上海市某裝配式減震住宅結構設計

郝露露, 鐘才敏, 司 斌, 周大偉

(1 上海中森建筑與工程設計顧問有限公司，上海 200062；2 上海楹梁建筑科技有限公司，上海 200050)

1 工程概述

上海市虹口區(qū)廣粵路074-05號地塊位于中環(huán)內,西側緊鄰廣粵路,南側靠近廣中路,東面緊鄰廣中小區(qū),北面為虹口高級中學,為近年上海市浦西中環(huán)內為數不多的新建住宅小區(qū)。地塊總建筑面積約為6.2萬m2,項目由一層地下室和1棟25層高層(1號樓)、5棟8層住宅組成。項目單體分布見圖1。1號高層住宅建筑高度為79.95m,其余住宅高度為23.95m。工程屬丙類建筑,設計使用年限為50年,安全等級二級,抗震設防烈度為7度,設計地震分組為第二組,設計基本地震加速度為0.1g,建筑場地類別為Ⅳ類,特征周期為0.9s。1號樓的抗震等級為二級,其他單體抗震等級為四級。

圖1 廣粵路074-05地塊項目鳥瞰圖

根據上海市政策要求,各單體預制率需大于40%,經前期方案對比,項目各單體確定采用裝配整體式剪力墻結構。由于項目周圍建筑密集,為減少對環(huán)境影響,實現綠色設計與施工,項目在上海市中心城區(qū)大規(guī)模采用勁性復合樁。為提升結構抗震性能,結合上部結構的裝配式設計技術特點采用了減震技術以及新型的節(jié)點做法。

2 樁基礎設計

2.1 樁基礎設計方案的確定

由于上海市存在較厚的軟弱土層,其基礎主要采用預應力混凝土管樁和鉆孔灌注樁。預應力混凝土管樁施工方便,經濟性高,但會對周邊已有建筑及地下管線等產生破壞性的影響。鉆孔灌注樁在軟土地區(qū)易產生塌孔、頸縮等現象,影響成樁質量,且施工過程易對環(huán)境產生污染,因而在項目應用中也存在局限性[1]。針對上述問題,近年在民用建筑中也嘗試了一些新的樁型與工藝,勁性復合樁就是其中之一。而在2014年已有其相關行業(yè)技術規(guī)程《勁性復合樁技術規(guī)程》(JGJ/T 327—2014)[2],該規(guī)程對勁性復合樁的設計、施工以及質量驗收進行了規(guī)定。但由于該樁型的施工工藝要求較高,且上海市地質情況復雜,勁性復合樁僅在上海市郊少量項目中進行試用。

勁性復合樁是將傳統(tǒng)的預應力混凝土管樁作為內芯插入剛施工完成的水泥攪拌樁內,形成剛性內芯的復合受力樁體。其原理是將常規(guī)樁與原有土體的摩擦界面變?yōu)榕c硬化后的加固土體之間的摩擦界面,使摩阻力得到較大的提高。管樁剛性體插入攪拌樁土體后使其更加密實,從而也提高了攪拌土體與管樁及外周土的緊密程度,因此勁性復合樁承載能力比單一的攪拌樁或管樁有很大提高。同時,由于勁性復合樁是利用原土形成柔性攪拌樁土體,并在土體硬化前插入管樁,很大程度地改善了管樁存在的擠土效應,對周邊已建建筑的基礎擾動影響較小,并且成樁速度快,泥漿排放量少,且樁身施工質量易保證。勁性復合樁組成原理示意及成樁工藝見圖2與圖3。

圖2 勁性復合樁示意圖

圖3 勁性復合樁成樁工藝

鑒于本項目所處環(huán)境,即周邊居民區(qū)對地基變形非常敏感,故樁基選型需考慮非擠土效應或者即便產生擠土效應但可以忽略的樁型。鉆孔灌注樁泥漿排放量大,易造成環(huán)境污染,且施工周期長,在市中心施工對居民影響較大。在施工有保障的前提下,勁性復合樁可以較好地解決以上問題?；谝陨显?本項目工程樁采用勁性復合樁。

2.2 樁基礎設計及對比

為驗證勁性復合樁在本項目中的適用性及承載力取值的可靠性,在項目前期進行了設計前試樁,為設計提供依據。試樁采用兩組抗壓樁、一組抗拔樁(每組均為3根樁)和一組破壞性試樁(1根抗壓樁)。試樁采用慢速靜載荷試驗,試驗終載值均大于該樁型的預估的單樁承載力設計值的2倍[2-3],單根破壞性試樁終載值不小于單樁承載力設計值的2.6倍。試樁結果表明,各組試樁具有良好的承載性能,除破壞性試樁外,累計變形量均在40mm以內。

為分析勁性復合樁的特點,設計時對鉆孔灌注樁和勁性復合樁單樁性能在相同承載力情況下(單樁承載力設計值為2 500kN)進行對比分析,兩種樁型的基本參數信息詳見表1,其對比結果詳見表2。

表1 樁基基本參數信息

表2 單根樁數據對比結果

從表1、2中可看出,在相同承載力情況下,鉆孔灌注樁的樁長較長,需要排出更多的泥漿,對周邊環(huán)境產生較大的影響;鉆孔灌注樁的造價也要略高于勁性復合樁;從施工角度考慮,單根鉆孔灌注樁的施工周期是勁性復合樁的3～4倍。結合本項目特點,總的來說采用勁性復合樁,工期節(jié)省在30%以上,且材料用量少,總造價節(jié)省約20%,樁數量大時,經濟性優(yōu)勢明顯。現場沉降觀測記錄顯示,主樓封頂后120d,1號樓最大累計變形21mm,遠小于《建筑樁基技術規(guī)范》(JGJ 94—2008)[3]要求,也小于類似項目采用鉆孔灌注樁時的變形,說明本項目采用勁性復合樁是合適的。

本項目總共采用1 127根勁性復合樁,與鉆孔灌注樁相比,無論是造價還是施工周期,均取得了較好的效果。同時由于泥漿排放少,材料用量少,有效地降低了對環(huán)境的影響,該樁型是一種綠色節(jié)能型的樁型。

3 可更換金屬連梁阻尼器設計

1號樓建筑整體造型呈現不規(guī)則的蝶形,分別在22層和24層存在較大的豎向收進,為特別不規(guī)則超限高層建筑。1號樓1～3層采用現澆,4～25層采用了預制剪力墻(部分)、預制疊合樓板、預制樓梯等預制構件,其體系按上海市《建筑抗震設計規(guī)程》(DGJ08-9—2013)[4]確定采用裝配整體式剪力墻結構。按照常規(guī)結構進行抗震設計時,1號樓較多樓層連梁存在超筋現象,且剪力墻暗柱配筋大,按預制構件設計時將導致縱筋布置與連接困難。同時,國內外歷次地震調研顯示,裝配式混凝土結構的節(jié)點、后澆段等現澆混凝土與預制構件接縫處是地震發(fā)生時的薄弱部位。減隔震技術已在常規(guī)建筑中大量使用,并在地震中顯示其優(yōu)越的抗震能力。在1號樓設計時,借鑒常規(guī)建筑的消能減震設計方法[5],將減隔震技術應用于裝配整體式剪力墻高層建筑。

3.1 阻尼器的選擇與布置

對于剪力墻住宅建筑,一般剪力墻厚度小,常規(guī)阻尼器在居住空間不方便布置。而金屬連梁阻尼器由于體量小、厚度薄,布置的自由度高,設置在原有混凝土連梁部位,不影響建筑布置,顯著提高了建筑空間的有效利用率。金屬連梁阻尼器可在小震作用下即進入屈服狀態(tài),發(fā)揮減震耗能作用,極限變形能力強,大震下變形也能滿足要求[6-7]。在新建裝配整體式結構的建筑中,此產品的安裝可與主體結構的施工同時進行,從而提高施工效率?；谝陨显?本項目消能器采用金屬連梁阻尼器。

金屬連梁阻尼器是利用核心鋼材(一般為軟鋼)作為能量吸收材料的阻尼器,它在不發(fā)生屈曲或破壞時可描繪出紡錘形的穩(wěn)定滯回環(huán),具有良好的能量吸收能力。與主體結構相比,金屬連梁阻尼器可較早地進入屈服,并利用屈服后的累積塑性變形來耗散地震能量,其典型滯回曲線如圖4所示。金屬連梁阻尼器采用LY160軟鋼,該鋼材屈服點在140～180N/mm2之間,具有良好的變形能力。金屬連梁阻尼器采用雙折線本構模型,包括LL-210與LL-280兩種類型,屈服承載力分別為210kN與280kN,屈服位移0.9mm,極限承載力分別為350kN與420kN,極限位移分別為27mm和20.4mm。金屬連梁阻尼器的構造做法詳見圖5。

圖4 金屬連梁阻尼器的典型滯回曲線

圖5 金屬連梁阻尼器的構造做法

為減少對建筑空間影響并最大限度發(fā)揮阻尼器作用,金屬連梁阻尼器主要布置在公共區(qū)域,如圖6所示,經試算,在4～21層核心筒及其周邊共布置144個位移型金屬連梁阻尼器。通過時程分析計算,絕大部分金屬連梁阻尼器在多遇地震下即進入屈服狀態(tài)進行耗能,在設防地震和罕遇地震作用下處于屈服狀態(tài)但不破壞。

圖6 金屬連梁阻尼器平面布置圖

3.2 附加有效阻尼比計算

為計算金屬連梁阻尼器附加的有效阻尼比,采用上海市《建筑抗震設計規(guī)程》(DGJ08-9—2013)提供的7條地震波(SHW1～ SHW7)進行小震與中震作用時程分析,并根據分析結果按下式進行計算:

(1)

式中:ξa為消能減震結構的附加有效阻尼比;Wcj為第j個消能部件在結構預期層間位移Δui下往復循環(huán)一周所消耗的能量;Ws為設置消能部件的結構在預期位移下的總應變能。

不計扭轉影響時,消能減震結構在水平地震作用下的總應變能Ws為:

Ws=(1/2)∑Fiui

(2)

式中:Fi為質點i的水平地震作用標準值;ui為質點i對應于水平地震作用標準值的位移。

位移相關型消能器在水平地震作用下往復循環(huán)一周所耗散的能量Wsj為:

Wsj=Aj

(3)

式中Aj為第j個消能器的恢復力滯回環(huán)在相對水平位移Δui時的面積。

在各地震波激勵下,金屬連梁阻尼器LL-280和LL-210出力和變形情況詳見表3。通過表3可知,小震作用下,絕大部分金屬連梁阻尼器已進入屈服狀態(tài)發(fā)生耗能。

表3 小震和中震下金屬連梁阻尼器的工作參數

根據每條地震波計算所得的總應變能和金屬連梁阻尼器的耗能結果,代入式(1)計算得到本項目金屬連梁阻尼器為結構提供的附加阻尼比平均值,詳見表4。

表4 小震和中震下各地震波的結構附加阻尼比平均值

由表4可知,金屬連梁阻尼器在小震和中震作用下均提供了附加阻尼,考慮到地震運動的隨機性,設計時偏保守取附加阻尼比為2%。

在小震作用下,按照常規(guī)設計方案與減震方案分別進行計算,計算結果對比見表5。由表5可看出,減震方案由于考慮了附加阻尼,結構周期延長,地上結構質量有所減少,X向與Y向基底剪力減小約15%,達到了預期的減震目的。

表5 兩種方案彈性分析主要計算指標對比

3.3 罕遇地震彈塑性時程分析

為了解減震結構在罕遇地震作用下的性能,采用MIDAS Gen軟件對結構進行罕遇地震作用下彈塑性時程分析。采用上海市《建筑抗震設計規(guī)程》(DGJ08-9—2013)提供的3條地震波(2條上海天然波(SHW10和SHW11)和1條上海人工波(SHW9))進行計算分析。各地震波作用下各主方向結構的彈塑性最大層間位移角詳見表6。

表6 各地震波作用下結構的彈塑性最大層間位移角

由表6可以看出,兩個主方向的彈塑性最大層間位移角均小于規(guī)范限值1/120,滿足性能目標的要求。下面以天然波SHW11為例來描述結構在彈塑性分析過程中的構件屈服情況。

結構在天然波SHW11作用下,X向地震13.8s時連梁進入屈服,14.2s時剪力墻進入屈服,最終時刻,多數連梁進入屈服,部分剪力墻進入屈服;Y向地震13.8s時,連梁進入屈服,14.2s時剪力墻進入屈服,最終時刻多數連梁進入屈服,部分剪力墻進入屈服。連梁先于剪力墻進入屈服狀態(tài),總體滿足“強柱弱梁”的要求。以Y向地震為例,連梁和剪力墻的塑性鉸發(fā)展過程如圖7、8所示。

圖8 Y向地震作用下剪力墻塑性鉸發(fā)展情況

在罕遇地震作用下,金屬連梁阻尼器LL-210的最大出力為340.61kN,最大變形為22.47mm,LL-280的最大出力為408.17kN,最大變形為16.72mm,均大于兩種型號阻尼器對應的屈服承載力210kN(LL-210)、280kN(LL-280)和屈服位移0.9mm,并小于其極限承載力350kN(LL-210)、420kN(LL-280)和極限位移27、20.4mm,金屬連梁阻尼器在罕遇地震作用下發(fā)揮充分耗能作用但不發(fā)生破壞,形成抗震體系的第一道防線;在大震作用下連梁較剪力墻先進入了屈服,作為抗震體系的第二道防線,能夠有效地減小地震對結構的作用;剪力墻最后進入屈服,形成結構的第三道防線,大大提高了裝配式剪力墻結構的抗震安全性能。

3.4 子結構及金屬連梁阻尼器性能評估

根據《建筑消能減震技術規(guī)程》(JGJ 297—2013)[8]第3.4.3條及第7.1.6條的要求,金屬連梁阻尼器與主體結構相連的預埋件、節(jié)點板等應處于彈性工作狀態(tài),且不應出現滑移或拔出等破壞,且驗算與金屬連梁阻尼器相連的預埋件、剪力墻及節(jié)點板的作用力取值為其在設計位移下對應阻尼力的1.2倍。金屬連梁阻尼器連接示意圖及現場安裝圖見圖9、10。子結構及金屬連梁阻尼器的性能目標詳見表7。

表7 子結構及金屬連梁阻尼器的性能目標

圖9 金屬連梁阻尼器連接示意圖

圖10 金屬連梁阻尼器現場安裝圖

根據3.3節(jié)罕遇地震作用下結構的彈塑性時程分析計算結果可知,兩種類型的金屬連梁阻尼器的最大變形22.47 mm(LL-210)、16.72 mm(LL-280)均小于極限位移27mm(LL-210)和20.4mm(LL-280),未發(fā)生破壞,而與金屬連梁阻尼器相連的剪力墻鋼筋進入屈服,但小于鋼筋極限強度標準值。

對鋼制連接段、預埋件及焊縫進行大震下驗算時[8],采用的作用力分別取金屬連梁阻尼器LL-280、LL-210極限位移對應的極限承載力420kN和350kN的1.2倍。經計算,與金屬連梁阻尼器相關的鋼制連接段、預埋件及焊縫的應力均小于材料的強度設計值,滿足規(guī)范彈性要求。因此,金屬連梁阻尼器在罕遇地震作用下正常工作。

3.5 減震效果分析

在多遇地震作用下,按照常規(guī)設計方案與減震方案分別進行計算,根據計算結果,對兩種方案進行經濟性對比,減震方案的鋼筋和混凝土用量均有明顯的減少,具體詳見表8。

表8 兩種方案經濟性對比

從以上對比可看出,將消能減震技術應用于裝配式剪力墻建筑,實現兩種綠色結構技術的結合,降低了地震作用,同時較低了材料用量,具有良好的經濟效益與社會效應。

4 預制剪力墻縱向鋼筋快速機械連接設計

為了保證金屬連梁阻尼器在使用過程中發(fā)揮功效,應使與之相連的預制剪力墻晚于金屬連梁阻尼器發(fā)生屈服,從而要求在金屬連梁阻尼器極限位移對應的阻尼力作用下,與金屬連梁阻尼器連接的墻、梁及節(jié)點處于彈性工作狀態(tài)。剪力墻縱向鋼筋連接可靠性是保證金屬連梁阻尼器發(fā)揮效能的重要環(huán)節(jié)[9]。目前對于預制豎向抗側力構件(預制框架柱或預制剪力墻)中的豎向鋼筋連接主要采用灌漿套筒連接。住宅建筑由于剪力墻較薄,灌漿套筒外徑大,配筋量大時暗柱內灌漿套筒連接實現非常困難。其次,灌漿套筒連接采用工廠預埋現場灌漿的方式,節(jié)點連接的可靠性完全依賴于套筒灌漿的質量。由于灌漿套筒灌漿密實度的不可見性以及裝配式施工工藝條件限制,套筒灌漿的質量檢測存在較大困難,不能充分保證預制剪力墻連接的可靠度。

基于以上原因,本項目與金屬連梁阻尼器連接的預制剪力墻縱向鋼筋均采用帶導向裝置的可調節(jié)機械連接套筒進行快速連接,該套筒帶有可導向裝置,并有一定的調節(jié)余量,可方便地實現鋼筋連接。設計時現澆后澆段不少于300mm長,現澆段范圍內水平分布筋加密,水平分布筋直徑不小于8mm,且間距不大于100mm。連接構造圖及現場安裝實景見圖11、12。

圖11 預制剪力墻暗柱縱向鋼筋機械連接構造圖

圖12 預制剪力墻縱筋連接施工安裝圖

可調節(jié)機械連接套筒滿足Ⅰ級機械連接接頭要求,帶有導向構造,可調節(jié)鋼筋對接的偏心,可補償對接連接的鋼筋長度,從而可方便快捷實現鋼筋連接。更重要的是,整個連接過程外露可見,保證了連接本身的質量,且由于套筒外徑較小,混凝土后澆段澆搗空間充足,確保了混凝土澆筑的密實度,從而保證了整個連接節(jié)點的可靠性。

5 預制疊合主次梁新型干法連接設計

當前裝配式建筑主次梁進行預制設計時,一般采用疊合梁或梁端帶鋼企口(俗稱牛擔板)的連接方式[10]。主次梁采用疊合梁時,考慮到次梁底筋的錨固,需要在主梁設置后澆段,且后澆段的寬度需滿足次梁下部縱筋連接的作業(yè)空間需求。在次梁下部縱筋連接到主梁后,方可進行主梁現澆段的澆搗,因而疊合梁主次梁節(jié)點屬于濕作業(yè)的施工方式。同時,由于主梁需要設置現澆段,施工階段主次梁均無法承擔任何荷載(包括自重),因而需要在下方設置足夠的梁板支撐腳手架,從而增加了大量的施工作業(yè)。牛擔板連接可實現預制主次梁的干式連接,但由于需要在次梁預埋鋼板,同時需要在主梁預留次梁的擱置企口,工廠制作工序復雜。另外,為減少施工階段對主梁承載能力的削弱,主梁企口一般預留較小,一旦制作或施工誤差較大,導致現場無法安裝的情況時有發(fā)生。

為改善疊合梁與牛擔板連接存在的問題,本項目主次梁連接采用了自主研發(fā)的新型干法連接節(jié)點。連接節(jié)點的具體構造如圖13、14所示。圖中主次梁均采用了疊合梁,主梁與次梁連接部位不設置現澆段,但在工廠預制時在該部位設置對穿預埋板,其余做法與常規(guī)疊合梁相同,保證了預制主梁的完整性。在主梁兩側設置鋼制連接件用以擱置預制次梁。鋼制連接件可在工廠與主梁預埋鋼板焊接連接,或在現場焊接。預制次梁設計時,梁長每端比實際凈長度減小20mm,鋼制連接件寬度略大于次梁梁寬,以方便現場的安裝。預制次梁與鋼制連接件設置長圓孔,起到臨時限位作用。同時,在疊合梁上部現澆段部位,根據計算設置一定量彎起鋼筋,確保在火災發(fā)生導致鋼制連接件失效時,次梁梁端混凝土段仍與主梁連接并承擔梁端剪力。該連接做法實現了節(jié)點的干式連接,構造簡單。同時在施工階段,主次梁(疊合梁)沒有任何削弱,預制梁可發(fā)揮作用,實現免撐效果,有效地提升了施工效率。主次梁連接施工實景圖見圖15。

圖13 主次梁干法連接節(jié)點構造立面圖

圖14 主次梁干法連接節(jié)點構造平面圖

圖15 主次梁干法連接現場圖

6 結論

(1)勁性復合樁的擠土效應小,泥漿排放量少,施工速度快,應用于建筑密集區(qū)域,對周邊環(huán)境影響小,可很好地實現綠色低碳理念。

(2)在裝配整體式剪力墻結構中采用金屬連梁阻尼器,提升了裝配式建筑的抗震性能,并實現了一定的經濟性,是兩種綠色結構技術的有益嘗試。

(3)預制剪力墻縱向鋼筋快速機械連接設計提升了豎向構件連接的便利性與可靠性,預制主次梁連接做法實現了節(jié)點的干式連接和免撐的效果,構造簡單,有效地提升了施工效率。