沿海臺風(fēng)高發(fā)區(qū)圓弧形巨型復(fù)雜連體結(jié)構(gòu)設(shè)計研究

楊育臣， 朱忠義， 周忠發(fā)， 奚 琦， 王 哲， 許 洋， 楊曉宇， 黃 颯

(北京市建筑設(shè)計研究院有限公司， 北京 100045)

1 工程概況

溫州某金融廣場(圖1)位于溫州市濱江商務(wù)區(qū)CBD片區(qū)，項目地塊俯視甌江。工程總用地面積為79 466.45m2，總建筑面積為380 216m2，其中地上建筑面積265 155m2，地下建筑面積115 061m2。地上分為5部分：1#樓公寓式旅館、2#樓公寓式旅館、3#樓酒店、4#樓商業(yè)、5#樓辦公及公寓式旅館商業(yè)。其中1#，2#，3#樓由頂部的船型鋼結(jié)構(gòu)連為一體，船體造型呈圓弧形，沿圓弧總長度為304m，短向?qū)挾葹?0m，船頂建筑高度130m。

圖1 溫州某金融廣場效果圖

結(jié)構(gòu)設(shè)計基準(zhǔn)期為50年，結(jié)構(gòu)安全等級為二級，抗震設(shè)防烈度為6度，設(shè)計基本地震加速度為0.05g，建筑場地類別為Ⅳ類，設(shè)計地震分組為第一組，場地特征周期為0.65s，抗震設(shè)防類別裙房以下為重點(diǎn)設(shè)防類，裙房以上塔樓為標(biāo)準(zhǔn)設(shè)防類，50年重現(xiàn)期基本風(fēng)壓為0.60kN/m2，100年重現(xiàn)期基本風(fēng)壓為0.70kN/m2，地面粗糙度類別為B類。使用階段溫度荷載：室內(nèi)屋頂鋼結(jié)構(gòu)取升溫30℃，降溫30℃；考慮不同時期收縮徐變的當(dāng)量溫差，混凝土結(jié)構(gòu)溫度荷載為升溫7℃，降溫-11.5℃。

2 結(jié)構(gòu)體系

2.1 主體結(jié)構(gòu)

1#，2#，3#塔樓沿圓弧呈45°分布，塔樓頂部通過船體造型將三棟塔樓連為一體，形成三塔連體結(jié)構(gòu)。塔樓結(jié)構(gòu)高度為99.4m，采用鋼筋混凝土框架-核心筒結(jié)構(gòu)體系，主體結(jié)構(gòu)整體模型如圖2所示，塔樓標(biāo)準(zhǔn)層結(jié)構(gòu)布置如圖3所示。塔樓屋面以上設(shè)轉(zhuǎn)化層支承上部船體結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)換層主要由6根轉(zhuǎn)換大梁及支承轉(zhuǎn)換大梁的墻柱組成[1]。船體鋼結(jié)構(gòu)、摩擦擺支座、轉(zhuǎn)換層關(guān)系示意如圖4所示。4#樓為裙房，結(jié)構(gòu)高度26.7m，采用鋼筋混凝土框架-剪力墻結(jié)構(gòu)體系。4#樓與1#樓、2#樓連為一體。

圖2 主體結(jié)構(gòu)整體模型(1#～4#樓)

圖3 塔樓標(biāo)準(zhǔn)層結(jié)構(gòu)布置圖

圖4 船體鋼結(jié)構(gòu)、摩擦擺支座、轉(zhuǎn)換層關(guān)系示意

2.2 連體結(jié)構(gòu)

塔樓頂部連體采用巨型空間桁架結(jié)構(gòu)[2]，結(jié)構(gòu)最大跨度84m，最大懸挑38m，沿圓弧總長度為304m，短向?qū)挾葹?0m。連體以上設(shè)有泳池、餐廳、康體、種植等建筑功能。

巨型空間桁架結(jié)構(gòu)體系主要由鋼支撐筒、主桁架、次桁架、邊桁架、樓面內(nèi)支撐組成，如圖5所示。鋼支撐筒與下部塔樓核心筒相對應(yīng)，整個空間桁架由三個鋼支撐筒支承(每個塔樓對應(yīng)一個鋼支撐筒)，鋼支撐筒主要由鋼柱、鋼梁和鋼支撐組成，為船體結(jié)構(gòu)提供所需的剛度和承載力，如圖6所示。

圖5 巨型空間桁架組成

圖6 鋼支撐筒空間模型

在鋼支撐筒之間為2榀平行的弧形主桁架，主桁架之間通過次桁架、面內(nèi)支撐組成穩(wěn)定的結(jié)構(gòu)體系，如圖7所示。斷面為矩形，具有較大的抗扭能力和抗傾覆能力，以保證船體結(jié)構(gòu)因弧形外形下扭轉(zhuǎn)和不均勻荷載下的結(jié)構(gòu)安全。

圖7 主桁架細(xì)部構(gòu)造

2.3 支座

在船體結(jié)構(gòu)三個鋼支撐筒底部，三個塔樓核心筒外圍布置18套摩擦擺支座。每個塔樓頂部布置6套摩擦擺，如圖4，8，9所示。

3 整體分析

摩擦擺計算本構(gòu)模型為雙折線模型如圖10所示。圖中μ為動摩擦系數(shù)，W為豎向荷載,Ki為初始剛度，Kfps為屈服后剛度，Kfps=W/R(R為曲率半徑)，D為設(shè)計位移，F(xiàn)=μW+[W/R]D，Keff為有效剛度Keff=F/D。整體計算時采用一般連接進(jìn)行模擬。支座參數(shù)如表1所示。

圖10 摩擦擺支座本構(gòu)曲線

3.1 模態(tài)分析

整體結(jié)構(gòu)的第1周期為3.411s，表現(xiàn)為頂部船體的扭轉(zhuǎn)；第2周期為3.197s，表現(xiàn)為頂部船體沿徑向的平動；第3周期2.699s，表現(xiàn)為頂部船體沿弧向的平動。對底部塔樓結(jié)構(gòu)來說，前3階自振模態(tài)均為整體平動。圖11給出了結(jié)構(gòu)整體振動的前3階模態(tài)。

摩擦擺支座參數(shù) 表1

圖8 摩擦擺支座

圖9 摩擦擺支座布置

圖11 整體模型前3階模態(tài)

3.2 溫度作用

船體溫度作用考慮升溫溫差取+30℃，降溫溫差取-30℃。圖12給出了溫度作用下鋼支撐筒1的支座豎向力。由圖12可知，在0.9恒載+1.4升溫作用和0.9恒載+1.4降溫作用下，所有支座總豎向力均表現(xiàn)為壓力，均未出現(xiàn)脫開現(xiàn)象。

圖12 溫度作用下鋼支撐筒1的支座豎向力

圖13給出了鋼支撐筒3在0.9恒載+1.4升溫作用和0.9恒載+1.4降溫作用下支座水平力。由圖13可知，由于采用了摩擦擺支座，溫度作用下支座水平力不大。

圖13 溫度作用下鋼支撐筒3支座水平力

3.3 地震作用

在極大震作用下(峰值加速度取大震的1.5倍即187.5cm/s2)，所有支座豎向力[3]均表現(xiàn)為壓力，未出現(xiàn)脫開現(xiàn)象。圖14給出了摩擦擺支座16在人工波135°單向輸入作用下的豎向力時程曲線。

圖14 極大震作用下摩擦擺支座16豎向力時程曲線

4 性能評估

4.1 地震剪力

摩擦擺支座將結(jié)構(gòu)物本身與支承體隔離，利用滑動面的設(shè)計周期來延長結(jié)構(gòu)物的振動周期，大幅度減少結(jié)構(gòu)物因受地震作用而引起的放大效應(yīng)，此外，還可利用滑動面與滑塊之間的摩擦來達(dá)到大量消耗地震能量，減少地震力輸入的目的[4]。

表2和圖15給出了船底支座為摩擦擺支座和固定支座兩種支座方案在大震下支座水平力。從表2和圖15可以看出：采用摩擦擺支座以后，在大震下沿地震輸入方向的船底水平力減少到采用固定支座的1/3，達(dá)到了很好的減震效果。

表2 采用不同支座形式下船底支座的水平力

圖15 采用不同支座形式下支座水平力時程曲線

4.2 支座控制位移

選取位移最大的地震波進(jìn)行極大震時程分析，圖16為天然波1在135°方向輸入時的船體短向各支座位移時程。由圖16可得，在極大震下支座最大水平位移為267mm，小于支座控制位移350mm。

圖16 船體短向各支座位移時程

4.3 風(fēng)荷載

為考察風(fēng)荷載下支座性能，選取最不利的130°和310°方向進(jìn)行評估，見圖17。在風(fēng)洞試驗130°方向的風(fēng)荷載作用下，支座在對應(yīng)2倍基本風(fēng)壓即1.54kN/m2下不發(fā)生相對位移。風(fēng)荷載進(jìn)一步加大，鋼支撐筒1發(fā)生相對位移，鋼支撐筒2，3均沒有發(fā)生相對位移。圖18為130°方向的風(fēng)荷載作用下鋼支撐筒1的位移情況，其中40mm為2.5倍基本風(fēng)壓下相對位移，80mm為3倍基本風(fēng)壓下相對位移，350mm為支座控制位移。在對應(yīng)3倍基本風(fēng)壓即2.31kN/m2的風(fēng)荷載作用下，支座均無拔力出現(xiàn)。

圖17 最不利風(fēng)向示意

圖18 130°方向風(fēng)荷載作用下鋼支撐筒1的位移情況/mm

在310°方向風(fēng)洞試驗風(fēng)荷載作用下，支座在對應(yīng)1.5倍基本風(fēng)壓即1.155kN/m2下不發(fā)生相對位移。風(fēng)荷載進(jìn)一步加大，鋼支撐筒1發(fā)生相對位移,3倍基本風(fēng)壓時最大位移為93.2mm，鋼支撐筒2沒有發(fā)生相對位移, 鋼支撐筒3在2.5倍基本風(fēng)壓下發(fā)生相對位移，3倍基本風(fēng)壓下發(fā)生25.4mm位移。圖19給出了310°方向風(fēng)荷載作用下鋼支撐筒1的位移情況，其中29.6mm為2.0倍基本風(fēng)壓下相對位移，62.5mm為2.5倍基本風(fēng)壓下相對位移，93.2mm為3倍基本風(fēng)壓下相對位移，350mm為支座控制位移。在對應(yīng)3倍基本風(fēng)壓即2.31kN/m2的風(fēng)荷載作用下，支座均無拔力出現(xiàn)。

圖19 310°方向風(fēng)荷載作用下鋼支撐筒1的位移情況/mm

根據(jù)風(fēng)洞試驗提供的130°和310°方向355個實測點(diǎn)的三向力時程曲線(基本風(fēng)壓0.77kN/m2)，為進(jìn)一步考察風(fēng)荷載下的支座性能，對風(fēng)荷載時程作用下的結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，如表3所示。在130°方向風(fēng)洞試驗的風(fēng)荷載作用下，支座均無拔力出現(xiàn)，最小壓力為6 578kN。在310°方向風(fēng)洞試驗的風(fēng)荷載作用下，支座均無拔力出現(xiàn)，最小壓力為9 637kN。

4.4 船體扭轉(zhuǎn)效應(yīng)分析

為研究地震下船體扭轉(zhuǎn)效應(yīng)的影響[5]，提取小震人工波45°和135°單向輸入下1#，2#，3#塔樓支撐筒底部中心節(jié)點(diǎn)位移時程曲線，提取節(jié)點(diǎn)位量如圖20所示，僅列出45°單向輸入下的計算結(jié)果。

支座在130°和310°方向風(fēng)荷載下豎向力/kN 表3

圖20 塔樓提取節(jié)點(diǎn)位置

在人工波45°單向輸入下，各塔樓在輸入方向的水平位移均接近，1#塔樓相對2#塔樓的最大位移差為0.019 5m，3#塔樓相對2#塔樓的最大位移差為0.021 2m，說明在沿45°單向輸入下結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)不明顯，位移差曲線見圖21。1#塔樓相對2#塔樓的最大轉(zhuǎn)角為0.000 54rad，3#塔樓相對2#塔樓的最大轉(zhuǎn)角為0.000 61rad。

圖21 塔樓位移差時程曲線

5 關(guān)鍵構(gòu)件

船體底部轉(zhuǎn)換梁為結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵構(gòu)件，采用ABAQUS軟件對轉(zhuǎn)換梁進(jìn)行有限元分析，研究其在豎向荷載下的承載力，分析模型如圖22所示。轉(zhuǎn)換梁截面為H2 500×4 500，內(nèi)設(shè)一對工字形鋼骨H3 900×750×60×60?？紤]支座滑移350mm，在豎向力60 000kN作用下，轉(zhuǎn)換梁仍然處于彈性工作階段，整個節(jié)點(diǎn)承載力完全滿足設(shè)計要求，轉(zhuǎn)換梁承載力-位移曲線見圖23。

圖22 轉(zhuǎn)換梁計算模型

圖23 轉(zhuǎn)換梁在滑移350mm時的承載力-位移曲線

轉(zhuǎn)換梁在性能點(diǎn)處的應(yīng)力分布如圖24所示。

圖24 轉(zhuǎn)換梁應(yīng)力分布/MPa

轉(zhuǎn)換梁除加載區(qū)域應(yīng)力集中,最大應(yīng)力為33.95MPa外，其他區(qū)域應(yīng)力均較小，在埋板以下區(qū)域一般在20MPa左右，節(jié)點(diǎn)鋼骨最大應(yīng)力為126MPa左右，出現(xiàn)在轉(zhuǎn)換梁下部門洞的角部，轉(zhuǎn)換梁內(nèi)型鋼最大應(yīng)力為46MPa，其他區(qū)域鋼骨應(yīng)力在60MPa以下。轉(zhuǎn)換梁鋼筋最大應(yīng)力為134MPa，主要出現(xiàn)在轉(zhuǎn)換梁下部和埋板下區(qū)域，轉(zhuǎn)換梁內(nèi)鋼筋最大應(yīng)力為90MPa。

6 結(jié)論

本工程由三座100m高塔樓+上部圓弧形船體建筑組成[6]，船體建筑采用摩擦擺支座與塔樓相連，為體型特別不規(guī)則的巨型復(fù)雜高層連體結(jié)構(gòu)，通過對其研究得出以下結(jié)論：1)采用摩擦擺支座以后，達(dá)到了很好的減震效果。2)極大震的分析結(jié)果表明支座控制位移滿足極大震的要求。在3倍基本風(fēng)壓下，船體支座位移小于支座控制位移，具有一定的安全余量。3)在溫度作用、地震作用下，支座無豎向拔力出現(xiàn)。在3倍基本風(fēng)壓下，船體支座仍未出現(xiàn)拔力，具有較大的抗傾覆能力。4)轉(zhuǎn)換大梁的有限元計算結(jié)果表明，本工程的重要轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)是可靠的，能夠承受上部船體的荷載并留有余量。