機(jī)場綜合服務(wù)樓過夜用房超限審查報(bào)告

北京新機(jī)場航站區(qū)工程——軌道交通工程（北段）結(jié)構(gòu)超限設(shè)計(jì)的可行性論證報(bào)告北京新機(jī)場航站區(qū)工程——軌道交通工程（北段）結(jié)構(gòu)超限設(shè)計(jì)的可行性論證報(bào)告20152015北京新機(jī)場航站區(qū)工程——綜合服務(wù)樓北京新機(jī)場航站區(qū)工程——綜合服務(wù)樓-過夜用房工程超限設(shè)計(jì)的可行性論證報(bào)告航站區(qū)航站區(qū)綜合服務(wù)中心第四建筑設(shè)計(jì)院第四建筑設(shè)計(jì)院BIAD2015-12-28北京新機(jī)場航站區(qū)工程——綜合服務(wù)樓-過夜用房工程結(jié)構(gòu)超限設(shè)計(jì)的可行性論證報(bào)告建設(shè)單位：北京新機(jī)場建設(shè)指揮部項(xiàng)目編號：2015001-01項(xiàng)目名稱：北京新機(jī)場航站區(qū)工程——軌道交通工程（北段）建筑面積：地上5.2804萬平米，地下1.2019萬平米專業(yè)負(fù)責(zé)人：束偉農(nóng)周思紅審核人：王春華審定人：薛慧立簽章：2015年12月表3.11，X、Y向各層剪力對比如REF_Ref426974306\h圖3.41、REF_Ref426974307\h圖3.42所示，各層樓層剪力時(shí)程平均值均比規(guī)范反應(yīng)譜法小，在設(shè)計(jì)中不進(jìn)行調(diào)整。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s141各層剪力對比值（X向）圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s142各層剪力對比值（Y向）表STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ表格\*ARABIC\s111層剪力對比（剪重比調(diào)整前）設(shè)防地震及罕遇地震分析根據(jù)本文REF_Ref407544519\r\h2.3.2節(jié)對不同抗側(cè)構(gòu)件提出的抗震性能化設(shè)計(jì)目標(biāo)，結(jié)合風(fēng)荷載作用下構(gòu)件受力的性能特點(diǎn)，分別將小震彈性、中震不屈服、中震彈性、大震不屈服、50年風(fēng)荷載的1.1倍這5類水平力對應(yīng)的主要計(jì)算參數(shù)，根據(jù)不同算法，各類構(gòu)件各項(xiàng)性能目標(biāo)下校核的主控荷載列于下表。表STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ表格\*ARABIC\s112不同地震水準(zhǔn)及風(fēng)荷載下構(gòu)件性能化設(shè)計(jì)表穿層柱分析穿層柱按中震彈性進(jìn)行設(shè)計(jì)（當(dāng)按中震彈性進(jìn)行構(gòu)件設(shè)計(jì)時(shí)：不考慮地震內(nèi)力調(diào)整（強(qiáng)柱弱梁，強(qiáng)剪弱彎等），采用作用分項(xiàng)系數(shù)、材料分項(xiàng)系數(shù)和抗震承載力調(diào)整系數(shù)γre，構(gòu)件的承載力計(jì)算時(shí)材料強(qiáng)度采用設(shè)計(jì)值。）穿層柱較正?？蚣苤鶆偠刃?，在到強(qiáng)震作用下，如同層非穿層柱發(fā)生屈服，穿層柱將可能承擔(dān)更多的剪力。因而在設(shè)計(jì)中，在中震彈性荷載組合取穿層柱剪力設(shè)計(jì)值不小于周邊同類型框架柱剪力值，并相應(yīng)放大彎矩設(shè)計(jì)值。穿層柱位于F01、F02層，計(jì)算長度為13m，強(qiáng)軸方向?yàn)樽畲鬄?4.4，穩(wěn)定系數(shù)取0.91。SATWE得出中震彈性荷載組合下構(gòu)件的計(jì)算結(jié)果如REF_Ref407635654\h圖3.43所示。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s143F02層底板結(jié)構(gòu)平面圖最不利的穿層柱位三層通高，且上部為鋼支撐框架，將這部分鋼支撐框架的抗震等級提高至特一級，且穿層柱按中震彈性進(jìn)行設(shè)計(jì)。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s144X向中震作用下柱剪力圖（紅色為X向穿層柱）圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s145Y向中震作用下柱剪力圖（紅色為Y向穿層柱）穿層柱較正?？蚣苤鶆偠刃?，在到強(qiáng)震作用下，如同層非穿層柱發(fā)生屈服，穿層柱將可能承擔(dān)更多的剪力。因而在設(shè)計(jì)中，取穿層柱剪力設(shè)計(jì)值不小于周邊框架柱剪力值，并相應(yīng)放大彎矩設(shè)計(jì)值。部分穿層柱，三層通高，計(jì)算高度為13m，穿層柱為13，穩(wěn)定系數(shù)取0.93，軸力需放大1.07。其他層穿層柱處理方式與本層穿層柱類似，在此不再贅述。樓板應(yīng)力分析本工程酒店根據(jù)建筑使用功能在各層均有開洞要求，取+3.000m和+15.000m頂板作為研究對象，分別進(jìn)行小震和中震作用下的樓板應(yīng)力分析。圖3.46~3.47為兩層樓板的有限元模型，為便于分析計(jì)算結(jié)果，取結(jié)構(gòu)平面中的典型區(qū)域進(jìn)行應(yīng)力統(tǒng)計(jì)。在小震作用下，樓板的應(yīng)力分布如圖3.48~3.51所示；在中震作用下，樓板應(yīng)力分布如圖3.52~3.55所示。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s146+3.00m頂板結(jié)構(gòu)有限元模型圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s147+15.00m頂板結(jié)構(gòu)有限元模型3.7MPa1.3MPa2.9MPa2.7MPa4.2MPa3.7MPa1.3MPa2.9MPa2.7MPa4.2MPa圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s148X向地震作用下+3.00m頂板應(yīng)力分布圖（多遇地震）2.7MPa1.3MPa1.6MPa1.7MPa1.9MPa2.7MPa1.3MPa1.6MPa1.7MPa1.9MPa圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s149Y向地震作用下+3.00m頂板應(yīng)力分布圖（多遇地震）3.2MPa2.1MPa2.9MPa2.5MPa4.8MPa3.2MPa2.1MPa2.9MPa2.5MPa4.8MPa圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.50X向地震作用下+15.00m頂板應(yīng)力分布圖（多遇地震）2.8MPa2.9MPa3.2MPa3.9MPa4.2MPa2.8MPa2.9MPa3.2MPa3.9MPa4.2MPa圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.51Y向地震作用下+15.00m頂板應(yīng)力分布圖（多遇地震）4.1MPa6.8MPa6.9MPa7.2MPa10.9MPa4.1MPa6.8MPa6.9MPa7.2MPa10.9MPa圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.52X向地震作用下+3.00m頂板應(yīng)力分布圖（設(shè)防地震）3.4MPa4.0MPa4.5MPa4.6MPa7.2MPa3.4MPa4.0MPa4.5MPa4.6MPa7.2MPa圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.53Y向地震作用下+3.00m頂板應(yīng)力分布圖（設(shè)防地震）8.3MPa5.5MPa8.3MPa10.4MPa12.8MPa7.4MPa8.3MPa5.5MPa8.3MPa10.4MPa12.8MPa7.4MPa圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.54X向地震作用下+15.00m頂板應(yīng)力分布圖（設(shè)防地震）8.6MPa6.8MPa6.5MPa11.1MPa8.6MPa6.8MPa6.5MPa11.1MPa圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.55Y向地震作用下+15.00m頂板應(yīng)力分布圖（設(shè)防地震）由上述分析可以看出，小震作用下+3.00m樓板的最大應(yīng)力為4.2MPa，使用12@150雙層雙向配置，折算出的抵抗應(yīng)力(360x113x2)/(150x120)=4.52MPa可滿足要求；+15.00m樓板的最大應(yīng)力為4.8MPa，使用14@150雙層雙向配置，折算出的抵抗應(yīng)力(360x154x2)/(150x120)=6.16MPa可滿足要求。高應(yīng)力區(qū)沿遠(yuǎn)離框架柱方向迅速衰減，2m后應(yīng)力水平均下降到2MPa以下，單向板構(gòu)造鋼筋10@200折算出的抵抗應(yīng)力(400x50x2)/(150x200)=2.1MPa可滿足要求。故在施工圖設(shè)計(jì)時(shí)，對應(yīng)力較大的樓板采取雙層雙向14@150通長配筋，以減小樓板集中應(yīng)力帶來的裂縫。轉(zhuǎn)換梁分析本工程南側(cè)由于首層道路要求，在嵌固層以上部分拔柱，如REF_Ref427080986\h圖3.56所示，轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)跨度約為24m，桁架高度4m，跨高比為6，上下弦采用900x1000的鋼骨混凝土梁，鋼骨截面H600x700x40x40的工字鋼，下弦桿兩端豎向加腋，加腋高度1200mm，斜腹桿截面H600x400x35x35。轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的性能目標(biāo)：弦桿滿足大震不屈服；斜腹桿、轉(zhuǎn)換柱滿足中震彈性。在計(jì)算中均不考慮轉(zhuǎn)換構(gòu)件樓板的有利作用（即將轉(zhuǎn)換梁上、下弦桿兩側(cè)的樓板厚度設(shè)為0，將樓板自重以恒荷載的形式添加）。REF_Ref427082389\h圖3.58~3.59為SATWE中震彈性計(jì)算結(jié)果，由圖可知轉(zhuǎn)換桁架斜腹桿和轉(zhuǎn)換柱均滿足中震彈性性能目標(biāo)；REF_Ref427325697\h圖3.60~3.63為SATWE大震不屈服計(jì)算結(jié)果，由圖可知轉(zhuǎn)換桁架上、下弦桿均滿足大震不屈服的性能目標(biāo)。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.56南側(cè)轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)平面圖圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.57南側(cè)轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)單榀立面圖圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s158西側(cè)四榀轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)斜腹桿中震彈性計(jì)算結(jié)果圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s159東側(cè)四榀轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)斜腹桿中震彈性計(jì)算結(jié)果圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.60西側(cè)四榀轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)下弦桿大震不屈服計(jì)算結(jié)果圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.61東側(cè)四榀轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)下弦桿大震不屈服計(jì)算結(jié)果圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.62西側(cè)四榀轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)上弦桿大震不屈服計(jì)算結(jié)果圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.63東側(cè)四榀轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)上弦桿大震不屈服計(jì)算結(jié)果多塔分析本工程為大底盤雙塔結(jié)構(gòu)，兩個(gè)塔樓的層數(shù)、平面和剛度相同，滿足《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》10.6.3條的相關(guān)規(guī)定，本節(jié)按《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》5.1.14條對多塔樓結(jié)構(gòu)進(jìn)行分塔模型分析，在設(shè)計(jì)中采用整體模型計(jì)算和分塔模型的結(jié)構(gòu)進(jìn)行包絡(luò)設(shè)計(jì)，分塔模型附帶兩跨裙樓結(jié)構(gòu)。REF_Ref427070366\h圖3.64為T1（左塔）的分塔模型，T2（右塔）與T1對稱，按《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》10.6.3條規(guī)定，應(yīng)計(jì)算分塔模型的扭轉(zhuǎn)周期比，如REF_Ref427070513\h表3.13所示，各塔扭轉(zhuǎn)周期比均小于0.9。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.64T1計(jì)算模型表STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ表格\*ARABIC\s113分塔模型自振周期T1T2第一周期第二周期第三周期第四周期第五周期第六周期0.90810.82130.70630.30600.27300.2523XYTXYT0.93110.83190.72190.31280.27670.2562XYTXYTTt/T10.77830.7753圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.65T1第一階振型（X向一階平動(dòng)）圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.66T1第二階振型（Y向一階平動(dòng)）圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.67T1第三階振型（第一扭轉(zhuǎn)振型）圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.68T1第四階振型（X向二階平動(dòng)）圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.69T1第五階振型（Y向二階平動(dòng)）圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ圖表\*ARABIC\s170T1第六階振型（第二扭轉(zhuǎn)振型）表STYLEREF\s"標(biāo)題1"3.SEQ表格\*ARABIC\s114分塔模型位移角與位移比T1T2整體模型X向位移角Y向位移角1/6311/7221/6151/7191/5651/686REF_Ref428011827\h表3.14為分塔模型各塔的位移角與位移比，及其與整體計(jì)算分塔剛性樓板的結(jié)果對比，由表可見，各塔分塔模型均滿足規(guī)范位移角限值。由此可知，在分別對兩個(gè)塔進(jìn)行分析得到的扭轉(zhuǎn)周期比，位移角均滿足規(guī)范要求，但由于多塔之間的連接部分在地震作用下容易出現(xiàn)破壞，在設(shè)計(jì)時(shí)對于多塔屋面板予以加強(qiáng)，采用200m厚混凝土現(xiàn)澆板，雙層雙向配筋，每層每個(gè)方向鋼筋網(wǎng)的配筋率不低于0.25%。

結(jié)構(gòu)動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析結(jié)構(gòu)動(dòng)力彈塑性分析的目的通過彈塑性分析，擬達(dá)到以下目的：對結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下的非線性性能給出定量解答，根據(jù)主要構(gòu)件的塑性損傷情況和整體變形情況，確認(rèn)結(jié)構(gòu)是否滿足“大震不倒”的設(shè)防水準(zhǔn)要求。研究在罕遇地震作用下的結(jié)構(gòu)整體的彈塑性行為和變形形態(tài)、構(gòu)件塑性損傷情況，包括罕遇地震下的最大頂點(diǎn)位移、最大層間位移及最大基底剪力等；給出結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展過程，描述各構(gòu)件出現(xiàn)塑性的先后次序，分析結(jié)構(gòu)的屈服機(jī)制并對其合理性作出評價(jià)。研究結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位、關(guān)鍵構(gòu)件的變形形態(tài)和破壞情況，重點(diǎn)考察部位主要包括但不限于下列部位：結(jié)構(gòu)的加強(qiáng)部位、結(jié)構(gòu)的底層、結(jié)構(gòu)的頂層等；論證整體結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)大震作用下的抗震性能，尋找結(jié)構(gòu)的薄弱層或（和）薄弱部位；根據(jù)以上分析成果，對結(jié)構(gòu)抗震性能給出評價(jià)，并對結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提出改進(jìn)意見和建議。計(jì)算分析方法、分析模型及分析步驟分析軟件及考慮的非線性因素本報(bào)告計(jì)算分析采用大型通用有限元分析軟件ABAQUS，該軟件被工業(yè)界和學(xué)術(shù)研究界廣泛應(yīng)用，是非線性分析領(lǐng)域的頂級軟件。鋼筋混凝土梁柱單元采用了建研科技股份有限公司自主開發(fā)的混凝土材料用戶子程序進(jìn)行模擬。在結(jié)構(gòu)彈塑性分析過程中，以下非線性因素得到考慮：完全的動(dòng)力時(shí)程特性：直接將地震波輸入結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析，可較好地反應(yīng)在不同相位差情況下構(gòu)件的內(nèi)力分布，尤其是樓板的反復(fù)拉壓受力狀態(tài)。完全的幾何非線性：結(jié)構(gòu)的動(dòng)力平衡方程建立在結(jié)構(gòu)變形后的幾何狀態(tài)上，“P-?”效應(yīng)，非線性屈曲效應(yīng)，大變形效應(yīng)等都得到全面考慮。完全的材料非線性：直接在材料應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系的水平上，模擬鋼材（鋼筋）及混凝土的彈塑性發(fā)生、發(fā)展及破壞全過程。施工過程非線性：為使彈塑性分析的初始態(tài)更接近結(jié)構(gòu)實(shí)際受力狀態(tài)，根據(jù)建造過程將結(jié)構(gòu)分為若干個(gè)施工階段，采用“單元生死”技術(shù)進(jìn)行施工過程模擬，由下至上對各施工階段進(jìn)行激活、加載和計(jì)算。上述所有非線性因素在計(jì)算分析開始時(shí)即被引入，且貫穿整個(gè)分析的全過程。分析模型本工程的彈塑性時(shí)程分析計(jì)算模型包括地上和地下部分。在本工程的非線性地震反應(yīng)分析模型中，所有對結(jié)構(gòu)剛度有貢獻(xiàn)的結(jié)構(gòu)構(gòu)件均按實(shí)際情況模擬。該非線性地震反應(yīng)分析模型可劃分三個(gè)層次：（1）材料模型；（2）構(gòu)件模型；（3）整體模型。材料的本構(gòu)特性+構(gòu)件的截面幾何參數(shù)得到構(gòu)件模型，構(gòu)件模型通過節(jié)點(diǎn)的幾何連接形成了整體模型。1.材料本構(gòu)模型本工程主要采用—鋼材和混凝土兩類基本材料，計(jì)算中采用的本構(gòu)模型依次為：（a）鋼材鋼材的動(dòng)力硬化模型采用雙線性隨動(dòng)硬化模型，如REF_Ref429639857\h圖4.1所示。在循環(huán)過程中無剛度退化，但考慮包辛格效應(yīng)。鋼材的強(qiáng)屈比設(shè)定為1.25，極限應(yīng)力所對應(yīng)的極限塑性應(yīng)變?yōu)?.025。（b）混凝土混凝土材料模型采用彈塑性損傷模型,可考慮材料拉壓強(qiáng)度差異、剛度及強(qiáng)度退化、拉壓循環(huán)裂縫閉合呈現(xiàn)的剛度恢復(fù)等性質(zhì)，其軸心抗壓和軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》第四章表4.1.3取值。偏保守考慮，計(jì)算中混凝土均不考慮截面內(nèi)橫向箍筋的約束增強(qiáng)效應(yīng)，僅采用規(guī)范中建議的素混凝土參數(shù)。混凝土本構(gòu)關(guān)系曲線如REF_Ref429639860\h圖4.2~REF_Ref429639861\h圖4.4。當(dāng)荷載從受拉變?yōu)槭軌簳r(shí),混凝土材料的裂縫閉合,抗壓剛度恢復(fù)至原有的抗壓剛度;當(dāng)荷載從受壓變?yōu)槭芾瓡r(shí),混凝土材料的抗拉剛度不恢復(fù),如REF_Ref429639861\h圖4.4所示。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s11鋼材的雙線性隨動(dòng)硬化模型示意圖圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s12混凝土受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線及損傷示意圖圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s13混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線及損傷示意圖圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s14混凝土拉壓剛度恢復(fù)示意圖由REF_Ref429639861\h圖4.4可見，伴隨著混凝土材料進(jìn)入塑性狀態(tài)程度大小，其剛度逐漸降低,在彈塑性損傷本構(gòu)模型中上述剛度的降低分別由受拉損傷因子dt和受壓損傷因子dc來表達(dá)。采用Najar的損傷理論，脆性固體材料的損傷定義如下：式中：，依次為無損材料及損傷材料的應(yīng)變能密度；及分別為無損材料及損傷材料的四階彈性系數(shù)張量；為相應(yīng)的二階應(yīng)變張量。如REF_Ref429639944\h圖4.5所示。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s15混凝土單軸應(yīng)力狀態(tài)損傷定義示意圖2.構(gòu)件模型（1）一維桿件彈塑性模型梁、柱及支撐等一維桿件彈塑性模型采用纖維梁單元（如REF_Ref429639971\h圖4.6所示），纖維素可以是鋼材或混凝土材料。應(yīng)該指出，進(jìn)入塑性狀態(tài)后，梁單元的軸力作用，軸向伸縮亦相當(dāng)明顯，不容忽略。所以，梁單元和柱單元均應(yīng)考慮其彎曲和軸力的耦合效應(yīng)。由于采用了纖維塑性區(qū)模型而非集中塑性鉸模型，桿件剛度由截面內(nèi)和長度方向兩次動(dòng)態(tài)積分得到，其雙向彎壓和彎拉的滯回性能可由材料的滯回性來精確表現(xiàn)，如REF_Ref429640006\h圖4.7所示，即同一截面的纖維逐漸進(jìn)入塑性，而在長度方向亦是逐漸進(jìn)入塑性。除使用纖維塑性區(qū)模型外，ABAQUS中的一維桿件彈塑性單元還具有如下特點(diǎn)：基于Timoshenko梁理論，可考慮剪切變形剛度；轉(zhuǎn)角和位移分別插值，是C0單元，便于和相應(yīng)的C0單元連接；采用GREEN應(yīng)變計(jì)算公式，能正確計(jì)算梁在大轉(zhuǎn)動(dòng)，大應(yīng)變和大位移下的應(yīng)力應(yīng)變；圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s16一維纖梁單元圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s17一梁單元的塑性區(qū)發(fā)展示意圖（2）樓板彈塑性模型樓板彈塑性模型采用ABAQUS內(nèi)置的四邊形或三角形縮減積分彈塑性殼單元，該單元具有如下特點(diǎn)：可采用二維彈塑性損傷模型本構(gòu)關(guān)系（PlasticDamage）;可疊加rebar-layer考慮多層分布鋼筋的作用；轉(zhuǎn)角和位移分別插值，是C0單元，與梁單元的連接容易；可模擬大變形、大應(yīng)變的特點(diǎn)，適合模擬樓板在大震作用下進(jìn)入塑性的狀態(tài)。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s18二維彈塑性單元3.整體分析模型（1）樓板模擬建筑結(jié)構(gòu)有限元分析中，為減少工作量，通常對樓板采用剛性樓板假定，其實(shí)質(zhì)是通過節(jié)點(diǎn)耦合的方法，約束同層內(nèi)各節(jié)點(diǎn)的X、Y相對距離不變。這一假定在小變形和彈性階段是可以接受的。但在考慮大變形的彈塑性階段，尤其是對超高層建筑，其頂點(diǎn)位移多在1m以上，結(jié)構(gòu)上部樓板已出現(xiàn)了明顯的傾角，此時(shí)同層內(nèi)各節(jié)點(diǎn)若仍保持分析開始階段的X、Y相對水平距離，將使節(jié)點(diǎn)偏離相應(yīng)的位置，導(dǎo)致分析誤差。另在彈塑性分析過程中，樓板將發(fā)生開裂使其平面剛度下降，對結(jié)構(gòu)的各抗側(cè)力構(gòu)件剛度分配和剪力傳遞也將產(chǎn)生一定影響。因此，本工程的彈塑性分析中將不采用剛性樓板假定，對各層樓板劃分網(wǎng)格后利用彈塑性殼單元來進(jìn)行模擬。這將使得模型的規(guī)模和計(jì)算量大幅增加，但可以得到更為準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果。（2）構(gòu)件配筋對混凝土構(gòu)件進(jìn)行動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析，需要較為準(zhǔn)確地考慮構(gòu)件配筋對其承載力和剛度的貢獻(xiàn)。本工程彈塑性分析中的配筋數(shù)據(jù)按照結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)師提供的配筋信息確定。地震輸入的選擇根據(jù)抗震規(guī)范要求，罕遇地震彈塑性時(shí)程分析所選用的單條地震波需滿足以下頻譜特性：（1）特征周期與場地特征周期接近；（2）最大峰值按照規(guī)范取值；（3）持續(xù)時(shí)間為結(jié)構(gòu)第一周期的5~10倍，且不小于15s；（4）時(shí)程波對應(yīng)的加速度反應(yīng)譜在結(jié)構(gòu)各主要周期點(diǎn)上與規(guī)范譜相差不超過20%；根據(jù)上述條件，本工程選取符合規(guī)范要求的兩組天然波和一組人工波，REF_Ref429640028\h圖4.9為三組地震波時(shí)程曲線，REF_Ref429640033\h圖4.10給出了各組波中主波的普曲線與規(guī)范規(guī)定的反應(yīng)譜的比較圖。（a）人工波1（b）天然波1(c)天然波2圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s19加速度時(shí)程曲線圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s110譜曲線比較結(jié)構(gòu)抗震性能評價(jià)方法結(jié)構(gòu)的總體變形評估（1）結(jié)構(gòu)的最終狀態(tài)仍然豎立不倒；（2）結(jié)構(gòu)的最大層間位移角限值取1/100。構(gòu)件的性能評估為確保達(dá)到防倒塌的抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)，除應(yīng)保證結(jié)構(gòu)最大彈塑性層間位移角滿足規(guī)范要求外，尚應(yīng)確保以結(jié)構(gòu)構(gòu)件的彈塑性變形和強(qiáng)度退化來衡量的構(gòu)件損傷程度也應(yīng)限制在可接受限值范圍內(nèi)，以保證結(jié)構(gòu)構(gòu)件在地震過程中仍有能力承受地震力和重力荷載，并確保在地震后仍有能力承受作用在結(jié)構(gòu)上的重力荷載。在ABAQUS中構(gòu)件的損壞主要以混凝土的受壓損傷因子及鋼材（鋼筋）的塑性應(yīng)變程度作為評定標(biāo)準(zhǔn)，其與‘高規(guī)’所列構(gòu)件損壞程度對應(yīng)關(guān)系如REF_Ref429640654\h表4.1所示。（1）鋼材在屈服后其強(qiáng)度并不會(huì)下降，衡量其損壞程度的主要指標(biāo)是塑性應(yīng)變值。借鑒FEMA標(biāo)準(zhǔn)中塑性變形程度與構(gòu)件狀態(tài)的關(guān)系，設(shè)鋼材塑性應(yīng)變分別為屈服應(yīng)變2、4、6倍時(shí)分別對應(yīng)輕微損壞、輕度損壞和中度損壞三種程度。常用Q345鋼材屈服應(yīng)變近似為0.002，則上述三種狀態(tài)的塑性應(yīng)變分別為0.004、0.008、0.012；（2）混凝土在達(dá)到極限強(qiáng)度后會(huì)出現(xiàn)剛度退化和承載力下降，其程度通過受壓損傷因子Dc來描述，Dc的物理意義為混凝土的剛度退化率，如受壓損傷因子Dc達(dá)到0.3，則表示抗壓彈性模量已退化30%。同時(shí)Dc還與混凝土的剩余承載力相對應(yīng)，Dc越大，則混凝土剩余承載力越小。當(dāng)出現(xiàn)Dc時(shí)，混凝土承載力即開始下降，當(dāng)Dc達(dá)到0.5時(shí)，混凝土抗壓承載力已下降50%。考慮到應(yīng)力集中的影響及混凝土本構(gòu)中未考慮箍筋約束的強(qiáng)度提高作用，我們將混凝土受壓損傷<0.3設(shè)為中度損傷，大于0.3則認(rèn)為損傷較為嚴(yán)重；（3）對采用桿單元模擬的梁、柱、斜撐等構(gòu)件，鋼材（鋼筋）的塑性應(yīng)變會(huì)造成構(gòu)件剛度退化，但不會(huì)出現(xiàn)承載力下降，因此可視鋼材塑性應(yīng)變程度區(qū)分為輕微損壞~比較嚴(yán)重?fù)p壞。而構(gòu)件中的混凝土一旦出現(xiàn)受壓損傷，則肯定會(huì)造成構(gòu)件承載力下降，屬于中度損壞~比較嚴(yán)重?fù)p壞；（4）連梁和樓板的損壞程度判別標(biāo)準(zhǔn)與剪力墻類似，樓板以承擔(dān)豎向荷載為主，且具有雙向傳力性質(zhì)，小于半跨寬度范圍內(nèi)的樓板受壓損傷達(dá)到0.5時(shí)，尚不至于出現(xiàn)嚴(yán)重?fù)p壞而導(dǎo)致垮塌。表STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ表格\*ARABIC\s11ABAQUS計(jì)算結(jié)果與‘高規(guī)’構(gòu)件損壞程度的對應(yīng)關(guān)系結(jié)構(gòu)構(gòu)件損壞程度無損壞輕微損壞輕度損壞中度損壞比較嚴(yán)重?fù)p壞桿單元（梁、柱、斜撐）完好混凝土開裂，或鋼材塑性應(yīng)變0~0.004鋼材塑性應(yīng)變0.004~0.008鋼材塑性應(yīng)變0.008~0.012或混凝土受壓損傷<0.3鋼材塑性應(yīng)變>0.012或混凝土受壓損傷>0.3剪力墻完好混凝土開裂，或鋼材（含分布筋及約束邊緣構(gòu)件鋼筋）塑性應(yīng)變0~0.004混凝土受壓損傷<0.2且損傷寬度<50%橫截面積寬度，或鋼材塑性應(yīng)變0.004~0.008混凝土受壓損傷<0.3且損傷寬度>50%橫截面積寬度，或混凝土受壓損傷0.1~0.5且損傷寬度<50%橫截面積寬度，或混凝土受壓損傷>0.5且損傷寬度<20%橫截面積寬度，或鋼材塑性應(yīng)變0.008~0.012混凝土受壓損傷0.1~0.5且損傷寬度>50%橫截面積寬度，或混凝土受壓損傷>0.5且損傷寬度>20%橫截面積寬度，或鋼材塑性應(yīng)變>0.012混凝土樓板同剪力墻，但樓板橫截面寬度取樓板短邊長度圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s111FEMA標(biāo)準(zhǔn)中構(gòu)件狀態(tài)與塑性變形程度的對應(yīng)關(guān)系圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s112C60混凝土承載力與受壓損傷因子的簡化對應(yīng)關(guān)系圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s113剪力墻位移-剪力相關(guān)性曲線及其對應(yīng)的混凝土損傷狀態(tài)結(jié)構(gòu)動(dòng)力彈塑性計(jì)算及結(jié)果分析進(jìn)行結(jié)構(gòu)動(dòng)力彈塑性分析的基本步驟如下：根據(jù)彈性設(shè)計(jì)的SATWE模型，經(jīng)細(xì)分網(wǎng)格并輸入配筋信息后導(dǎo)入ABAQUS程序；考慮結(jié)構(gòu)施工過程，進(jìn)行結(jié)構(gòu)重力加載分析，形成結(jié)構(gòu)初始內(nèi)力和變形狀態(tài)；計(jì)算結(jié)構(gòu)自振特性以及其它基本信息，并與原始結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)模型進(jìn)行對比校核，保證彈塑性分析結(jié)構(gòu)模型與原模型一致；輸入地震記錄，進(jìn)行結(jié)構(gòu)大震作用下的動(dòng)力響應(yīng)分析。計(jì)算模型轉(zhuǎn)換計(jì)算模型是進(jìn)行大震時(shí)程反應(yīng)的基礎(chǔ)，因此在大震彈塑性時(shí)程分析之前，首先進(jìn)行了SATWE模型的靜力和模態(tài)分析、ABAQUS施工模擬和模態(tài)分析，用來校核模型從MIDAS轉(zhuǎn)換到ABAQUS的準(zhǔn)確程度。第一模態(tài)T1=0.9362s第二模態(tài)T2=0.8356s第三模態(tài)T3=0.8076s圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s114結(jié)構(gòu)前3階振型圖REF_Ref429640704\h表4.2為經(jīng)過細(xì)分網(wǎng)格后ABAQUS模型與MIDAS模型的主要結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果對比。MIDAS模型結(jié)構(gòu)總重量為763604kN，ABAQUS模型結(jié)構(gòu)總質(zhì)量為767582kN，誤差在5%以內(nèi)。圖4.4.1-1給出了模型的前3階振型圖。表STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ表格\*ARABIC\s12各種模型計(jì)算結(jié)果比較計(jì)算軟件名稱SATWEAbaqus說明結(jié)構(gòu)總重量（重力荷載代表值:Kn）814119767582T1(s)0.93190.9362平動(dòng)T2(s)0.85160.8356平動(dòng)T3(s)0.81900.8076平動(dòng)+扭轉(zhuǎn)重力加載分析在進(jìn)行罕遇地震作用下的結(jié)構(gòu)彈塑性分析之前，對結(jié)構(gòu)在重力荷載代表值下的加載分析結(jié)果如下：梁、柱、支撐等桿件均處于彈性階段，如圖所示。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s115重力作用下構(gòu)件塑性應(yīng)變罕遇地震分析參數(shù)在進(jìn)行結(jié)構(gòu)8度罕遇地震彈塑性分析時(shí)，采用符合規(guī)范要求的一組人工波和兩組天然波，共三組地震記錄進(jìn)行大震彈塑性時(shí)程分析。地震波的輸入方向，分別選取結(jié)構(gòu)X、Y方向作為主方向，另兩方向?yàn)榇畏较?，分別輸入三組地震波的三個(gè)分量記錄進(jìn)行計(jì)算，如REF_Ref429641058\h圖4.16所示。結(jié)構(gòu)初始阻尼比取4.5%，峰值加速度取400gal。每個(gè)工況地震波峰值按水平主方向：水平次方向：豎向=1：0.85：0.65進(jìn)行調(diào)整。（a）X為輸入主方向（b）Y為輸入主方向圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s116地震波輸入方向示意圖罕遇地震彈塑性分析結(jié)果按照上節(jié)確定的參數(shù)，進(jìn)行了三組地震波，總計(jì)6個(gè)工況的罕遇地震彈塑性分析，分析的宏觀結(jié)果指標(biāo)（基底剪力、樓層位移及層間位移角）介紹如下：1.基底剪力響應(yīng)REF_Ref429640818\h表4.3給出了基底剪力峰值及其剪重比統(tǒng)計(jì)結(jié)果。表STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ表格\*ARABIC\s13大震時(shí)程分析底部剪力對比X主方向輸入Y主方向輸入Vx/MN剪重比Vy/MN剪重比人工波216.0128.14%275.8435.94%天然波1208.9427.22%255.9533.35%天然波2169.1622.04%254.1933.12%三組波均值198.0425.80%262.0034.13%2.樓層位移及層間位移角響應(yīng)如REF_Ref429641086\h圖4.17所示，將結(jié)構(gòu)分兩個(gè)區(qū)域，每個(gè)區(qū)域每層取4個(gè)角點(diǎn)A1(A2)、B1(B2)、C1(C2)、D1(D2)作為參考點(diǎn)，根據(jù)各點(diǎn)位移的時(shí)程輸出結(jié)果求得結(jié)構(gòu)各層層間位移和最大層間位移角等數(shù)據(jù)指標(biāo)，且結(jié)構(gòu)在同一樓層的指標(biāo)取兩個(gè)區(qū)域相應(yīng)位置的包絡(luò)值。REF_Ref429641112\h圖4.18~REF_Ref429641113\h圖4.20給出了1組人工波和2組天然波分別以X、Y為主方向輸入時(shí)，各層4個(gè)參考點(diǎn)的層位移計(jì)算結(jié)果。REF_Ref429641149\h圖4.22~REF_Ref429641151\h圖4.24給出了1組人工波和2組天然波分別以X、Y為主方向輸入時(shí)，各層4個(gè)參考點(diǎn)的層間位移角計(jì)算結(jié)果。圖4.4.4-5、圖4.4.4-9分別給出了各工況作用下樓層最大位移及最大層間位移角響應(yīng)。表4.4.4-2匯總了取4個(gè)參考點(diǎn)的最大值時(shí)，3組波分別以X、Y方向?yàn)橹鞣较驎r(shí)的結(jié)構(gòu)位移結(jié)果。由表可知，X為主輸入方向時(shí)，樓頂最大位移273mm（人工波），最大層間位移角1/71（人工波，第7層）；Y為主輸入方向時(shí)，樓頂最大位移242mm（天然波2），最大層間位移角1/71（人工波，第6層）。各工況下結(jié)構(gòu)層間位移角均小于規(guī)范的1/50限值，滿足規(guī)范要求。圖STYLEREF\s"標(biāo)題1"4.SEQ圖表\*ARABIC\s117結(jié)構(gòu)位移考察點(diǎn)示意圖表4.4.4-2樓層位移結(jié)果輸入方向地震波樓頂位移mm最大層間位移角最大層間位移角位置X主方向人工波2271/75第7層天然波12141/109第7層天然波21651/94第7層Y主方向人工波2201/81第7層天然波12861/72第6層天然波22051/92第7層(a)X方向(b)Y方向圖4.18人工波層位移響應(yīng)(a)X方向(b)Y方向圖4.19天然波1層位移響應(yīng)(a)X方向(b)Y方向圖4.20天然波2層位移響應(yīng)(a)X方向(b)Y方向圖4.21三組波最大樓層位移響應(yīng)比較(a)X方向(b)Y方向圖4.22人工波層間位移角響應(yīng)(a)X方向(b)Y方向圖4.23天然波1層間位移角響應(yīng)(a)X方向(b)Y方向圖4.24天然波2層間位移角響應(yīng)(a)X方向(b)Y方向圖4.25三組波最大層間位移角響應(yīng)比較罕遇地震下結(jié)構(gòu)的塑性損傷情況本節(jié)給出六個(gè)工況下結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件的破壞損傷狀態(tài)，進(jìn)而找出結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)。構(gòu)件總體破壞情況分析圖4.26~圖4.31給出了各工況下構(gòu)件的塑性應(yīng)變情況。由圖可知，在8度三向罕遇地震作用下，部分樓面梁進(jìn)入塑性階段，其最大塑性應(yīng)變?yōu)?.011（人工波，Y為輸入主方向）；極少數(shù)柱子進(jìn)入塑性階段，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.0004（天然波2，X為輸入主方向）。梁柱子圖4.26人工波，X向?yàn)檩斎胫鞣较蛄褐訄D4.27人工波，Y向?yàn)檩斎胫鞣较蛄褐訄D4.28天然波1，X向?yàn)檩斎胫鞣较蛄褐訄D4.29天然波1，Y向?yàn)檩斎胫鞣较蛄褐訄D4.30天然波2，X向?yàn)檩斎胫鞣较蛄褐訄D4.31天然波2，Y向?yàn)檩斎胫鞣较蜿P(guān)鍵構(gòu)件破壞情況分析圖4.32~圖4.37給出了各工況作用下二層轉(zhuǎn)換桁架及四層桁架的塑性應(yīng)變情況。由圖可知，在8度三向罕遇地震作用下，轉(zhuǎn)換桁架少數(shù)腹桿進(jìn)入塑性階段，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.002（人工波，Y為輸入主方向），弦桿未屈服。四層處桁架各工況下均未屈服。轉(zhuǎn)換桁架四層處桁架圖4.32人工波1，X向?yàn)檩斎胫鞣较蜣D(zhuǎn)換桁架四層處桁架圖4.33人工波1，Y向?yàn)檩斎胫鞣较蜣D(zhuǎn)換桁架四層處桁架圖4.34天然波1，X向?yàn)檩斎胫鞣较蜣D(zhuǎn)換桁架四層處桁架圖4.35天然波1，Y向?yàn)檩斎胫鞣较蜣D(zhuǎn)換桁架四層處桁架圖4.36天然波2，X向?yàn)檩斎胫鞣较蜣D(zhuǎn)換桁架四層處桁架圖4.37天然波2，Y向?yàn)檩斎胫鞣较虼箝_洞樓板在罕遇地震下的響應(yīng)本工程酒店根據(jù)建筑使用功能在各層均有開洞要求，部分樓層的樓板鋼筋塑性應(yīng)變?nèi)鐖D4.38-圖4.40所示，在8度三向、罕遇地震作用下，樓板鋼筋基本處于彈性狀態(tài)，僅在少數(shù)部位產(chǎn)生了塑性應(yīng)變，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.007（天然波1，Y為輸入主方向）；樓板混凝土的受壓損傷分布情況如圖4.41-圖4.43所示，在8度三向、罕遇地震作用下，14.9m標(biāo)高處樓板的混凝土受壓損傷相對較為嚴(yán)重。X為輸入主方向Y為輸入主方向(1)2.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(2)6.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(3)14.9m標(biāo)高處圖4.38人工波作用下底部三層樓板鋼筋塑性應(yīng)變分布X為輸入主方向Y為輸入主方向(1)2.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(2)6.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(3)14.9m標(biāo)高處圖4.39天然波1作用下底部三層樓板鋼筋塑性應(yīng)變分布X為輸入主方向Y為輸入主方向(1)2.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(2)6.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(3)14.9m標(biāo)高處圖4.40天然波2作用下底部三層樓板鋼筋塑性應(yīng)變分布X為輸入主方向Y為輸入主方向(1)2.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(2)6.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(3)14.9m標(biāo)高處圖4.41人工波作用下底部三層樓板混凝土受壓損傷分布X為輸入主方向Y為輸入主方向(1)2.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(2)6.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(3)14.9m標(biāo)高處圖4.42天然波1作用下底部三層樓板混凝土受壓損傷分布X為輸入主方向Y為輸入主方向(1)2.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(2)6.9m標(biāo)高處X為輸入主方向Y為輸入主方向(3)14.9m標(biāo)高處圖4.43天然波2作用下底部三層樓板混凝土受壓損傷分布BRB