某豎向不規(guī)則結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案對(duì)比分析

李志強(qiáng)， 郝貴強(qiáng)

(中土大地國(guó)際建筑設(shè)計(jì)有限公司， 石家莊 050046)

0 概述

建筑設(shè)計(jì)應(yīng)根據(jù)抗震概念設(shè)計(jì)的要求明確建筑形體的規(guī)則性。不規(guī)則的建筑應(yīng)按規(guī)定采取加強(qiáng)措施；特別不規(guī)則的建筑應(yīng)進(jìn)行專(zhuān)門(mén)研究和論證，采取特別的加強(qiáng)措施；嚴(yán)重不規(guī)則的建筑不應(yīng)采用[1]。側(cè)向剛度不規(guī)則將導(dǎo)致相應(yīng)樓層地震力突然增加，或傳力路徑發(fā)生變化，有害層間位移角顯著加大，產(chǎn)生嚴(yán)重的集中塑性變形，最終使得軟弱層在地震下嚴(yán)重?fù)p傷甚至引起整體結(jié)構(gòu)倒塌[2]。在強(qiáng)震下豎向構(gòu)件抗剪承載力不足，薄弱樓層容易發(fā)生倒塌[3]。

地震區(qū)的建筑，要求布置規(guī)則、對(duì)稱(chēng)[4-5]。對(duì)于不規(guī)則結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的思路為盡量消除不規(guī)則項(xiàng)。對(duì)以相鄰樓層比值為限值的不規(guī)則項(xiàng)，可以做“加法”，也可以做“減法”。比如對(duì)于樓層側(cè)向剛度比，可以增大本層的側(cè)向剛度，也可以減小相鄰上一層或幾層的側(cè)向剛度。不管是“加法”還是“減法”均應(yīng)適度，不應(yīng)僅以是否消除不規(guī)則指標(biāo)作為設(shè)計(jì)目標(biāo)，應(yīng)以提高抗震性能作為設(shè)計(jì)目標(biāo)。否則，消除不規(guī)則項(xiàng)后的結(jié)構(gòu)整體抗震性能可能不符合規(guī)范要求。

因此，建議通過(guò)“加法”或“減法”消除不規(guī)則項(xiàng)的結(jié)構(gòu)應(yīng)進(jìn)行方案比較，并補(bǔ)充大震彈塑性分析，驗(yàn)證結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性階段后的抗震性能是否滿足預(yù)期的抗震目標(biāo)。本文以某豎向不規(guī)則結(jié)構(gòu)為例說(shuō)明結(jié)構(gòu)方案比較和大震彈塑性分析的必要性。

1 工程簡(jiǎn)介

1.1 工程概況

某工程地下1層，地上13層，1～10層結(jié)構(gòu)平面布置相同，11～13層結(jié)構(gòu)平面布置相同。1～10層層高為5.8m，11～13層層高為3.0m，結(jié)構(gòu)總高度為67m。地下1層為車(chē)庫(kù)，地上為住宅。結(jié)構(gòu)類(lèi)型為框架-剪力墻結(jié)構(gòu)。抗震設(shè)防烈度為7度，設(shè)計(jì)基本地震加速度為0.10g，設(shè)計(jì)地震分組為第二組，場(chǎng)地類(lèi)別為Ⅲ類(lèi)。結(jié)構(gòu)安全等級(jí)為二級(jí)，設(shè)計(jì)使用年限為50年，抗震設(shè)防類(lèi)別為丙類(lèi)。

1.2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案

本工程1～10層的剪力墻、框柱平面圖見(jiàn)圖1。由于11～13層的層高與1～10層的層高相比減小較多，導(dǎo)致第10層出現(xiàn)剛度突變，為豎向不規(guī)則結(jié)構(gòu)。采用兩種方案進(jìn)行設(shè)計(jì)分析。方案一的11～13層剪力墻、框柱平面圖見(jiàn)圖2，該方案大幅減小了框柱截面，抽掉部分墻體并減小了墻厚，減小了11～13層側(cè)向剛度、消除了剛度突變；方案二的11～13層剪力墻、框柱平面圖見(jiàn)圖3，該方案保持框柱截面不變，墻體減弱幅度與方案一基本相同，只是適當(dāng)減小了11～13層側(cè)向剛度，但仍存在剛度突變。

圖1 1～10層剪力墻、框柱平面圖

圖2 方案一11～13層剪力墻、框柱平面圖

圖3 方案二11～13層剪力墻、框柱平面圖

方案一若采取增加10層剛度方法會(huì)導(dǎo)致軟弱層逐層下移，無(wú)法實(shí)現(xiàn)消除剛度突變，所以不予考慮。

圖1，3中框柱截面均為700×700，圖2中的框柱截面均為400×400，圖1～3中未注明的剪力墻厚度均為200mm。

2 小震計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

2.1 周期及地震剪力對(duì)比分析

采用SATWE軟件對(duì)兩種方案進(jìn)行計(jì)算分析，方案一、方案二的低階周期基本相同，高階周期有差別，部分周期的對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表1。由表1可知，前3階周期的數(shù)值相差不到1%，T7，T8，T10的數(shù)值相差為8%～10%。因?yàn)榉桨敢粶p小了11～13層的側(cè)向剛度，所以方案一的高階周期略大于方案二的高階周期。

方案一、方案二周期對(duì)比 表1

方案一、方案二的總地震剪力見(jiàn)表2。由表2可知，兩個(gè)方案的總地震剪力基本相同。方案一、方案二的樓層剪重比曲線見(jiàn)圖4。由圖4可知，方案一、方案二1～10層的剪重比基本相同，11～13層方案一的剪重比明顯大于方案二的剪重比?？梢?jiàn)，方案一的鞭梢效應(yīng)更為明顯。

方案一、方案二總地震剪力對(duì)比/kN 表2

圖4 地震作用下樓層剪重比曲線

2.2 樓層側(cè)向剛度及受剪承載力對(duì)比分析

《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016年版)[1](簡(jiǎn)稱(chēng)抗規(guī))和《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 3—2010)[6](簡(jiǎn)稱(chēng)高規(guī))關(guān)于框架-剪力墻結(jié)構(gòu)的樓層側(cè)向剛度比計(jì)算方法不同。圖5為抗規(guī)算法的樓層側(cè)向剛度比曲線，側(cè)向剛度比為本層側(cè)向剛度與相鄰上一層側(cè)向剛度70%的比值或與相鄰上三層平均側(cè)向剛度80%的比值中之較小值，限值為1.0。圖6為高規(guī)算法的樓層側(cè)向剛度比曲線，側(cè)向剛度比為本層側(cè)向剛度與本層層高的乘積與相鄰上一層側(cè)向剛度與上層層高的乘積的比值，首層側(cè)向剛度比限值為1.5，10層側(cè)向剛度比限值為1.1，其他樓層側(cè)向剛度比限值為1.0。

圖5 抗規(guī)算法樓層側(cè)向剛度比曲線

圖6 高規(guī)算法樓層側(cè)向剛度比曲線

由圖5可知，方案一和方案二的側(cè)向剛度比隨樓層的變化趨勢(shì)完全相同，X向、Y向側(cè)向剛度比最小的樓層均為10層，10層屬于相對(duì)軟弱層。但方案一10層的側(cè)向剛度比大于規(guī)范限值，方案二10層的側(cè)向剛度比小于規(guī)范限值。由圖6可知，方案一和方案二的側(cè)向剛度比隨樓層的變化趨勢(shì)基本相同，X向、Y向側(cè)向剛度比最小的樓層均為7層，各層側(cè)向剛度比均大于規(guī)范限值，但方案一的X向、Y向側(cè)向剛度比在10層出現(xiàn)了小突變。

圖7為樓層受剪承載力比曲線。由圖7可知，方案一和方案二的X向、Y向樓層受剪承載力比均滿足規(guī)范要求，但方案一的樓層受剪承載力比在10層出現(xiàn)了大的突變，原因?yàn)?1層樓層受剪承載力的消弱偏多。

圖7 樓層受剪承載力比曲線

2.3 層間位移角對(duì)比分析

方案一和方案二的層間位移角曲線見(jiàn)圖8。由圖8可知，方案一和方案二的X向、Y向?qū)娱g位移角均滿足規(guī)范要求，但方案一的層間位移角在11層出現(xiàn)了突變，尤其是X向?qū)娱g位移角，表明11層側(cè)向剛度偏小。

圖8 層間位移角曲線

2.4 小結(jié)

通過(guò)對(duì)小震計(jì)算結(jié)果分析可以得出：方案一的各項(xiàng)指標(biāo)均滿足規(guī)范要求且消除了10層的側(cè)向剛度突變，但高規(guī)算法的側(cè)向剛度比曲線、層間位移角曲線均表明11層的側(cè)向剛度偏小，樓層受剪承載力比曲線表明11層受剪承載力偏小；方案二除了剛度比按抗規(guī)控制不滿足要求外，其他指標(biāo)均滿足規(guī)范要求。

高規(guī)第3.5.7條及條文說(shuō)明指出，同一樓層的剛度和承載力變化均不規(guī)則，該層極有可能同時(shí)是軟弱層和薄弱層，對(duì)抗震十分不利，不宜采用。方案一的11層即屬于上述情況。方案二的10層側(cè)向剛度比雖不滿足抗規(guī)要求，但相差不大，且不存在樓層受剪承載力突變。上下相鄰樓層受剪承載力突變會(huì)使薄弱層在大震下產(chǎn)生集中變形和破壞，不利于結(jié)構(gòu)整體抗震[7]。從抗震概念設(shè)計(jì)出發(fā)，方案二的抗震性能可能更優(yōu)，因?yàn)榉桨敢弧⒎桨付?0～13層的構(gòu)件承載力驗(yàn)算均無(wú)超筋、截面不足等超限情況。

3 大震計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

3.1 計(jì)算模型

結(jié)構(gòu)彈塑性分析方法有靜力彈塑性分析和動(dòng)力彈塑性分析兩大類(lèi)[8-9]。大震下結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析一般只有通過(guò)動(dòng)力彈塑性分析才能實(shí)現(xiàn)[10]。本工程采用SAUSAGE軟件進(jìn)行大震彈塑性時(shí)程分析，墻、柱、梁、板均考慮彈塑性，考慮幾何非線性。時(shí)程分析選取了7條波，采用水平雙向加載，主、次方向的地震波峰值加速度分別取220，187cm/s2。經(jīng)分析得出，雖然各條波下計(jì)算的位移、塑性變形程度等有差別，但塑性發(fā)展的趨勢(shì)是一致的。下面以某條地震波的計(jì)算結(jié)果為例對(duì)方案一、方案二的抗震性能進(jìn)行對(duì)比分析。

3.2 彈塑性層間位移角對(duì)比分析

方案一、方案二的彈塑性層間位移角曲線見(jiàn)圖9。由圖9可知，方案一和方案二在X向、Y向地震作用下彈塑性層間位移角的最大值均小于1/100，滿足規(guī)范要求。方案一X向、Y向彈塑性層間位移角的最大值均出現(xiàn)在11層，11層為薄弱層。方案二X向、Y向彈塑性層間位移角的最大值分別出現(xiàn)在4層、7層，無(wú)明顯薄弱層。

圖9 彈塑性層間位移角曲線

3.3 剪力墻、框柱損壞程度對(duì)比分析

大震作用下剪力墻、框柱的性能水平云圖見(jiàn)圖10～13。由圖10，11可知，X向、Y向地震作用下，方案一除剪力墻底部加強(qiáng)部位外，11層有個(gè)別墻體出現(xiàn)了中度、重度損壞；方案二只有剪力墻底部加強(qiáng)部位的個(gè)別墻體現(xiàn)了中度、重度損壞。由圖12，13可知，X向、Y向地震作用下，方案一11～13層大部分框柱均為中度損壞，其他層為無(wú)損壞或輕度損壞；方案二框柱均為無(wú)損壞或輕度損壞。根據(jù)混凝土損傷因子和鋼筋的應(yīng)變可知，方案一11層嚴(yán)重?fù)p壞的墻體出現(xiàn)了混凝土壓潰或墻體鋼筋屈服。

圖10 X向地震作用下剪力墻性能水平云圖

圖11 Y向地震作用下剪力墻性能水平云圖

圖12 X向地震作用下框柱性能水平云圖

圖13 Y向地震作用下框柱性能水平云圖

大震彈塑性的計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證了小震計(jì)算結(jié)果的推斷，方案一的11～13層屬于抗震薄弱層，尤其是11層?？梢?jiàn)，方案二的抗震性能確實(shí)優(yōu)于方案一的抗震性能。

4 結(jié)論

(1)大震作用下，方案一的11～13層為薄弱樓層，彈塑性變形及構(gòu)件損傷程度較大；方案二無(wú)薄弱樓層，11～13層構(gòu)件為無(wú)損壞或輕微損壞，其整體抗震性能明顯優(yōu)于方案一，工程設(shè)計(jì)應(yīng)采用方案二。

(2)由于層高變化引起的側(cè)向剛度突變，應(yīng)結(jié)合層間位移角、樓層受剪承載力的變化綜合判斷側(cè)向剛度突變的程度。對(duì)于框架-剪力墻結(jié)構(gòu)，側(cè)向剛度不規(guī)則宜按高規(guī)控制。

(3)判斷樓層受剪承載力不規(guī)則時(shí)不僅要控制下限，還應(yīng)控制上限，若上下樓層受剪承載力相差過(guò)于懸殊，極易導(dǎo)致上層彈塑性層間位移角和結(jié)構(gòu)變形發(fā)生突變，出現(xiàn)塑性變形集中，形成薄弱層。

(4)豎向不規(guī)則結(jié)構(gòu)應(yīng)進(jìn)行結(jié)構(gòu)方案對(duì)比，并補(bǔ)充大震彈塑性驗(yàn)算?？拐鹪O(shè)計(jì)不應(yīng)片面地消除不規(guī)則項(xiàng)，而應(yīng)使結(jié)構(gòu)的整體抗震性能更優(yōu)。