机场综合服务楼过夜用房超限审查报告

北京新机场航站区工程——轨道交通工程（北段）结构超限设计的可行性论证报告北京新机场航站区工程——轨道交通工程（北段）结构超限设计的可行性论证报告20152015北京新机场航站区工程——综合服务楼北京新机场航站区工程——综合服务楼-过夜用房工程超限设计的可行性论证报告航站区航站区综合服务中心第四建筑设计院第四建筑设计院BIAD2015-12-28北京新机场航站区工程——综合服务楼-过夜用房工程结构超限设计的可行性论证报告建设单位：北京新机场建设指挥部项目编号：2015001-01项目名称：北京新机场航站区工程——轨道交通工程（北段）建筑面积：地上5.2804万平米，地下1.2019万平米专业负责人：束伟农周思红审核人：王春华审定人：薛慧立签章：2015年12月表3.11，X、Y向各层剪力对比如REF_Ref426974306\h图3.41、REF_Ref426974307\h图3.42所示，各层楼层剪力时程平均值均比规范反应谱法小，在设计中不进行调整。图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s141各层剪力对比值（X向）图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s142各层剪力对比值（Y向）表STYLEREF\s"标题1"3.SEQ表格\*ARABIC\s111层剪力对比（剪重比调整前）设防地震及罕遇地震分析根据本文REF_Ref407544519\r\h2.3.2节对不同抗侧构件提出的抗震性能化设计目标，结合风荷载作用下构件受力的性能特点，分别将小震弹性、中震不屈服、中震弹性、大震不屈服、50年风荷载的1.1倍这5类水平力对应的主要计算参数，根据不同算法，各类构件各项性能目标下校核的主控荷载列于下表。表STYLEREF\s"标题1"3.SEQ表格\*ARABIC\s112不同地震水准及风荷载下构件性能化设计表穿层柱分析穿层柱按中震弹性进行设计（当按中震弹性进行构件设计时：不考虑地震内力调整（强柱弱梁，强剪弱弯等），采用作用分项系数、材料分项系数和抗震承载力调整系数γre，构件的承载力计算时材料强度采用设计值。）穿层柱较正常框架柱刚度小，在到强震作用下，如同层非穿层柱发生屈服，穿层柱将可能承担更多的剪力。因而在设计中，在中震弹性荷载组合取穿层柱剪力设计值不小于周边同类型框架柱剪力值，并相应放大弯矩设计值。穿层柱位于F01、F02层，计算长度为13m，强轴方向为最大为14.4，稳定系数取0.91。SATWE得出中震弹性荷载组合下构件的计算结果如REF_Ref407635654\h图3.43所示。图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s143F02层底板结构平面图最不利的穿层柱位三层通高，且上部为钢支撑框架，将这部分钢支撑框架的抗震等级提高至特一级，且穿层柱按中震弹性进行设计。图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s144X向中震作用下柱剪力图（红色为X向穿层柱）图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s145Y向中震作用下柱剪力图（红色为Y向穿层柱）穿层柱较正常框架柱刚度小，在到强震作用下，如同层非穿层柱发生屈服，穿层柱将可能承担更多的剪力。因而在设计中，取穿层柱剪力设计值不小于周边框架柱剪力值，并相应放大弯矩设计值。部分穿层柱，三层通高，计算高度为13m，穿层柱为13，稳定系数取0.93，轴力需放大1.07。其他层穿层柱处理方式与本层穿层柱类似，在此不再赘述。楼板应力分析本工程酒店根据建筑使用功能在各层均有开洞要求，取+3.000m和+15.000m顶板作为研究对象，分别进行小震和中震作用下的楼板应力分析。图3.46~3.47为两层楼板的有限元模型，为便于分析计算结果，取结构平面中的典型区域进行应力统计。在小震作用下，楼板的应力分布如图3.48~3.51所示；在中震作用下，楼板应力分布如图3.52~3.55所示。图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s146+3.00m顶板结构有限元模型图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s147+15.00m顶板结构有限元模型3.7MPa1.3MPa2.9MPa2.7MPa4.2MPa3.7MPa1.3MPa2.9MPa2.7MPa4.2MPa图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s148X向地震作用下+3.00m顶板应力分布图（多遇地震）2.7MPa1.3MPa1.6MPa1.7MPa1.9MPa2.7MPa1.3MPa1.6MPa1.7MPa1.9MPa图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s149Y向地震作用下+3.00m顶板应力分布图（多遇地震）3.2MPa2.1MPa2.9MPa2.5MPa4.8MPa3.2MPa2.1MPa2.9MPa2.5MPa4.8MPa图STYLEREF\s"标题1"3.50X向地震作用下+15.00m顶板应力分布图（多遇地震）2.8MPa2.9MPa3.2MPa3.9MPa4.2MPa2.8MPa2.9MPa3.2MPa3.9MPa4.2MPa图STYLEREF\s"标题1"3.51Y向地震作用下+15.00m顶板应力分布图（多遇地震）4.1MPa6.8MPa6.9MPa7.2MPa10.9MPa4.1MPa6.8MPa6.9MPa7.2MPa10.9MPa图STYLEREF\s"标题1"3.52X向地震作用下+3.00m顶板应力分布图（设防地震）3.4MPa4.0MPa4.5MPa4.6MPa7.2MPa3.4MPa4.0MPa4.5MPa4.6MPa7.2MPa图STYLEREF\s"标题1"3.53Y向地震作用下+3.00m顶板应力分布图（设防地震）8.3MPa5.5MPa8.3MPa10.4MPa12.8MPa7.4MPa8.3MPa5.5MPa8.3MPa10.4MPa12.8MPa7.4MPa图STYLEREF\s"标题1"3.54X向地震作用下+15.00m顶板应力分布图（设防地震）8.6MPa6.8MPa6.5MPa11.1MPa8.6MPa6.8MPa6.5MPa11.1MPa图STYLEREF\s"标题1"3.55Y向地震作用下+15.00m顶板应力分布图（设防地震）由上述分析可以看出，小震作用下+3.00m楼板的最大应力为4.2MPa，使用12@150双层双向配置，折算出的抵抗应力(360x113x2)/(150x120)=4.52MPa可满足要求；+15.00m楼板的最大应力为4.8MPa，使用14@150双层双向配置，折算出的抵抗应力(360x154x2)/(150x120)=6.16MPa可满足要求。高应力区沿远离框架柱方向迅速衰减，2m后应力水平均下降到2MPa以下，单向板构造钢筋10@200折算出的抵抗应力(400x50x2)/(150x200)=2.1MPa可满足要求。故在施工图设计时，对应力较大的楼板采取双层双向14@150通长配筋，以减小楼板集中应力带来的裂缝。转换梁分析本工程南侧由于首层道路要求，在嵌固层以上部分拔柱，如REF_Ref427080986\h图3.56所示，转换结构跨度约为24m，桁架高度4m，跨高比为6，上下弦采用900x1000的钢骨混凝土梁，钢骨截面H600x700x40x40的工字钢，下弦杆两端竖向加腋，加腋高度1200mm，斜腹杆截面H600x400x35x35。转换结构的性能目标：弦杆满足大震不屈服；斜腹杆、转换柱满足中震弹性。在计算中均不考虑转换构件楼板的有利作用（即将转换梁上、下弦杆两侧的楼板厚度设为0，将楼板自重以恒荷载的形式添加）。REF_Ref427082389\h图3.58~3.59为SATWE中震弹性计算结果，由图可知转换桁架斜腹杆和转换柱均满足中震弹性性能目标；REF_Ref427325697\h图3.60~3.63为SATWE大震不屈服计算结果，由图可知转换桁架上、下弦杆均满足大震不屈服的性能目标。图STYLEREF\s"标题1"3.56南侧转换结构平面图图STYLEREF\s"标题1"3.57南侧转换结构单榀立面图图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s158西侧四榀转换结构斜腹杆中震弹性计算结果图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s159东侧四榀转换结构斜腹杆中震弹性计算结果图STYLEREF\s"标题1"3.60西侧四榀转换结构下弦杆大震不屈服计算结果图STYLEREF\s"标题1"3.61东侧四榀转换结构下弦杆大震不屈服计算结果图STYLEREF\s"标题1"3.62西侧四榀转换结构上弦杆大震不屈服计算结果图STYLEREF\s"标题1"3.63东侧四榀转换结构上弦杆大震不屈服计算结果多塔分析本工程为大底盘双塔结构，两个塔楼的层数、平面和刚度相同，满足《高层建筑混凝土结构技术规程》10.6.3条的相关规定，本节按《高层建筑混凝土结构技术规程》5.1.14条对多塔楼结构进行分塔模型分析，在设计中采用整体模型计算和分塔模型的结构进行包络设计，分塔模型附带两跨裙楼结构。REF_Ref427070366\h图3.64为T1（左塔）的分塔模型，T2（右塔）与T1对称，按《高层建筑混凝土结构技术规程》10.6.3条规定，应计算分塔模型的扭转周期比，如REF_Ref427070513\h表3.13所示，各塔扭转周期比均小于0.9。图STYLEREF\s"标题1"3.64T1计算模型表STYLEREF\s"标题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图STYLEREF\s"标题1"3.65T1第一阶振型（X向一阶平动）图STYLEREF\s"标题1"3.66T1第二阶振型（Y向一阶平动）图STYLEREF\s"标题1"3.67T1第三阶振型（第一扭转振型）图STYLEREF\s"标题1"3.68T1第四阶振型（X向二阶平动）图STYLEREF\s"标题1"3.69T1第五阶振型（Y向二阶平动）图STYLEREF\s"标题1"3.SEQ图表\*ARABIC\s170T1第六阶振型（第二扭转振型）表STYLEREF\s"标题1"3.SEQ表格\*ARABIC\s114分塔模型位移角与位移比T1T2整体模型X向位移角Y向位移角1/6311/7221/6151/7191/5651/686REF_Ref428011827\h表3.14为分塔模型各塔的位移角与位移比，及其与整体计算分塔刚性楼板的结果对比，由表可见，各塔分塔模型均满足规范位移角限值。由此可知，在分别对两个塔进行分析得到的扭转周期比，位移角均满足规范要求，但由于多塔之间的连接部分在地震作用下容易出现破坏，在设计时对于多塔屋面板予以加强，采用200m厚混凝土现浇板，双层双向配筋，每层每个方向钢筋网的配筋率不低于0.25%。

结构动力弹塑性时程分析结构动力弹塑性分析的目的通过弹塑性分析，拟达到以下目的：对结构在罕遇地震作用下的非线性性能给出定量解答，根据主要构件的塑性损伤情况和整体变形情况，确认结构是否满足“大震不倒”的设防水准要求。研究在罕遇地震作用下的结构整体的弹塑性行为和变形形态、构件塑性损伤情况，包括罕遇地震下的最大顶点位移、最大层间位移及最大基底剪力等；给出结构的塑性发展过程，描述各构件出现塑性的先后次序，分析结构的屈服机制并对其合理性作出评价。研究结构关键部位、关键构件的变形形态和破坏情况，重点考察部位主要包括但不限于下列部位：结构的加强部位、结构的底层、结构的顶层等；论证整体结构在设计大震作用下的抗震性能，寻找结构的薄弱层或（和）薄弱部位；根据以上分析成果，对结构抗震性能给出评价，并对结构设计提出改进意见和建议。计算分析方法、分析模型及分析步骤分析软件及考虑的非线性因素本报告计算分析采用大型通用有限元分析软件ABAQUS，该软件被工业界和学术研究界广泛应用，是非线性分析领域的顶级软件。钢筋混凝土梁柱单元采用了建研科技股份有限公司自主开发的混凝土材料用户子程序进行模拟。在结构弹塑性分析过程中，以下非线性因素得到考虑：完全的动力时程特性：直接将地震波输入结构进行弹塑性时程分析，可较好地反应在不同相位差情况下构件的内力分布，尤其是楼板的反复拉压受力状态。完全的几何非线性：结构的动力平衡方程建立在结构变形后的几何状态上，“P-∆”效应，非线性屈曲效应，大变形效应等都得到全面考虑。完全的材料非线性：直接在材料应力-应变本构关系的水平上，模拟钢材（钢筋）及混凝土的弹塑性发生、发展及破坏全过程。施工过程非线性：为使弹塑性分析的初始态更接近结构实际受力状态，根据建造过程将结构分为若干个施工阶段，采用“单元生死”技术进行施工过程模拟，由下至上对各施工阶段进行激活、加载和计算。上述所有非线性因素在计算分析开始时即被引入，且贯穿整个分析的全过程。分析模型本工程的弹塑性时程分析计算模型包括地上和地下部分。在本工程的非线性地震反应分析模型中，所有对结构刚度有贡献的结构构件均按实际情况模拟。该非线性地震反应分析模型可划分三个层次：（1）材料模型；（2）构件模型；（3）整体模型。材料的本构特性+构件的截面几何参数得到构件模型，构件模型通过节点的几何连接形成了整体模型。1.材料本构模型本工程主要采用—钢材和混凝土两类基本材料，计算中采用的本构模型依次为：（a）钢材钢材的动力硬化模型采用双线性随动硬化模型，如REF_Ref429639857\h图4.1所示。在循环过程中无刚度退化，但考虑包辛格效应。钢材的强屈比设定为1.25，极限应力所对应的极限塑性应变为0.025。（b）混凝土混凝土材料模型采用弹塑性损伤模型,可考虑材料拉压强度差异、刚度及强度退化、拉压循环裂缝闭合呈现的刚度恢复等性质，其轴心抗压和轴心抗拉强度标准值按《混凝土结构设计规范》第四章表4.1.3取值。偏保守考虑，计算中混凝土均不考虑截面内横向箍筋的约束增强效应，仅采用规范中建议的素混凝土参数。混凝土本构关系曲线如REF_Ref429639860\h图4.2~REF_Ref429639861\h图4.4。当荷载从受拉变为受压时,混凝土材料的裂缝闭合,抗压刚度恢复至原有的抗压刚度;当荷载从受压变为受拉时,混凝土材料的抗拉刚度不恢复,如REF_Ref429639861\h图4.4所示。图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s11钢材的双线性随动硬化模型示意图图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s12混凝土受拉应力-应变曲线及损伤示意图图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s13混凝土受压应力-应变曲线及损伤示意图图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s14混凝土拉压刚度恢复示意图由REF_Ref429639861\h图4.4可见，伴随着混凝土材料进入塑性状态程度大小，其刚度逐渐降低,在弹塑性损伤本构模型中上述刚度的降低分别由受拉损伤因子dt和受压损伤因子dc来表达。采用Najar的损伤理论，脆性固体材料的损伤定义如下：式中：，依次为无损材料及损伤材料的应变能密度；及分别为无损材料及损伤材料的四阶弹性系数张量；为相应的二阶应变张量。如REF_Ref429639944\h图4.5所示。图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s15混凝土单轴应力状态损伤定义示意图2.构件模型（1）一维杆件弹塑性模型梁、柱及支撑等一维杆件弹塑性模型采用纤维梁单元（如REF_Ref429639971\h图4.6所示），纤维素可以是钢材或混凝土材料。应该指出，进入塑性状态后，梁单元的轴力作用，轴向伸缩亦相当明显，不容忽略。所以，梁单元和柱单元均应考虑其弯曲和轴力的耦合效应。由于采用了纤维塑性区模型而非集中塑性铰模型，杆件刚度由截面内和长度方向两次动态积分得到，其双向弯压和弯拉的滞回性能可由材料的滞回性来精确表现，如REF_Ref429640006\h图4.7所示，即同一截面的纤维逐渐进入塑性，而在长度方向亦是逐渐进入塑性。除使用纤维塑性区模型外，ABAQUS中的一维杆件弹塑性单元还具有如下特点：基于Timoshenko梁理论，可考虑剪切变形刚度；转角和位移分别插值，是C0单元，便于和相应的C0单元连接；采用GREEN应变计算公式，能正确计算梁在大转动，大应变和大位移下的应力应变；图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s16一维纤梁单元图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s17一梁单元的塑性区发展示意图（2）楼板弹塑性模型楼板弹塑性模型采用ABAQUS内置的四边形或三角形缩减积分弹塑性壳单元，该单元具有如下特点：可采用二维弹塑性损伤模型本构关系（PlasticDamage）;可叠加rebar-layer考虑多层分布钢筋的作用；转角和位移分别插值，是C0单元，与梁单元的连接容易；可模拟大变形、大应变的特点，适合模拟楼板在大震作用下进入塑性的状态。图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s18二维弹塑性单元3.整体分析模型（1）楼板模拟建筑结构有限元分析中，为减少工作量，通常对楼板采用刚性楼板假定，其实质是通过节点耦合的方法，约束同层内各节点的X、Y相对距离不变。这一假定在小变形和弹性阶段是可以接受的。但在考虑大变形的弹塑性阶段，尤其是对超高层建筑，其顶点位移多在1m以上，结构上部楼板已出现了明显的倾角，此时同层内各节点若仍保持分析开始阶段的X、Y相对水平距离，将使节点偏离相应的位置，导致分析误差。另在弹塑性分析过程中，楼板将发生开裂使其平面刚度下降，对结构的各抗侧力构件刚度分配和剪力传递也将产生一定影响。因此，本工程的弹塑性分析中将不采用刚性楼板假定，对各层楼板划分网格后利用弹塑性壳单元来进行模拟。这将使得模型的规模和计算量大幅增加，但可以得到更为准确的计算结果。（2）构件配筋对混凝土构件进行动力弹塑性时程分析，需要较为准确地考虑构件配筋对其承载力和刚度的贡献。本工程弹塑性分析中的配筋数据按照结构设计师提供的配筋信息确定。地震输入的选择根据抗震规范要求，罕遇地震弹塑性时程分析所选用的单条地震波需满足以下频谱特性：（1）特征周期与场地特征周期接近；（2）最大峰值按照规范取值；（3）持续时间为结构第一周期的5~10倍，且不小于15s；（4）时程波对应的加速度反应谱在结构各主要周期点上与规范谱相差不超过20%；根据上述条件，本工程选取符合规范要求的两组天然波和一组人工波，REF_Ref429640028\h图4.9为三组地震波时程曲线，REF_Ref429640033\h图4.10给出了各组波中主波的普曲线与规范规定的反应谱的比较图。（a）人工波1（b）天然波1(c)天然波2图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s19加速度时程曲线图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s110谱曲线比较结构抗震性能评价方法结构的总体变形评估（1）结构的最终状态仍然竖立不倒；（2）结构的最大层间位移角限值取1/100。构件的性能评估为确保达到防倒塌的抗震设计目标，除应保证结构最大弹塑性层间位移角满足规范要求外，尚应确保以结构构件的弹塑性变形和强度退化来衡量的构件损伤程度也应限制在可接受限值范围内，以保证结构构件在地震过程中仍有能力承受地震力和重力荷载，并确保在地震后仍有能力承受作用在结构上的重力荷载。在ABAQUS中构件的损坏主要以混凝土的受压损伤因子及钢材（钢筋）的塑性应变程度作为评定标准，其与‘高规’所列构件损坏程度对应关系如REF_Ref429640654\h表4.1所示。（1）钢材在屈服后其强度并不会下降，衡量其损坏程度的主要指标是塑性应变值。借鉴FEMA标准中塑性变形程度与构件状态的关系，设钢材塑性应变分别为屈服应变2、4、6倍时分别对应轻微损坏、轻度损坏和中度损坏三种程度。常用Q345钢材屈服应变近似为0.002，则上述三种状态的塑性应变分别为0.004、0.008、0.012；（2）混凝土在达到极限强度后会出现刚度退化和承载力下降，其程度通过受压损伤因子Dc来描述，Dc的物理意义为混凝土的刚度退化率，如受压损伤因子Dc达到0.3，则表示抗压弹性模量已退化30%。同时Dc还与混凝土的剩余承载力相对应，Dc越大，则混凝土剩余承载力越小。当出现Dc时，混凝土承载力即开始下降，当Dc达到0.5时，混凝土抗压承载力已下降50%。考虑到应力集中的影响及混凝土本构中未考虑箍筋约束的强度提高作用，我们将混凝土受压损伤<0.3设为中度损伤，大于0.3则认为损伤较为严重；（3）对采用杆单元模拟的梁、柱、斜撑等构件，钢材（钢筋）的塑性应变会造成构件刚度退化，但不会出现承载力下降，因此可视钢材塑性应变程度区分为轻微损坏~比较严重损坏。而构件中的混凝土一旦出现受压损伤，则肯定会造成构件承载力下降，属于中度损坏~比较严重损坏；（4）连梁和楼板的损坏程度判别标准与剪力墙类似，楼板以承担竖向荷载为主，且具有双向传力性质，小于半跨宽度范围内的楼板受压损伤达到0.5时，尚不至于出现严重损坏而导致垮塌。表STYLEREF\s"标题1"4.SEQ表格\*ARABIC\s11ABAQUS计算结果与‘高规’构件损坏程度的对应关系结构构件损坏程度无损坏轻微损坏轻度损坏中度损坏比较严重损坏杆单元（梁、柱、斜撑）完好混凝土开裂，或钢材塑性应变0~0.004钢材塑性应变0.004~0.008钢材塑性应变0.008~0.012或混凝土受压损伤<0.3钢材塑性应变>0.012或混凝土受压损伤>0.3剪力墙完好混凝土开裂，或钢材（含分布筋及约束边缘构件钢筋）塑性应变0~0.004混凝土受压损伤<0.2且损伤宽度<50%横截面积宽度，或钢材塑性应变0.004~0.008混凝土受压损伤<0.3且损伤宽度>50%横截面积宽度，或混凝土受压损伤0.1~0.5且损伤宽度<50%横截面积宽度，或混凝土受压损伤>0.5且损伤宽度<20%横截面积宽度，或钢材塑性应变0.008~0.012混凝土受压损伤0.1~0.5且损伤宽度>50%横截面积宽度，或混凝土受压损伤>0.5且损伤宽度>20%横截面积宽度，或钢材塑性应变>0.012混凝土楼板同剪力墙，但楼板横截面宽度取楼板短边长度图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s111FEMA标准中构件状态与塑性变形程度的对应关系图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s112C60混凝土承载力与受压损伤因子的简化对应关系图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s113剪力墙位移-剪力相关性曲线及其对应的混凝土损伤状态结构动力弹塑性计算及结果分析进行结构动力弹塑性分析的基本步骤如下：根据弹性设计的SATWE模型，经细分网格并输入配筋信息后导入ABAQUS程序；考虑结构施工过程，进行结构重力加载分析，形成结构初始内力和变形状态；计算结构自振特性以及其它基本信息，并与原始结构设计模型进行对比校核，保证弹塑性分析结构模型与原模型一致；输入地震记录，进行结构大震作用下的动力响应分析。计算模型转换计算模型是进行大震时程反应的基础，因此在大震弹塑性时程分析之前，首先进行了SATWE模型的静力和模态分析、ABAQUS施工模拟和模态分析，用来校核模型从MIDAS转换到ABAQUS的准确程度。第一模态T1=0.9362s第二模态T2=0.8356s第三模态T3=0.8076s图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s114结构前3阶振型图REF_Ref429640704\h表4.2为经过细分网格后ABAQUS模型与MIDAS模型的主要结构计算结果对比。MIDAS模型结构总重量为763604kN，ABAQUS模型结构总质量为767582kN，误差在5%以内。图4.4.1-1给出了模型的前3阶振型图。表STYLEREF\s"标题1"4.SEQ表格\*ARABIC\s12各种模型计算结果比较计算软件名称SATWEAbaqus说明结构总重量（重力荷载代表值:Kn）814119767582T1(s)0.93190.9362平动T2(s)0.85160.8356平动T3(s)0.81900.8076平动+扭转重力加载分析在进行罕遇地震作用下的结构弹塑性分析之前，对结构在重力荷载代表值下的加载分析结果如下：梁、柱、支撑等杆件均处于弹性阶段，如图所示。图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s115重力作用下构件塑性应变罕遇地震分析参数在进行结构8度罕遇地震弹塑性分析时，采用符合规范要求的一组人工波和两组天然波，共三组地震记录进行大震弹塑性时程分析。地震波的输入方向，分别选取结构X、Y方向作为主方向，另两方向为次方向，分别输入三组地震波的三个分量记录进行计算，如REF_Ref429641058\h图4.16所示。结构初始阻尼比取4.5%，峰值加速度取400gal。每个工况地震波峰值按水平主方向：水平次方向：竖向=1：0.85：0.65进行调整。（a）X为输入主方向（b）Y为输入主方向图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s116地震波输入方向示意图罕遇地震弹塑性分析结果按照上节确定的参数，进行了三组地震波，总计6个工况的罕遇地震弹塑性分析，分析的宏观结果指标（基底剪力、楼层位移及层间位移角）介绍如下：1.基底剪力响应REF_Ref429640818\h表4.3给出了基底剪力峰值及其剪重比统计结果。表STYLEREF\s"标题1"4.SEQ表格\*ARABIC\s13大震时程分析底部剪力对比X主方向输入Y主方向输入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%三组波均值198.0425.80%262.0034.13%2.楼层位移及层间位移角响应如REF_Ref429641086\h图4.17所示，将结构分两个区域，每个区域每层取4个角点A1(A2)、B1(B2)、C1(C2)、D1(D2)作为参考点，根据各点位移的时程输出结果求得结构各层层间位移和最大层间位移角等数据指标，且结构在同一楼层的指标取两个区域相应位置的包络值。REF_Ref429641112\h图4.18~REF_Ref429641113\h图4.20给出了1组人工波和2组天然波分别以X、Y为主方向输入时，各层4个参考点的层位移计算结果。REF_Ref429641149\h图4.22~REF_Ref429641151\h图4.24给出了1组人工波和2组天然波分别以X、Y为主方向输入时，各层4个参考点的层间位移角计算结果。图4.4.4-5、图4.4.4-9分别给出了各工况作用下楼层最大位移及最大层间位移角响应。表4.4.4-2汇总了取4个参考点的最大值时，3组波分别以X、Y方向为主方向时的结构位移结果。由表可知，X为主输入方向时，楼顶最大位移273mm（人工波），最大层间位移角1/71（人工波，第7层）；Y为主输入方向时，楼顶最大位移242mm（天然波2），最大层间位移角1/71（人工波，第6层）。各工况下结构层间位移角均小于规范的1/50限值，满足规范要求。图STYLEREF\s"标题1"4.SEQ图表\*ARABIC\s117结构位移考察点示意图表4.4.4-2楼层位移结果输入方向地震波楼顶位移mm最大层间位移角最大层间位移角位置X主方向人工波2271/75第7层天然波12141/109第7层天然波21651/94第7层Y主方向人工波2201/81第7层天然波12861/72第6层天然波22051/92第7层(a)X方向(b)Y方向图4.18人工波层位移响应(a)X方向(b)Y方向图4.19天然波1层位移响应(a)X方向(b)Y方向图4.20天然波2层位移响应(a)X方向(b)Y方向图4.21三组波最大楼层位移响应比较(a)X方向(b)Y方向图4.22人工波层间位移角响应(a)X方向(b)Y方向图4.23天然波1层间位移角响应(a)X方向(b)Y方向图4.24天然波2层间位移角响应(a)X方向(b)Y方向图4.25三组波最大层间位移角响应比较罕遇地震下结构的塑性损伤情况本节给出六个工况下结构主要构件的破坏损伤状态，进而找出结构的薄弱环节。构件总体破坏情况分析图4.26~图4.31给出了各工况下构件的塑性应变情况。由图可知，在8度三向罕遇地震作用下，部分楼面梁进入塑性阶段，其最大塑性应变为0.011（人工波，Y为输入主方向）；极少数柱子进入塑性阶段，最大塑性应变为0.0004（天然波2，X为输入主方向）。梁柱子图4.26人工波，X向为输入主方向梁柱子图4.27人工波，Y向为输入主方向梁柱子图4.28天然波1，X向为输入主方向梁柱子图4.29天然波1，Y向为输入主方向梁柱子图4.30天然波2，X向为输入主方向梁柱子图4.31天然波2，Y向为输入主方向关键构件破坏情况分析图4.32~图4.37给出了各工况作用下二层转换桁架及四层桁架的塑性应变情况。由图可知，在8度三向罕遇地震作用下，转换桁架少数腹杆进入塑性阶段，最大塑性应变为0.002（人工波，Y为输入主方向），弦杆未屈服。四层处桁架各工况下均未屈服。转换桁架四层处桁架图4.32人工波1，X向为输入主方向转换桁架四层处桁架图4.33人工波1，Y向为输入主方向转换桁架四层处桁架图4.34天然波1，X向为输入主方向转换桁架四层处桁架图4.35天然波1，Y向为输入主方向转换桁架四层处桁架图4.36天然波2，X向为输入主方向转换桁架四层处桁架图4.37天然波2，Y向为输入主方向大开洞楼板在罕遇地震下的响应本工程酒店根据建筑使用功能在各层均有开洞要求，部分楼层的楼板钢筋塑性应变如图4.38-图4.40所示，在8度三向、罕遇地震作用下，楼板钢筋基本处于弹性状态，仅在少数部位产生了塑性应变，最大塑性应变为0.007（天然波1，Y为输入主方向）；楼板混凝土的受压损伤分布情况如图4.41-图4.43所示，在8度三向、罕遇地震作用下，14.9m标高处楼板的混凝土受压损伤相对较为严重。X为输入主方向Y为输入主方向(1)2.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(2)6.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(3)14.9m标高处图4.38人工波作用下底部三层楼板钢筋塑性应变分布X为输入主方向Y为输入主方向(1)2.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(2)6.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(3)14.9m标高处图4.39天然波1作用下底部三层楼板钢筋塑性应变分布X为输入主方向Y为输入主方向(1)2.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(2)6.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(3)14.9m标高处图4.40天然波2作用下底部三层楼板钢筋塑性应变分布X为输入主方向Y为输入主方向(1)2.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(2)6.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(3)14.9m标高处图4.41人工波作用下底部三层楼板混凝土受压损伤分布X为输入主方向Y为输入主方向(1)2.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(2)6.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(3)14.9m标高处图4.42天然波1作用下底部三层楼板混凝土受压损伤分布X为输入主方向Y为输入主方向(1)2.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(2)6.9m标高处X为输入主方向Y为输入主方向(3)14.9m标高处图4.43天然波2作用下底部三层楼板混凝土受压损伤分布BRB