第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 绍兴某超高层大跨高位连体结构设计剖析 童来富恽波单玉川周晓悦魏子丹张庆山裘涛 （浙江工业大学建筑规划设计研究院有限公司，杭州310014） 摘要：绍兴某超高层双塔在标高79.100米处采用钢连廊进行连接，成为高位连体结构.
因为连廊跨度（45.0m） 较大，自身刚度不足以协调双塔的变形，连廊与塔楼按弱连接的原则进行设计.
采用铅芯橡胶支座的连 接形式，在保证连廊的变形满足正常使用要求下，尽量减小连廊对双塔的影响，本工程采用抗震性能化 目标的设计方法，通过单塔和整体模型在小震、罕遇地震下的静力和动力分析，对比塔楼有无连廊的动 力响应.
分析结果表明，工程整体和各构件均可达到既定的抗震性能化目标：设置隔震支座的连廊对塔 楼的影响有限，按单塔进行设计并局部采取加强措施是能够满足实际工程要求的.
关键词：钢连廊，铅芯橡胶支座，弱连接，抗震性能化目标 1工程概况 本项目建设地点位于绍兴迪荡新城CBD的核心区块内的B2地块，工程总用地12997平方米，总建筑 面积176658平方米，其中地上134514平方米，地下43038平方米.
本工程地下3层，采用整体地下室， 主要功能为地下车库和设备用房：地上结构长141.5米，宽55.5米，设两条伸缩缝（兼做抗震缝），把 上部结构分为三个结构单体.
南面结构单体15层为商业，541层为办公：北面结构单体15层为商业， 5~41层为宾馆：中间结构单体共五层，为商业.
南北塔楼屋面高度为161.1m，以上为泵房、机房和水箱 层.
中部裙房采用全现浇钢筋混凝土框架结构，塔楼均采用全现浇钢筋混凝土框架一核心筒结构，标准层 层高皆为3.6米.
在标高60.1米（15层）和115.1米（30层）各设置一个避难层，层高4.6米.
图1塔楼二十层平面图 作者簧介：重米富（1977一），男，学士，工程师
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 在南北塔楼的20~21层（标高79.1~86.3米，图1、图2）设置连接两塔的钢连廊，钢连廊采用空间 钢桁架结构（图3），宽6.6米，高6.8米，跨度45.0米，分为楼面和屋面两层，均采用现浇钢筋混凝 土楼板（自承式钢筋桁架模板）.
在南北塔楼的水箱层（标高167.7米）核心筒上有莲花形钢构架，高 18.9米.
钢构架顶部有24.2米高稳杆，榆杆顶部标高210.8米.
按照现行《建筑抗震设计规范》及《高 层混凝土结构设计规程》，本项目属于B级高度的连体超高层建筑.
向限位支座 铂芯橡胶支座 铅芯橡胶支座 图3连廊支座示意图 tEEk 片 E4E 图4铅芯橡胶支座 图2双塔带连廊模型 2工程抗震超限情况和设计原则 本工程抗震设防类别为丙类，设防烈度为6度，场地类别为Ⅱ类，设计地震分组为第一组.
基本风 压取100年重现期的风压0.50KN/m，并考虑塔楼互相干扰放大系数1.1，地面粗糙度为B类.
本工程塔 楼总高度161.1米，超过A级高度高层建筑的限值（150米）11.1米属B级高度高层建筑，且在标高79.1 2
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 米处有一大跨度的钢结构连廊与两塔楼连接，所以本工程属抗震特别不规则建筑，应进行超限工程抗震审 查.
本工程钢连廊跨度大，位置高，采用双层钢桁架结构，自身刚度不足以协调两边塔楼的位移，因而与 塔楼的连接采用弱连接.
连廊下弦置塔楼处设置四个铅芯橡胶隔震支座，上弦侧面设置四个限位橡胶支 座.
铅芯橡胶支座选取合适的刚度、阻尼和屈服力，使支座在风荷载和小震作用下保持弹性工作状态，连 廊的变形满足正常使用要求，又使连廊对相连双塔的影响力减至最小.
支座的最大塑性变形量大于罕遇大 震作用下的支座位移.
本工程采用基于性能的抗震设计方法：总体的抗震性能目标为C级，置连廊的框架柱梁和塔楼顶钢 构架抗震性能目标为B级，钢连廊抗震性能目标为A级.
根据《高规》第3.7.3条之规定，本工程多遇地 震作用下结构层间位移角不大于1/750.
罕遇地震作用时，层间弹塑性位移角不大于1/100.
根据本工程超限情况，拟定结构抗震性能水准见表1.
表1（结构抗震性能水准） 小震 中震 大震 结构整体 结构完好，无损 宏观损坏程度为轻度损坏，一般 宏观损坏程度为中度损坏，修复或加固后可 坏，不经过修理即 修理即可维续使用 继续使用 可维续使用 剪力墙（核心筒） 弹性 正截面承载力不屈服 允许少量进入塑性，控制截面剪压比，弹塑 抗剪弹性 性层间位移角满足不大于1/100 框架柱 弹性 正截面承载力不屈服 允许进入塑性，控制截面剪压比，弹塑性层 抗剪弹性 间位移角满足不大于1/100 框架梁 弹性 正截面承载力允许进入塑性，抗 允许进入塑性 剪不届服 剪力墙连梁 弹性 正截面承载力允许进入塑性，抗 允许进入塑性 剪不屈服 与钢连廊连接的 弹性 弹性 正截面承载力不屈服、抗剪弹性 框架柱梁 钢连廊 弹性 弹性 弹性 塔楼顶钢构架 弹性 弹性 正截面承载力不屈服、抗剪弹性 3钢连廊设计 铅芯橡胶支座选用GZY800-200（图4），性能参数如下： 竖向压力设计值：2500KN 竖向压缩刚度设计值：2300KN/mm 屈服力设计值：240KN 屈服前刚度设计值：18.85KN/mm 屈服后刚度设计值：1.450KN/mm 最大水平位移设计值：土300mm 采用3D3S和MIDASGEN两种软件，分析独立钢连廊在风荷载、水平地震和竖向地震共同作用下受力 状况.
结果表明在风载和小震作用下，支座最大剪切变形为11.04mm（风荷载下），见表2：支座最大水平 反力206.3KN（风荷载下）小于屈服力，铅芯橡胶支座处于弹性工作状态：由竖向地震产生的支座拉力， 远小于连廊自重引起的支座轴向压力：连廊的竖向自振频率大于5Hz.
3
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 表2（X向风荷载作用下支座剪切变形） 支座编号 1 2 3 4 剪切变形 x 11. 03 11. 03 11. 04 11. 04 （mm） y 0.70 0.70 0.70 0.70 本工程连廊两边支座搁置在塔楼框架梁上，桁架端部伸入塔楼，距框架梁边700毫米，防止在罕遇地 震下坠落，并在每个支座对应部位设置连接钢桁架与框架柱的防坠落装置，提供防坠落的第二道防线.
在 与钢桁架端部对应的塔楼位置设置50mm厚的橡胶垫，作为缓冲防撞措施.
4单塔模型风荷载和小震下计算 根据高规（JGJ3-2010）B级高度的连体结构，应采用至少两个不同力学模型的结构分析软件进行计算.
本工程分别采用SATVE/PMSAP/MIDASBUILDING进行南北塔楼的单体弹性计算分析（反应谱和弹性时程）.
然波.
按双向地震波输入，主次方向的峰值加速度最大值按1：0.85的比例调整.
主要计算结果如下： 4.1周期： 表3（单塔周期） 南楼单塔模型周期 振型 SATVE PMSAP BUILDING 周期 报动系数（XYZ） 周期 报动成分（XYZ） 周期 振动因子（XYZ） 1 4.190 1. 000. 000. 00 3.926 1. 000. 000. 00 4.092 39. 40. 010. 06 2 3. 790 0. 001. 000. 00 3.653 0. 001. 000. 00 3.738 0. 0139. 10. 47 3 2.871 0. 010. 000. 99 3.140 0. 030. 000. 97 3.089 0. 240. 3198. 2 T1/T3 0. 685<0. 85 0. 799<0. 85 0. 755<0. 85 地震最大方向 1.677(度) 0.59度 有效质量系数 X: 99. 80% Y: 98. 31% X: 95. 7% Y: 96. 7% X: 91. 01% Y: 92. 44% 北楼单塔模型周期 振型 SATVE PMSAP BUILDING 周期 报动系数（XYZ） 周期 振动成分（XYZ） 周期 振动因子（XYZ） I 3.979 0. 950. 000. 05 3.966 0. 870. 010. 12 4.005 37. 90. 264. 36 2 3.614 0. 010.990. 00 3.557 0. 010 990. 00 3.616 0. 2538. 80. 16 3 3.038 0. 060. 000. 94 3.382 0. 030. 000. 97 3.343 8. 530. 0975. 4 T1/T3 0.764<0. 85 0.85 0.835<0.85 地震最大方向 4.316（度） 7.65度 有效质量系数 X: 99. 74%Y: 97. 51% X:94. 5%Y:94. 0% X:92. 98% Y: 92. 66% 4.2小震下位移和位移角 在小震作用下，顶部最大水平位移南塔楼70.8mm（X向），北塔楼70.3mm（X向）. 南塔楼在地震荷载作 用下，三个程序计算得到的X向及Y向最大层间位移角分别为1/2071和1/2544：北塔楼在地震荷载作用 下，三个程序计算得到的X向及Y向最大层间位移角分别为1/1759和1/2474，满足高范框架-核心筒结构 4 第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 弹性层间位移角1/800限值的规定：南北塔楼大部分楼层扭转位移比均满足规范限值1.2，局部楼层超过 1.2.南塔楼最大扭转位移比1.40，北塔楼最大扭转位移比1.36，满足规范1.4的限值. 4.3弹性时程分析 弹性时程分析下，顶部最大水平位移南塔楼73.5mm（X向），北塔楼75.2mm（X向）.三条时程曲线计算 得到的结构底部剪力的平均值不小于振型分解反应谱方法求得的底部剪力的80%，符合规范要求. 三条时 程曲线计算得到层间位移角均满足规范要求. X、Y向的最大楼层位移曲线、最大层间位移角曲线、最大 楼层剪力的分析结果与振型分解反应谱方法计算结果趋势基本是一致的，没有出现异常情况. 4.4风荷载下位移和位移角 在风荷载作用下，顶部最大水平位移南塔楼134.7mm（X向），北塔楼148.0mm（X向）. 南塔楼在风荷载 作用下，三个程序计算计算得到的X向及Y向最大层间位移角分别为1/1286和1/1645：北塔楼在地震荷 载作用下，三个程序计算计算得到的X向及Y向最大层间位移角分别为1/1212和1/1651，满足规范框架一 核心筒的限值1/800：对比常遇小震作用下的层间位移角，本工程的侧向位移由风荷载控制. 5双塔带连廊模型风荷载和小震下计算分析 采用MIDASGEN8.0对整体模型进行弹性分析，整体模型包括钢连廊和塔楼屋顶钢构架. 分析的主要 结果如下： 5.1周期 表4（连体模型周期） 南楼 MIDAS GEN （整体模型） MIDASBUILDING（单塔） 振型 周期（t） 振动因子（XYZ） 周期（t） 振动因子（XYZ） 1 3.939 59. 30. 0140. 4 4.092 39. 40.010. 06 2 3.552 0. 0499. 30. 48 3.738 0. 0139. 10. 47 3 2.783 0. 250. 6290. 2 3.089 0.240.3198.2 北楼 MIDAS GEN （整体模型） MIDASBUILDING（单塔） 振型 周期（t） 振动成分（XYZ） 周期（t） 振动因子（XYZ） 1 3.869 49. 10. 6349. 9 4. 005 37. 90. 264. 36 2 3.440 2. 1995. 12. 52 3.616 0. 2538. 80. 16 3 3.048 17. 10. 8379. 3 3.343 8. 530. 0975. 4 5.2风荷载和小震作用下连廊支座搁置点位移（mm） 表5（连体模型支座搁置点位移） 南楼支座 MIDAS GEN（整体模型） MIDAS BUILDING（单塔） 搁置点 X位移 Y位移 Z位移 X位移 Y位移 Z位移 X向风荷载 49.3 1.5 1.0 47.4 1.0 1.0 Y向风荷载 1.0 30.3 2.9 1.0 30.9 2.6 X向地震 23.4 1.0 1.0 26.6 1.0 1.0 Y向地震 1.0 16.8 1.6 3.0 18.9 1.5 北楼支座 MIDAS GEN（整体模型） MIDAS BUILDING （单塔） 搁置点 X位移 Y位移 Z位移 X位移 Y位移 Z位移 X向风荷载 51.8 3.0 1.0 50.0 2.6 1.0 Y向风荷载 1.9 30.2 2.8 1.0 29.1 2.3 5
