第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 某塔楼偏置超限高层结构设计 卢云军焦俭彭国之 （浙江省建筑设计研究院，杭州，310006） 提要：介绍了某塔楼偏心布置的大底盘双塔复杂高层的结构设计.
计算了结构反应语小震弹性分析、多 遇地震弹性时程分析和静力弹塑性分析，分析结构抗震超限情况并给出了相应的应对措施.
此类结构存在 扭转效应明显和刚度突变的特点，弹塑性分析结果显示塔楼底部和裙房收进位置上下层的竖向构件是可能 的薄弱部位，设计时应重点加强.
设计时宜考虑塔楼和裙房的相互作用并对裙房顶层楼板做应力分析，薄 弱部位重点加强.
关键词：塔楼偏置：扭转效应：刚度突变：静力弹塑性：大底盘多塔：超限高层建筑 1 项目概况与结构选型 某城市综合体项目商业区块包括四层购物中心裙房、超高层酒店及办公楼和两栋高层酒店式办公板楼.
建筑功能需要，两幢酒店式办公楼和四层商业裙楼不能设置结构缝脱开.
在裙楼中部设置结构缝，减少地 震作用下的塔楼偏心布置的不利影响.
设缝后与塔楼相连部分裙房平面如图1所示.
主屋面高度分别为146 米和99.9米的高层酒店式办公板楼A座、B座和四层商业裙楼组成一个结构单元，属大底盘双塔结构，多 塔立面如图2所示.
(2.5p. 71.6m 6.6m 71.6m (H=146n) A座 (H=99. 9=) B座 2 (H=23. 1e) 猴房 117.7m 图1设缝后与塔楼相连部分裙房平面 图2多塔立面效果图 群楼负一层至三层为购物中心，四层为影院、KTV.
图1所示裙房地上建筑面积约五万平方米，属于 人员密集场所，抗震设防类别为重点设防类.
裙房采用框架结构，高层板楼采用框架剪力墙结构，标准 层结构布置如图3和图4所示.
日 LE 图3A座标准层结构布置 图4B座标准层结构布置 作者简介：卢云军，硕士，工程师
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 高层板楼偏心布置：裙房顶层收进后的水平尺寸小于下部楼层75%：B座裙房高度大于总高20%：存在 扭转位移比偏大和楼层刚度突变等多项抗震不利因素，本工程已通过江省超限高层抗震审查.
2风荷载与地震作用参数 根据荷载规范和混凝土高规的要求，本项目按照50年一遇的风荷载（0.45kN/m2）进行正常使用极限 状态验算，按照该基本风压增大10%进行承载力极限状态验算，按照10年一遇的风荷载（0.30kN/m2）进 行舒适度分析.
地面粗糙度取C类.塔楼A座风荷载体型系数us取1.4，塔楼B座us取1.3，裙房口s=1.3.
本工程抗震设防烈度为6度，设计基本地震加速度0.05g，地震分组为第一组：场地类别为Ⅲ类，特 征周期Tg=0.45s（安评报告Tg=0.30s），地震影响系数0.04（安评报告为0.07).
规范谱与安评谱比较如图 5所示.
周期折减系数取0.75，0.2Q调整按实际情况分裙房以下和裙房到屋顶两段调整.
9t /0 (a08 65 1g8 15 9.9) 图5规范谱与安评谱 反应谱小震弹性分析 结构计算分析采用SATWE和MIDAS Building两种软件进行整体计算，多塔计算模型如图6所示.
单 塔、多塔模型分别计算，并且把规范谱计算结果与安评谱计算结果进行比较.
结构总重量及前三阶周期 表1 计算软件 SATRE Midas Bui1ding 总重 217313 220866 量（t） B 156801 158270 T1 A 4. 5114 (0. 82Y) 4. 3828 (0. 84Y) 3. 1586 (0. 89Y) 3. 0888 (0. 86Y) T2 A 4. 0844 (0. 84X) 3. 9519 (0. 91X) B 2. 9017 (0. 88X) 2. 7883 (0. 85X) T3 A 3. 3058 (0. 952) 3. 2242 (0. 87Z) B 2. 3066 (0. 912) 2. 2202 (0. 952) T3/T1 A 0. 733 0. 736 B 0. 730 0.718 图6多塔 SATWE模型 3.1周期和结构总重量 分塔模型计算的结构总重量及前三阶周期见表1.SATWE和MIDAS-Building计算的结构总重量、振动 模态和周期基本一致，初步判断模型的分析结果准确、可信.
3.2基底剪力和倾覆弯矩 在地震和风荷载作用下，分塔模型计算的底部剪力和倾覆力矩见表2和表3.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 A座基底剪力和倾覆弯矩 表2 B座基底剪力和倾覆弯矩 表3 Midas 计算软件 SATRE SATVE 计算软件 SATVE Midas SATAE Bui1ding （安评） Building （安评） 风荷载基 8900 9253 风荷载基 3669. 4 3858. 8 3669. 4 底总剪力 Y 12125 11658 12125 底总剪力 Y 7412. 9 7563. 7 7412. 9 基底 727047 697084 727047 基底 196428. 4 211430. 4 196428. 4 倾覆弯矩 Y 11489110 10323871 1148911 倾覆弯矩 438816. 8 399769. 9 438816. 8 水平地震 12588 12241 17556 基底剪力 水平地震 12475 12350 17195 10468. 6 10945. 07 14646. 1 基底剪力 基底 692503 932374 1121527 11944.8 12407. 95 16342.8 X 倾覆弯矩 908513 基底 Y 654664 10565040 X 399840. 5 501035. 0 636257. 6 倾覆弯矩 Y 395379. 1 521655. 8 641262. 6 SATVE和MidasBuilding计算结果基本一致，安评谱计算的基底剪力约规范普计算值1.4倍，倾覆力 矩约1.6倍.
3.3层间位移角和扭转位移比 计算风荷载和多遇地震作用下层间位移角和扭转位移比采用多塔模型，SATWE计算得到的层间位移角 和考虑偶然偏心的扭转位移比见表4.
层间位移角和扭转位移比（多塔） 表4 方向 X向 Y向 规范地震作用最大层间位移角 1/1586（A座 28层) 1/1162 (A座 28 层) 风荷载作用最大层间位移角 1/1191(A 座 23层) 1/ 997（A座 23 层) 安评地震作用最大层间位移角 1/1004(A 座 28 层) （Y）68L/ 地震作用最大位移比 1.27（裙房顶层） 1. 35 (A 座 29 层) 在安评地震作用下，位移角接近规范限值1/800.
在考虑偶然偏心影响的规定水平地震力作用下，X、 Y向最大扭转位移比在1.2~1.4之间，属于一般扭转不规则.
3.4框架承担的倾覆力矩和地震剪力 两座塔楼框架承担的地震剪力均大于20%，不需剪力调整.
各楼层框架和剪力墙分别承担的倾覆力矩 分别如图7和图8所示.
由图可知，除顶部几层外，A座框架所占倾覆力矩的比例均在30~40%之间：B座11层以下框架所占倾 覆力矩均小于50%，可以按框架剪力墙结构进行设计.
0/00A 力比风 0.ON 86.00% 10.0B TE.90 (6.90 F0.0P 10.0% 10.0D $6.004 10.00A 20.005 16.00 000 25 a)X向 b)Y向 图7A座各楼层框架承担倾覆力矩的比例
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 100.004 100.00% 90.004 力比[X） 90.00 50.00 0009 顽力规比（所） 70.00 方场 00 60.00% 60.005 50.004 50 .00 40.00% 40.009 20.00% 20.00 20.00 00 10.00% 10.00% 0.00% 10 15 20 0.00 0 19 a)x向 b)Y向 图8B座各楼层框架承担倾覆力矩的比例 3.5侧向刚度比 按照地震剪力与层间位移比算法计算层间刚度比，各楼层侧向刚度与相邻上部楼层侧向刚度0.7倍或 其上相邻三层侧向刚度平均值的0.8倍比值的最小值，如图9所示.
可以看出，A座结构层30（建筑避难 层）因为层高较高，侧刚比0.83小于1，属于软弱层，侧向刚度不规则.
35 35 30 30 25 20 20 15 10 肉 -IR 别变比 别度比 a）A座 b）B座 图9侧向刚度比 多遇地震弹性时程分析 多遇地震弹性时程分析采用安评提供的2条天然波和1条人工波进行小震双向弹性时程分析，并与规 范反应谱分析进行比较.
采用的地震波加速度时程见图10.
BIFt/E FIPA a)人工波1 换图 b）天然波1 c）天然波2 图10天然波和人工波加速度时程
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 比较表5和6中时程分析与反应谱法所得的底部剪力，每条时程曲线计算所得基底剪力均在振型分解 反应谱法计算结果的65%至135%之间，多条时程曲线计算的平均值不小于反应谱法计算结果的80%.
设计 取时程法的包络值和反应谱法的较大值.
根据计算结果，利用反应谱进行配筋计算时，楼层地震力应适 当放大.
A座时程法与反应谱法基底剪力 表5 B座时程法与反应谱法基底剪力表6 时程 天然 天然 方向 人工 平均值 时程 天然 方向 天然 A工 法 波1 波2 波1 法 波1 波2 波1 平均值 底部 X 8.92 9.24 15.62 11.26 底部 X 10. 08 7.49 13. 09 10. 22 剪力 Y 8.25 11.87 16. 76 12.29 剪力 Y 8.72 8.28 15.77 10. 92 X 0.71 0.73 1.24 0. 89 x 0.96 0.72 1.25 1. 02 比值 Y 0.66 0.95 1.34 0.98 比值 Y 0.73 0. 69 1. 34 0. 98 反应谱法Vx=12.59:Vy=12.48（单位10%kN） 反应谱法Vx=10.47;Vy=11. 94（单位10kN） 5 静力弹塑性分析 采用中国建筑科学研究院的EPDA程序进行罕遇地震作用下的静力弹塑性分析.
侧推水平荷载采用倒 三角形分布，结构抗倒塌验算结果见图1112. 18 1.1 / ne k.1 11 /tiS /29) m 61 asskaan / /3090 比s12 图11A座Y向静力推覆性能谱需求谱曲线 图12B座Y向静力推覆性能谱需求谱曲线 塔楼A座性能点最大层间位移角为1/298，对应的顶点位移最大450.6mm.
塔楼B座性能点最大层间 位移角为1/448，对应顶点位移最大187.2mm，满足框剪结构弹塑性层间位移角限值1/100的要求.
通过静力弹塑性分析发现，塔楼底部和裙房屋顶上下层的竖向构件是可能的薄弱部位.
设计时竖向构 件底部加强区高度取一层到裙房上两层.
裙房屋面上下各一层范围的塔楼竖向构件抗震等级提高一级，箍 筋全高加密，并按中震弹性设计.
结构超限情况及应对措施 根据抗规和高规的相关内容，本工程不规则判定情况汇总见表7.
针对本工程特点和超限情况，采取以下应对措施
