1. 工程概况
该项目地块总用地面积8593.32m2
, 东西方向长约为124m，南北边约为73m。本拟建的工程为一栋31层综合性建筑,带三层商业裙房,裙房以上通过架空层转换为两个L形平面的塔楼；有两层地下室，负一层地下室为停车场，负二层地下室设人防区以及停车场。结构最大高度99.8米，属A级高度建筑，总建筑面积约71224.87㎡。
结构的平、立面图见图1.1.1和图1.1.2。
图1.1.1 裙楼平面图
塔2塔1
图1.1.2 塔楼平面图
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图1.1.3 结构东立面图
本工程的平、立面概况表见表1.1.1。
表1.1.1 结构平、立面概况表
高度(m) 99.8 地面以上层数 31层 地下室层高 地下室两层，其中地下1层4.5m，地下二层4.3m 建筑层高 裙楼：首层～3层6.0m，4（架空）层5.0m； 塔楼：5层3.2m，6～31层2.8m 平面长(m)X宽(m) 裙楼：124x73m； 塔楼1：47.45x21.6m；塔楼2：45.2x21.6m 最大高宽比 4.62 结构形式 部分框支剪力墙、多塔结构 2. 结构超限类型和程度
参照“抗规”、“高规”和“省补充规定”有关规定，本工程结构超限情况见下表。
表2.1.1 结构超限类型和程度
结构形式 部分框支剪力墙、多塔结构 高度超限(m) A级高度 (99.8<100) 是否复杂高层 是（竖向构件4层局部转换、大底盘多塔） 平面凹凸不规则 是（L形平面塔楼1：l/Bmax=0.42>0.35，塔楼2：l/Bmax=0.48>0.35） 扭转位移比（层数）=1.34(31) 平面扭转不规则 I类不规则 是（塔楼平面有效楼板宽度小于开洞处楼面宽度的50%，开洞面积楼板局部不连续 超过该楼层面积的30%，局部位置开洞后楼板最小净宽度小于5m） 侧向刚度不规则 否 抗侧力构件不连续 Ⅱ类不连续（墙不连续） 楼层承载力突变 无 超限情况总结 4项（平面凹凸不规则，I类扭转不规则，楼板局部不连续，Ⅱ类竖向不连续） 注：a. 结构高度限值按“高规”4.2.2条部分框支剪力墙结构7度A级为100m；
b．表中复杂高层结构按照“高规”10.1.1条，本结构含有带转换层和多塔结构两种复杂高层结构类型，但未超10.1.4条“不宜同时采用超过两种本节第10.1.1条所指的复杂结构”的规定；
c. 塔楼楼层平面凹进一侧尺寸大于总尺寸35％，属凹凸不规则；
d．表中体型不规则程度分类系按照“广东省实施《高层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ3-2002）补充规定”DBJ/T15-46-2005确定，当θE<1/2000时,平面扭转位移比大于1.35且小于1.5为I类扭转不规则。墙不连续为II类竖向不连续；
e．各栋塔楼平面有效楼板宽度小于开洞处楼面宽度的50%，开洞面积超过该楼层面积的30%，且局部位置开洞后楼板最小净宽度小于5m；
f．侧向刚度不规则按照“省补充规定”第3.3.1条，在地震作用下，本工程的层间位移角θi均小于相邻上一层的1.3倍，和其上相邻三个楼层层间位移角平均值的1.2倍，侧向刚度规则。
g．楼层承载力突变按照“省补充规定”第3.3.1条，本工程的抗侧力结构的层间受剪承载力均大于相邻上一楼层的80%，无楼层承载力突变。
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3. 工程地质概况和基础选型
3.1 场地的工程地质及水文地质条件
超限设计依据的岩土工程勘察报告其主要内容如下： （1）位置及环境及地形地貌
地貌为海成阶地，后经填土整平，形成现有地面，地面标高4.77～5.52米。 （2） 岩土物理力学指标
桩端土承载力特征值qpa(kpa) 桩周土摩地层 成因编号 类型 地层名称 打入式预制桩、 沉管灌注桩 冲、挖 阻力特征桩入土深度（米） 钻孔灌 值10米 10米 15米 注桩 qsa(kpa) ① Qml 填土 ②-1 粗砂含土 20 ②-2 粗砾砂 40 Qmc ②-3 粘土（含有机质） 35 ②-4 泥炭质土 15 ③ Qal+pl 含砂粘土 30 ④ Qel 砾质粘性土 1800 2000 2200 1200 40 ⑤-1 全风化花岗岩 2500 2200 60 2⑤-2 ｒ 强风化花岗岩 2800 2500 100 ⑤-2 中风化花岗岩 5000 （3） 场区水文地质条件及基础设计水位的确定 a. 水文地质特征
勘察场地内地下水根据其赋水介质的不同可分为两类：上部为存在于第四系松散地层中的孔隙潜水，②-1层粗砂含土、②-2层粗砾砂是主要含水层，其透水性较强，含水量较丰富；下部为存在于强～中风化花岗岩中的裂隙水，其含水性及透水性一般。据本次勘察，场地内各钻孔均见地下水，勘察期间测得其混合稳定水位埋深在2.04～2.80m，相应标高为2.60～3.03m。地下水位受季节及降雨量影响
b. 地下水腐蚀性
地下水在强透水层中对基础混凝土结构有弱腐蚀性，对钢筋混凝土中的钢筋无腐蚀性，对钢结构有弱腐蚀性
c. 基础设计水位的确定
地下水的设防水位标高可按4.5m考虑，抗浮设计水位标高可按3.0m考虑。 （4）场地地震效应
拟建场区的抗震设防烈度为7度，设计地震分组第一组，场地土类型为中软场地土，建筑场地类别为Ⅱ类，无可液化土层。
3.2 地基基础设计选型
基础类型拟采用静压式预应力管桩，底板采用梁桩筏基础。
4. 结构选型和布置
4.1 结构选型
本工程底部为商业裙楼，上部两个塔楼为住宅，建筑和使用的要求较高。
4.1.1 竖向结构体系的选择
由于建筑上下部使用功能的不同，底部三层商业裙房采用框架+核心筒剪力墙的结构形式，以形成更大的建筑使用空间；上部两栋住宅塔楼采用剪力墙结构形式，以有效利用建筑外墙、各户型之间的隔墙来布置剪力墙，同时剪力墙结构具有较大的抗侧刚度，容易满足上部结构的刚度要求；由于上下部结构形式的不同，利用第四层架空层来设置转换层，以转换竖向布置不连续的竖向抗侧力构件。
4.1.2 水平楼盖体系的选择
均采用现浇钢筋混凝土楼盖，具有良好的整体性。人防地下室的顶板厚度h=200mm，以承受核爆动荷载的作用，并对早期核辐射进行防护，地下室顶板厚度h=250mm。裙房楼板厚度h=100mm，第四层转换层楼板厚度h=180mm。两栋住宅塔楼楼盖亦采用现浇钢筋混凝土梁板体系，梁宽取同墙宽，以满足房间内不露梁以及单元内房间可灵活分隔的建筑设计意图，楼板厚度h=100mm。
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4.2 结构布置
4.2.1 地下室的结构布置
底下室车库的柱网布置根据建筑使用要求，柱网的典型尺寸为1000x1000mm，柱典型截面为1200x1800mm；考虑地下室车库竖向空间的要求，采用主梁+大板的楼盖体系，主梁典型截面为500x800mm，大板厚度不小于200mm。地下室的结构平面布置见图4.2.1。
图4.2.1 地下室结构平面布置
4.2.2 裙楼的结构布置
裙楼的结构布置为了满足商业的大空间要求，仍采用与地下室一致的大柱网尺寸；楼盖则采用受力更合理、更经济的井字形楼盖，楼盖主梁典型截面为500x800mm，井字形梁截面为200x500；楼板厚度取h=100mm，电梯筒外圈剪力墙厚度取600mm。裙房结构平面布置见图4.2.2。由于转换层结构刚度较大，为满足转换层下一层裙楼的层间位移角不大于转换层层间位移角的1.3倍，在第三层裙房增设了几片200mm厚的剪力墙，以提高该楼层的抗侧刚度，该层的剪力墙布置见图4.2.3。
图4.2.2 裙楼结构平面布置
图4.2.3 裙楼3层结构平面布置
4.2.3 转换层的结构布置
由于上部住宅塔楼的户型较为复杂，剪力墙的平面布置无法做到完全对齐，因此转换层转换构件的布置也将较为复杂。本工程均采用梁式转换，并且与上部塔楼剪力墙共同协调布置，以尽量减少使用二次转换。转换梁水平地震作用计算内力乘以增大系数1.8。转换层楼板做为大底盘的屋面，为保证大底盘与塔楼整体工作，转换层的楼板厚度取h=180mm，同时加强两个塔楼之间连接体的转换梁布置。转换层的结构布置如图4.2.4。
图4.2.4 转换层结构平面布置
4.2.4 塔楼的结构布置
两个住宅塔楼的平面为L形，属平面凹凸不规则结构，对结构抗扭不利。并且由于建筑户型布置的需要，塔楼楼板开洞较多，开洞面积已经超过了楼层面积的30%，局部开洞较大位置楼板的最小净宽度不足5m，属楼板局部不连续。因此为了降低塔楼平面凹凸不规则和楼板局部不连续对结构抗震性能的影响，在进行塔楼的抗侧力构件布置时需考虑尽量降低结构的扭转效应，减少楼板为协调结构平面各部位的相对变形而承担的地震力。
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针对该种刚心与质心偏离较大的L形结构平面，采取尽量将抗侧力构件均匀布置在L形平面的两侧，而舍弃高层建筑常用的在平面中间电梯间形成剪力墙核心筒的布置方式，并加强L形平面两端的剪力墙、连梁和L形平面两侧的框架梁刚度，以通过增强结构周边构件的抗侧刚度来加强结构的抗扭刚度。塔楼L形平面两端的剪力墙加厚至300mm，外侧的框架梁截面取600x650mm，并且保证外圈框架梁布置连续、闭合，以保证楼面的整体性。在楼板开洞较大位置布置栅格状楼面梁，以增强洞口周边构件的连接。上部住宅塔楼的结构布置如图4.2.5～图4.2.6。
图4.2.5 塔楼奇数层结构平面布置
图4.2.6 塔楼偶数层结构平面布置
结构自下到上的剪力墙厚度如下表：
楼层 -2～4层 5～6层 6层以上 剪力墙厚 600，200 300 300，200 混凝土材料强度等级如下表：
楼层 柱、剪力墙 混凝土强度等级 梁板混凝土强度等级 23～屋面 C30 主体 14～22 C40 地下室C35、4层（转结构 7～13 C50 换层）C55，其它C30 -2～6 C55 地下室底板、外墙 C35（抗渗等级1.0MPa） 基础 基础垫层 C15 墙、柱、梁钢筋强度等级，直径16mm及以上为HRB400，直径12mm、14mm为HRB335，直径小于12为HPB235；板筋强度等级为CRB400及HPB235。
5. 抗震等级
本工程按7度抗震设防、Ⅱ类场地，设计地震分组为第一组，设计基本地震加速度为0.1g。抗震设防类别为丙类建筑，地震作用及抗震措施均应符合本地区抗震设防烈度的要求。结构各部位构件的抗震等级如下：
结构构件 剪力墙 框架 楼层 -2层 三级 三级 -1～6层 一级 一级 7～屋面层 二级 二级 注：(1)剪力墙底部加强区高度为-1～6层；
(2)框支柱抗震等级为特一级；
(3)混凝土剪力墙轴压比控制按“高规”要求：7度一级抗震剪力墙在重力荷载代表值作用
下墙肢轴压比小于0.5。
6. 弹性计算结果及分析
6.1 整体计算结果
选用中国建筑科学研究院编制的SATWE软件（简化墙元模型）和美国CSI公司的ETABS软件（细分墙元模型，8.40中国规范版）进行结构的弹性分析，考虑偶然偏心地震作用、双向地震作用，扭转耦联及施工模拟。
本工程仅在计算扭转位移比时采用刚性楼板假定，其余计算结构位移及构件内力和轴压比时均
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全楼采用弹性楼板计算。为了准确反映两栋塔楼各自的振动特性，还将本大底盘多塔结构人为切分为两个单栋结构后进行各自的振动特性分析。切分的方法为从塔楼与裙房顶板交界处做45度向外斜线交于裙房底部，斜线范围内的构件与上部构件作为一个单栋结构的分析模型。
6.1.1 地震参数取值
本场地“安评报告”中的αmax=0.094（规范为0.08）, Tg=0.38s（规范为0.35），γ=1.091（规范为0.9,此值对应的阻尼比为0.05）。如图6.1.1所示，本工程的前三个振动周期在2～3s之间，该区域的规范反应谱地震影响系数值均比安评反应谱大。通过在ETABS软件中按照上述参数取值，进行结构采用安评反应谱和规范反应谱计算的楼层剪力比较（图6.1.2），规范反应谱楼层剪力均大于安评反应谱结果，因此在设计中仍取规范反应谱进行计算。
0.10.09规范反应谱0.08安评反应谱0.07数0.06系响0.05影0.040.030.020.0100.01.02.03.04.05.06.07.0周期（s） 图6.1.1 规范反应谱与安评反应谱的对比
120120规范规范安评安评1001008080））mm（60（度度60高高404020200005000100001500020000250000500010000150002000025000楼层剪力（kN） 楼层剪力（kN） 图6.1.2 规范反应谱与安评反应谱计算的楼层剪力比较
6.1.2 风荷载参数取值
基本风压取值，强度验算时按100年重现期W2
0=0.9kN/m考虑，位移验算时按50年重现期W2
0=0.75kN/m考虑，建筑物体型系数取1.3，地面粗糙度类别为C类。
各项计算参数如下表6.1.1所列。
表6.1.1 计算参数
计算目标 多遇地震（小震） 多遇地震（小震） 偶遇地震（中震） 计算内容 变形 承载力 主要构件承载力 计算软件 SATWE,ETABS SATWE,ETABS SATWE,ETABS 水平力与整体坐标夹角（度） 66 66 0 混凝土容重 26 26 26 钢材容重 78 78 78 裙房层数 4 4 4 地下室层数 2 2 2 墙元细分最大控制长度m 2 2 2 对所有楼层采用刚性楼板假定 否（仅计算扭转位移否 否 比时采用） 墙元侧向节点信息 内部节点 内部节点 内部节点 结构材料信息 砼结构 砼结构 砼结构 结构体系 复杂高层结构 复杂高层结构 复杂高层结构 恒活荷载计算信息 模拟施工加载1 模拟施工加载1 模拟施工加载1 风荷载计算信息 计算 计算 不计算 地震作用计算信息 水平地震 水平地震 水平地震 地面粗糙度类别 C C - 修正后基本风压 0.75 0.9 - 结构基本周期 2.6(刚性楼板2.56) 2.6 2.71 体型分段数 1 1 - 第一段最高层号 33 33 - 第一段体型系数 1.3 1.3 - 结构规则性 不规则 不规则 不规则 设计地震分组 一 一 一 设防烈度 7 7 7 场地类别 2类 2类 2类 剪力墙抗震等级 一级 一级 一级 考虑偶然偏心 是 是 否 计算振型个数 18 18 18 活荷载折减系数 0.5 0.5 0.5 周期折减系数 0.8 0.8 1 结构阻尼比 0.05 0.05 0.05 特征周期 0.35 0.35 0.35 地震影响系数最大值 0.08 0.08 0.224 斜交抗侧力构件方向附加地震0 0 0 数 柱墙设计时活荷载 不折减 不折减 不折减 传给基础的活荷载 折减 折减 折减 梁活荷不利布置最高层号 33 33 33 ..................
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计算目标 多遇地震（小震） 多遇地震（小震） 偶遇地震（中震） 梁端负弯矩调整系数 0.85 0.85 0.85 梁设计弯矩放大系数 1 1 1 剪力墙加强区起算层号 1 1 1 连梁刚度折减系数 0.70 0.70 0.30 中梁刚度放大系数 2 2 1 按抗规（5.2.5）调整各楼层地是 是 是 震内力 全楼地震作用放大系数 1 1 1 考虑P-Δ效应 否 否 否 结构重要性系数 1.0 1.0 1.0 梁柱重叠部分简化为刚域 是 是 是 按高规或高钢规进行构件设计 是 是 是 混凝土柱的计算长度执行钢混是 是 是 规范7.3.11-3条 柱配筋计算原则 单偏压 单偏压 单偏压 恒荷载分项系数 1.2 1.2 1.0 活荷载分项系数 1.4 1.4 1.0 活荷载组合值系数 0.7 0.7 - 活荷载重力代表值系数 0.5 0.5 0.5 风荷载分项系数 1.4 1.4 - 风荷载组合值系数 0.6 0.6 - 水平地震作用分项系数 1.3 1.3 1.0 层刚度比计算 层间位移角之比 层间位移角之比 层间位移角之比 地震作用分析方法 总刚分析方法 总刚分析方法 总刚分析方法 计算模型坐标系方向定位如图6.1.3。
YX
图6.1.3 计算模型坐标系方向定位
结构的整体计算结果见表6.1.2～表6.1.3。 表6.1.2 整体模型和切分模型的结构振动周期 模型 切分塔1 切分塔2 整体模型 振型号 1 2.58（X） 2.54（Y） 塔1：2.60（X）； 塔2：2.57（Y） 2 2.49（Y） 2.42（X） 塔1：2.43（Y）； 塔2：2.47（X） 3 2.11（T） 2.10（T） 塔1：2.03（T）； 塔2：1.99（T） Tt/T1 0.82 0.83 塔1：0.78； 塔2：0.77 a） 切分塔1模型 b） 切分塔2模型 .................. !!!!!!!!!!!!!!!! c） 整体模型 图6.1.4 三种模型的前三阶振型图 表6.1.3 整体计算结果(多遇地震)
软件 SATWE ETABS* 计算振型数 18 30 塔1：2.60（X）； 塔1：2.45（X）； 第1，2平动周期及方向 塔2：2.57（Y） 塔2：2.32（Y） 塔1：2.43（Y）； 塔1：2.41（Y）； 塔2：2.47（X） 塔2：2.30（X） 第一扭转周期 塔1：2.03（T）； 塔1：1.81（T）； 塔2：1.99（T） 塔2：1.72（T） 第1扭转/第1平动周期 塔1：0.78； 塔1：0.74； 塔2：0.77 塔2：0.74 地震下基底剪力（KN） X 20984 22504 Y 21668 20591 结构总质量（KN） 154894 154650 单位面积重度(KN/m2) 计算 21.7 21.7 计算剪重比 X 1.67% 1.79% (地面以上,不足时已按规范要求放大) Y 1.72% 1.64% 地震下倾覆弯矩(kN*m) X 1182000 1172865 Y 1179240 1172397 有效质量系数 X 94.30% 99.04% Y 95.33% 98.76% 50年一遇风荷载下最大层间位移角 X 1/1418 (塔2、14) - (塔号、层号) Y 1/1436 (塔1、14） - 地震作用下最大层间位移角(高规限值1/1000(）塔号、层号 ) X 1/1327（塔1、14） 1/1462（塔1、14） (高规限值1/1000） Y 1/1318（塔1、16) 1/1395（塔1、15） 地震作用下考虑偶然偏心最大扭转位移比 X 1.34（塔1、31）(1/1452) - （塔号、层号）(对应层间位移角) Y 1.23（塔1、9）(1/1746) - 电梯筒600mm剪力墙 0.28 - 构件最大轴压比框支柱 0.66 - (SATWE) 转换层上一层剪力墙 0.43 - 底部加强区上一层剪力墙 0.48 - 地震作用下本层层间位移角与上层层间位移角的1.3倍或上3层层间位移角平均值的X 0.88(2) 0.79(3) 1.2倍比值中最大值（层号） (《广东超限审查细则》第三条) Y 0.91(2) 0.86(2) 层侧刚与上层70％或上 3层平均值80％比X 1.2054 (3) 1.3468 (2) 值中最小值（层号） Y 1.2441（3） 1.2584（3） ..................
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软件 SATWE ETABS* 转换层上、下部结构等效侧向刚度比γX 0.2336 0.2509 E Y 0.2405 0.2138 楼层受剪承载力与上层的比值(层号) X 0.86(3) Y 0.86(3) 刚重比EJd/GH2 X 5.10 Y 5.32 注：层号均不包括地下室。
根据上述计算结果，结合规范规定的要求及结构抗震概念设计理论，可以得出如下结论：
多塔结构切分模型和整体模型分别计算的结构振动特性一致，第一、二振型均为平动，第三振
型为扭转，并且两个塔楼第一扭转周期与第一平动周期之比均小于0.85，满足“高规”4.3.5条要求；
X，Y向有效质量系数均大于90％，所取振型数满足要求；
按《高规》第“4.6.3”条，高度不大于150m的高层建筑层间位移角限值△u/h=1000，结构主
体在地震荷载及风荷载作用下层间位移角均满足规定的要求；
在考虑偶然偏心的地震作用下，最大扭转位移比X向为1.34、Y向为1.23，相应“地震作用下
的层间位移角”均小于1/1000，属扭转I类不规则平面；
混凝土剪力墙的最大轴压比均小于0.5，普通钢筋混凝土柱最大轴压比均小于0.7，满足《高规》
轴压比限值要求。框支柱最大轴压为0.66，拟对所有框支柱全高采用井字复合箍，箍筋间距不大于100mm、肢距不大于200mm、直径不小于12mm，以满足《高规》框支柱的轴压比限值；
各层层间位移角度满足《广东省超限高层建筑工程抗震设防审查细则》补充规定表3.3.1-1中
第4条“层间位移角小于相邻上一层的1.3陪，且小于其上相邻三个楼层层间位移角平均值的1.2倍”，且各层侧向刚度满足《抗规》表3.4.2-2第一条“本层侧向刚度大于上层的70%，且大于上3层平均值的80%”，表明本工程的侧向刚度是规则的；
转换层设置在4层，其上、下部结构等效侧向刚度比γ均小于1.3，其楼层侧向刚度均不小于
相邻上部楼层侧向刚度的60％，满足“高规”附录E要求；
各楼层承载力满足《抗规》和《广东省细则》“抗侧力结构的层间受剪承载力大于相邻上一楼层
的80%”的要求，表明结构无楼层承载力突变；
结构刚重比X向为4.96，Y向为5.33，根据《高规》5.4.1条和5.4.4条，不需要考虑P-Δ效
应的影响，并且满足高层建筑结构整体稳定的要求；
整体计算结果表明，各项指标符合规范要求，层间位移角及剪重比适中，结构体系选择和布置
合理。
6.2 弹性时程分析
根据抗规5.1.2条表5.1.2-1规定，采用ETABS程序对结构进行了常遇地震下的弹性时程分析。按地震波选取三要素(频谱特性，有效峰值和持续时间)，选取II类场地上两组实际地震记录tianran1波和tianran2波，以及由安评提供的一组人工模拟的场地波rengong1（图6.2.1）进行
结构的弹性时程分析。
40 0.130 0.09规范rengong120 0.08）0.07la10 g数0.06（度0 系响0.05速0.04加-10 影-20 0.030.02-30 0.01-40 0036时间（s）91215 0.01.02.03.04.05.06.07.0周期（s） a）Rengong1波
40 0.130 0.09规范20 0.08tianran1）0.07la10 g数0.06（度0 系响0.05速-10 影0.04加-20 0.030.02-30 0.01-40 00360.01.02.03.04.05.06.07.0时间（s）91215 周期（s） b）Tianran1波
40 0.130 0.09规范20 0.08tianran2）0.07la10 g数0.06（0 系度响0.05速-10 影0.04加0.03-20 0.02-30 0.01-40 00362.03.04.05.06.07.0时间（s）91215 0.01.0周期（s） c）Tianran2波
图6.2.1 弹性时程分析所采用的地震波波形及与规范反应谱的对比 （人工波加速度峰值37Gal，天然波加速度峰值35Gal，持续时间15s）
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120规范tianran1100tianran2rengong1平均反应80）m（度60高402000500010000150002000025000楼层剪力（kN） a) X向地震作用下最大楼层剪力曲线 b) Y120规范tianran1100tianran2rengong1平均反应80）m（度60高40200050000010000001500000楼层弯矩（kN·m）c) X向地震作用下最大楼层弯矩曲线 d) Y!!!!!!!!!!!!!!!!
120规范tianran1100tianran2rengong1平均反应80）m（度60高402000500010000150002000025000楼层剪力（kN） 向地震作用下最大楼层剪力曲线
120规范tianran1100tianran2rengong1平均反应80）m（度60高40200050000010000001500000楼层弯矩（kN·m） 向地震作用下最大楼层弯矩曲线
120120规范规范tianran1tianran1100tianran2100tianran2rengong1rengong1平均反应平均反应8080））mm（度60（度60高高404020200000.00020.00040.00060.00080.00100.00020.00040.00060.00080.001层间位移角 层间位移角 e) X向地震作用下最大楼层位移角曲线 f) Y向地震作用下最大楼层位移角曲线120规范120规范tianran1tianran1100tianran2100tianran2rengong1rengong1平均反应平均反应8080））mm（度60（度60高高404020200000.020.040.060.0800.020.040.060.08楼层位移（m） 楼层位移（m） g) X向地震作用下最大楼层位移曲线 h) Y向地震作用下最大楼层位移曲线
图6.2.2 弹性时程分析与反应谱分析结果对比
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弹性时程分析结果如图6.2.2，分析结果表明：
a. 时程分析结果满足平均底部剪力不小于振型分解反应谱法结果的80％，每条地震波底部剪
力不小于反应谱法结果的65％的条件；
b. 由上述楼层剪力曲线可知，弹性时程分析剪力平均值均小于反应谱结果，反应谱分析的层剪力在弹性阶段对结构起控制作用；
c．楼层位移曲线下部以弯曲型为主，上部以剪切型为主，位移曲线在5层以上有转折，反映结
构侧向刚度在转换层顶部有突变；
d．各条时程地震波下的层间位移角曲线形状均较相似，但转换层附近楼层的位移角曲线有突变，
反映出转换层上一层由于竖向构件转换和层高较高，存在明显刚度突变，设计时加强了转换层以上
两层的剪力墙厚度和配筋是有必要的。
6.3 结构抗震性能目标与构件屈服判定
针对本工程结构的特点和超限内容，结构各关键部位的抗震性能目标设定如下表6.3.1。
表6.3.1 结构各关键部位抗震性能控制目标 构件位置 中震下设定性能目标 大震下设定性能目标 框支柱、转换梁 弹性 不屈服 剪力墙、框架柱 不屈服 抗剪不屈服 楼面梁、连梁 允许出现屈服，但不应发生剪切破坏 允许出现屈服 表6.3.2 中震设计分析条件
项 目 中震不屈服设计 中震弹性设计 地震组合内力调整系数 1.0 1.0 作用分项系数 1.0 与小震弹性分析同 分 析 材料分项系数 1.0 与小震弹性分析同 条 件 抗震承载力调整系数 1.0 与小震弹性分析同 材料强度 采用标准值 采用设计值 计算方法 弹性计算 弹性计算 结构中震不屈服计算采用SATWE的“按中震不屈服做结构设计”功能进行，各项分析条件取同表6.3.2第二列，不同时考虑风荷载，地震影响系数最大值αmax 按中震（2.8倍小震）取0.224。中震弹性计算采用SATWE的弹性设计功能，各项分析条件取同表6.3.2第三列，不同时考虑风荷载，
地震影响系数最大值αmax取0.224。
计算判断结构构件在中震下的屈服情况，并得出最终结论如表6.3.3。
表6.3.3 SATWE计算中震不屈服和中震弹性下构件屈服情况
首层 4层 （转换层） 5层 6层 13层 14层 个别梁端及剪个别梁端抗个别梁端及个别梁端及中震 均未屈服 弯屈服，其余连梁抗弯屈连梁抗弯屈不屈服 均未屈服 力墙出现抗弯屈服，其余构构件均未屈服，其余构件服，其余构件件均未屈服 服 均未屈服 均未屈服 中震 个别梁端屈电梯筒内小框架梁和连梁个别框架梁、部分框架梁、部分框架梁、弹性 服 墙肢屈服 及个别剪力墙连梁及剪力连梁出现抗连梁出现抗出现抗弯屈服 墙出现抗弯屈服 弯屈服 弯屈服 由表6.3.3可以看到，本结构在中震下的屈服主要为连梁屈服及个别框架梁抗弯屈服，框架柱、框支柱、转换梁及大部分剪力墙均未屈服，满足“中震不屈服”的性能目标要求。在施工图阶段将进一步采取有效构造措施，保证框架梁的转动延性及屈服后不出现剪切破坏。 转换层上一层（五层）有个别剪力墙出现抗弯屈服（图6.3.1），经过检查计算结果发现，主要原因是由于在竖向荷载作用下转换梁的变形造成该墙肢底部产生了较大的弯矩。在SATWE计算中，本工程截面高达2m的转换梁亦只能采用一维的梁单元模拟，转换梁的变形能力没有得到真实的反映。因此，通过在ETABS软件中采用壳单元来模拟转换梁，并对转换梁及其上一层的剪力墙进行精细的单元划分，验算转换层上一层的剪力墙在中震不屈服下的实际受力情况。图6.3.1绿色圈所示剪力墙的计算结果如表6.3.4。 图6.3.1 SATWE中震不屈服计算转换层上一层剪力墙屈服位置 .................. !!!!!!!!!!!!!!!!
表6.3.4 中震不屈服下转换层上一层剪力墙内力对比（kN、kN.m）
SATWE ETABS 重力荷载 地震 中震不屈服 重力荷载 地震 中震不屈服 轴力 5521 1749 7270 6082 1560 7642 剪力 1462 1033 2495 748 1366 2114 弯矩 5287 5489 10776 2072 5398 7470 从表6.3.4可见，壳单元能够更真实地反映转换梁的抗弯刚度，重力荷载作用下转换层上一层的剪力墙底部ETABS计算的实际弯矩比SATWE计算小一倍以上，转换层上一层的剪力墙能满足“中震不屈服”的性能要求。同时，中震弹性的计算结果表明，转换梁及框支柱均能满足中震弹性的抗震性能要求。
对比小震和中震下的构件配筋发现，虽然剪力墙和框架柱在中震下未出现屈服，但部分构件的配筋需要增大，主要是底部加强区的剪力墙，故对这部分构件按中震不屈服进行配筋，以保证其满足性能设计要求。
6.4 楼板应力分析
由于本工程楼板开洞较多，楼板局部不连续，需验证地震作用下楼板能否保证结构的整体工作，并且为保证转换梁满足中震弹性的设计要求，转换层楼板在中震下也需保持不屈服，因此采用ETABS软件进行了楼板的应力分析。
楼板的应力分析结果见图6.4.1~图6.4.6，结果表明：
a. 首层楼板大开洞并未造成应力集中，在多遇地震作用下楼板最大拉应力仅0.62N/mm2
；
b. 上部住宅塔楼楼板开洞较多，几乎每个户型之间均楼板开洞分隔，楼板之间较为离散，但是设计时尽量使塔楼剪力墙的布置均匀，同时适当调整了剪力墙的厚度，尽量减少了结构在地震作用下的扭转效应，楼板在地震作用下的变形基本保持为平动，并且在楼板开洞较大部位设置了栅格梁加强楼板之间的连接。因此塔楼标准层楼板仅在连接最薄弱的中间走廊处出现了2N/mm2
左右的拉应力，其余部位楼板应力均在1N/mm2
左右，设计中已将该部位楼板加厚至150mm，并且拟采用10@100的双层双向配筋；
c．中震不屈服控制下，转换层以上两层楼板在连接最薄弱的中间走廊处及开洞较大部位沿着洞口边缘出现了3N/mm2
左右的拉应力，设计中已将中间走廊部位楼板加厚至150mm，并且拟对该两层的楼板采用12@100的双层双向配筋；
d．中震弹性控制下，转换层楼板仅沿着转换梁及电梯筒剪力墙处出现了3N/mm2
左右的拉应力，
转换层楼板厚度为180mm，拟采用14@100的双层双向配筋。
X向拉应力（最大拉应力0.54N/mm2
）
Y向拉应力（最大拉应力0.62N/mm2
）
图6.4.1 多遇地震作用下首层楼板应力图
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X向拉应力（最大拉应力2.0N/mm2
）
Y向拉应力（最大拉应力2.0N/mm2
）
图6.4.2 多遇地震作用下标准层奇数层楼板应力图
X向拉应力（最大拉应力2.0N/mm2
）
Y向拉应力（最大拉应力2.0N/mm2
）
图6.4.3 多遇地震作用下标准层偶数层楼板应力图
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X向拉应力（最大拉应力3.0N/mm2
）
Y向拉应力（最大拉应力3.0N/mm2
）
图6.4.4 中震不屈服下5层（转换层上一层）楼板应力图
X向拉应力（最大拉应力3.0N/mm2
）
Y向拉应力（最大拉应力3.0N/mm2
）
图6.4.5 中震不屈服下6层（转换层上二层）楼板应力图
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X向拉应力（最大拉应力3.0N/mm2
）
Y向拉应力（最大拉应力3.0N/mm2
）
图6.4.6 中震弹性下4层（转换层）楼板应力图
7. 静力弹塑性（PUSHOVER）分析
静力弹塑性（Pushover）分析是将静力荷载（Static Force）逐步加载至结构的最高性能点来生成横向荷载与变形的关系（Capacity Spectrum），并将之与按反应谱形式所表现的对于地震荷载的性能要求（Demand Spectrum）相比较，以评估该建筑物是否能够发挥所设定的目标性能（Target Performance）。所以Pushover分析是在一般的结构分析和初步设计完了之后，通过进一步分析来验算结构性能的方法。
由于结构的刚度会由于塑性铰的生成而发生变化，横向位移则会随减小的刚度而逐渐增加。为真实反映荷载与变形的关系，PKPM的静力弹塑性PUSHOVER分析程序使用如下的分析方法： 1）使用切线刚度矩阵（Secant Stiffness Matrix）； 2）位移控制法（Displacement Control）； 3）考虑P-Delta效应和大变形（Large Deformation）效应。 由于本工程尚处于初设阶段，尚无构件实际配筋，因此在计算构件塑性铰特性时，采用SATWE计算配筋结果并考虑实际配筋的适当放大。本工程对较弱的X向进行结构的推覆分析，加载至结构层间位移角大于1/120后（总加载步号54）人为停止推覆计算。 需求谱地震影响系数最大值取0.5，特征周期取0.35，弹性状态阻尼比取0.05。从图7.1.1的结构抗倒塌验算可见，结构的能力曲线与需求谱曲线相交点（即性能控制点）坐标（T，A）为（2.923，0.092），需求层间位移角为1/226，与需求点相对应的总加载步号为28。 第28和54加载步下结构的层间位移角和楼层剪力曲线如图7.1.2所示，从图中可见第28加载步各层层间位移角均远小于1/120，结构基底剪力为82252kN（剪重比6.7%），满足《高规》罕遇地震下层间位移角限值的要求；第54加载步最大层间位移角为1/112，发生在第14层,结构基底剪力为123371kN（剪重比10%），为性能控制点对应的结构基底剪力的1.5倍。 通过提取结构典型构件的塑性铰分布情况（图7.1.3~图7.1.8）可见，在第28加载步，仅有个别榀构件的局部梁端出现了塑性铰，竖向构件及转换构件均未出现塑性铰；第54加载步，1轴的局部梁端和剪力墙端柱的柱端出现了塑性铰，这是因为设计时为了加强平面周边构件的拉接，周边框架梁的截面较大（600x650mm），致使该处的框架梁在超大震下未能先于柱屈服耗能，但是该设计完全能满足结构在大震下的性能要求。结构的其余部位均为梁端及剪力墙连梁出现塑性铰，转换层以上几层剪力墙亦出现了半塑性铰，转换梁及框支柱在第54加载步仍未出现塑性铰。 从结构静力弹塑性推覆分析的结果可见，结构的屈服顺序符合设定的抗震性能目标，同时能满足大震下的性能要求，并且仍有一定的抗震富余。 ..................
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0.6能力曲线0.5需求谱曲线数0.4系响影0.3震地0.20.1001周期（2s）34 图7.1.1 结构抗倒塌验算
353528加载步54加载步303025252020层层楼楼15151010528加载步54加载步51/1200000.0020.0040.0060.0080.01100000150000层间位移角 050000楼层剪力（kN） 图7.1.2 第28和54加载步结构层间位移角与楼层剪力曲线 4321 图7.1.3 典型榀构件轴线编号
a）28加载步 b）54加载步 图7.1.4 1轴构件塑性铰图 a）28加载步 b）54加载步
图7.1.5 2轴构件塑性铰图
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a）28加载步 b）54加载步
图7.1.6 3轴构件塑性铰图
a）28加载步 b）54加载步
图7.1.7 4轴构件塑性铰图
a）28加载步 b）54加载步
图7.1.8 转换梁塑性铰图
8. 针对超限情况采取的主要措施
本工程结构形式复杂，同时采用了两种带转换层和多塔楼的复杂高层结构类型。结构超限内容较多，为特别不规则结构，超限项目包括：(1)平面凹凸不规则；(2) 楼板局部不连续；(3)I类扭转不规则；(4)II类抗侧力构件不连续。
针对上述超限情况及设计中的关键技术问题，采取了如下主要措施。
8.1 计算手段
1）设计时分别采用两个不同力学模型的空间结构分析程序SATWE和ETABS进行计算，考虑扭转耦联和偶然偏心水平地震作用，对关键构件如加强区剪力墙、框支柱、转换梁、外圈框架梁等采用两种软件计算结果的包络值进行设计；
2）分别采用切分模型和整体模型计算结构的自振周期，以深入了解多塔结构的振动特性； 3）按规范要求，选用两组II类场地上的天然波和一组《地震安全性评价报告》提供的场地人工波，对结构作弹性时程分析，并将结果与反应谱分析结果相比较，以保证按照反应谱分析结果设计的安全性；
4）对首层及标准层开大洞的楼板、转换层楼板采用ETABS软件进行有限元应力分析，对应力集
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中明显的部位加强配筋，保证楼面结构在地震下的整体性；
5）对转换层采用ETABS软件进行精细的有限元分析，以深入了解转换构件在重力荷载及地震荷载作用下的受力情况，对转换梁及转换层上一层剪力墙内力较大部位采取加强措施；
6）针对上述超限情况，采用PKPM的静力弹塑性分析模块进行结构的静力弹塑性推覆（PUSHOVER）分析，以确保结构能够满足第二阶段抗震设防水准要求，并对薄弱构件制定相应的加强措施。
8.2 针对超限的主要措施
根据弹性计算及静力弹塑性（PUSHOVER）分析结果，设计中采取了如下主要措施：
1）为了减小平面凹凸不规则给结构带来的扭转效应，上部塔楼剪力墙的布置舍弃常用的在平面中间电梯间布置剪力墙核心筒的办法，而采用剪力墙在楼层平面上均匀布置的方式，并且增加L形平面两端的剪力墙厚度和外圈框架梁、连梁的截面，同时保证楼面外圈轮廓形成闭合，以增强结构的抗扭刚度和楼面的整体性；
2）在上部塔楼标准层楼板开洞较大的部位设置栅格梁，中间走廊连接较弱部位的楼板厚度加厚
至150mm，并且采用10@100的双层双向配筋，以保证地震下楼板的整体性；
3）为保证转换层以下落地剪力墙和框支柱有充足的刚度和承载力储备，支承转换梁的框支柱和落地剪力墙边缘构件内加设芯柱，截面含钢率不小于2.5％，同时限定剪力墙轴压比在0.5以内，对所有框支柱全高采用井字复合箍，箍筋间距不大于100mm、肢距不大于200mm、直径不小于12mm，以提高关键构件的承载力和延性；
4）转换梁和上部塔楼的剪力墙同时协调布置，以尽量少采用二次转换梁，并且对本结构的转换梁和框支柱均采用中震弹性设计，以保证转换构件大震下不屈服。对在地震作用下剪力反应较大的转换梁端部设置抗剪钢板加强；
5）转换层以上为多塔结构，两个塔楼沿裙楼对称布置，但是在裙楼顶部仍将存在刚度突变，因此转换层以上两层剪力墙底部加强区采用中震不屈服设计，并且在转换层上一层的剪力墙内设置芯柱加强，全截面的含钢率不小于2%，同时将C55的混凝土强度等级向上延伸至第8层，以进一步控制轴压比；
6）转换层楼板厚度取180mm，采用中震弹性设计控制楼板应力，转换层以上两层的楼板厚度亦增加至120mm，并且采用中震不屈服控制楼板应力，以保证转换层上部多塔结构的地震力有效传递；
7）在转换层下一层适当部位增设剪力墙，以减小转换层与其下一层的侧向刚度比和地震力集中； 8）针对静力弹塑性（PUSHOVER）分析显示的结构破坏规律，拟尽可能加强外圈剪力墙端柱的配筋，使超大震下外圈框架梁先出现塑性铰耗能，以减轻与其相连的剪力墙端柱的破坏情况。
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9. 结论
综上所述，本工程虽然同时采用了两种带转换层和多塔楼的复杂高层结构类型，结构形式复杂，存在多项不规则，但在设计中采用概念设计方法，根据抗震原则及建筑特点，首先对整体结构体系及布置进行仔细的考虑并优化，使之具有良好的结构性能。在抗震设计中，除保证结构在小震下完全处于弹性阶段外，还补充了主要构件在中震下的性能要求，再采取多种计算程序进行了弹性、弹塑性的计算。计算结果表明，多项指标均较良好,基本满足规范的有关要求，使可控制的不规则程度基本得到了有效控制。同时又通过概念设计及各阶段的计算程序分析结果，对关键和重要构件作了适当加强，在构造措施方面亦相应作了处理。总的来说，可以认为本工程除能够满足竖向荷载和风荷载作用下的有关指标外，亦能满足小震不坏，中震下主要构件不屈服、震后可以修复，大震不倒塌的抗震设防目标，因此认为结构是安全可行。
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