作者：张毅
按照高规要求建造的超高层通常截面尺寸和自重较大。采用轻质、高强、耐久性好的超高性能混凝土被认为是减小截面尺寸和结构自重的有效方式。活性粉末混凝土RPC( reactive powder concrete)具有强度高、韧性大和耐久性能优异等特点，其抗压比强度（抗压强度与密度之比）较高，约为普通混凝土的7倍、普通钢材的2倍，在长期荷载作用下的徐变很小（仅为普通混凝土的1/10左右）。国内外在RPC材料配比、材料及构件性能方面研究较多，但对其结构设计计算理论以及工程应用方面的研究较少。目前用RPC建造的实际工程比较有限，将RPC材料用于超高层结构的研究还未见文献报道。
本文以某一超高层结构为例，以结构侧移、稳定性和竖向构件的轴压比等为控制目标并满足结构构造要求，将原结构框筒柱和剪力墙的混凝土替换成RPC，拟订了一座同高度的RPC超高层结构，采用ETABS软件分别对原方案和新方案的结构自重、抗震性能、稳定性能等进行了分析与比较，从结构受力性能角度探讨了RPC材料在超高层结构中应用的可行性。
1 工况概况
1.1结构类型及构件尺寸
某超高层建筑功能为公寓酒店，采用筒中筒结构体系，该结构地上54层，结构高度为222. 7m，塔尖（含避雷针）标高为288. 00m，结构首层层高6m，2—7层层高5. 5m，标准层层高3.8m;避难层设在7层、23层、39层，层高均为5.5m。核心筒位于主楼中央且位置和形状自下至上保持不变，7层为转换层，沿外框筒设置转换桁架，将底部外框筒的柱距由
4.5m扩大到9m。转换桁架弦杆和腹杆截面尺寸分别为1 300mm×1 000mm和1 200mm×900mm，混凝土强度等级分别为C50和C70。1～7层的建筑平面为边长43. 8m的正方形，8层及以上建筑平面为边长43. 8m的正方形的四角各切去4.5m边长的等腰直角三角形后形成，框架柱从46层开始共内收2. 83m。转换层之上的结构标准层平面布置如图1所示。外框筒梁截面尺寸为450mm×800mm，转换层及其以下、以上楼层连接外框筒与核心筒的框架梁主要截面尺寸分别为500mm×800mm和450mm x 700mm，转换层及其以下、以上次梁主要截面尺寸分别为300mm×700mm和200mm×600mm。6层和避难层楼板厚度为180mm，屋面板厚度为130mm，其他楼层楼板厚度主要为120mm。梁和楼板均采用C30混凝土。
在该结构方案的基础上，拟订了一座同高度的RPC超高层结构（本文取222. 7m来进行计算）。RPC材料参数按文献[9]试验取值，换算后的强度等级表述为RPC135，材料分项系数按普通混凝土取1.4，RPC力学性能参数见表1。
1.1.1梁、板
本文主要研究结构抗侧力构件的抗震性能，综合考虑跨度、承载力、刚度、裂缝控制、舒适度及建筑隔音等因素，新方案楼盖尺寸及混凝土强度等级均与原方案相同。
1.1.2柱
原方案转换层及其以下楼层采用内置型钢混凝土柱，圆钢管外径为1000mm，壁厚为28mm。新方案RPC柱不配型钢，截面尺寸按轴压比限值0. 65估算，替换前、后柱截面尺寸及混凝土强度等级见表2。
1.1.3核心筒剪力墙
作为超高层结构的主要抗侧力构件，核心筒剪力墙的厚度应由其承载力和侧向刚度决定，并满足构造要求。综合考虑以上因素，按照轴压比限值(0.5)、稳定性和构造等要求，将原方案的剪力墙全部替换为RPC剪力墙，其厚度见表2，其中原方案图1所示的Ql~Q3剪力墙截面厚度为250mm，混凝土强度自下至上从C70变为C40，新方案中的Ql~Q3剪力墙厚度按构造要求均取200mm。
1.2荷载取值
结构设计基准期为50年，安全等级为二级，抗震等级为一级，基本风压为0. SkN/m2，场地地面粗糙度类别为B类，抗震设防烈度取7度(0. 15g)，场地特征周期为0. 4s，结构抗震设防类别为丙类，阻尼比取0. 05。混凝土容重考虑抹灰、装修层，均取27kN/m3。2~6层楼面活荷载取3.5 kN/m2，避难层楼面活荷载取lOkN/m2，其余层楼、屋面活荷载取2kN/m2。
2 结构模态分析
新方案结构整体三维有限元模型见图2，原方案、新方案结构自重分别为1. 243×l08kg和9.113×l07kg，新方案结构自重较原方案减轻了26. 7%，图3给出了模态分析时两种方案的集中楼层质量。结构计算振型数均取18个，原、新方案X向振型质量参与系数分别为96. 09%和95. 33%，y向振型质量参与系数分别为95. 38%和95. 37%，均符合高规要求。表3列出了原方案、新方案结构前3阶周期。结构两个方向的振动特性相近，平动周期比均为0. 92。结构自重的减轻，使得结构的周期增大，新方案的基本周期比原方案增大8.6%，周期增大则地震作用会减小，在结构其他指标符合规范要求的前提下，新方案对结构抗震设计有利。原、新方案的扭转周期比分别为0. 57和0.60，均小于高规0.85的限值要求，说明两种方案均不属于扭转不规则的结构。
3 内力分析
3.1风荷载作用下楼层剪力
风荷载作用下原方案和新方案的楼层剪力见图4，由图4可以看出，原方案和新方案的楼层剪力基本相同，X，y向的楼层剪力大小亦基本相等。
3.2地震作用下楼层剪力及轴压比
3.2.1楼层剪力
地震作用下原方案和新方案楼层剪力见图5。由图5可以看出，新方案各楼层剪力均小于原方案的。新方案楼层剪力较原方案减小22%（X向）、23%（y向）。从图4和图5可以看出，地震作用下，原方案、新方案X向基底剪力分别约为风荷载作用下的2. 34倍和1.82倍，Y，向基底剪力分别约为风荷载作用下的2. 15倍和1.64倍，可见地震作用均起控制作用。
新方案和原方案楼层最小水平地震剪力系数分别为0. 018和0.02。由于重量的减轻使得新方案结构周期增大，实际的地震作用和结构刚度变小，从而最小水平地震剪力系数要比原方案减小0. 002。从图6可见，原方案y向底层的剪重比已达到限值0. 02，新方案剪重比普遍比原方案偏小，但满足规范要求。
3.2.2轴压比
两方案中，同一楼层轴压比的分布规律基本一致，其中同楼层轴压比最大的柱Zl和剪力墙Q4（Zl，Q4位置见图1）的轴压比见表4。由表4可以看出，新方案15层框筒柱的轴压比仅为原方案的65%，新方案1层剪力墙的轴压比仅为原方案的58%。两种方案轴压比随楼层的变化情况见图7，其中柱Zl从46层开始内收，因此，轴压比仅计算至45层。由图7可以看出，新方案构件的轴压比保持在较低水平。由于RPC混凝土的极限压应变为普通混凝土的1.2倍，加之RPC竖向构件轴压比较小，新方案有助于提高结构抗震延性和抗连续倒塌能力。
4 侧移分析
结构在风荷载和地震作用下的楼层位移和层间位移角曲线如图8，9所示。由图8，9可以看出，在风荷载和地震作用下，楼层位移基本呈现下小上大的分布规律，近似属于弯剪型变形；风荷载和地震作用下新方案的最大楼层位移分别为132.04 mm和221. 45mm，分别是原方案的1. 47和1.18倍；新方案的层间位移角都满足高规的要求。结构侧向刚度分布见图10，由于新方案竖向构件采用了更轻盈的截面形式，新方案楼层侧向刚度均较原方案减小，减幅最大的楼层为46层，减幅高达35.4%，但并未改变刚度薄弱层的分布，薄弱层位置与原结构一致，在6，23，39层。结构的最大位移比及相应的楼层见表5，其中地震作用计入5%偶然偏心。由表5可以看出，最大位移比均小于规范的限值1.2。
5 结构稳定性分析
RPC结构在减小结构截面尺寸和降低结构自重的同时，也大大降低了结构的刚度，使结构的稳定性成为控制设计的一个关键因素。本文分别计算了两种方案结构的整体稳定性和剪力墙的稳定性。
5.1结构整体稳定性分析
根据高规，对结构全高定义倒三角形分布荷载，结构整体分析所得到的两种方案X，y向的刚重比见表6。由表6可以看出，刚重比均大于1.4,满足高规整体稳定性验算的要求，且均大于2.7，故均可不考虑重力二阶效应。
5.2剪力墙稳定性分析
按高规的方法，以受竖向荷载最大的底层墙Q4为例，作用于墙顶的竖向荷载和限值见表7。由表7可以看出，竖向荷载均满足要求，但新方案剪力墙的竖向荷载已比较接近限值，与轴压比相比，剪力墙的稳定性成为除刚度之外控制截面尺寸的因素。
6 弹性时程分析
6.1地震波选取
分别选取7条地震波（5条天然波和2条人工波）对原方案、新方案进行了弹性时程分析。地震波峰值加速度取55gal，持续时间为30s或40s，大于结构基本自振周期的5倍，时间步长取0. 02s。
两条人工波中有一条采用规范设计反应谱拟合，将原方案、新方案各条地震波反应谱曲线与规范反应谱曲线进行对比，两方案在结构前3阶周期点上，规范反应谱地震影响系数与7条时程曲线的平均地震影响系数相差均不大于20%，新方案分别为20%，18%，2%，原方案均为12%，满足统计意义上相符的要求。
6.2时程分析结果
原、新方案时程分析与反应谱法得到的楼层剪力对比见图11，12。由图11，12可以看出，每条时程曲线计算所得的基底剪力均不小于反应谱法的65 010且不大于135%，7条时程曲线计算的基底剪力平均值不小于反应谱法的80%，均符合高规的要求。对比时程分析楼层剪力平均值与反应谱法楼层剪力可知：原、新方案时程分析得到的基底剪力平均值均小于反应谱法的，且对绝大多数楼层来说，时程分析所得的楼层剪力平均值均小于反应谱法的。原方案X，y向49~54层，新方案X向52~ 54层、Y，向51~54层时程分析所得的楼层剪力平均值稍大于反应谱法的。取人工波2对原、新方案进行时程分析，基底剪力时程对比见图13。由图13可以看出，两种方案基底剪力随时间的变化趋势基本一致，新方案最大基底剪力比原方案减小15.06%（X向）、14. 06 010（y向），这是由于RPC减轻了结构自重。柱Zl在46层内收后顶层节点的位移时程曲线见图14。由图14可以看出，两种方案的柱Zl在46层顶点位移时程基本一致，虽然新方案的截面刚度远小于原方案的，但RPC结构有效地减轻了新方案的结构自重，与原方案相比，柱Zl在46层顶点的最大位移相差不大，X向仅为10%，Y，向仅为15.6%。
7 结构材料用量分析
本文对两种方案的超高层结构材料用量作了对比分析，结果见表8。由表8可以看出，与原方案相比，新方案混凝土用量大幅度减小，其中框架柱混凝土用量减少了54%，剪力墙混凝土用量减少了50%，若采用RPC楼盖，会进一步减少整个结构混凝土的用量。
8 结论
(1)两种方案两个方向的振动特性相近，新方案的基本周期比原方案增大8. 6%。
(2)与普通混凝土超高层结构相比，RPC的高强度有效减轻了结构自重，对RPC超高层结构而言，在满足规范的前提下，RPC柱和剪力墙的自重分别仅为普通混凝土柱和剪力墙自重的46%和50%，RPC柱可替代型钢混凝土柱。RPC超高层结构楼层侧向刚度较普通混凝土结构普遍减小，但结构自重的减小和RPC弹性模量较普通混凝土大等优势可弥补这一缺陷。
(3)在地震响应方面，RPC超高层结构优势明显，地震作用下楼层基底剪力减小22%（X向）、23%（Y，向），本工程所分析的柱和剪力墙轴压比为原结构的65%和58%。
(4) RPC超高层结构剪力墙厚度减小导致剪力墙的稳定性成为除刚度之外控制截面尺寸的重要因素。
(5)与普通混凝土超高层结构相比，RPC超高层结构的混凝土用量减少显著,RPC优异的力学性能使其在提高结构的使用寿命及减少维护费用方面将更具经济竞争力。
9[摘要] 为了探讨活性粉末混凝土在超高层结构中应用的可能性，以一结构高度为222. 7m的超高层筒中筒结构为例，将框筒柱和剪力墙的普通混凝土替换成活性粉末混凝土，对两种结构的自重、动力特性、结构侧移、抗震性能及稳定性等进行比较与分析。结果表明：活性粉末混凝土具有较高的韧性及强度；在满足现有规范的前提下，活性粉末混凝土框筒柱和剪力墙自重分别比原结构减轻了54%和50%；活性粉末混凝土柱可替代型钢混凝土柱；活性粉末混凝土剪力墙的截面尺寸由刚度和稳定性控制；活性粉末混凝土代替普通混凝土可以减小构件截面、增加建筑的使用面积，从而减小结构的自重，降低地震作用，改善结构的抗震性能。
