第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 大连天安金马中心项目超高层结构设计 邱焕龙”，尚春雨，张绍亮 （大连都市发展设计有限公司，大连116011) 提要：以天安金马中心项目为例，从结构体系、前期分析、计算分析、超限专家修改意见四个方面详细介绍了 超高层结构设计的实施过程和设计依据.
本项目为主体44层、高145.9的超高层住宅，结构形式为全落地剪 力墙结构.
以超限情况介绍为出发点，首先对结构体系进行分析，拟定合理的抗震性能设计目标，采用两种计 算软件分别对小震、中震及大震情况下进行了整体计算分析，通过弹塑性时程分析找出薄弱部位，并在施工图 设计时对薄弱部位进行有针对性地加强以达到结构的抗震设防目标.
研究结果表明，对复杂高层的结构设计， 应采用基于性能化的抗震设计方法，进行弹性及弹塑性分析以达到预期的性能目标.
并根据超限审查意见对中 震及大震计算部分进行调整，指导施工图设计.
关键词：超高层建筑，性能目标，抗震计算，弹性时程分析，静力弹塑性时程分析 1天安金马项目介绍及结构体系分析 1.1工程概况 天安金马项目为超高层住宅，地上44层，结构高度为145.9m，顶部另有机房层1层，地下3层，总 建筑面积39010m².
地上1~4层为公建，层高分别为：5.5m（1层，4.8m（2、3、4层：5~44层为住 宅，标准层层高3.15m.
该工程抗震设防烈度为7度，设计地震分组为第一组，设计基本地震加速度为0.15g，50年重现期基 本风压为0.65kPa，地面粗糙度为B类.
根据地质部门提供的详勘报告，持力层为中风化泥灰岩层 （fa=1200KPa），灰色，风化裂隙较发育，溶洞比较发育，结构面较清晰，岩芯较完整，局部夹薄层页 岩.
岩石坚硬程度为较软岩，岩石完整程度为较完整，揭露厚度：19.9035.20m，层顶埋 深：13.4~31.3m，基础形式按筏板布置.
1.2结构体系 该工程结构形式为全落地剪力墙结构.
平面尺寸为58.40x20.75m，外圈梁高统一为650mm，内部梁高 均在500mm以内，外圈墙厚由下至上为600~300mm，内部墙厚由下至上为300~200mm.
梁板均采用C30混 凝土，剪力墙从下至上采用C50～C35混凝土.
标准层结构布置图、建筑立面效果图及剖面图详见图1至 3.
图1标准层结构布置图 10 作者筒介：邱焕龙（1981-），男，学土，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 2014年 图2建筑立面效果图 图3建筑剖面图 2结构设计前期分析 2.1超限分析 本工程主屋面高度为145.900m，超过《高层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ3-2010）（以下简 称《高规》）中7度区A级高度剪力墙结构的最大适用高度120米，不超过B级高度剪力墙结构的最大适 用高度150米，属于高度超A级高层.
Y向偶然偏心地震作用下扭转位移比为1.19：偏心率最大值：X向为0.013（位于40层，Y向为 0.0614（位于44层）：平面凹进尺寸为相应边长的28.10%：楼板有效宽度和典型宽度之比为50.8%：在 32，40层局部内收，缩进尺寸分别占下层的8.5%和8.6%：本层与上一层的受剪承载力之比最小值为 0.93，位于1层的Y向.
以上均不超过规范限值，属平面规则结构.
本工程4层以下为公建，4层的X，Y向本层侧移刚度与上三层平均侧移刚度80%的比值分别为 1.2706和1.2160.
因此，本工程属竖向规则结构.
2.2性能目标 当建筑结构采用抗震性能化设计时，应根据其抗震设防类别、设防烈度、场地条件、结构类型及不 规则性、建筑使用功能及附属设施功能的要求、投资大小、震后损失及修复难易程度等，对选定的抗震 性能目标提出技术和经济可行性综合分析和论证.
本工程为公建式公寓，抗震性能目标取为C，其中对底 部加强部位的墙肢适当提高性能目标，做到设防烈度下墙肢的抗剪承载力满足中震弹性的要求.
采用基于性能的抗震设计方法，根据工程结构各部位的重要程度，抗震设计的结构构件预期目标详 见表1.
表1抗震性能目标 地震水准 多遇地震（小震） 设防烈度（中震） 罕遇地震（大震） 性能水准 1 3 4 层间位移角限值 1/1000 1/120 年向 底部加强部位的墙股及柱 弹性 抗剪弹性 允许部分构件进入届服 树 偏拉、偏压不屈服 阶段，墙肢满足受剪截 其余部位的墙肢 弹性 不屈服 面控制条件0.15fabwhg
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 顶层退台处及变为双塔处上下各两 弹性 抗剪弹性 层墙股 偏拉、偏压不屈服 连梁，框架梁 弹性 抗剪承载力不屈服 2.3安评报告 根据大连工程地震勘测公司提供的《天安金马中心项目工程场地地震安全性评估报告》及《建筑抗 震设计规范》（GB50011-2010）（（简称《抗规》），本工程所选用的各设防水准的特征周期、最大地震 影响系数以及时程分析用的地震加速度时程最大值详见表2.
表2本工程采用的地震参数 设防水准 特征周期 最大地震 加速度时程 T/s 影响系数 最大值/（cm/s²） 多遇地藏 0.34 10 56 设防烈度地震 0.35 0.34 162 罕遇地震 0.40 0.72 296 2.4舒适度计算 根据《高层民用建筑钢结构技术规程》（JGJ99一98）要求，取10年一遇风压，阻尼比0.02，计算 结构顶点最大加速度值，顺风向顶点最大加速度a=vuμoA/ma：横风向顶点最大加速度a=b √BL（T），其中b=2.05×10（0nmT/√BL产².
计算X向顺风向顶点最大加速度为29m/s， 横风向顶点最大加速度73mm/s，计算Y向顺风向顶点最大加速度58mm/s，横风向顶点最大加速度 73mm/s.
根据《高规）：住宅、公寓顶点风振加速度限值a.为150m/s，可见均满足要求.
3结构设计计算分析 3.1小震及风荷载计算分析 采用SATWE和ETABS两种软件进行结构整体分析，结构阻尼比取0.05，风荷载计算采用50年基 本风压，承载力设计时按基本风压1.1倍采用，小震计算最不利方向位移角为1/1024，最不利位移为 112.5mm，风荷载计算最不利方向位移角为1/1236，最不利位移为99.75mm，主要计算结果详见表3.从 计算结果可以看出，两个软件的计算结果比较接近.
表3主要计算结果 计算软件 SATWE ETABS 楼层自由度 刚性楼盖 刚性棱盖 周期折减 0.90 0.90 计算振型数 27 27 结构总质量A 72025.469 71080 有效质量系数 X向 93.09% 98% Y向 95.510% 99% 结构自报周期/s T=3.05 T=2.57 T=2.22 T=3.09 T;=2.63 T;=2.17 扭转周期T/平动周期T 0.73 0.71 X向地震 16090.3 16110 基底剪力kN Y向地震 16468.5 15960 X向风荷载 7985.1 6419 Y向风荷载 16794.7 13960 x向地震 1324942 1197000 顿覆弯距 /(kNm) Y向地震 1287148 1225000 X向风荷载 782579 647400
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 Y向风荷载 1455973 1253000 3.2弹性时程分析 采用SATWE弹性时程分析法进行了多遇地震下的补充计算，输入的地震加速度时程曲线分别采用了 大连工程地震勘测公司提供的本场地地表人工加速度时程曲线50-63-3（超越概率63%）、实际地震记录 天然波TH4TG1及TAFT波.
弹性时程分析时主分量峰值加速度取56cm/s²，结构阻尼比为0.05.
所选3 条地震反应谱平均值在前3个周期处与设计谱对比结果如表4所示.
表43条地震反应谱平均值与设计谱对比结果 影响系数a 振型 周期/s 设计谱 设计语20% 设计谱 -20% 3条波平均值 第1阶 3.052 0.02785 0.03342 0.02228 0.02485 第2阶 2.572 0.03498 0.02332 0.0274 第3阶 2.220 1000 0.03612 0.02408 0.02408 0.16 竞计20% 0.12] 人工，只者波平为能 0.08 ，交计建 0.04 设计值-20 0.0 1.0 2.0 3.0 4. 0 5.0 6.0 TIS 图4弹性时程分析地震影响系数曲线对比 由表4和图4可以看出，多遇地震弹性时程分析采用的3组波的平均地震影响系数曲线与振型分解 反应谱法所采用的地震影响系数曲线在统计意义上相符，在主要周期点上也基本满足在统计意义上相符 的要求.
振型分解反应谱法的计算结果在30层以上小于弹性时程分析法计算的平均结果，考虑到超限结构的 安全性，多遇地震弹性设计时将采用时程分析结果的包络值.
3.3中震计算分析 为保证底部加强部位的墙肢在中震作用下剪力墙受剪承载力保持弹性，采用SATWE程序进行中震弹 性验算.
计算结果表明底部加强部位的墙肢均满足中震抗剪弹性的要求.
墙肢水平分布筋均不超筋，计 算的墙肢水平分布筋配筋率全部在一级剪力墙所要求的最小分布筋配筋率0.25%以内.
由于纵向短肢墙较 多，纵向计算时另采用框剪模型进行对比分析，以确定长墙所承担剪力和倾覆力矩.
将截面高度不 大于截面厚度8倍的墙肢按框架柱输入，按中震弹性进行计算，框架柱占总地震剪力百分比，底层X向为 1.23%，Y向为1.09%.
框架柱占总地震倾覆力矩百分比，底层X向为2.64%，Y向为0.53%.
此模型计算 的结构主要整体参数（周期、位移等）与按墙肢输入模型基本相同.
按框剪模型计算的底层地震剪力的0.2倍（0.2Q0）:X向为8139.95KN Y向为8516.79KN.
1.5Vfmax:X向为2707.16KN Y向为2541.34KN.
设计将框架柱剪力按0.2Qo及1.5Vmx的较小值进行调 整.
另外为保证该方向普通长墙的抗剪能力，将X向总地震剪力全部由该方向普通长墙承担进行复核，墙 间剪力近似按剪切刚度分配，不考虑短肢墙的抗剪能力.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 采用SATWE程序进行中震不屈服验算为保证底部加强部位以外的墙肢在中震作用下偏压、偏拉承载 力不屈服，采用SATWE程序进行中震不屈服验算.
计算结果表明墙肢在地震作用下个别墙肢出现整体受 拉状态，墙肢拉应力为1.57N/mm2.
但墙肢的边缘构件拉应力较大，墙肢的最大拉应力为4.91N/mm2， 生的拉力全部由型钢承担，型钢沿建筑物高度延伸至中震不屈服工况下截面拉应力不大于混凝土抗拉强 度标准值且不少于底部加强区高度的楼层，受拉墙肢端部按约束边缘构件设计.
3.4大震计算分析 为保证底部加强部位的墙肢在大震不屈服作用下满足截面剪应力控制要求，采用SATWE程序进行大 震验算.
计算方法同中震不屈服验算，地震影响系数最大值amx按大震取值（a=0.72）场地特征周期 取0.45s，结构阻尼比取0.07，连梁刚度折减系数取0.3.
计算出的底部剪力：X向为81426.2kN，Y向为 83220.4kN.
表5以1层为例，给出部分墙肢的大震受剪截面控制条件验算结果（其余墙肢及其余各层 略）.
根据《高规》中公式（3.11.3-4），大震下核心筒剪力墙受剪力应满足V≤0.15fbha.
计算结果表 明：底部加强部位的主要墙肢在大震作用下满足截面剪应力控制要求.
表51层剪力墙大震受剪截面控制条件验算 墙 墙厚h/mm 墙长 h/m SATWE计算剪力/kN 抗剪承载力/kN 0.15fgbho Q1 500 4.450 4024 11564.44 2 500 3.500 3041 9095.625 Q3 400 2.950 1167 6133.05 Q4 400 3.750 1570 7796.25 Q5 400 3.450 1232 7172.55 Q6 500 5.050 5069 13123.69 Q7 500 5.050 4709 13123.69 Q8 300 3.550 1298 5535.338 60 300 2.675 2053 4170.994 Q10 300 2.675 1848 4170.994 Q11 300 1.750 319 2728.688 Q12 400 2.975 1121 6185.025 Q13 400 3.650 1817 7588.35 Q14 400 3.450 1226 7172.55 Q15 500 1.500 158 3898.125 Q16 300 3.200 1108 4989.6 Q17 300 3.200 1160 4989.6 Q18 300 4.000 1094 6237 Q19 300 7.450 4558 11616.41 Q20 600 1.650 318 5145.525 10 600 1.400 188 4365.9 22 600 1.400 181 4365.9 3.5静力弹塑性分析 本工程采用PUSH&EPDA对主体结构进行X向和Y向推覆计算，模型采用中震不屈服下的计算结果， 同时根据核心筒的实际配筋并计入核心筒内型钢，将实际配筋结果输入模型，取弹性CQC地震力分布侧
