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第 43 卷 第 2 期 2013 年 1 月下 建筑结构 Building Structure Vol． 43 No． 2 Jan． 2013 复杂超限高位大跨连体结构设计 魏利金， 崔世敏， 史炎升 北京三磊建筑设计有限公司， 北京 100048 ［摘要］项目是由左右两塔与高位大跨连廊组成的三位一体的复杂高层建筑。连体结构部分的位置高、 跨度大， 且两侧塔楼与中间连体结构层高不同， 有局部错层， 同时因主体结构和连体部位采用两种不同类型材料， 给结构设 计带来了较大的挑战。设计采用了多项有效抗震技术措施， 详细分析了连体结构、 高位大跨连廊的受力性能， 通过 振动台模型试验验证了所采取的抗震措施的可行性， 工程设计顺利通过超限建筑专项审查。 ［关键词］复杂高层建筑;高位大跨连体;抗震分析;振动台模型试验 中图分类号 TU398 ． 9文献标识码 A文章编号 1002- 848X 2013 02- 0012- 05 Design on a complex high rise building with a high- position and large- span connected structure Wei Lijin，Cui Shimin，Shi Yansheng Beijing Sunlay Design Group Co．，Ltd．，Beijing 100048，China Abstract A complex high rise building is composed of two towers and a high-position and large-span connected structure． The structure design is a big challenge，owing to the connected structure is a high-position and large-span structure，the storey heights of both sides of the tower and the connected structure are different，and the parts of main structure and connected structure are made of two different types of materials． The stress perances of the connected structure and the high-position and large-span gallery were analyzed，and the feasibility of seismic measures was verified by the shaking table model test． The design had smoothly passed the special review of the complex high building． Keywords complex high rise building;high-position and large-span connected structure;seismic analysis;shaking table model test 作者简介 魏利金， 教授级高级工程师， 一级注册结构工程师， Email weilj sunlaydesign． com。 1工程概况 北京 UHN 国际村位于北京市朝阳区西坝河东 里， 建筑面积 25 000m2， 工程为高位大跨连体结构， 地下 2 层， 地 上 28 层， 结 构 总 长 度 86. 3m， 宽 度 14. 8m， 高度为 81. 99m， 高宽比为 5. 83。主体结构 为两个钢筋混凝土剪力墙结构 图 1 中左侧为塔 1， 右侧为塔 2 ， 层 1 层高为 4. 5m， 其余标准层层高为 2. 87m， 两侧结构在标高 64. 77 ～ 81. 99m 处通过连 接体相连成为一体。连接体部分的结构采用钢结 构， 下部为 5. 7m 高的钢桁架转换层， 钢桁架上部为 3 层钢框架结构， 层高为 3. 827m， 连接体部分跨度 为 31. 2m。工程于 2006 年建成使用， 设计使用年限 取 50 年， 安全等级为二级， 建筑抗震设防类别为丙 类， 地基基础设计等级为甲级。 2主要设计参数 2. 1 风荷载 工程为高位连体建筑， 跨度较大， 风荷载作用较 为复杂， 根据建筑结构荷载规范 GB 50009 2001 ， 基本风压可为 0. 50kN/m2 设计基准期为 100 年 ， 体型系数为 1. 3， 地面粗糙度类别按 C 类 考虑。 图 1工程实景图 2. 2 地震作用 抗震设防烈度为 8 度 0. 20g ， 设计地震分组 为第一组， 采用振型分解反应谱法进行抗震分析计 算。地震影响系数曲线按建筑抗震设计规范 GB 500112001 简称抗规 采用， 地震作用计算 参数选为 Tg 0. 45s， αmax 0. 16。周期折减系数为 0. 9， 结构阻尼比为 0. 05， 对连接体钢结构部分计算 时， 阻尼比为 0. 02。连接体部分分析时考虑竖向地 震作用。 第 43 卷 第 2 期魏利金， 等． 复杂超限高位大跨连体结构设计 2. 3 工程地质条件 拟建场地范围内不存在影响整体稳定性的不良 地质作用， 工程建筑场地类别为Ⅲ类， 抗震设防烈度 为 8 度时， 场地地基土不液化。 3结构超限情况 工程 连 体 部 分 位 置 较 高 65m ， 跨 度 较 大 31. 2m ， 且连体结构部分因两侧塔楼与中间连体 结构层高不同， 有局部错层。同时因主体结构为钢 筋混凝土结构， 连体部位为钢结构， 为两种不同材料 类型的结构。按超限高层建筑工程抗震设防专项 审查技术要点 的有关规定， 属于复杂体型结构， 属 超限高层建筑结构， 需要进行全国超限审查。 4结构体系的合理选择 依据建筑布置要求， 采用钢筋混凝土剪力墙结 构。将连体结构两侧的两道横向剪力墙设置为带端 柱 型 钢 柱的 剪 力 墙， 从 底 层 到 顶 层 墙 厚 均 为 400mm， 电梯井部分的分隔墙厚为 200mm。其余剪 力墙厚度取 400， 350， 300， 250mm。 连接体主体结构采用钢结构， 在连接体下部设 置 3 榀钢转换桁架， 承托上部连接体， 转换桁架的高 度为 5. 7m， 占用 2 个楼层的高度 层 23， 24 ， 跨度 为 31. 2m。其中， 上下弦选用方钢管， V 形斜撑选用 焊接 H 型钢。在 3 榀桁架中， 除 V 形斜撑两端为铰 节点外， 其余节点均为刚节点。3 榀桁架平面结构 之间在各楼层位置利用钢梁进行连接。 在转换桁架上下弦之间有 1 道夹层， 此夹层的 楼面体系与转换桁架脱开。在层 22 楼面主梁上另 设立柱， 形成一个较为独立的体系， 见图 2， 3。这样 处理既充分利用了建筑空间， 又使夹层与主结构的 受力关系清晰明确。3 榀桁架平面主结构中， 转换 桁架的上下弦杆及顶层弦杆与两侧塔楼刚接， 其余 楼层的楼面梁与塔楼剪力墙铰接。连接体部分的层 23， 27， 29 与相应的塔楼楼层存在约 1m 的错层， 见 图 4。 图 2连体下部结构平面布置 5针对结构超限采取的主要抗震措施 通过调整两侧塔楼结构布置以使两侧塔的体 型、 平面和刚度接近。根据高层建筑混凝土结构 图 3连体部分结构平面布置 图 4结构竖向布置示意图 技术规程 JGJ 32002 简称高规 “连体结构 各独立部分宜有相同或相近的体型、 平面和刚度。 ” 连体结构各独立部分体型相近， 通过调整其平面结 构布置以达到使其刚度接近的目的。 将连接体结构两侧剪力墙设置为带端柱的剪力 墙， 同时将两侧的两道横向剪力墙设置为带端柱 型钢柱 的剪力墙， 墙厚 400mm。每一榀桁架下设 端柱， 端柱尺寸为 1 000 1 000， 端柱内由连接体下 部层 5 层 17 起配置 H 型钢， H 型钢尺寸为 600 600 20 30， 一直伸到结构顶层。因连体结构的体 型特殊， 抗扭性能较差， 根据高规 “抗震设计时连 接体及与连接体相邻的结构构件的抗震等级应提高 一级采用， 一级提高至特一级” ， 一般部位剪力墙抗 震等级为一级。所有外周边剪力墙均加强配筋， 水 平和竖向分布钢筋的配筋率不小于 0. 3 ， 在此范 围的剪力墙墙肢均设置约束边缘构件， 约束边缘构 31 建筑结构2013 年 件纵向配筋率为 1. 2 ， 配箍率为 1. 2 。 连接体结构两侧的两道横向剪力墙按特一级设 计 剪力墙分布筋配筋率为 0. 78 ， 剪力墙墙肢端 部设置约束边缘构件， 约束边缘构件纵向配筋率为 1. 5 ， 剪力墙端柱纵向配筋率为 2. 5 ， 配箍率均 为 1. 5 。加强连接体钢桁架上下弦楼板厚度及配 筋。连 接 体 钢 桁 架 上 下 弦 楼 板 及 屋 面 板 采 用 200mm 厚钢筋混凝土楼板， 楼板加强范围延伸至连 接体两侧各一跨的范围， 见图 5 阴影部分。在此范 围内上下钢筋全部拉通， 以使连接体部分能更有效 地抵抗板内有可能出现的拉力。 图 5连体楼板加强部位示意 连接体两侧与钢桁架上下弦及顶层相邻的梁采 用型钢混凝土梁。为保证连接体结构的 3 榀钢桁架 与左右两侧结构可靠锚固， 左右两侧结构中与桁架 梁相邻跨的梁采用型钢混凝土梁。此型钢混凝土梁 的截面为 500 670， 型钢 为 H400 250 190 20 30。连体结构的顶层楼面梁在上述范围内也采 用型钢混凝土结构。 依据高规， 体型复杂、 结构布置复杂应采用至少 两个不同力学模型的结构分析软件进行整体计算。 为此， 采用 SATWE 2004 年版本 和 ETABS 两种软 件进行分析。 6多遇地震下的振型分解反应谱法计算结果 6. 1 SATWE 软件计算结果 本工程总重量 Ge 418 160kN。前 6 阶振型周 期如表 1 所示。前 36 阶振型的参与质量大于总质 量的 90 ， 满足高规对复杂高层建筑的要求。其中 第 3 阶振型周期为两塔楼自身相对平动引起的扭 转， 周期比为 Tt/T1 0. 81 ＜ 0. 85。SATWE 软件楼 层剪力和剪重比计算结果 X 方向地震作用下， 塔 1， 2 的基底剪力分别为 11 788， 10 756kN， 剪重比为 结构前 6 阶振型表 1 振 型 周期 /s 平动系数 X Y扭转系数 SATWEETABSSATWEETABSSATWEETABS 11. 5341. 5230. 99 0. 010. 98 0. 0200 21. 3741. 4450. 00 0. 980. 00 0. 970. 020. 03 31. 2421. 2990. 01 0. 620. 02 0. 610. 370. 37 40. 4370. 4231. 00 0. 001. 00 0. 0000 50. 4050. 3880. 99 0. 010. 99 0. 0100 60. 2860. 3130. 00 0. 890. 01 0. 890. 10. 1 5. 39 ， 4． 93 ; Y 方向地震作用下， 塔 1， 2 的基底 剪力分别为 12 508， 10 867kN， 剪重比为 5. 59 ， 4. 87 。 6. 2 ETABS 软件主要计算结果 结构总重量 Ge 419 950kN。基本振动形态与 SATWE 的计算结果非常接近。前 6 阶振型的自振 周期和质量参与系数见表 1。前 50 阶振型的参与 质量大于总质量的 90 ， 满足高规对复杂高层建筑 的要求。取扭转质量参与系数大于 50 的第 3 阶 周期作为以结构扭转为主的第 1 周期， 周期比为 Tt/ T1 0. 85。ETABS 软件楼层剪力和剪重比计算结 果 X 方向地震作用下， 塔 1， 2 的基底剪力分别为 10 744， 8 544kN， 剪重比为 5. 12 ， 4. 30 ; Y 方向 地震作 用 下， 塔 1， 2 的 基 底 剪 力 分 别 为 10 206， 8 409kN， 剪重比为 4. 87 ， 4. 23 。 6. 3 连体部位两程序对比计算 两种程序计算的剪重比均满足规范中关于楼层 最小地震剪力系数的要求。具体各楼层的剪力和 X， Y 方向的楼层剪重比见表 2。 连体部位楼层剪力和剪重比表 2 楼 层 楼层剪力 Vx/kN 剪重比 X 向/楼层剪力 Vy/kN剪重比 Y 向 / SATWEETABSSATWEETABSSATWEETABSSATWEETABS 312 4842 04313. 0312. 13 0682 15216. 1012. 8 303 5643 10412. 4611. 64 3903 25015. 3512. 1 294 1773 93111. 3011. 25 1364 09913. 8911. 7 285 3034 94410. 9710. 76 4795 12413. 4011. 1 275 7655 47110. 5110. 47 0155 65612. 7910. 7 266 9266 41510. 169. 88 3336 57712. 2210. 1 258 4417 6069. 689. 19 9187 70811. 379. 2 249 1068 1819. 478. 710 5278 18810. 948. 8 239 5428 6849. 058. 510 9148 62610. 358. 4 2210 9169 7088. 788. 112 0319 4489. 677. 8 6. 4 水平位移和层间位移角 采用 ETABS 计算的结构最大位移和平均位移 见图 6。其中连接体下部双塔楼层的最大位移取两 个塔楼的最大值， 平均位移取两个塔楼质心位移的 平均值。平均位移和最大位移曲线平滑， X 方向位 移呈弯剪形， Y 方向弯曲明显。 SATWE 计算的 X， Y 方向最大层间位移分别为 1/1 138 层 13 和 1/1 005 层 29 ， ETABS 计算的 X， Y 方 向 最 大 层 间 位 移 分 别 为 1/1 594 层 13和 1/1 304 层 21 ， 两个程序计算结果均满足高规要求。 6. 5 结构扭转效应的控制 高规规定在考虑偶然偏心影响的地震作用下， 楼层竖向构件的最大水平位移和层间位移， 复杂高 层建筑不宜大于该楼层平均值的 1. 2 倍， 不应大于 该楼层平均值的 1. 4 倍。 41 第 43 卷 第 2 期魏利金， 等． 复杂超限高位大跨连体结构设计 图 6X， Y 方向地震作用最大位移与平均位移 为考察结构的扭转效应， 地震作用采用考虑偶然 偏心进行计算， 其中偶然偏心按 0. 05L L 为结构的长 度 考虑。考虑偶然偏心影响， SATWE 模型在 X， Y 方向地震作用下最大层间位移与平均值的比值最大 分别为 1. 16 和 1. 37; ETABS 模型在 X， Y 方向地震作 用下最大位移与平均值的比值最大分别为 1. 02 和 1. 19。SATWE 软件计算的 Y 方向最大层间位移与平 均值的比值大于 1. 2， 小于 1. 4， 满足高规要求。 7弹性时程分析计算 对结构进行弹性动力时程分析， 地震波选用两 条实际 地 震 记 录 Peter 波、 El Centro 波 和 人 工 波 Artificial 进行时程分析。计算分析采用 SATWE 及 ETABS 两种程序， 时程分析输入地震加速度最大值 为 70cm/s2。基底剪力计算结果见表 3， 每条时程曲 线计算的基底剪力大于振型分解反应谱法求得的底 部剪力的 65 ， 3 条时程曲线计算所得的底部剪力 的平均值大于振型分解反应谱法求得的底部剪力的 80 ， 满足规范相关要求。从时程分析与反应谱计 算结果来看， 时程分析结果基本处于两种软件反应 谱计算结果之间。时程分析 X， Y 方向楼层位移平 均值与反应谱结果比较见图 7。 时程分析基底剪力及其与反应谱法的比值表 3 方 向 基底剪力 /kN 反应谱法ArtificialEl CentroPeter平均值 X21 10823 694 1. 12 21 760 1. 03 17 226 0. 82 20 455 0. 97 Y22 84220 446 0. 9 22 726 0. 99 16 272 0. 71 20 252 0. 89 注 括号内数值为时程分析结果 /反应谱结果。 8连接体竖向地震作用分析及其抗震性能设计 连接体位于建筑顶部， 对竖向地震作用比较敏 感。为考察工程连接体部位的竖向地震作用效应， 应用 ETABS 程序， 采用反应谱法和时程分析法对连 体结构的竖向地震作用进行补充分析计算。 8. 1 竖向反应谱分析 8. 1. 1 竖向反应谱计算结果 图 7时程分析 X， Y 方向楼层位移平均值与反应谱比较 反应谱曲线按抗规， 其中竖向地震影响系数， 取 水平地震影响系数最大值的 65 ， 阻尼比取 0. 05， 结果见表 4。 竖向振动周期表 4 振型号周期 /s竖向参与质量 /振动形态 90. 23513. 22连接体竖向振动 150. 15426. 15左侧塔楼的竖向振动 160. 15313. 95右侧塔楼的竖向振动 8. 1. 2 竖向振动周期和地震力 结构整体计算的第一竖向振型为连接体的竖向 振动， 周期为 0. 235s， 连接体竖向刚度较大。结构 两 侧 塔 楼 的 竖 向 刚 度 基 本 相 似，振 动 周 期 为 0. 153s。连接体部位参与质量相对较大， 表明连接 体竖向振动比较显著。 8. 1. 3 竖向位移的控制 图 8 给出了结构竖向反应谱工况下左侧塔楼中 部竖向构件和连接体跨中的竖向位移。结构在连接 体以下楼层， 位移随高度增加基本为线性变化; 在连 接体部位楼层， 塔楼竖向位移增加较小， 最大位移 0. 57mm。连接体钢结构因竖向刚度远远小于塔楼， 竖向位移较大， 最大为 3. 1mm。 8. 2 竖向时程分析 时程分析计算选用第 7 节 3 条地震波。其中 Peter 竖向波的场地卓越周期为 0. 45s， 与本工程特 征周期接近， El Centro 竖向波和 Peter 竖向波的记录 长度为 54s， Ⅲ类场地人工波记录长度为 24s， 均远 远超过结构基本自振周期的 4 倍， 并大于 12s。弹 性时程分析时， 竖向地震波输入加速度幅值为水平 地震波的 0. 65 倍， 即取 45. 5cm/s2。 8. 3 连接体抗震性能化设计 鉴于连接体的重要性， 对连接体部分主要受力 构件还考虑以竖向地震为主的组合和中震荷载组 合， 连接体本身考虑竖向地震且承载力按中震弹性 设计， 该工程的性能目标满足 D 类的要求。中震组 51 建筑结构2013 年 合材料取标准值， 荷载取标准值， 不考虑承载力抗震 调整系数。 承载力验算结果如下 1 多遇地震作用时， 桁 架受力较小， 在非地震组合和考虑竖向地震作用的 多遇地震组合工况时， 桁架各杆件均处于弹性状态， 最大受力部位位于桁架端部斜腹杆， 最大应力比出 现在中榀桁架端部斜腹杆， 比值为 0. 729， 以竖向地 震作用为主的工况下， 连接体结构受力更为不利 一些， 最大应力比为 0. 752， 也出现在中榀桁架的 端部腹杆。2 钢桁架在保障整体结构安全方面意 义重大， 为此， 特别验算在中震作用下钢桁架结构 的应力。采用设防烈度 中震 地震作用， 对连接 体部分进行计算， 计算中地震作用取标准值， 荷载 分项系数取 1. 0， 材料强度取标准值， 抗震承载力 调整系数取 1. 0。桁架弦杆在中震作用组合工况 下， 中榀桁架端部斜腹杆应力比最大为 0. 81。计 算表明在中震组合工况下， 连接体钢桁架基本处 于弹性状态。 9超限审查意见与模型振动台试验结论及建议 在初步设计阶段进行了全国超限审查工作， 审 查委员会认为 尽管项目进行过详细的分析与研究， 也采取了一些切实可行的抗震加强措施， 但考虑到 工程属高位、 大跨连体结构， 且又处 8 度抗震设防地 区， 为进一步研究连体结构的抗震性能， 验证其采取 的各种抗震加强措施的有效性， 建议对本工程进行 模型振动台试验。工程委托中国建筑科学研究院结 构所进行了 1 /25 的模型振动台试验， 图 9 为振动台 模型图。 图 8竖向位移 竖向反应谱 图 9振动台模型图 根据工程的实际情况， 在振动台上依次模拟了 7 度小震 中震 、 8 度小震 中震、 大震 的水平地震 和竖向地震。 9. 1 模型试验结论 依据模型的动力特性和裂缝开裂情况， 本工程 基本满足 8 度抗震设防的要求。能满足性能目标 D 的要求 即小震下满足性能水准 1 的要求， 中震下满 足性能水准 3 的要求， 大震下满足性能水准 4 的要 求; 连接体在大震下未发生破坏， 但有一根桁架端部 受压腹杆在大震下压曲。连接体两侧重点加强的钢 筋混凝土墙未发现裂缝， 说明采取的加强措施是可 以满足结构的抗震需要的。由于结构在 Y 向高宽 比较大， 在地震作用下， 模型底部破坏较为严重， 破 坏区域在层 1 底 ～ 层 3 顶。 9. 2 施工图阶段设计建议 ［1- 4］ 1 连接体两侧的剪力墙端柱受荷较大， 且结 构 Y 向倾覆力矩较大， 8 度大震后， 连接体两侧角部 的剪力墙端柱在层 1 ～ 4 均出现混凝土局部压碎现 象， 建议对底部加强区范围的角部 4 个剪力墙端柱 采取加强措施。 2 在 8 度大震作用下， 模型塔楼南北立面的 小墙肢底部破坏较多， 建议加强。 3 由于桁架跨高比较小， 且端部为刚接， 桁架 端部受压斜腹杆为桁架的控制杆件， 在水平和竖向 地震波作用下峰值应变均出现在此杆件， 建议加强 此杆件。 4 连接体楼板在电梯筒体削弱处出现裂缝， 建议加强此处配筋， 提高受拉承载力。 5 模型端部墙体水平裂缝较多， 建议该处剪 力墙加强竖向分布筋配置， 尤其是加强端部约束边 缘构件。 10结语 通过对大跨、 高位、 局部错层连体结构的计算分 析、 论证， 设计采用了多项有效抗震技术措施， 详细 地分析了连体结构、 高位大跨连廊的受力性能， 同时 通过振动台模型试验对关键部位进行抗震性能验 证， 证明工程设计具有技术先进、 安全可靠、 经济性 合理的优点， 可供类似工程设计参考。 致谢 本工程抗震专项审查报告委托中国建筑 科学研究院协助完成， 在此对参与报告编写的人员 表示感谢。 参考文献 ［1］魏利金． 建筑结构设计常遇问题及对策［M］． 北京 中 国电力出版社， 2009． ［2］魏利金． 试论北京某三叠 三错层 高层超限住宅结构 设计［C］/ /第 19 届全国高层建筑结构学术交流会论 文集． 长春 2006 444- 451． ［3］魏利金． 高烈度区某超限复杂高层建筑结构设计与研 究［J］． 建筑结构， 2012， 42 S1 59- 67． ［4］UHN国际村振动台模型试验报告［R］． 北京 中国建 筑科学研究院， 2006． 61