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场地类别(某带大悬挑的办公塔楼结构设计)
桁架,悬臂,核心场地类别(某带大悬挑的办公塔楼结构设计)
发布时间:2020-12-06加入收藏来源:互联网点击:
4. 2 竖向地震作用分析
本工程对竖向地震作用比较敏感,选取3 条地震波( SHW1,SHW4,SHW6) ,采用振型分解反应谱法和时程分析法进行了竖向地震的计算,核心筒是型钢混凝土结构,悬挑部分是钢框架结构,因此计算结构整体竖向地震效应时,对阻尼比为0.02 的结构也进行了计算[7]。计算结果表明: 多遇地震作用下,3 条地震波和竖向振型分解反应谱条件下的悬挑构件轴力与重力荷载代表值的比值最大为8. 90%。因此,采用重力荷载代表值的10%作为竖向地震效应加以考虑,可以满足安全性要求。表5、表6 分别为悬臂桁架XHJ1和XHJ6 的受拉斜腹杆的计算结果。重力荷载代表值下悬臂桁架XHJ1 和XHJ6 的轴力分别为7 930,4 946kN。
4. 3 中震弹性分析
考虑中震作用下结构损伤,阻尼比为0. 065,连梁刚度折减系数为0. 5,周期折减系数为1. 0。分析结果如下: 1) 结构X,Y 向的最大层间位移角分别为1 /670 和1 /666,均小于1 /500; 2) 底部1 ~ 3 层核心筒周边较多墙肢剪压比超限、边缘构件超筋,在剪力墙内设置16~25mm 厚的Q345B 钢板,见图9; 3) 对于小偏心受拉墙肢,在边缘构件内设置型钢,见图10。采取以上加强措施后重新计算,墙肢剪压比均满足要求,配筋均在合理的范围内,双向水平地震下墙肢全截面平均名义拉应力不超过2 倍混凝土抗拉强度标准值ftk。
4. 4 大震不屈服分析
满足中震弹性的基础上,对结构进行大震不屈服分析,阻尼比为0. 08,周期折减系数为1. 0,连梁刚度折减系数为0. 3,场地特征周期为1. 1s。分析结果如下: 1) 结构X,Y 向的最大层间位移角分别为1 /278 和1 /272,均小于1 /120; 2) 核心筒墙肢剪压比均满足高规要求。
4. 5 悬挑转换体系的承载力和变形分析
本工程应严格控制悬臂桁架和环带桁架在竖向荷载、地震组合下的应力比。分析结果发现: 小震作用下竖向荷载起控制作用; 中震、大震作用下竖向地震效应明显增加,但仍以水平地震效应为主导。因此,本文对悬挑转换体系的承载能力分析采用了三种荷载组合,见表7。
为节省篇幅,表8 仅给出受力最大的悬臂桁架XHJ1 的杆件应力比,环带桁架受力最大的位置发生在角部悬挑端。由表8、表9 可知,悬挑转换体系在小震、中震、大震作用下均保持弹性,具有较大的安全储备。由于平面外稳定承载力较弱,大震作用下环带桁架受压斜腹杆最大应力比达到0. 93。
表10 列出了正常使用工况( 1. 0 恒载 1. 0 活载,组合1) 下悬臂桁架下弦楼面7 个代表节点( P1~ P7,图3) 的Z 向变形,挠度与跨度之比Z /L均满足L /500 的规范限值。变形最大的位置发生在环带桁架悬挑端的交点P2 处。
4. 6 大震动力弹塑性时程分析
采用上海市《建筑抗震设计规程》( DGJ 08-9—2013) [4]附录提供的2 条天然波SHW10,SHW11 和1 条人工波SHW8 进行大震动力弹塑性时程分析,三向地震波比例为: X ∶ Y ∶ Z = 1 ∶ 0. 85 ∶ 0. 65,主方向峰值加速度取为200cm/s2。表11 列出了分析结果: 1) X,Y 向的基底剪力包络值分别为91 700kN和115 700kN; 2) X,Y 向的最大层间位移角均小于1 /120,满足高规对剪力墙结构的要求; 3) X,Y 向的顶部最大位移包络值分别为0. 123,0. 163m,分别为结构总高度的1 /526 和1 /397。
图11,12 为核心筒性能分析结果: 1) 核心筒总体上性能水平良好,剪力墙均未出现中度损坏,大部分为轻微损伤或者轻度损伤。2) 底层角部剪力墙受压损伤较为严重,损伤值在0. 45 左右,分布宽度小于15%,可以将该位置的剪力墙内置钢板加厚,增加墙体分布钢筋。3) 核心筒周边剪力墙的洞口两侧及其与内部剪力墙交接处发生轻度损伤,核心筒周边剪力墙全高采用约束边缘构件,并在边缘构件内通高设置型钢; 4) 核心筒周边连梁发生轻度损
伤,在各层楼面标高处,沿核心筒周边设置型钢暗梁[8]。
图13 为悬挑转换体系构件性能水平,分析结果表明: 悬臂桁架、环带桁架、交叉水平支撑均未发生塑性变形,处于弹性工作状态。
竖向荷载作用( 竖向恒载或者活载工况,余同)下悬臂桁架上、下弦楼面楼板产生较大的面内应力( 上弦受拉,下弦受压) ,地震作用下楼板负责分配与协调钢框架和核心筒间的地震剪力,多工况组合( 恒载、活载与地震作用的组合) 下楼板的应力状态十分复杂。从图14,15 可以看出: 下弦层楼板在核心筒周边及与悬臂桁架腹杆相交位置有较明显的受压损伤( 约占10%) ,损伤值在0. 3 左右; 上弦层楼板在核心筒周边和悬臂桁架悬挑端有较明显的受拉损伤( 约占25%) ,损伤值在0. 4 左右,须采取加强措施,详见5. 5 节。
5 悬挑转换体系专项分析5. 1 核心筒内部环通钢梁设计
为了保证大悬挑产生的水平力有效传递至核心筒,在核心筒内部设置环通钢梁,见图3 的GL1,GL2。弹性状态下,悬臂桁架与核心筒节点区域的剪力墙具有很大的剪切刚度,与环通钢梁共同承
担水平力; 地震作用下,一旦剪力墙开裂损伤引起刚度退化,水平力将会全部卸载到环通钢梁上。因此,本文按照剪力墙刚度退化100%的不利情况,验算内置环通钢梁的承载力。采用悬挑转换体系的纯钢模型( 图16) 进行分析,在悬臂桁架端部施加钢柱传来的竖向荷载,分析考虑了表7 的三种荷载组合,环通钢梁的轴力包络分析结果见图17。GL1,GL2 截面分别为: H800×200×25×50,H600×150 × 25 × 50,采用Q390GJ 钢材,抗拉强度设计值[f]为345MPa。GL1,GL2 的应力比计算值见表12。
5. 2 楼板刚度的影响
竖向荷载下楼板具有开裂属性,开裂后楼板的面内刚度大幅削弱。应考察楼板刚度对悬挑结构受力和变形的影响规律,确定楼板的贡献度。以悬臂桁架XHJ1 为例,表13 为楼板刚度不同程度折减工况下XHJ1 的杆件应力比,由表13 可知: 当楼板刚度退化50%时,杆件应力比明显增大; 楼板刚度完全退化后,腹杆轴力变化很小,弦杆轴力进一步增大,下弦杆的稳定应力比达到1. 07,其他杆件应力均比小于1. 0。因此,即使楼板完全失效,悬挑转换构件也基本可以满足不屈服的要求。为了提高下弦杆的稳定承载力,可以在其跨中2 /3 长度范围两侧焊接盖板,形成箱形截面,以确保其大震下不发生屈服。
表14 为正常使用工况下悬挑转换体系下弦P1,P2 点的Z 向变形。由表14 可知,当楼板刚度退化50%时,Z 向变形增大不明显; 楼板刚度完全退化后,Z 向变形显著增大,P1 点的Z 向变形由25. 01mm 增加至37. 88mm,但挠度与跨度之比Z /L仍满足高规1 /500 变形限值要求。
5. 3 楼面交叉水平支撑的作用
仅在下弦楼面设置交叉水平支撑时,计算分析发现: 楼板刚度折减50%时,结构的第3 振型为上部钢框架绕核心筒的整体扭转,整体扭转对悬臂桁架与核心筒连接节点的面外稳定极为不利。因此,本工程在悬臂桁架上、下弦楼面同时设置交叉水平支撑,增加楼面刚度,确保悬挑转换体系整体稳定。
5. 4 上部钢框架空腹桁架效应
竖向荷载下,上部钢框架可能产生空腹桁架效应,从而降低悬臂桁架的受力水平。将钢梁与钢柱节点设置成铰接进行计算分析,悬臂桁架杆件的应力比轻微增大,悬臂桁架XHJ1 受压斜腹杆应力比由0. 73 增大至0. 75,说明悬挑转换体系的竖向刚度足够大,上部钢框架的空腹桁架效应可以忽略。
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