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　　5月17日，位于苏州工业园区的苏州环贸广场ICC顺利完成封顶，该项目为新鸿基地产在苏州打造的首座城市综合体。苏州环贸广场ICC由高310米综合楼、4F裙楼和花园广场组成，规划有购物中心、超甲级办公楼以及高端住宅。

　　该项目塔楼建筑高度310m，地下4层，地上67层，采用混凝土框架-核心筒结构体系，为超B级高度且平面和竖向均不规则的超限高层。

　　项目由4166am金沙(China·信心之选)官方网站作为主体单位完成设计，其中结构设计还包括顾问单位东南大学建筑设计研究院和ARUP奥雅纳工程咨询有限公司，此外中衡设计集团针对结构大震性能完成结构动力弹塑性分析验证，并基于此完成相关优化工作。（相关内容可见中衡设计集团发表于《建筑结构》（2019，49（01））的论文《苏州环贸广场塔楼结构动力弹塑性分析》和《阻尼在结构动力计算中的理解与应用》）

关于结构动力弹塑性分析验证

　　地震引起的自然灾害具有较强的随机性和复杂性，灾害一旦发生，不仅危及生命安全，还会造成巨大的经济损失和社会影响，因此，为满足建筑结构在地震作用下安全性能需求的不断提升和个性化需求，基于性能的抗震设计方法开始逐步发展并得到越来越广泛的应用，而通过动力弹塑性分析方法验证结构在大震下的性能表现，包括屈服机制、损伤和变形程度等，是性能化设计中的必要工作。

　　结构动力弹塑性分析验证可理解为一种“数字振动台试验”，可在一定程度上仿真结构在地震波作用时间下的过程反应，如层间位移角峰值及其出现的时间点，塑性铰出现的时间点、顺序和塑性转角的发展等，以及地震波结束后时段内结构通过自由振动过程恢复到静止状态时不可恢复的永久残余变形，如残余层间位移角。

　　 摘自《动力弹塑性分析在结构设计中的理解与应用》 （张谨，杨律磊 等编著，中国建筑工业出版社，2016） 

项目概况

　　本工程地上建筑由主塔楼和裙楼组成，主塔楼和裙楼之间设抗震缝脱开，裙楼为4层框架结构。塔楼建筑总高度为309.85m，结构主屋面标高为298.05m，为采用框架-核心筒结构体系的超B级高度高层建筑，地下4层，地上67层；在39层通过设置转换梁转换少量电梯井道周边内墙，使酒店式公寓部分核心筒内结构布置相对简单；在43层电梯控制柜机房层布置转换梁转换上部电梯井道剪力墙。

　　结构设计基准期和设计使用年限均为50年。结构安全性等级为一级，抗震设防类别为重点设防类（乙类），抗震设防烈度为7度，设计基本地震加速度为0.10g，设计地震分组为第一组，建筑场地类别为Ⅲ类，结构计算的嵌固层设在地下室顶板。采用PERFORM-3D软件针对塔楼结构进行结构弹塑性时程分析与结构抗震性能评估，建筑效果图见图1。

图1

结构体系与弹塑性模型

　　结构体系

　　塔楼采用框架-核心筒结构体系，结构平面尺寸为49.4m×53.7m，标准层平面图见图2，结构高宽比为6；核心筒居中布置，平面尺寸25.2m×30.3m，核心筒高宽比为11.8。1~6层商业层层高为6m，8~38层办公层（除避难层）层高为4.4m，40~67层酒店式公寓（除避难层）层高为4.2m，设置6个避难层，分别位于7，18，29，39，49，59层，其层高均为4.75m。

图2 标准层平面图

　　外框柱中下部为型钢混凝土柱，上部为钢筋混凝土柱，典型边柱尺寸由下到上由2100×2300减小至1500×700，角柱尺寸由下到上由2100×2300减小至1000×1000，含钢率控制在4%~6%。核心筒外墙厚度由下到上由1500mm减小至400mm，内墙厚度由下到上由1000mm减小至400mm。

　　结构弹塑性模型

　　构建采用PERRORM-3D软件，采用自主研发的模型数据转换接口ARTS-Y2P，可将YJK弹性模型配筋信息转换为PERFORM-3D非线性模型，柱纤维截面模型见图3，梁基于塑性铰模型见图4，整体结构模型见图5。

图3 纤维截面模型

图4 塑性铰模型

图5 整体结构模型（左：YJK模型 右：PERFORM-3D模型）

地震波与阻尼模型

　　地震波采用2组天然波（NW1，NW2波）与1组人工波（AW波），对结构进行三向地震时程分析，水平主向、水平次向和竖向地震波幅值按1∶0.85∶0.65定义，水平主向地震峰值加速度为220gal。

　　结构阻尼采用瑞雷阻尼模型来模拟，设定0.25倍与1.25倍结构第1阶周期T1所对应的阻尼比为5%。

性能目标与评价指标

　　综合考虑抗震设防类别、设防烈度、场地条件、结构特殊性、建造费用、震后损失和修复难易程度等各项因素，设定结构性能目标为C，D。根据结构构件重要程度不同，结合结构抗震性能目标，结构构件抗震性能目标见表1。

抗震烈度水准	多遇地震	设防地震	罕遇地震
整体变形控制目标	1 /500	—	1/100
核心筒底部加强区， 底部加强区框架柱， 支承托墙梁端柱	弹性	抗剪弹性，   抗弯不屈服	满足截面   受剪要求
核心筒非底部加强区， 其他外框柱	弹性	少量可弯曲屈服	局部弯曲屈服
连梁	弹性	可弯曲屈服	弯曲损坏
框架梁	弹性	部分可弯曲屈服	可弯曲屈服
托墙梁	弹性	弹性	不屈服

表1 结构构件抗震性能目标

　　基于抗震性能目标设定不同性能状态对应的构件塑性转角限值（表2），同时在分析模型中设定构件材料应变限值（表3）。

构件类别	轻度损伤	中度损伤	重度损伤	本文限值
ＲC 转换梁 ＲC 普通梁 ＲC 连梁 SＲC 与ＲC 柱 剪力墙	0. 002 0. 005 0. 005 0. 003 0. 002	0. 004 0. 015 0. 02 0. 007 0. 005	0. 006 0. 02 0. 04 0. 008 0. 01	≤0. 002 ≤0. 015 ≤0. 04 ≤0. 003 ≤0. 002

表2 不同性能状态弯曲塑性角限值

构件类型	混凝土压应变	钢筋拉应变
墙 ＲC 柱 SＲC 柱	0. 003	0. 004
转换梁 转换梁端柱	0. 002	0. 002

表3 材料应变限值

模型一致性校核

　　为保证非线性结构模型能正确反映结构特性，在进行非线性分析之前，比较了基于PERFORM-3D模型与基于YJK模型的基本周期和振型，对比结果见表4，结构前3阶振型见图6。

软件		YJK	PEＲFOＲM-3D
周期/s	T1 T2 T3	7.45 6.90 4.91	7.41 6.86 4.30
总质量/t		292 615	287 923

表4 抗震性能目标

图6 结构前3阶振型

弹塑性时程分析结果

　　图7给出了结构在NW1波作用下弹性模型与弹塑性模型顶点位移时程曲线，分析结果表明，结构顶点位移由2.5m减小为1.0m。

图7 NW1波作用下结构顶点位移时程曲线

　　图8为罕遇地震作用下结构X向和Y向楼层的弹塑性层间位移角，可以看出所有楼层的层间位移角均小于1/100。图9为NW1地震波作用下结构能量时程分布，结果表明，阻尼耗能与塑性耗能是结构的主要耗能形式，阻尼耗能与塑性耗能相当。图10为构件层面的塑性损伤状态，结果表明损伤状态均满足性能目标要求。图11为39层和43层转换层中转换梁的弯曲塑性转角计算结果，图中1.0代表塑性转角达到限值0.002（轻度损伤），结果表明转换梁塑性转角都在限值范围内。

图8 层间位移角计算结果

图9 结构能量分布

图10 构件塑性损伤状态

　　托墙转换梁的抗震等级为特一级，为准确模拟其力学特性，基于Midas Gen软件，对结构转换构件的应力分布特点进行分析，为动力弹塑性分析中其力学模型的建立提供依据，同时也为施工图设计中采取的抗震构造措施提供参考。转换梁采用壳单元模拟，图11所示为Midas Gen分析结果基本呈现为梁下部承受拉应力，上部及梁端出现压应力。

图11 某转换梁应力分布

　　根据转换梁与其支托墙的力流分布特征，如图12所示优化减小转换梁截面上部截面宽度，下部截面保持不变， 以保证转换梁减小截面的同时仍能够承受较大的拉力。

图12转换梁截面调整方式

　　图13所示转换梁抗震性能表明，减小截面后的转换梁仍具有较好的抗震性能，满足预设性能目标，且与优化前塑性损伤状态基本一致。

图13 优化设计前后转换梁塑性转角

与SAUSAGE软件分析结果的对比

　　结构顾问单位采用了SAUSAGE软件对结构进行了动力弹塑性分析，因此中衡设计对PERFORM-3D软件和SAUSAGE软件的分析结果进行了对比研究。

结构体系与弹塑性模型

　　顶点位移曲线

　　图14为两个软件计算出的AW波X主向输入下外框柱顶点位移时程曲线。PERFORM-3D计算出时程曲线与SAUSAGE的形状较为一致，且两个软件计算的时程曲线峰值点出现时刻较为一致。

图14 AW波X主向作用下外框柱顶点位移时程曲线

　　核心筒损伤

　　图15为两个软件计算出的核心筒损伤分布。由图可知，PERFORM-3D与SAUSAGE计算出的核心筒损伤分布趋势较为一致，PERFORM-3D计算出非底部加强区局部损伤程度要低于SAUSAGE结果。

图15 核心筒损伤分布图

　　对比分析

　　对两个软件的力学模型和分析结果进行对比研究，产生不同结果的主要原因有如下4点：

　　1）核心筒底部力学模型不一致。PERFORM-3D模型中为控制中震双向地震作用下混凝土拉应力不大于2倍抗拉强度标准值，构件模拟考虑了附加型钢作用，且边缘构件采用纤维截面模型模拟，而非弹塑性杆元与实际受力工作状态一致，不存在等效。PERFORM-3D模型核心筒底部区域损伤较SAUSAGE模型略轻，同时可说明此区域型钢存在一定的优化空间。

　　2）阻尼模型不一致。SAUSAGE模型采用了拟模态阻尼计算方法；PERFORM-3D模型采用了瑞雷阻尼计算方法。由于瑞雷阻尼的高阶振型对应的阻尼比要高于5%，因此采用瑞雷阻尼计算结果要偏小于5%的模态阻尼，见图16。

图16 阻尼模型

　　3）材料本构不一致。在SAUSAGE模型中，钢材和混凝土材料的本构模型中应用了标准值；在PERFORM-3D模型中，为了充分挖掘结构性能储备，钢材的本构模型应用了极限值，柱箍筋范围内的混凝土本构模型采用了约束混凝土理论（峰值应力、应变均有所提高）；因此PERFORM-3D模型计算的竖向构件塑性损伤会比SAUSAGE模型小，但结构的塑性损伤会更加集中在水平构件（连梁）上。

　　4）单元模型不一致。在SAUSAGE模型中连梁采用了壳单元模拟；PERFORM-3D模型中连梁采用了梁单元模拟，见图17；塑性开展后，梁单元的刚度要较壳单元小，可能会减小结构的内力响应。

图17 单元模型

基于TBI的动力弹塑性分析

　　计算参数设置

　　《基于性能的高层建筑抗震设计准则》（Guidelines for performance-based seismic design of tall buildings，简称TBI）由加州大学伯克利校区的太平洋地震工程研究中心（PEER）发布，其建立了第一代建筑性能化抗震设计方法的框架，代表了目前较为先进的性能化设计水平。项目中基于此设计准则，完成了动力弹塑性分析，其与国内已有方法有较多不同，包括初始阻尼比调整为2.5%，活荷载重力代表值系数调整为0.25。

　　根据前述结构动力弹塑性分析结果，选取引起结构响应最大的AW波进行分析。

　　顶点位移曲线

　　图18为结构顶点位移时程曲线，X向顶点位移最大值为1.787m，Y向最大值为1.657m，分别为罕遇地震作用下顶点位移最大值的1.17倍和1.30倍。

图18 结构顶点位移时程曲线

　　层间位移角曲线

　　图19为结构层间位移角分析结果，X向层间位移角最大值为1/115，Y向为1/124，分别为罕遇地震作用下层间位移角最大值的1.45倍和1.34倍。弹塑性层间位移角最大值1/115小于TBI建议限值3%，说明结构抗震性能满足TBI要求。

图19  结构层间位移角曲线

结论

　　1）罕遇地震作用下，弹塑性模型的结构周期约为弹性模型的1.21倍。

　　2）在罕遇地震作用下，结构在各个地震波作用下X向最大层间位移角为1/110，Y向最大层间位移角为1/114，均满足规范小于1/100的要求。

　　3）结构能量分布时程表明，阻尼耗能与塑性耗能是结构的主要耗能形式，阻尼耗能与塑性耗能相当，塑性开展程度基本接近中等程度。

　　4）构件层面的塑性损伤状态表明，连梁作为结构抗震第一道防线，在地震作用下迅速进入损伤阶段，并在整个地震过程中保持耗能作用；在地震作用后，连梁损伤较大，损坏较为明显，达到耗能设计意图，其屈服耗能有效地保护了主体墙肢不被严重损坏；楼面梁处于轻度或中度损坏状态，底部区域柱与上部区域柱轻度损坏；少量墙肢处于轻微或轻度损坏状态，个别墙肢发生中度损坏，但其范围较小，结构的整体性依然保持较好。

　　5）转换梁经优化设计后弹塑性分析得到的弯曲塑性转角仍满足性能目标要求。

　　6）构件设计阶段，针对结构薄弱环节采取加强措施，以期进一步提高结构抗震性能。

　　7）PERFORM-3D模型与SAUSAGE模型的结构顶点位移曲线、塑性损伤分布等宏观分析结果较为一致，能够互相验证。

　　8）结构抗震性能满足TBI要求。

　　参考文献

　　[1]高层建筑混凝土结构技术规程:JGJ 3—2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2011.

　　[2]建筑抗震设计规范:GB 50011—2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.

　　[3]路江龙,杨律磊,龚敏锋等.太原国海广场主楼罕遇地震弹塑性时程分析[J].建筑结构,2014,44(21):42-46.

　　[4]张谨,段小廿,杨律磊等.动力弹塑性分析方法及其在结构设计中的应用[J].建筑结构,2016,46(20):1-9.

　　[5]苏州环贸广场超限超限设计可行性论证报告[R].南京:东南大学建筑设计研究院有限公司,2016.

　　[6]Guidelines for performance-based seismic design of tall buildings[R]. Berkeley: Pacific Earthquake Engineering Research Center (PEER),2010.