梁设计时, 宜按等强 度法扣除有效翼缘 宽 度 内 与 梁 平 行 的 板 筋 的 贡 献, 以使结构获得更好的抗倒塌能力 。
参 考 文 献

[ 1 ] 清华大学 土 木 结 构 组, 西 南 交 通 大 学 土 木 结 构 组, 北 京交通大学土木结构组 . 汶 川 地 震 建 筑 震 害 分 析[J]. 29 ( 4 ) : 19. 建筑结构学报,2008 , [ 2 ] 清华大学, 西 南 交 通 大 学, 重 庆 大 学, 等. 汶 川 地 震 建 筑震害分 析 及 设 计 对 策[M]. 北 京: 中 国 建 筑 工 业 出 2009. 版社, [3 ] 王 亚 勇 . 汶 川 地 震 建 筑 震 害 启 示 — — —抗 震 概 念 设 计 [J]. 建筑结构学报, 2008 , 29 ( 4 ) : 2025. [ 4 ] 叶列平, 曲 哲, 陆 新 征, 等. 提 高 建 筑 结 构 抗 地 震 倒 塌 2008 , 29 能力的设计 思 想 与 方 法[J]. 建 筑 结 构 学 报, ( 4 ) : 4250. [ 5 ] GB 50011 — 2010 建筑抗震设计规范[S]. 北京: 中国建 2010. 筑工业出版社, [ 6 ] 吴勇, 雷汲 川, 杨 红, 等. 板 筋 参 与 梁 端 负 弯 矩 承 载 力 图4 框架推覆曲线 2002 , 24 ( 3 ) : 33问题的探讨[J]. 重 庆 建 筑 大 学 学 报, 37. [ 7 ] ACI 318 — 08 Building code requirements for structural concrete and commentary [ S ]. Institute ,2008. [ 8 ] NZS 3101 Concrete structures standard [ S ]. Zealand Standard ,2006. [ 9 ] CSA A23. 3 — 04 Design of concrete structures [S ]. 2004. Canadian Standards Association , [ 10] BS EN19981 Eurocode8 : Design of structures for European Committee for earthquake resistance [ S ]. Standardization ,2004. [ 11] GB 50010 — 2010 混凝土结构设计规范[S]. 北京: 中国 2011. 建筑工业出版社, [ 12] WHITTAKER A , HART G , ROJAHN C. Engineering ,1999 ,125 ( 4 ) : 438444. [ 13] 陆 新 征, 叶 列 平, 缪 志 伟, 等. 建 筑 抗 震 弹 塑 性 分 析 [M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2009. [ 14] MANDER J ,PRIESTLEY J , PARK R. Theoretical stressstrain model for confined concrete [ J ]. Journal of 1988 ,114 ( 8 ) : 18041826. Structural Engineering , [ 15] L?GERON F , PAULTRE P. Uniaxial confinement model for normal- and high-strength concrete columns [J]. Journal of Structural Engineering ,2003 ,129 ( 2 ) : 241252. Seismic response modification factors [J]. Journal of Structural New American Concrete

SF2 和 SF3 , SF4 两组 框 架 由表 1 可知, 在 SF1 , 中, 每组内结构具有相同的柱截面尺寸, 且轴压比基 在轴压比基 本相等 。 从图 4 ( a ) 或 ( b ) 中 可 以 看 到, 本相等的情况下, 梁柱线刚度比越大, 结构初始刚度 和基底剪力峰值越大 。 由表 1 可 知, 对 于 所 设 计 的 4 个 框 架, 算 例 M2 的梁柱线刚度比至少是 M1 的两倍 。 从 表 2 中 可 以 算例 M2 具有更大的超强系数和延 性 系 数, 可 看到, 见, 由于楼板增加了 梁 柱 线 刚 度 比 及 梁 的 受 压 区 面 积

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