某帶長懸臂結構的超限高層結構設計

丁立群

廈門佰地建筑設計有限公司，福建 廈門 361004

1 工程概況

本工程位于泉州市東海片區濱?？偛繀^，項目臨近泉州市行政中心，位于東海綜合大道與沿海大通道道路交叉口西南角。根據規劃設計，本工程總用地面積為8713m2，總建筑面積為106409.5m2，其中，地上建筑面積為84945.32m2，地下建筑面積為21464.13m2。本工程為地上雙塔中的A 塔，集商業和辦公為一體，建筑面積46550.31m2，建筑總高度137.25m，地上共32層，地下室三層，10 層以上除避難層外層高4.2m。根據工程設計，工程抗震設防烈度7 度（0.15g），設計地震分組為第三組，場地類別Ⅲ類，場地特征周期0.65s（罕遇地震采用0.70s），抗震設防分類標準丙類；基本風壓0.70kN/m2，地面粗糙度A 類，風載體型系數1.40。

2 結構設計

2.1 結構體系

根據工程設計，本工程為型鋼混凝土外框和鋼筋混凝土內筒結構體系，外框尺寸為32.6m× 43.5m，長寬比L/B=1.33＜1.5，高寬比<6。內筒偏置，筒中心線X 方向向東偏移整體中心線3.6m。首層因大開洞造成西側底層外框柱均為穿層柱。A 塔27～28 層，30～31 層東側布置有外挑雙層鋼結構桁架連廊以連通B 塔，懸挑長度13.7m。

上部結構嵌固端為地下室頂板。

結構抗震等級：框架為一級，核心筒為一級、局部小偏拉墻肢為特一級、全筒抗震構造措施均為特一級。

2.2 基礎布置

根據地勘報告，基礎選用大直徑沖孔灌注樁。樁端持力層采用中風化花崗巖層。

2.3 超限情況

根據《超限高層建筑工程抗震設防專項審查技術要點》［1］，本工程的主要超限情況如下：

（1）地上高度137.25m，超過規范A 級高度130m 的規定，未超過B 級150m 的規定。

（2）本工程有如下不規則項:

①扭轉位移比1.21（1F），扭轉不規則。

②3 層以上樓層，X 向偏心率大于0.15，偏心布置。

③二層開洞面積超過30%，樓板不連續，并存著穿層柱。

2.4 抗震性能目標

根據2.3 超限情況及《高層建筑混凝土結構技術規程》［2］及《建筑抗震設計規范》［3］要求，結構整體抗震性能目標選用C級，具體抗震性能目標如表1 所示。

2.5 超限應對措施

本工程設計中具體的超限應對措施見表2。

塔樓偏置造成的結構偏心布置，結構設計中通過以下方式，以達到整體平面剛心和質心的吻合。

（1）削弱核心筒一側剛度，即減薄東側墻體厚度，本工程筒體標準層近邊墻體厚度600mm，遠邊墻體厚度則減薄至500mm；同時遠邊墻體適當增設結構洞口。

（2）增強離筒體較遠一側的框架剛度，可通過加密遠筒一側框架柱，并加大遠筒框架的梁柱截面尺寸實現。

表1 抗震性能目標

表2 超限應對措施

穿層柱除按抗震等級提高一級按特一級設計外，另按中震彈性設計，每根穿層柱承擔的剪力取相應樓層框架柱剪力平均值的1.2 倍，并復核穩定性。

2.6 多遇地震下結構計算分析

采用SATWE、PMSAP 兩種程序分別計算，兩種程序計算出的主要指標大致相同，同時均滿足規范要求。主要計算結果對比如表3 所示。

小震彈性時程分析補充計算：采用SATWE 計算軟件。選取PKPM 程序內帶的7 條地震波，2 條人工波為RH3TG065和RH4TG065，5 條天然波為TH089TG065、TH001TG065、TH005TG065、TH3TG065 和TH002TG065。各條地震波計算的基底剪力及其平均值滿足規范要求。

由計算結果可知，時程分析的7 條地震波作用下的層間位移角平均值略大于CQC 法結果，小于規范限值1/800；樓層剪力平均值接近CQC 法結果，22 層以上略有超過。

2.7 中震下結構計算分析

參數取值：在中震作用時，地震加速度最大值為150cm/s2，水平地震影響系數取最大值0.34，按中震彈性進行結構設計且不考慮地震內力調整系數和風荷載作用情況下，結構設計參數可按小震設計取值。

在中震不屈服設計時，在不考慮地震內力調整系數和風荷載作用的情況下，地震作用分項系數可按1.0 取值，且不需要考慮調整抗震承載力，截面驗算可按材料強度標準值取值。

底部加強區剪力墻結構設計時，可采用ASTWE 軟件對外框柱進行中震抗彎不屈服驗算，按計算結果和小震計算參數進行配筋取值。本工程中，針對部分核心筒外墻暗柱配筋較大的問題，為改善外墻暗柱抗彎不屈服性能，可在設計中增設型鋼。

根據計算結果，底部加強區在剪力墻結構能夠滿足中震抗剪彈性設計目標要求。

中震下剪力墻墻肢出現拉應力時，其抗震等級提高為特一級。當墻肢軸拉應力＞1.0ftk 時，應增設型鋼（Q345B），型鋼向上延伸1 層，同時型鋼截面面積按拉應力≯200MPa 控制。

首層大堂上空，西側六根穿層柱按中震彈性設計，按計算結果與小震作用下進行包絡配筋。

2.8 大震彈塑性分析：

在本工程結構設計大震彈塑性驗算中，采用PKPM 軟件中PushOver 功能進行彈塑性驗算，地震加速度取最大值310cm/s2，水平地震影響系數取最大值0.72，初始阻尼比取0.05。將參數錄入PKPM 軟件中，驗算本工程在大震作用下的最大位移。計算結果如圖1、圖2。

表3 主要指標一覽（小震）

圖1 靜力彈塑性分析X 向能力、需求曲線

圖2 靜力彈塑性分析Y 向能力、需求曲線

由計算結果可得：

（1）在相應位移下，結構在X 向和Y 向均未發生整體垮塌；

（2）結構達到推覆性能點時，樓層的最大層間角分別為1/136 和1/161，滿足剪力墻結構層間彈塑性位移角的限制［1/100］，能滿足“大震不倒”的抗震性能目標。

（3）在性能點處，墻體損傷主要集中在底部加強區，3～8層也有一定程度的損傷。性能狀態基本控制在CP～C范圍內，能夠滿足本工程的大震設防性能目標。設計中提高底部加強區及過渡層墻體抗震等級為特一級，并在核心筒周邊墻體和邊緣構件內增設型鋼，達到對薄弱部位的加強。

（4）塑性鉸出現的部位和次序也符合抗震設計的要求，塑性鉸首先出現在連梁梁端，且進入塑性階段的時間比較早，分布較廣，實現了連梁作為第一道防線首先屈服耗能的預期目標。到達性能點時，部分框架梁（特別是X 向）也已進入塑性狀態，繼續耗散地震能量，形成梁鉸機制。部分墻體進入塑性，而框架柱僅為輕微損傷，表明結構具有較好的延性。

2.9 長懸臂結構對結構整體的影響

根據建筑造型和功能要求，在A 塔27～31 層（標高111.75～128.55） 與B 塔32～38 層（標高111.15～129.15）間，設置空中連廊，并要求可從A 塔28 層通行至B 塔34 層。

方案階段2 種結構方案可供選擇，分別為懸挑（單邊或雙邊）和連體（強連和弱連）兩種設計方式。

連體設計方案可分強連接和弱連接兩種方式。2 種連接方式都有結構冗余度高，連廊結構安全性高等優點。規范［2］要求強連接需要連接體主構件伸入主體至少一跨，但連廊兩端A、B塔樓層標高不一致，高度上錯半層，造成此條規范要求無法滿足。同時，兩側樓層標高不一致問題也造成弱連接支座設計難度大，且過大的支座與建筑立面要求嚴重沖突。另外，兩側主體結構體系不同（分別為框架核心筒結構和剪力墻結構），結構剛度、動力特性差異較大，也增加了連體設計的難度。

懸挑設計方案可分為單邊懸挑和雙邊懸挑。雙邊懸挑懸挑長度小，懸挑方式可選擇性大，安全性容易控制，但存在變形縫設置在連廊中間、連廊中部錯層等問題，且與建筑立面不符。

設計中選用單邊懸挑方案。單邊懸挑方案存在結構冗余度低；懸挑凈長過大，達13.7m，結構方案選擇性??；與主體連接設計難度大；豎向地震作用影響大等問題。但此方案很好的解決了建筑立面要求，并且結構整體計算簡明，減少了不規則項，因此成為最終選項。

結構計算中采用振型分解反應譜法計算豎向地震作用，并考慮雙塔間的風載狹縫效應。

表6 不同模型對層間位移角的影響

表6 中，無桁架附加荷載模型為僅將桁架產生的內力作為恒載加到邊柱上，作為桁架產生的內力對主體側向位移計算影響的參考。根據表6 可知，懸臂桁架產生的彎矩，對主體產生較明顯的傾覆影響，但仍在主體的承受范圍內；另一個方面也反映了本工程的抗側力體系，足以獨立承擔長懸臂桁架產生的傾覆彎矩，不需另行補充內跨斜腹桿（柱間支撐）來增大抗側力剛度。

4 結論

（1）通過基于性能化的抗震設計，有針對性的加強關鍵構件的薄弱部位，如底部加強區域的剪力墻、框架柱均按特一級設計等。

（2）針對由核心筒偏置造成的結構平面偏心布置，應采取有效措施，如調整遠近邊框架剛度、消弱核心筒遠邊墻體剛度等方式，以實現剛心和質心的盡量吻合。

（3）首層因樓板大開洞造成的穿層柱，需要進行抗震性能化設計，并采取一定的加強措施，以保證其延性和穩定性和抗震二道防線的有效。

（4）超高層建筑的高位長懸臂結構，對主體結構有明顯影響，主要反映在傾覆力矩和側向變形上，需要主體結構自身有一定的抗側向剛度余量，特別是未附加內部斜腹桿（柱間支撐）情況下。