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1、目录1 .工程概况22 .结构超限类型和程度33 .工程地质概况和基础选型33.1 场地的工程地质及水文地质条件33.2 地基基础设计选型44 .结构选型和布置44.1 结构选型44.2 结构布置45 .抗震等级66 .弹性计算结果及分析66.1 整体计算结果66.2 弹性时程分析136.3 结构抗宸性能目标与构件屈服判定146.4 楼板应力分析157 .静力弹塑性(PUSHOVER)分析208 .针对超限情况采取的主要措施228.1 计算手段228.2 针对超限的主要措施229 .结论23某高层综合性建筑工程结构超限设计可行性报告编制：审核：审批：202x年XX月图1.1.3结构东立面图本工
2、程的平、立面概况表见表1.1.U表LLl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星4.5m,地下二层4.3m建筑层高裙楼：首层一3层6.Qm,4(架空)层5.0m：塔楼：5层3.2m,63l层2.8m平面长(m)X宽(m)裙楼：124x73m：塔楼I：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1.工程概况该项目地块总用地面积8593.32ml东西方向长约为124m,南北边约为73u本拟建的工程为栋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：有两层地卜室，负
3、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71224.87nV。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I般IE掷鹃蝉建摩匚工XzJ3It产产3千1atF*lTa亡宁LMlI伫A图L1.2塔楼平面图大于相邻上楼层的80%,无楼层承载力突变。3.工程地质概况和基础选型1 .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4.775.52米.(2)岩土物理力学指标地层编号成因类型地层名称桩端士承载力特征值
4、q“.(kpa)桩周士摩阻力特征值(kpa)打入式预制桩、沉管灌注桩冲、挖钻孔灌注桩桩入土深度(米)10米10米15米Qa填土TQ“粗砂含土20-2粗砾砂40-3粘土(含有机质)35-4泥炭质土15Qo,含砂粘土30Q砾质粘性土180020002200120040-1全风化花岗岩25002200602-2强风化花岗岩28002500100-2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展中的孔隙潜水，T层粗砂含土、-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
5、岗岩中的裂隙水，其含水性及透水性一股。据本次勘察，场地内各钻孔均见地下水，劭察期间测得其混合稔定水位埋深在2.04-2.80m,相应标高为2603.03m。地下水位受季节及降雨量影响2 .结构超限类型和程度参照“抗规”、“高规”和“省补充规定”仃关规定，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揣、多塔结构高度超限Gn）A级高度(99.81=0.420.35,塔楼2：l/B_M=0.480,35)平面扭转不规则扭转位移比（层数）=1.34（31）I类不规则楼板局部不连续是（塔楼平面有效楼板宽度小于开洞处楼面宽度的50%,开洞面积超过该楼层面积的30乐局部位置开
6、洞后楼板最小净宽度小于5m）侧向刚度不规则.,r抗健力构件不连续II类不连续（墙不连续）楼层承载力突变税限情况总结1项（平面凹凸不规则，I类扭转不规则，楼板局部不连续，H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R级为IOOnhb.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条所指的熨杂结构”的规定：c塔楼楼层平面凹进侧尺寸大于总尺寸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
7、规定DBJ/T15-46-2005确定，当0e 多塔结构切分模型和整体模型分别计算的结构振动特性致，第、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向仃效脑量系数均大于90%,所取振里数满足要求： 按6高规第“4.6.3条,高度不大于15Om的高层建筑层间位移向限值4uh=IOo0,结构主体在地废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
8、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066,拟对所有框支柱全高采用井字复合箍，箍筋间距不大于IOOmm、肢距不大于200mm、直径不小于12mm,以满足6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杳细则补充规定表3.3.11中第4条“层间位移角小于相邻上层的1.3陪，11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%”，表明本工程的停向刚度是规则的： 转换层设置在4层，其上、下部结构等效侧向刚度
9、比Y均小于L3,其楼层的向刚度均不小于相邻上部楼层停向刚度的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3“抗健力结构的层间受翦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35.4.1条和5.4.4条，不需要号虑P-A效应的影响，并且满足高层建筑结构嫩体稳定的要求； 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表6.1.3整体计算结果（多遇地震）软件SATWEETABS*计算振型数1830第1,2平动周期及方向塔1：2.60(X)：塔2：2.57(Y)塔1：2.
10、45(X)：塔2：2.32(Y)塔1：2.43(Y)；塔2：2.47(X)塔1：2,41Y)；塔2：2.30(X)第一扭转周期塔1：2.03(T)：塔2：1.99(T)塔1：1.81(T)5塔2：l.72(T)第1扭转/第1平动周期塔1：0.78；塔2：0.77塔1：0.74：塔2：0.74地震下基底剪力（KN）X2098422504Y2166820591结构总质量（KN）154894154650单位面积重度（KN/m3计算21.721.7计算剪困比（地面以上，不足时已按规范要求放大）X1.67%1.79Y1.72%1.64%地震下倾海弯矩（kN*m）X11820001172865Y11792
11、401172397有效质量系数X94.30%99.04%Y95.33%98.76%50年一遇风荷我卜最大层间位移角（塔号、层号）X1/1418(塔2、14)Y1/1436(塔1、14)-地震作用下最大层间位移角（塔号、层号）（高规限值1/1000）X1/1327(塔1,14)1/1462(塔1、14)Y1/1318(塔1、16)1/1395(塔1、15)地熊作用下考虑偶然偏心最大扭转位移比（塔号、层号）（对应层间位移角）X1.34(塔1x31)(1/1452)-YL23(塔k9)(1/1746)-构件最大轴压比（SATWE）电梯筒60Omm剪力墙0.28-框支柱0.66-转换层上一层剪力墙0.
12、43-底部加强区上一层剪力墙0.48-地熊作用下本层层间位移角与上层层间位移角的L3倍或上3层层间位移角平均值的L2倍比值中最大值（层号）（广东超限审查细则第三条）X0.88(2)0.79(3)Y0.91(2)0.86(2)乂恻刚与上星70%或上3层平均值80%比X1.2054(3)L3468(2)合理。校及为力(皿)a) X向地震作用下最大楼层剪力曲线楼及算力(四)b) Y向地熊作用下最大楼层剪力曲线50000010000001500000楼层专柜(kN-m)SO(XX)O10000001500000接层号电(kN-m)c) X向地震作用下最大楼层弯矩曲线d) 丫向地废作用下最大楼层弯矩曲线
13、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弛性时程分析。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tianranl波和tianran2波，以及由安评提供的组人工模拟的场地波rengongl（图6.2.1）进行结构的弹性时程分析。a)Rengongl波c）Tianran2波图6.2.I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）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
14、反应谙法结果的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层以上仃转折，反映结构停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
15、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意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分析条件地震组合内力调整系数1.01.0作用分项系数1.0与小震弹性分析同材料分项系数1.0与小震弹性分析同抗震承载力调整系数1.0与小震用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H堂采用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
16、荷载，地震影响系数最大值。max按中度（2.8倍小真）取0.224。中震评性计算采用SATWE的附性设计功能，各项分析条件取同表6.3.2第三列，不同时考虑风荷我，O0.0002 0.04 0.0006 0 00080.001及同位各角及间位移角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) 丫向地飕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图6.3.1SATIE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）SAT
17、WEETABS重力荷载地震中震不屈服重力荷载地震中震不屈服轴力552117497270608215607642剪力14621033249574813662114弯矩5287548910776207253987470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，JR力荷载作用下转换层上一层的剪力搞底部ETABS计算的实际弯矩比SATWE计舁小一倍以上，转换层上一层的剪力墙能满足“中靛不屈服”的性能要求。同时，中熊弹性的计算结果表明，转换梁及枢支柱均随满足中盘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JK,但部分构件的配筋需要增大，主要是底
18、部加强区的典力墙,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,需验证地真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，转换层楼板在中震卜也需保持不屈服，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0.62Nmb.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
19、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2Nmfn2左右的拉应力，其余部位楼板应力均在IWm/左右，设计中已将该部位楼板加厚至150mm,并旦拟采用010100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出现了3N而左右的拉应力，设计中已将中间走廊部位楼板加厚至150Inm,并旦拟对该两层的楼板采用l21S400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左右的拉应力，地震
20、影响系数最大值max取0.224。计算判断结构构件在中真卜的屈服情况，并得出E终结论如表6.3.3.表6.3.3SATffE计算中震不屈服和中震弹性卜构件屈服情况首层4展（转换层）5J26星13层14VA，二不屈服均未屈服均未屈服个别梁端及剪力墙出现抗弯屈服，其余构件均未屈服个别梁端抗弯屈服，其余构件均未屈服个别梁端及连梁抗弯屈服,其余构件均未屈服个别梁端及连梁抗弯屈服，其余构件均未屈服熊性个别梁端屈服电梯筒内小堵肢屈股框架梁和连梁及个别剪力墙出现抗弯屈服个别框架梁、连梁及剪力墙出现抗弯屈服部分框架梁、连梁出现抗弯屈服部分框架梁、连梁出现抗弯屈服由表6.3.3可以看到，本结构在中震下的屈服主要
21、为连梁屈服及个别框架梁抗为屈服,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。转换以上一层（五层）有个别典力墙出现抗弯屈服（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软件中采用光单元来模拟转换梁，并对转换梁及其上一层的剪力墙进行精细的单元划分，验算转换以上一层的剪力墙在中震不屈服下
22、的实际受力情况.图6.3.1球色圈所示剪力墙的计算结果如表63.4。am转换层楼板厚度为180m,拟采用l4100的双层双向配筋.Y向拉应力（最大拉应力ZON/nrn：）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0.54Mtm：）r三1金!Y向拉应力（最大拉应力062NmlY向拉应力（最大拉应力3.0N/M）：）图6.4.4中震不屈服下5层（转换以上一层）楼板应力图Y向拉应力（最大拉应力2.0Nzl图6.4.3多遇地罐作用下标准层偶数展楼板应力图Y向拉应力（最大拉应力3.0Nm）图6.4.6中罐弹性下4出（转换层）楼板应力图X向拉应力（最大拉虎力3.0Nm）图6.4
23、.5中罐不屈服下6必（转换以上二层）楼板应力图周期IS7.1.1结构抗倒塌验和01X)20840.86O.OOSODl58001000IMJI力CQISOOOO图7.L2第28和54加载步结构层间位移角与楼层剪力曲线图7.1.3典型棉构件轴线编号7.静力弹塑性(PUSHOVER)分析静力弹塑性(Pushover)分析是将静力荷载(StaticForce)逐步加载至结构的最高性能点来生成横向荷栽与变形的关系(QacilySpectrum),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(DemandSpectrum)相比较,以评估该建筑物是否能够发挥所设定的目标性能(TargetPerfor
24、mance),所以PUShoVer分析是在一般的结构分析和初步设诗完了之后，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较的生成而发生变化，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(SecantStiffnessMatrix)：2)位移控制法(DisplacementControl)；3)考虑P-Delta效应和大变形(LargeDeformation)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较特性时，采用SATWE计克配筋结果并考虑实际配筋的适
25、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的结构抗倒塌验兑可见,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226,与福求点相对应的总加载步号为28。第28和54加栽步下结构的以间位移角和楼层剪力曲线如图7.L2所示，从图中可见第28加我步各层层同位移角均远小于1/120.结构基底剪力为82252kN(剪重比6.7V，满足鬲规罕遇地震下层间位移角限值的要求；第54
26、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12337IkN(剪重比10%),为性随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较分布情况(图7.1.3图7.1.8)可见，在第28加我步，仅有个别棉构件的局部梁端出现了塑性较，竖向构件及转换构件均未出现塑性较：第54加栽步，1轴的局部梁端和剪力墙端柱的柱端出现了塑性较.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真下的性能要求。结构的其余部位均为梁端及剪力墙连梁出现塑性较，转换层以上几层剪力墙亦出现了半塑性校，转换梁及框支柱在第54加我步仍未出现塑性较。从结构解力弹塑性推暖分析的结果可见,结构的屈股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，并且仍仃定的抗俄富余。图7.1.52轴构件塑性校图a)28加载步b)54加栽步计的安全性:4）对首层及标准层开大洞的楼板、转换层楼板采用ETAB
