PAGE結構超限設計可行性報告工程概況該項目地塊總用地面積8593.32m2,東西方向長約為124m，南北邊約為73m。本擬建的工程為一棟31層綜合性建筑,帶三層商業裙房,裙房以上通過架空層轉換為兩個L形平面的塔樓；有兩層地下室，負一層地下室為停車場，負二層地下室設人防區以及停車場。結構最大高度99.8米，屬A級高度建筑，總建筑面積約71224.87㎡。結構的平、立面圖見圖1.1.1和圖1.1.2。圖1.1.1裙樓平面圖圖1.1.2塔樓平面圖圖1.1.3結構東立面圖本工程的平、立面概況表見表1.1.1。表1.1.1結構平、立面概況表高度(m)99.8地面以上層數31層地下室層高地下室兩層，其中中地下1層4.5m，地地下二層4..3m建筑層高裙樓：首層～3層層6.0m，4（架空）層層5.0m；塔樓：5層3.22m，6～31層2.8m平面長(m)X寬寬(m)裙樓：124x773m；塔樓1：47.45x211.6m；塔塔樓2：45.2xx21.6mm最大高寬比4.62結構形式部分框支剪力墻、多多塔結構結構超限類型和程度參照“抗規”、“高規”和“省補充規定”有關規定，本工程結構超限情況見下表。表2.1.1結構超限類型和程度結構形式部分框支剪力墻、多多塔結構高度超限(m)A級高度(999.8<1000)是否復雜高層是（豎向構件4層層局部轉換、大大底盤多塔）平面凹凸不規則是（L形平面塔樓1：ll/Bmaxx=0.422>0.355，塔樓2：l/Bmaxx=0.488>0.355）平面扭轉不規則扭轉位移比（層數數）=1.344(31)I類不規則樓板局部不連續是（塔樓平面有效效樓板寬度小小于開洞處樓樓面寬度的50%，開洞面積積超過該樓層層面積的30%，局部位置置開洞后樓板板最小凈寬度度小于5m）側向剛度不規則否抗側力構件不連續續Ⅱ類不連續（墻不連連續）樓層承載力突變無超限情況總結4項（平面凹凸不規規則，I類扭轉不規規則，樓板局局部不連續，Ⅱ類豎向不連連續）注：a.結構高度限值按“高規”4.2.2條部分框支剪力墻結構7度A級為100m；b．表中復雜高層結構按照“高規”10.1.1條，本結構含有帶轉換層和多塔結構兩種復雜高層結構類型，但未超10.1.4條“不宜同時采用超過兩種本節第10.1.1條所指的復雜結構”的規定；c.塔樓樓層平面凹進一側尺寸大于總尺寸35％，屬凹凸不規則；d．表中體型不規則程度分類系按照“廣東省實施《高層建筑混凝土結構技術規程》（JGJ3-2002）補充規定”DBJ/T15-46-2005確定，當θE<1/2000時,平面扭轉位移比大于1.35且小于1.5為I類扭轉不規則。墻不連續為II類豎向不連續；e．各棟塔樓平面有效樓板寬度小于開洞處樓面寬度的50%，開洞面積超過該樓層面積的30%，且局部位置開洞后樓板最小凈寬度小于5m；f．側向剛度不規則按照“省補充規定”第3.3.1條，在地震作用下，本工程的層間位移角θi均小于相鄰上一層的1.3倍，和其上相鄰三個樓層層間位移角平均值的1.2倍，側向剛度規則。g．樓層承載力突變按照“省補充規定”第3.3.1條，本工程的抗側力結構的層間受剪承載力均大于相鄰上一樓層的80%，無樓層承載力突變。工程地質概況和基礎選型3.1場地的工程地質及水文地質條件超限設計依據的巖土工程勘察報告其主要內容如下：（1）位置及環境及地形地貌地貌為海成階地，后經填土整平，形成現有地面，地面標高4.77～5.52米。（2）巖土物理力學指標地層編號成因類型地層名稱樁端土承載力特征征值qpa(kpa)樁周土摩阻力特征征值qsa(kpa)打入式預制樁、沉管灌注樁沖、挖鉆孔灌注樁樁入土深度（米）10米10米15米①Qml填土②-1Qmc粗砂含土20②-2粗礫砂40②-3粘土（含有機質）35②-4泥炭質土15③Qal+pl含砂粘土30④Qel礫質粘性土180020002200120040⑤-1ｒ全風化花崗巖25002200602⑤-2強風化花崗巖28002500100⑤-2中風化花崗巖5000（3）場區水文地質條件及基礎設計水位的確定a.水文地質特征勘察場地內地下水根據其賦水介質的不同可分為兩類：上部為存在于第四系松散地層中的孔隙潛水，②-1層粗砂含土、②-2層粗礫砂是主要含水層，其透水性較強，含水量較豐富；下部為存在于強～中風化花崗巖中的裂隙水，其含水性及透水性一般。據本次勘察，場地內各鉆孔均見地下水，勘察期間測得其混合穩定水位埋深在2.04～2.80m，相應標高為2.60～3.03m。地下水位受季節及降雨量影響b.地下水腐蝕性地下水在強透水層中對基礎混凝土結構有弱腐蝕性，對鋼筋混凝土中的鋼筋無腐蝕性，對鋼結構有弱腐蝕性c.基礎設計水位的確定地下水的設防水位標高可按4.5m考慮，抗浮設計水位標高可按3.0m考慮。（4）場地地震效應擬建場區的抗震設防烈度為7度，設計地震分組第一組，場地土類型為中軟場地土，建筑場地類別為Ⅱ類，無可液化土層。3.2地基基礎設計選型基礎類型擬采用靜壓式預應力管樁，底板采用梁樁筏基礎。結構選型和布置4.1結構選型本工程底部為商業裙樓，上部兩個塔樓為住宅，建筑和使用的要求較高。4.1.1豎向結構體系的選擇由于建筑上下部使用功能的不同，底部三層商業裙房采用框架+核心筒剪力墻的結構形式，以形成更大的建筑使用空間；上部兩棟住宅塔樓采用剪力墻結構形式，以有效利用建筑外墻、各戶型之間的隔墻來布置剪力墻，同時剪力墻結構具有較大的抗側剛度，容易滿足上部結構的剛度要求；由于上下部結構形式的不同，利用第四層架空層來設置轉換層，以轉換豎向布置不連續的豎向抗側力構件。4.1.2水平樓蓋體系的選擇均采用現澆鋼筋混凝土樓蓋，具有良好的整體性。人防地下室的頂板厚度h=200mm，以承受核爆動荷載的作用，并對早期核輻射進行防護，地下室頂板厚度h=250mm。裙房樓板厚度h=100mm，第四層轉換層樓板厚度h=180mm。兩棟住宅塔樓樓蓋亦采用現澆鋼筋混凝土梁板體系，梁寬取同墻寬，以滿足房間內不露梁以及單元內房間可靈活分隔的建筑設計意圖，樓板厚度h=100mm。4.2結構布置4.2.1地下室的結構布置底下室車庫的柱網布置根據建筑使用要求，柱網的典型尺寸為1000x1000mm，柱典型截面為1200x1800mm；考慮地下室車庫豎向空間的要求，采用主梁+大板的樓蓋體系，主梁典型截面為500x800mm，大板厚度不小于200mm。地下室的結構平面布置見圖4.2.1。圖4.2.1地下室結構平面布置4.2.2裙樓的結構布置裙樓的結構布置為了滿足商業的大空間要求，仍采用與地下室一致的大柱網尺寸；樓蓋則采用受力更合理、更經濟的井字形樓蓋，樓蓋主梁典型截面為500x800mm，井字形梁截面為200x500；樓板厚度取h=100mm，電梯筒外圈剪力墻厚度取600mm。裙房結構平面布置見圖4.2.2。由于轉換層結構剛度較大，為滿足轉換層下一層裙樓的層間位移角不大于轉換層層間位移角的1.3倍，在第三層裙房增設了幾片200mm厚的剪力墻，以提高該樓層的抗側剛度，該層的剪力墻布置見圖4.2.3。圖4.2.2裙樓結構平面布置圖4.2.3裙樓3層結構平面布置4.2.3轉換層的結構布置由于上部住宅塔樓的戶型較為復雜，剪力墻的平面布置無法做到完全對齊，因此轉換層轉換構件的布置也將較為復雜。本工程均采用梁式轉換，并且與上部塔樓剪力墻共同協調布置，以盡量減少使用二次轉換。轉換梁水平地震作用計算內力乘以增大系數1.8。轉換層樓板做為大底盤的屋面，為保證大底盤與塔樓整體工作，轉換層的樓板厚度取h=180mm，同時加強兩個塔樓之間連接體的轉換梁布置。轉換層的結構布置如圖4.2.4。圖4.2.4轉換層結構平面布置4.2.4塔樓的結構布置兩個住宅塔樓的平面為L形，屬平面凹凸不規則結構，對結構抗扭不利。并且由于建筑戶型布置的需要，塔樓樓板開洞較多，開洞面積已經超過了樓層面積的30%，局部開洞較大位置樓板的最小凈寬度不足5m，屬樓板局部不連續。因此為了降低塔樓平面凹凸不規則和樓板局部不連續對結構抗震性能的影響，在進行塔樓的抗側力構件布置時需考慮盡量降低結構的扭轉效應，減少樓板為協調結構平面各部位的相對變形而承擔的地震力。針對該種剛心與質心偏離較大的L形結構平面，采取盡量將抗側力構件均勻布置在L形平面的兩側，而舍棄高層建筑常用的在平面中間電梯間形成剪力墻核心筒的布置方式，并加強L形平面兩端的剪力墻、連梁和L形平面兩側的框架梁剛度，以通過增強結構周邊構件的抗側剛度來加強結構的抗扭剛度。塔樓L形平面兩端的剪力墻加厚至300mm，外側的框架梁截面取600x650mm，并且保證外圈框架梁布置連續、閉合，以保證樓面的整體性。在樓板開洞較大位置布置柵格狀樓面梁，以增強洞口周邊構件的連接。上部住宅塔樓的結構布置如圖4.2.5～圖4.2.6。圖4.2.5塔樓奇數層結構平面布置圖4.2.6塔樓偶數層結構平面布置結構自下到上的剪力墻厚度如下表：樓層-2～4層5～6層6層以上剪力墻厚600，200300300，200混凝土材料強度等級如下表：樓層柱、剪力墻混凝土強度等級梁板混凝土強度等等級主體結構23～屋面C30地下室C35、44層（轉換層層）C55，其它C3014～22C407～13C50-2～6C55基礎地下室底板、外墻墻C35（抗滲等級級1.0MPPa）基礎墊層C15墻、柱、梁鋼筋強度等級，直徑16mm及以上為HRB400，直徑12mm、14mm為HRB335，直徑小于12為HPB235；板筋強度等級為CRB400及HPB235?？拐鸬燃壉竟こ贪?度抗震設防、Ⅱ類場地，設計地震分組為第一組，設計基本地震加速度為0.1g。抗震設防類別為丙類建筑，地震作用及抗震措施均應符合本地區抗震設防烈度的要求。結構各部位構件的抗震等級如下：結構構件樓層剪力墻框架-2層三級三級-1～6層一級一級7～屋面層二級二級注：(1)剪力墻底部加強區高度為-1～6層；(2)框支柱抗震等級為特一級；(3)混凝土剪力墻軸壓比控制按“高規”要求：7度一級抗震剪力墻在重力荷載代表值作用下墻肢軸壓比小于0.5。彈性計算結果及分析6.1整體計算結果選用中國建筑科學研究院編制的SATWE軟件（簡化墻元模型）和美國CSI公司的ETABS軟件（細分墻元模型，8.40中國規范版）進行結構的彈性分析，考慮偶然偏心地震作用、雙向地震作用，扭轉耦聯及施工模擬。本工程僅在計算扭轉位移比時采用剛性樓板假定，其余計算結構位移及構件內力和軸壓比時均全樓采用彈性樓板計算。為了準確反映兩棟塔樓各自的振動特性，還將本大底盤多塔結構人為切分為兩個單棟結構后進行各自的振動特性分析。切分的方法為從塔樓與裙房頂板交界處做45度向外斜線交于裙房底部，斜線范圍內的構件與上部構件作為一個單棟結構的分析模型。6.1.1地震參數取值本場地“安評報告”中的αmax=0.094（規范為0.08）,Tg=0.38s（規范為0.35），γ=1.091（規范為0.9,此值對應的阻尼比為0.05）。如圖6.1.1所示，本工程的前三個振動周期在2～3s之間，該區域的規范反應譜地震影響系數值均比安評反應譜大。通過在ETABS軟件中按照上述參數取值，進行結構采用安評反應譜和規范反應譜計算的樓層剪力比較（圖6.1.2），規范反應譜樓層剪力均大于安評反應譜結果，因此在設計中仍取規范反應譜進行計算。圖6.1.1規范反應譜與安評反應譜的對比圖6.1.2規范反應譜與安評反應譜計算的樓層剪力比較6.1.2風荷載參數取值基本風壓取值，強度驗算時按100年重現期W0=0.9kN/m2考慮，位移驗算時按50年重現期W0=0.75kN/m2考慮，建筑物體型系數取1.3，地面粗糙度類別為C類。各項計算參數如下表6.1.1所列。表6.1.1計算參數計算目標多遇地震（小震）多遇地震（小震）偶遇地震（中震）計算內容變形承載力主要構件承載力計算軟件SATWE,ETTABSSATWE,ETTABSSATWE,ETTABS水平力與整體坐標標夾角（度）66660混凝土容重262626鋼材容重787878裙房層數444地下室層數222墻元細分最大控制制長度m222對所有樓層采用剛剛性樓板假定定否（僅計算扭轉位位移比時采用用）否否墻元側向節點信息息內部節點內部節點內部節點結構材料信息砼結構砼結構砼結構結構體系復雜高層結構復雜高層結構復雜高層結構恒活荷載計算信息息模擬施工加載1模擬施工加載1模擬施工加載1風荷載計算信息計算計算不計算地震作用計算信息息水平地震水平地震水平地震地面粗糙度類別CC-修正后基本風壓0.750.9-結構基本周期2.6(剛性樓板板2.56))2.62.71體型分段數11-第一段最高層號3333-第一段體型系數1.31.3-結構規則性不規則不規則不規則設計地震分組一一一設防烈度777場地類別2類2類2類剪力墻抗震等級一級一級一級考慮偶然偏心是是否計算振型個數181818活荷載折減系數0.50.50.5周期折減系數0.80.81結構阻尼比0.050.050.05特征周期0.350.350.35地震影響系數最大大值0.080.080.224斜交抗側力構件方方向附加地震震數000柱墻設計時活荷載載不折減不折減不折減傳給基礎的活荷載載折減折減折減梁活荷不利布置最最高層號333333梁端負彎矩調整系系數0.850.850.85梁設計彎矩放大系系數111剪力墻加強區起算算層號111連梁剛度折減系數數0.700.700.30中梁剛度放大系數數221按抗規（5.2..5）調整各各樓層地震內內力是是是全樓地震作用放大大系數111考慮P-Δ效應否否否結構重要性系數1.01.01.0梁柱重疊部分簡化化為剛域是是是按高規或高鋼規進進行構件設計計是是是混凝土柱的計算長長度執行鋼混混規范7.33.11-33條是是是柱配筋計算原則單偏壓單偏壓單偏壓恒荷載分項系數1.21.21.0活荷載分項系數1.41.41.0活荷載組合值系數數0.70.7-活荷載重力代表值值系數0.50.50.5風荷載分項系數1.41.4-風荷載組合值系數數0.60.6-水平地震作用分項項系數1.31.31.0層剛度比計算層間位移角之比層間位移角之比層間位移角之比地震作用分析方法法總剛分析方法總剛分析方法總剛分析方法計算模型坐標系方向定位如圖6.1.3。圖6.1.3計算模型坐標系方向定位結構的整體計算結果見表6.1.2～表6.1.3。表6.1.2整體模型和切分模型的結構振動周期模型振型號切分塔1切分塔2整體模型12.58（X）2.54（Y）塔1：2.60（X）；；塔2：2.57（Y）22.49（Y）2.42（X）塔1：2.43（Y）；；塔2：2.47（X）32.11（T）2.10（T）塔1：2.03（T）；；塔2：1.99（T）Tt/T10.820.83塔1：0.78；塔2：0.77a）切分塔1模型b）切分塔2模型c）整體模型圖6.1.4三種模型的前三階振型圖表6.1.3整體計算結果(多遇地震)軟件SATWEETABS*計算振型數1830第1，2平動周期及方向塔1：2.60（X）；；塔2：2.57（Y）塔1：2.45（X）；；塔2：2.32（Y）塔1：2.43（Y）；；塔2：2.47（X）塔1：2.41（Y）；；塔2：2.30（X）第一扭轉周期塔1：2.03（T）；；塔2：1.99（T）塔1：1.81（T）；；塔2：1.72（T）第1扭轉/第1平動周期塔1：0.78；塔2：0.77塔1：0.74；塔2：0.74地震下基底剪力（KN）X2098422504Y2166820591結構總質量（KNN）154894154650單位面積重度(KKN/m2)計算21.721.7計算剪重比(地面以上,不足時時已按規范要要求放大)X1.67%1.79%Y1.72%1.64%地震下傾覆彎矩((kN*m))X11820001172865Y11792401172397有效質量系數X94.30%99.04%Y95.33%98.76%50年一遇風荷載下最最大層間位移移角(塔號、層號)(高規限值1/10000）X1/1418((塔2、14)-Y1/1436(塔1、14）-地震作用下最大層層間位移角(塔號、層號)(高規限值1/10000）X1/1327（塔1、14）1/1462（塔塔1、14）Y1/1318（塔塔1、16)1/1395（塔塔1、15）地震作用下考慮偶偶然偏心最大大扭轉位移比比（塔號、層號）((對應層間位位移角)X1.34（塔1、31）(1/14522)-Y1.23（塔1、9）(1/17466)-構件最大軸壓比((SATWEE)電梯筒600mmm剪力墻0.28-框支柱0.66-轉換層上一層剪力力墻0.43-底部加強區上一層層剪力墻0.48-地震作用下本層層層間位移角與與上層層間位位移角的1.3倍或上3層層間位移移角平均值的的1.2倍比值中最最大值（層號號）(《廣東超限審查細細則》第三條條)X0.88(2)0.79(3)Y0.91(2)0.86(2)層側剛與上層700％或上3層平均值80％比值中最最小值（層號號）X1.2054((3)1.3468((2)Y1.2441（3）1.2584（3）轉換層上、下部結結構等效側向向剛度比γEX0.23360.2509Y0.24050.2138樓層受剪承載力與與上層的比值值(層號)X0.86(3)Y0.86(3)剛重比EJd/GGH2X5.10Y5.32注：層號均不包括地下室。根據上述計算結果，結合規范規定的要求及結構抗震概念設計理論，可以得出如下結論：多塔結構切分模型和整體模型分別計算的結構振動特性一致，第一、二振型均為平動，第三振型為扭轉，并且兩個塔樓第一扭轉周期與第一平動周期之比均小于0.85，滿足“高規”4.3.5條要求；X，Y向有效質量系數均大于90％，所取振型數滿足要求；按《高規》第“4.6.3”條，高度不大于150m的高層建筑層間位移角限值△u/h=1000，結構主體在地震荷載及風荷載作用下層間位移角均滿足規定的要求；在考慮偶然偏心的地震作用下，最大扭轉位移比X向為1.34、Y向為1.23，相應“地震作用下的層間位移角”均小于1/1000，屬扭轉I類不規則平面；混凝土剪力墻的最大軸壓比均小于0.5，普通鋼筋混凝土柱最大軸壓比均小于0.7，滿足《高規》軸壓比限值要求。框支柱最大軸壓為0.66，擬對所有框支柱全高采用井字復合箍，箍筋間距不大于100mm、肢距不大于200mm、直徑不小于12mm，以滿足《高規》框支柱的軸壓比限值；各層層間位移角度滿足《廣東省超限高層建筑工程抗震設防審查細則》補充規定表3.3.1-1中第4條“層間位移角小于相鄰上一層的1.3陪，且小于其上相鄰三個樓層層間位移角平均值的1.2倍”，且各層側向剛度滿足《抗規》表3.4.2-2第一條“本層側向剛度大于上層的70%，且大于上3層平均值的80%”，表明本工程的側向剛度是規則的；轉換層設置在4層，其上、下部結構等效側向剛度比γ均小于1.3，其樓層側向剛度均不小于相鄰上部樓層側向剛度的60％，滿足“高規”附錄E要求；各樓層承載力滿足《抗規》和《廣東省細則》“抗側力結構的層間受剪承載力大于相鄰上一樓層的80%”的要求，表明結構無樓層承載力突變；結構剛重比X向為4.96，Y向為5.33，根據《高規》5.4.1條和5.4.4條，不需要考慮P-Δ效應的影響，并且滿足高層建筑結構整體穩定的要求；整體計算結果表明，各項指標符合規范要求，層間位移角及剪重比適中，結構體系選擇和布置合理。6.2彈性時程分析根據抗規5.1.2條表5.1.2-1規定，采用ETABS程序對結構進行了常遇地震下的彈性時程分析。按地震波選取三要素(頻譜特性，有效峰值和持續時間)，選取II類場地上兩組實際地震記錄tianran1波和tianran2波，以及由安評提供的一組人工模擬的場地波rengong1（圖6.2.1）進行結構的彈性時程分析。a）Rengong1波b）Tianran1波c）Tianran2波圖6.2.1彈性時程分析所采用的地震波波形及與規范反應譜的對比（人工波加速度峰值37Gal，天然波加速度峰值35Gal，持續時間15s）

a)X向地震作用下最大樓層剪力曲線b)Y向地震作用下最大樓層剪力曲線c)X向地震作用下最大樓層彎矩曲線d)Y向地震作用下最大樓層彎矩曲線e)X向地震作用下最大樓層位移角曲線f)Y向地震作用下最大樓層位移角曲線g)X向地震作用下最大樓層位移曲線h)Y向地震作用下最大樓層位移曲線圖6.2.2彈性時程分析與反應譜分析結果對比彈性時程分析結果如圖6.2.2，分析結果表明： a.時程分析結果滿足平均底部剪力不小于振型分解反應譜法結果的80％，每條地震波底部剪力不小于反應譜法結果的65％的條件；b.由上述樓層剪力曲線可知，彈性時程分析剪力平均值均小于反應譜結果，反應譜分析的層剪力在彈性階段對結構起控制作用；c．樓層位移曲線下部以彎曲型為主，上部以剪切型為主，位移曲線在5層以上有轉折，反映結構側向剛度在轉換層頂部有突變；d．各條時程地震波下的層間位移角曲線形狀均較相似，但轉換層附近樓層的位移角曲線有突變，反映出轉換層上一層由于豎向構件轉換和層高較高，存在明顯剛度突變，設計時加強了轉換層以上兩層的剪力墻厚度和配筋是有必要的。6.3結構抗震性能目標與構件屈服判定針對本工程結構的特點和超限內容，結構各關鍵部位的抗震性能目標設定如下表6.3.1。表6.3.1結構各關鍵部位抗震性能控制目標構件位置中震下設定性能目目標大震下設定性能目目標框支柱、轉換梁彈性不屈服剪力墻、框架柱不屈服抗剪不屈服樓面梁、連梁允許出現屈服，但但不應發生剪剪切破壞允許出現屈服表6.3.2中震設計分析條件項目中震不屈服設計中震彈性設計分析條件地震組合內力調整整系數1.01.0作用分項系數1.0與小震彈性分析同同材料分項系數1.0與小震彈性分析同同抗震承載力調整系系數1.0與小震彈性分析同同材料強度采用標準值采用設計值計算方法彈性計算彈性計算結構中震不屈服計算采用SATWE的“按中震不屈服做結構設計”功能進行，各項分析條件取同表6.3.2第二列，不同時考慮風荷載，地震影響系數最大值αmax按中震（2.8倍小震）取0.224。中震彈性計算采用SATWE的彈性設計功能，各項分析條件取同表6.3.2第三列，不同時考慮風荷載，地震影響系數最大值αmax取0.224。計算判斷結構構件在中震下的屈服情況，并得出最終結論如表6.3.3。表6.3.3SATWE計算中震不屈服和中震彈性下構件屈服情況首層4層（轉換層）5層6層13層14層中震不屈服均未屈服均未屈服個別梁端及剪力墻墻出現抗彎屈屈服，其余構構件均未屈服服個別梁端抗彎屈服服，其余構件件均未屈服個別梁端及連梁抗抗彎屈服，其其余構件均未未屈服個別梁端及連梁抗抗彎屈服，其其余構件均未未屈服中震彈性個別梁端屈服電梯筒內小墻肢屈屈服框架梁和連梁及個個別剪力墻出出現抗彎屈服服個別框架梁、連梁梁及剪力墻出出現抗彎屈服服部分框架梁、連梁梁出現抗彎屈屈服部分框架梁、連梁梁出現抗彎屈屈服由表6.3.3可以看到，本結構在中震下的屈服主要為連梁屈服及個別框架梁抗彎屈服，框架柱、框支柱、轉換梁及大部分剪力墻均未屈服，滿足“中震不屈服”的性能目標要求。在施工圖階段將進一步采取有效構造措施，保證框架梁的轉動延性及屈服后不出現剪切破壞。轉換層上一層（五層）有個別剪力墻出現抗彎屈服（圖6.3.1），經過檢查計算結果發現，主要原因是由于在豎向荷載作用下轉換梁的變形造成該墻肢底部產生了較大的彎矩。在SATWE計算中，本工程截面高達2m的轉換梁亦只能采用一維的梁單元模擬，轉換梁的變形能力沒有得到真實的反映。因此，通過在ETABS軟件中采用殼單元來模擬轉換梁，并對轉換梁及其上一層的剪力墻進行精細的單元劃分，驗算轉換層上一層的剪力墻在中震不屈服下的實際受力情況。圖6.3.1綠色圈所示剪力墻的計算結果如表6.3.4。圖6.3.1SATWE中震不屈服計算轉換層上一層剪力墻屈服位置表6.3.4中震不屈服下轉換層上一層剪力墻內力對比（kN、kN.m）SATWEETABS重力荷載地震中震不屈服重力荷載地震中震不屈服軸力552117497270608215607642剪力14621033249574813662114彎矩5287548910776207253987470從表6.3.4可見，殼單元能夠更真實地反映轉換梁的抗彎剛度，重力荷載作用下轉換層上一層的剪力墻底部ETABS計算的實際彎矩比SATWE計算小一倍以上，轉換層上一層的剪力墻能滿足“中震不屈服”的性能要求。同時，中震彈性的計算結果表明，轉換梁及框支柱均能滿足中震彈性的抗震性能要求。對比小震和中震下的構件配筋發現，雖然剪力墻和框架柱在中震下未出現屈服，但部分構件的配筋需要增大，主要是底部加強區的剪力墻，故對這部分構件按中震不屈服進行配筋，以保證其滿足性能設計要求。6.4樓板應力分析由于本工程樓板開洞較多，樓板局部不連續，需驗證地震作用下樓板能否保證結構的整體工作，并且為保證轉換梁滿足中震彈性的設計要求，轉換層樓板在中震下也需保持不屈服，因此采用ETABS軟件進行了樓板的應力分析。樓板的應力分析結果見圖6.4.1~圖6.4.6，結果表明：a.首層樓板大開洞并未造成應力集中，在多遇地震作用下樓板最大拉應力僅0.62N/mm2；b.上部住宅塔樓樓板開洞較多，幾乎每個戶型之間均樓板開洞分隔，樓板之間較為離散，但是設計時盡量使塔樓剪力墻的布置均勻，同時適當調整了剪力墻的厚度，盡量減少了結構在地震作用下的扭轉效應，樓板在地震作用下的變形基本保持為平動，并且在樓板開洞較大部位設置了柵格梁加強樓板之間的連接。因此塔樓標準層樓板僅在連接最薄弱的中間走廊處出現了2N/mm2左右的拉應力，其余部位樓板應力均在1N/mm2左右，設計中已將該部位樓板加厚至150mm，并且擬采用10@100的雙層雙向配筋；c．中震不屈服控制下，轉換層以上兩層樓板在連接最薄弱的中間走廊處及開洞較大部位沿著洞口邊緣出現了3N/mm2左右的拉應力，設計中已將中間走廊部位樓板加厚至150mm，并且擬對該兩層的樓板采用12@100的雙層雙向配筋；d．中震彈性控制下，轉換層樓板僅沿著轉換梁及電梯筒剪力墻處出現了3N/mm2左右的拉應力，轉換層樓板厚度為180mm，擬采用14@100的雙層雙向配筋。X向拉應力（最大拉應力0.54N/mm2）Y向拉應力（最大拉應力0.62N/mm2）圖6.4.1多遇地震作用下首層樓板應力圖X向拉應力（最大拉應力2.0N/mm2）Y向拉應力（最大拉應力2.0N/mm2）圖6.4.2多遇地震作用下標準層奇數層樓板應力圖X向拉應力（最大拉應力2.0N/mm2）Y向拉應力（最大拉應力2.0N/mm2）圖6.4.3多遇地震作用下標準層偶數層樓板應力圖X向拉應力（最大拉應力3.0N/mm2）Y向拉應力（最大拉應力3.0N/mm2）圖6.4.4中震不屈服下5層（轉換層上一層）樓板應力圖X向拉應力（最大拉應力3.0N/mm2）Y向拉應力（最大拉應力3.0N/mm2）圖6.4.5中震不屈服下6層（轉換層上二層）樓板應力圖X向拉應力（最大拉應力3.0N/mm2）Y向拉應力（最大拉拉應力3.0N//mm2）圖6.4.6中中震彈性下4層（轉換層層）樓板應力力圖靜力彈塑性（PUUSHOVEER）分析靜力彈塑性（Puushoveer）分析是將將靜力荷載（StatiicForrce）逐步加載載至結構的最最高性能點來來生成橫向荷荷載與變形的的關系（CapaccitySSpectrrum），并將之之與按反應譜譜形式所表現現的對于地震震荷載的性能能要求（DemanndSpeectrumm）相比較，以以評估該建筑筑物是否能夠夠發揮所設定定的目標性能能（TargeetPerrformaance）。所以Pushoover分析是在一一般的結構分分析和初步設設計完了之后后，通過進一一步分析來驗驗算結構性能能的方法。由于結構的剛度會會由于塑性鉸鉸的生成而發發生變化，橫橫向位移則會會隨減小的剛剛度而逐漸增增加。為真實實反映荷載與與變形的關系系，PKPM的靜力彈塑塑性PUSHOOVER分析程序使使用如下的分分析方法：1）使用切線剛度矩矩陣（SecanntStiiffnesssMattrix）；2）位移控制法（DDisplaacemenntConntrol）；3）考慮P-Dellta效應和大變變形（LargeeDefoormatiion）效應。由于本工程尚處于于初設階段，尚尚無構件實際際配筋，因此此在計算構件件塑性鉸特性性時，采用SATWE計算配筋結結果并考慮實實際配筋的適適當放大。本本工程對較弱弱的X向進行結構構的推覆分析析，加載至結結構層間位移移角大于1/120后（總加載載步號54）人為停止止推覆計算。需求譜地震影響系系數最大值取取0.5，特征周期期取0.35，彈性狀態態阻尼比取0.05。從圖7.11.1的結構抗抗倒塌驗算可可見，結構的的能力曲線與與需求譜曲線線相交點（即即性能控制點點）坐標（T，A）為（2.923，0.092），需求層層間位移角為為1/226，與需求點點相對應的總總加載步號為為28。第28和54加載步下結構的層層間位移角和和樓層剪力曲曲線如圖7..1.2所示，從從圖中可見第第28加載步各層層層間位移角角均遠小于1/120，結構基底底剪力為822522kN（剪重比6.7%），滿足《高高規》罕遇地地震下層間位位移角限值的的要求；第54加載步最大大層間位移角角為1/112，發生在第14層,結構基底剪剪力為1233771kN（剪重比10%），為性能能控制點對應應的結構基底底剪力的1.5倍。通過提取結構典型型構件的塑性性鉸分布情況況（圖7.11.3~圖7.1.8）可見，在在第28加載步，僅僅有個別榀構構件的局部梁梁端出現了塑塑性鉸，豎向向構件及轉換換構件均未出出現塑性鉸；；第54加載步，1軸的局部梁梁端和剪力墻墻端柱的柱端端出現了塑性性鉸，這是因因為設計時為為了加強平面面周邊構件的的拉接，周邊邊框架梁的截截面較大（600x6550mm），致致使該處的框框架梁在超大大震下未能先先于柱屈服耗耗能，但是該該設計完全能能滿足結構在在大震下的性性能要求。結結構的其余部部位均為梁端端及剪力墻連連梁出現塑性性鉸，轉換層層以上幾層剪剪力墻亦出現現了半塑性鉸鉸，轉換梁及及框支柱在第第54加載步仍未未出現塑性鉸鉸。從結構靜力彈塑性性推覆分析的的結果可見，結結構的屈服順順序符合設定定的抗震性能能目標，同時時能滿足大震震下的性能要要求，并且仍仍有一定的抗抗震富余。圖7.1.1結構構抗倒塌驗算算圖7.1.2第228和54加載步結構構層間位移角角與樓層剪力力曲線圖7.1.3典型型榀構件軸線線編號a）28加載步bb）54加載步圖7.1.41軸軸構件塑性鉸鉸圖a）28加載步bb）54加載步圖7.1.52軸軸構件塑性鉸鉸圖a）28加載步bb）54加載步圖7.1.63軸軸構件塑性鉸鉸圖a）28加載步bb）54加載步圖7.1.74軸軸構件塑性鉸鉸圖a）28加載步b）54加載步圖7.1.8轉換換梁塑性鉸圖圖針對超限情況采取取的主要措施施本工程結構形式復復雜，同時采采用了兩種帶帶轉換層和多多塔樓的復雜雜高層結構類類型。結構超超限內容較多多，為特別不不規則結構，超超限項目包括括：(1)平面凹凸不不規則；(2)樓板局部不不連續；(3)I類扭轉不規規則；(4)II類抗側力構構件不連續。針對上述超限情況況及設計中的的關鍵技術問問題，采取了了如下主要措措施。8.1計算手段段1）設計時分別采用用兩個不同力力學模型的空空間結構分析析程序SATWE和ETABS進行計算，考考慮扭轉耦聯聯和偶然偏心心水平地震作用用，對關鍵構件件如加強區剪剪力墻、框支支柱、轉換梁梁、外圈框架架梁等采用兩兩種軟件計算算結果的包絡絡值進行設計計；2）分別采用切分模模型和整體模模型計算結構構的自振周期期，以深入了了解多塔結構構的振動特性性；3）按規范要求，選選用兩組II類場地上的的天然波和一組組《地震安全全性評價報告告》提供的場場地人工波，對對結構作彈性性時程分析，并并將結果與反反應譜分析結結果相比較，以以保證按照反反應譜分析結結果設計的安安全性；4）對首層及標準層層開大洞的樓樓板、轉換層層樓板采用ETABS軟件進行有有限元應力分析，對應力力集中明顯的的部位加強配配筋，保證樓樓面結構在地地震下的整體體性；5）對轉換層采用EETABS軟件進行精精細的有限元元分析，以深深入了解轉換換構件在重力力荷載及地震震荷載作用下下的受力情況況，對轉換梁梁及轉換層上上一層剪力墻墻內力較大部部位采取加強強措施；6）針對上述超限情況況，采用PKPM的靜力彈塑塑性分析模塊塊進行結構的的靜力彈塑性性推覆（P