第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文摘要 2014年 佛山苏宁地标塔楼结构抗震设计 李力军，吴伟河，刘萍昌，陈晓城 （广州华森建筑与工程设计顺间有限公司，广州510045) [摘要]佛山苏宁地标塔楼建筑高度318m，结构屋面高度264.790m，采用带加强层的框架-核心简混合结构体系， 为超B级高度超限高层.
本文介绍了该工程结构体系的特点、抗震性能化设计原则和方法、整体计算结果及罕遇 地震作用下的动力弹塑性分析结果.
对设计中的一些关键问题，包括结构的稳定性评价、非荷载作用下的变形分 析、BIM应用等进行了指述.
[关键词]超高层混合结构：抗震性能化设计：弹塑性时程分析：加强层：BIM应用 1工程概况 佛山苏宁广场由四组建筑群体环绕中央下沉广场组成.
北侧为购物中心，南侧至地块中心为三层高 步行商业街建筑物及空中连廊，西侧总部办公大楼，东侧为地标塔楼.
地标塔楼地下3层，地上63层， 建筑高度318m，结构屋面高度264.790m.
建筑效果如图1所示，典型办公及酒店平面如图2所示.
建筑结构安全等级为二级，结构设计使用年限为50年.
抗震设防类别为乙类，抗震设防烈度为7 度，设计地震分组为第一组，设计基本地震加速度为0.10g，Ⅲ类场地，场地特征周期为0.45s.
50年一 遇基本风压为0.50kN/m².
塔楼部分结构采用了由钢筋混凝土核心筒，带有腰桁架（帽桁架）的外框架及构成核心筒与外框架 之间相互作用的伸臂桁架组成的结构体系，其同抵抗水平地震及风荷载，提供必要的侧向刚度，满足层 间位移的要求.
腰桁架沿塔楼高度均匀分布，整合避难及设备层，分别设于22、38及55层.
根据《高 层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ3-2010)的规定，混合结构在7度地震区最大适用高度为190m，工程 高度超过规范限值76%，为高度超限的高层建筑结构.
2主楼结构设计 主楼采用带加强层的框架-核心筒结构体系，如图3所示.
钢筋混凝土筒体作为主要的抗侧力结构， 承担绝大部分的地震作用，外围主要承受竖向荷载及倾覆力矩，仅承受小部分水平荷载，作为抗震第二 道防线，形成双重抗侧力结构体系.
核心筒分为内外筒，在22层，取消外筒，角部剪力墙升至38层，内核心筒通高设置.
核心筒混凝 土强度等级C60~C40，主要厚度750mm~350mm.
为保证核心筒的抗震性能，在核心筒角部两侧设置上下贯 通的型钢，楼层处沿混凝土增体设置暗梁，大洞口连梁设计成钢骨混凝土梁.
外为配合建筑总体布置的要求，大部分外框柱跟随外立面轻微的倾斜，倾斜角度约为2度.
采用钢 管混凝土柱可增加框架的延性及轴向刚度，同时亦可减少柱截面从而提高使用率，以节省建筑材料及资 源，并减轻结构的自重.
钢框梁与外框柱刚接，面楼面梁均与外框柱刚接，与核心筒铰接.
在38层设置 一道一层高V型伸臂，伸普桁架神入并贯通核心筒墙体.
桁架上下弦杆均神入心筒墙体内，与墙内型钢 柱可靠连接，并在核心筒内设置斜腹杆，确保伸臂桁架与核心筒的刚性连接.
利用外框柱的轴向刚度来 作者简介：李力军（1968-），男，本科，高级工程师，一级注册结构工程师
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文摘要 2014年 增加结构的整体抗弯能力，从而提高结构的抗侧刚度，满足层间水平侧移的要求.
腰桁架沿塔楼高度均 匀分布，加强外框竖向构件的联系，使得竖向构件协同工作，有效减少外框柱的剪力迟滞效应.
顶层设 置帽桁架，可以大大加强高区抗侧力刚度，更有利减少顶点位移，同时也可减少重力荷载、温度、徐变 产生竖向变形差.
楼板系统采用钢梁、钢筋桁架楼承板（核心筒内采用混凝土楼板）组成的楼板系统.
49001217 （a）办公标准层平面 (b）酒店标准层 图1佛山苏宁地标塔楼建筑效果图 图2地标塔楼平面概况 (b)22层核心简变化处细节 (c）38层伸臂析架布置示意 (a)整体结构示意图 (d）腰桁架布置示意 图3地标塔楼结构体系示意图 3地震动参数及抗震性能目标 不同多遇地震作用下的基底剪力和倾覆力矩的比较结果见表1，可以看出，小震时，采用安评反应谱 计算的地震反应比规范反应谱略大.
结合超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点的相关要求，小震 采用安评反应谱，中震和大震采用规范反应谱.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文摘要 2014年 表1结构底部剪力比较 对比工况 安评反应谱计算的结构 规范反应谱计算的结构 底部剪力（安评谱）/ 底部剪力（kN） 底部剪力（kx） 底部剪力（规范谱） X向 Y向 X向 Y向 X向 Y向 小震弹性 19785 19632 19418 19145 1. 019 1. 025 本工程存在高度超限、部分楼板不连续和竖向刚度突变，根据本工程的超限情况，以及与业主的沟通 结果，选定本工程的抗震性能目标为C级，结构抗震性能水准选择如下：多遇地震下满足性能水准1要 求：设防地震下关键构件及普通竖向构件满足性能水准3要求：罕遇地震下至少满足性能水准4要求，各 性能水准结构预期的震后性能状况见表2.
表2性能设计要求与性能目标 地震烈度（50年超越概率） 多遇地震（63%） 设防烈度（10%） 罕遇地震（2%） 最低抗震性能要求 第1水准 第3水准 第4水准 允许层间位移角 1/500 1/100 核心筒底部加强区 弹性 抗剪弹性 抗剪不屈服 关键部位 及加强层上下层 正截面弹性 正截面不屈服 构 构件 与伸臂桁架相连的 弹性 抗剪弹性 抗剪不屈服 件 框架柱 正截面不屈服 正截面不屈服 抗 一般部位 一般部位核心简 弹性 抗剪、正截面不屈服 保证抗剪截面 震 构件 般部位框架柱 弹性 抗剪、正截面不屈服 保证抗剪截面 设 核心简连梁 弹性 受剪不届服 允许形成充分塑性较 计 其他部位 普通框架梁 弹性 受剪不届服 允许形成充分塑性较 目 构件 腰析架 弹性 抗剪、正截面不届服 允许形成塑性较 标 伸臂桁架 弹性 抗剪、正截面不届服 允许形成塑性较 桁架节点 不先于构件破坏 加强层及上下相邻层楼板 弹性 不屈服 允许进入塑性 主楼地上钢筋混凝土筒体及加强区间钢管混凝土柱抗震等级均为特一级，非加强区间钢管混凝土柱抗 震等级为一级，钢框架梁抗震等级为三级.
根据持力层条件，采用旋挖钻孔灌注桩基础，桩径1.4m，以稳定连续的微风化岩作桩端持力层，桩端 进入持力层深度不小于6.5m，桩长2428m.
由于持力层中或微风化岩风化不均匀，而且软硬夹层发育， 岩面起伏变化较大，须适当加大桩端嵌岩深度.
桩基础施工时配合桩位超前钻探，进一步查明桩端持力层 的完整性及连续性.
4结构计算分析 采用盈建科YJK（版本号：2013.1.4.3）作为主要弹性计算分析软件，ETABS（版本号：9.2.0）作 为辅助软件进行分析校核.
采用振型分解反应谱法计算结构在多遇地震和风荷载作用下的内力和位移， 4.1.小震下弹性计算 YJK与EATBS计算的前十阶模态基本一致，YJK分析时，结构前三阶振型分别为：T1=5.89s（Y向）， T2=5.79s（X向），T3=2.46s（扭转），结构的第一扭转周期与第一平动周期之比为0.42，结构扭转效应小， 满足《高层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ3-2010)第4.3.5条以及第9.2.5条中关于周期比的要求：同
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文摘要 2014年 时，第一自振周期的扭转成分为5%，小于《高层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ3-2010）第9.2.5条中关 于扭转成分的要求，且结构前三阶振型中未出现扭转与平动显著藕连的振型，表明结构扭转效应小.
地震 作用下结构层间位移角和位移比结果见图4.地震作用下，结构层间位移小于规范中1/500的要求.
结构 在考虑偶然偏心作用下的X、Y向位移比均小于1.2，结构抗扭转性能较好.
X向地当用下位移角 向单票行用下位事角 x向地票作用下楼层位移比 向集质行用F楼层位息比 40 0.0000 0.9010 星网位移身 0.0029 间位部角 00ele 12 131415 显居位移比 判他模比 sa 15 C1AB5位移角量营1/50 LA 图4地震作用下最大层间位移角及楼层位移比分布图 对于地标塔楼的弹性动力时程分析，根据抗震规范要求，在波形的数量上，将采用5组天然和2组人 工合成的加速度时程波.
在波形的选择上，在符合有效峰值、持续时间等方面的要求外，满足底部剪力及 高阶振型方面的相关要求.
弹性时程分析所得的基底反力计算结果如表3所示.
7组时程曲线主方向作用 下的基底剪力基本处于65%～135%之间，且平均值处于反应谱的80%~120%之间，满足规范的各项要求.
表3小震时程与反应谱基底剪力比较结果 方向 天然波1 天然波2 天然波3 天然波4 天然波5 人工波1 人工波2 平均值 基底剪力 （KN) 16826 18894 16126 17576 17480 19180 15309 17342 X 向 时称与反 应谱比值 84% 95% 81% 88% 88% 96% 77% %8 基底剪力 Y (KN) 15676 14543 16519 17631 16029 21603 18283 17184 向 时称与反 应谱比值 79% 73% 84% 89% 81% 109% 93% 87% 4.2.风荷载计算 塔楼整体位移控制采用50年重现期的风荷载，构件强度采用100年重现期的风荷载进行设计和校核， 计算舒适度时采用10年重现期的风荷载.
委托广东省建筑科学研究院进行本工程主要风润试验，委托试 验内容包括提供主体结构设计风荷载及给出塔楼最高楼层的风致加速度，根据建筑功能进行舒适度评估.
采用的风洞试验方法为：风洞动态测压试验.
根据风洞实验，塔楼顶部使用楼层高度处，X向加速度为0.105m/s，Y向加速度为0.107m/s²，小于 《高层建筑混凝土结构技术规程》JGJ3-2010第3.7.6条，结构顶点最大加速度限值0.25m/s的要求.
按规范计算的风荷载大于风洞试验结果，因此设计中偏于安全的选用了规范风荷载作为设计风荷载.
YJK 计算模型中，风荷载作用下，X向层间位移角为1/621，Y向层间位移角为1/583，均大于地震荷载作用下 的层间位移角值，风荷载对结构侧移起控制作用.
4.3.大震下弹塑性时程分析 采用非线性分析软件ABAQUS进行动力弹塑性分析.
梁、柱及斜撑等杆件采用纤维梁单元，B31梁单 元模拟.
剪力墙：采用四边形或三角形缩减积分壳单元模拟即S4R及S3单元，分布钢筋利用ABAQUS中的
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文摘要 2014年 Rebar功能加入到混凝土剪力墙，暗柱采用B31梁单元模拟，与剪力墙单元共用节点.
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.
弹塑性分析中的配筋数 据均来自YJK软件的计算结果及规范构造和设计的要求，ABAQUS弹塑性模型的配筋参数与实际配筋较为 接近.
采用安评报告提供的一条地面设计谱人工波加速度时程记录、两组地面设计谱加速度时程记录（天然 波）进行计算，主体结构在三组地震波作用下的最大弹塑性层间位移角X向为1/120，Y向为1/124，均满 足规范要求.
结构的层间位移角曲线在加强层以及核心简收进上几层收进处有较大突变，其原因是由于腰 桁架、伸臂桁架的加强以及核心筒剪力墙的改变造成结构竖向刚度突变.
剪力墙的塑性发展主要位于核心筒收进部位以上三层（39F、40F、41F)的墙肢，经过多此调整，提高 核心筒收进部位以上三层（39F、40F、41F）的含钢率，且在这三层筒体外墙加设斜向交叉的型钢，墙体水 平及竖向钢筋配筋率提高至1.0%.
按此加强后，在同个地震波作用下，由图5可以看出，该部分剪力墙抗 压损伤大幅度减轻，效果很明显.
（a）加强前核心筒剪力墙 （b）加强后核心简剪力墙 （c）加强后内核心筒单片墙（d）加强后内核心筒单片墙 损伤情况 损伤情况 损伤情况 损伤情况 图5加强前后剪力墙抗压损伤对比图 1~38层钢管混凝土柱均未出现混凝土受压损伤，亦未见有钢材塑性应变：38层以上钢管混凝土柱出 现轻微混凝土受压损伤，但未见钢材塑性应变，外框柱抗震承载力足够.
加强层的腰桁架大部分构件未进 入屈服状态，只有伸臂桁架以及第三道腰桁架的少部分构件钢材进入塑性，且最大塑性应变3.02e-4远小 于2.5e-2，塑性应变较小，可以认为大部分伸臂和腰桁架杆件在大震作用下未进入屈服状态.
5整体稳定计算 高层建筑结构稳定设计主要是控制在风荷载或水平荷载作用下，重力荷载产生的二阶效应（重力P-
