高烈度区（8度0.3g）超高层结构设计与分析
框架节点核心区超限设计分析
框架节点核心区超限设计分析摘要：结构抗震设计中，“强柱弱梁、强剪弱弯、强节点弱构件”是框架部分抗震设计应遵循的重要原则。
在高烈度（8、9度）地区，抗震等级为一级和二级的框架节点核心区抗剪容易超限，故选择拟建8度区的框架结构为例进行分析。
根据《建筑抗震设计规范》中的计算公式，我们提出防止梁柱节点核心区超限的做法包括提高框架梁柱节点核心区抗剪承载力和减小剪力设计值。
然后结合常用的结构措施来具体分析和讨论解决节点核心区超限的方法，为结构抗剪超限设计提供参考。
关键词：框架结构，节点核心区抗剪，有效验算宽度，梁水平加腋1引言结构设计中，为了达到“小震不坏、中震可修、大震不倒”的三水准抗震设防要求，我们需要多方面对工程设计进行把控，其中“强柱弱梁、强剪弱弯、强节点弱构件”是框架部分抗震设计应遵循的重要原则。
基于该原则，《混凝土结构设计规范》GB50010-2010和《建筑抗震设计规范》GB50011-2010对框架柱、梁和节点核心区均提出了严格的计算要求和抗震措施。
规范提出，节点核心区是保证框架承载力和抗倒塌能力的关键部位。
我们采用盈建科软件对框架结构进行计算时，发现在高烈度（8、9度）地区，抗震等级为一级和二级的框架节点核心区抗剪容易超限，故选择拟建8度区的框架结构为例进行分析。
2建模计算某商业楼，三层框架，位于天津，8度区，三类场地，抗震等级为一级，采用盈建科2.0.1进行建模计算。
由于整体结构Y方向较弱，在地震工况作用下，Y方向的层间位移较大，故采用框架柱截面为800x900（900为沿Y方向），计算得出Y方向的框架柱抗剪超限，如图1所示。
图1 模型与计算数据查看构件信息，在Y向水平地震和竖向地震工况组合下，该柱的节点核心区,节点核心区抗剪超限。
3计算原理根据《建筑抗震设计规范 GB 50011-2010》[2016年修订版] 的附录D中规定：D.1.3 节点核心区组合的剪力设计值，应符合下列要求：公式的右侧表示梁柱节点核心区抗剪承载力，式中：——正交梁的约束影响系数；当楼板为现浇、梁柱中线重合、四侧各梁截面宽度不小于该侧柱截面宽度的1/2，且正交方向梁高渡不小于框架梁高度的3/4时，可采用1.5，9度的一级宜采用1.25；其他情况均采用1.0；——节点核心区的截面有效验算宽度；——节点核心区的截面高度，可采用验算方向的柱截面高度；——承载力抗震调整系数，可采用0.85。
95-严仕基、周因-某8度区超高层办公楼结构敏感性分析
某8度区超高层办公楼结构敏感性分析严仕基1，周因1（1广州瀚华建筑设计有限公司，广州510655）[摘要]本文通过对不同框架梁截面及设置加强层等因素对某8度区框架-核心筒结构体系超高层办公楼整体刚度的分析与比较，以确定所采用结构方案的工作实例进行总结，以供同类工程设计参考。
[关键词]框架-核心筒结构，敏感性分析，超高层办公楼1工程概况项目位于昆明市北京路，为集商业、餐饮、办公于一体的多功能建筑，设3层地下室，底板面标高为-14.9m；地面以上53层，下部设5层裙楼，裙楼层高为5.1m～6m，标准层层高为4.2m，总建筑面积126560.42m2；建筑总高度234.7m，属乙类超高层建筑。
采用钢筋混凝土框架-核心筒结构体系。
其建筑设计效果如图1所示，典型楼层的建筑平面见图1、图2。
根据规范[1,2]，本工程结构安全等级为一级，结构重要性系数为1.1；建筑结构抗震设防类别为乙类；地基基础设计等级为甲级；建筑高度为超B级；结构抗震设防烈度为8度；建筑场地类别为Ⅱ类，基本风压按规范[3]为0.30kN/m2。
图1 建筑效果图图2 典型标准层建筑平面2 结构布置与选型2.1结构体系本工程由于高宽比不大、核心筒尺寸足够大，经对比普通钢筋混凝土结构、混合结构、钢结构等类型，最终采用技术成熟的钢筋混凝土框架-核心筒结构体系。
结构受力体系由外框架+核心筒组成。
为配合建筑平面功能及立面造型的需要，沿建筑外围共布置了16根框架圆柱，其中第23层及以下为型钢混凝土柱，23层以上为钢筋混凝土柱，框架柱直径由底部的1600mm渐变至顶部的1400mm；中部的钢筋混凝土核心筒沿建筑全高连续贯通布置，核心筒周边剪力墙厚度由底部的1300mm(X向)、1200mm(Y向)渐变至顶部的500mm(X向)、400mm(Y向)。
外框柱与核心筒共同构成两道抗震防线，提供结构必要的重力荷载承载能力和抗侧刚度，详见图3。
水平荷载产生的剪力和倾覆弯矩由外框架和核心筒二道防线共同承受，其中核心筒承担了大部分剪力和弯矩。
某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析
第51卷第8期2021年4月下建㊀筑㊀结㊀构Building StructureVol.51No.8Apr.2021DOI :10.19701/j.jzjg.2021.08.002∗中国建筑股份有限公司科技研发课题(CSCEC-2015-Z-41)㊂作者简介:辛力,博士,教授级高级工程师,一级注册结构工程师,Email:xinli1129@㊂某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析∗辛㊀力,㊀杨㊀琦,㊀王红群,㊀荆㊀罡,㊀邹胜利(中国建筑西北设计研究院有限公司,西安710018)[摘要]㊀介绍了高烈度区某11层框架-剪力墙结构基础隔震设计的全过程㊂对隔震支座选型㊁上部结构水平向减震系数取值㊁扭转位移比控制㊁隔震层温度变形验算等进行了详细介绍,着重讨论了高烈度区高层结构水平向减震系数偏大㊁隔震层扭转位移比过大等难点问题的处理方法㊂通过对隔震结构模型与非隔震结构模型侧移模式进行对比分析,探讨了现行隔震结构降度设计方法存在地震作用分布不合理,导致(极)大震作用下结构底部存在薄弱层隐患的问题㊂通过PERFORM 3D 软件对隔震结构进行了大震性能评估,证明结构基本满足大震可修的性能目标㊂[关键词]㊀高烈度区;框架-剪力墙结构;基础隔震;扭转位移比;侧移模式;薄弱层中图分类号:TU352.12文献标识码:A文章编号:1002-848X (2021)08-0008-06[引用本文]㊀辛力,杨琦,王红群,等.某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析[J].建筑结构,2021,51(8):8-13,42.XIN Li,YANG Qi,WANG Hongqun,et al.Base isolation design and analysis of high-rise frame-shear wallstructure in a high intensity area[J].Building Structure,2021,51(8):8-13,42.Base isolation design and analysis of high-rise frame-shear wall structure in a high intensity areaXIN Li,YANG Qi,WANG Hongqun,JING Gang,ZOU Shengli(China Northwest Building Design &Research Institute Co.,Ltd.,Xi an 710018,China)Abstract :The whole process that base isolation analysis of an eleven-layer frame-shear wall structure in a high intensity area was introduced.The selection of isolation bearing,the value of the horizontal seismic reduction factor of the superstructure,the control of torsion displacement ratio,and the calculation of the temperature deformation of the isolation layer were introduced in detail.The treatment such as the large horizontal seismic reduction factor and torsion displacement ratio of the isolation layer of high-rise structures in high intensity areas was emphasized.Through the comparative analysis of the lateral displacement model between the isolated structure model and the non-isolated structure model,it is discussedthat the current seismic isolation structure reduction design method is unreasonable in the distribution of earthquake action,which leads to the hidden danger of weak layer at the bottom of the structure under the action of (very)rare earthquakes.The elasto-plastic time history analysis verifies the structure will be "life-safety"under rare earthquake.PERFORM 3D software was used to evaluate the seismic performance of the isolated structure,which proves that the structure basically meets the performance target of repairable for large earthquakes.Keywords :high intensity area;frame-shear wall structure;base isolation;torsion displacement ratio;lateraldisplacement model;weak layer1㊀工程概况项目位于甘肃省天水市麦积区,建筑面积约5万m 2,建筑高度47.25m,地下1层,层高3.85m;地上11层(不含隔震层),其中1层层高4.8m,2~11层层高4.2m㊂结构采用钢筋混凝土框架-剪力墙结构体系,在地下室顶板以上设隔震层,隔震层层高2.1m㊂考虑到结构平面布置不规则,地上部分采用防震缝将结构分隔为三个独立的隔震单体:主楼㊁东副楼㊁西副楼,其中主楼长103.0m,宽27.0m;东副楼长32.6m,宽20.6m;西副楼长32.6m,宽16.7m,防震缝净宽800mm,建筑效果图见图1㊂该建筑属于标准设防类,抗震设防烈度8度(0.30g ),场地类别Ⅱ类,设计地震分组第二组(T g =0.40s)㊂2㊀隔震结构设计抗震性能目标隔震结构主要抗震性能目标如下:1)上部结构按本地区抗震设防烈度降低一度(7度,0.15g )进行设计;2)大震作用下,上部结构层间位移角小于1/200;3)大震作用下,结构构件满足FEMA356[1]第6章人身安全性能水平的设防目标要求㊂第51卷第8期辛㊀力,等.某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析图1㊀建筑效果图图2㊀隔震支座初始方案布置图3㊀计算参数及隔震支座选型布置3.1计算模型上部结构设计采用YJK软件,隔震分析采用ETABS软件,使用ETABS中的连接单元 Rubber isolator+gap 模拟橡胶隔震支座㊂ETABS计算模型由YJK-ETABS软件转换得到,并保证两个软件计算所得结构质量㊁周期㊁层间剪力误差均在5%以内,然后在柱底施加隔震支座和边界条件㊂3.2隔震支座布置本工程隔震支座布置原则[2]:1)满足‘建筑抗震设计规范“(GB50011 2010)(2016年版)[3](简称抗规)第12.2.3条规定,丙类建筑重力荷载代表值作用下隔震橡胶支座的压应力不宜超过15MPa;2)控制结构扭转效应,上部结构质心与隔震层刚心偏心率不大于3%;3)变形指标满足规范设计要求,大震时隔震支座位移不超过支座有效直径的0.55倍和支座内部橡胶总厚度的3.0倍二者的较小值;4)最大限度发挥隔震效果,水平向减震系数不大于0.40㊂由于结构高度较高,自重大,为有效控制结构在大震下的位移,支座尽量选择LRB型铅芯橡胶支座,少量LNR型橡胶支座仅用于调节扭转不规则㊂根据以上原则,采用一柱一支座的布置方法,共使用98个隔震支座,其中LRB700支座8个,LRB800支座18个,LRB900支座27个,LRB1000支座13个, LRB1100支座15个,LRB1200支座11个,LNR700支座4个,LNR900支座2个,支座布置见图2㊂3.3隔震支座性能参数隔震支座相关力学性能参数(除屈服前刚度外均为实测值平均值)见表1㊂对比时程分析法与振型分解反应谱法分析选取地震波时,采用弹性计算方法,此时隔震支座选取水平剪切应变为100%时对应的等效刚度,隔震层等效阻尼比采用抗规第12.2.4条中方法进行计算,然后将其按照刚度比例分配给每一个铅芯橡胶支座㊂中震水平向减震系数计算以及大震作用分析时,隔震支座水平恢复力模型假定为二折线型,其中屈服后刚度与屈服前刚度之比取0.1[4]㊂另外,隔震支座的竖向抗拉刚度取竖向抗压刚度的0.1倍[5]㊂隔震支座力学性能参数表1支座型号竖向性能等效水平特性(100%剪应变)竖向抗压刚度/(kN/mm)面压15MPa竖向承载力/kN等效水平刚度/(kN/mm)等效阻尼比/%屈服前刚度/(kN/mm)屈服力/kN屈服后刚度/(kN/mm)LRB70035225772 2.40422.115.28122.7 1.528 LRB80043807539 2.74822.117.46160.3 1.746 LRB90047409542 3.09122.119.64202.9 1.964 LRB1000565911780 3.46922.122.04250.4 2.204 LRB1100645914255 4.09422.126.02303.0 2.602 LRB1200806816964 4.87322.130.96360.6 3.096 LNR70031505772 1.488 5.0 LNR90042799542 1.913 5.0 3.4隔震前后结构基本特性根据以上隔震支座性能参数及布置方案,计算得到的各塔楼隔震层扭转偏心率见表2㊂由表2可以看出,各塔楼隔震层扭转偏心率满足不大于3%的要求㊂结构隔震层扭转偏心率表2塔楼X向扭转偏心率/%Y向扭转偏心率/%主楼0.140.80东副楼0.620.47西副楼(调整前0.78)0.140.08各塔楼非隔震模型和隔震模型前三阶自振周期对比以及隔震后结构各振型的阻尼比见表3㊂由表3可知,隔震后结构周期明显延长,阻尼比变大;结9建㊀筑㊀结㊀构2021年㊀㊀㊀㊀隔震与非隔震结构前三阶周期㊁阻尼比对比表3塔楼振型特性周期/s非隔震隔震隔震结构模态阻尼比隔震结构水平两方向基本周期差值与较小值比值/%主楼1X向平动 1.232 3.44(3.51)0.2112Y向平动 1.153 3.40(3.45)0.2143扭转 1.125 3.35(3.37)0.2181.18(1.74)东副楼1Y向平动 1.223 3.050.2002X向平动 1.162 3.020.2033扭转0.945 2.810.2240.99西副楼1X向平动 1.25 3.710.1652Y向平动 1.13 3.630.1533扭转0.94 3.290.2162.20㊀㊀注:括号内为主楼隔震层中间区域的部分LRB支座替换为同直径的LNR支座后的数值,表4同㊂构X,Y向的基本自振周期差值小于较小值的30%,满足‘叠层橡胶支座隔震技术规程“(CECS126ʒ2001)[6](简称橡胶支座规程)第4.1.3条的相关规定㊂3.5地震波选取采用时程分析法时,抗规第5.1.2条以及‘高层建筑混凝土结构技术规程“(JGJ3 2010)[7](简称高规)第4.3.5条对地震波的选取做了详细规定㊂本工程拟选取7条地震波分别对三个塔楼进行分析,要求地震波频谱特性㊁有效持续时间㊁计算所得地震作用效应均满足规范相关要求,地震波拟合的平均地震影响系数曲线应与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线相比,在对应于非隔震结构和隔震结构主要振型的周期点上相差均不大于20%㊂经过一系列试算调整,选取El Centro波㊁NRG_00波㊁SFY_360波㊁PEL90波㊁SAN_NS波和人工波1㊁人工波2作为本工程时程分析的地震波㊂时程反应谱曲线和规范反应谱曲线比较见图3㊂由图3可以看出,设防烈度时(地震加速度时程最大值0.30g),各条地震波拟合的地震影响系数曲线与抗规反应谱法的地震影响系数曲线在各塔楼非隔震㊁隔震模型第一振型周期点上的相差值均小于20%㊂4㊀隔震分析计算结果4.1水平向减震系数取值8度(0.3g)设防输入地震波,中震㊁大震时,加速度峰值分别调整为300gal和510gal,时程分析地震波均按X,Y向双向输入,双向输入时X,Y向加速度峰值按1ʒ0.85调整㊂抗规第12.2.5条规定,对于高层建筑,结构水平向减震系数β取隔震结构与非隔震结构各层层间剪力最大比值与倾覆力矩最大比值的较大值㊂隔震与非隔震结构最大层间剪力图3㊀地震波反应谱曲线比较比㊁倾覆力矩比取7条地震波时程分析结果的平均值,结果见表4㊂隔震与非隔震结构最大剪力比㊁倾覆力矩比表4塔楼X向Y向最大层间剪力比最大倾覆力矩比最大层间剪力比最大倾覆力矩比主楼0.37(0.35)0.41(0.39)0.370.39东副楼0.350.330.360.34西副楼0.380.380.360.35㊀㊀注:括号中数值为主楼支座调整后的计算结果㊂由表4可知,主楼㊁东副楼㊁西副楼的水平向减震系数β分别为0.41,0.36,0.38㊂根据抗规第12.2.5条规定,隔震后的水平地震影响系数最大值αmax1为:αmax1=βαmax/ψ(1)式中:β为减震系数;αmax为非隔震结构的水平地震影响系数最大值;ψ为调整系数㊂本工程支座剪切性能偏差为S-B类,对应调整系数ψ取0.80,则主楼㊁东副楼㊁西副楼水平地震影响系数最大值分别为0.123,0.108,0.114㊂可见,主楼水平地震影响系数最大值略大于0.12,不满足上部结构降低一度设计的设防目标㊂为达到主楼上部结构降低一度的设防目标,对增大结构阻尼比㊁延长自振周期与主楼水平向减震系数的关系进行了敏感性分析㊂以‘建筑隔震设计标准(征求意见稿)“反应谱为计算依据,计算出主楼上部结构水平向减震系数与其自振周期㊁阻尼比的关系,见图4㊂图4㊀主楼结构水平向减震系数与自振周期㊁阻尼比关系01第51卷第8期辛㊀力,等.某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析由图4可知,当结构阻尼比大于0.15时,进一步提升结构阻尼比对降低结构水平向减震系数的影响有限;而当结构自振周期处于3s左右时,延长结构自振周期仍能有效地降低结构水平向减震系数㊂鉴于主楼全部选用的是LRB型支座,其100%剪应变对应等效刚度大于同直径的LNR型支座,因此,计划将隔震层中间区域(图5)的部分LRB支座替换为同直径的LNR支座㊂替换后,主楼隔震后的自振周期和阻尼比见表3中括号内数值,计算得到主楼隔震与非隔震结构最大剪力比㊁倾覆力矩比见表4中括号内数值,则主楼的水平向减震系数可按0.39取值㊂图5㊀隔震支座调整后方案布置图根据橡胶支座规程第4.1.7条规定,并考虑到剪重比㊁竖向地震可能起控制作用等因素,本工程三个塔楼水平地震影响系数最大值αmax1取0.12,本工程三个塔楼均可按隔震结构比非隔震结构降低一度设计㊂4.2大震隔震支座位移和轴力橡胶支座规程第4.3.5条规定,各隔震支座在大震作用下的最大水平位移不应大于0.55倍支座直径和3倍支座厚度的较小值㊂因此,将地震波加速度峰值按比例放大,取为510gal,在ETABS软件中采用FNA法进行隔震结构大震弹塑性时程分析,结构隔震支座剪力和位移取7组地震波的平均值㊂大震作用下,主楼㊁东副楼㊁西副楼隔震层最大位移分别为417,358,401mm,因主楼㊁东副楼㊁西副楼隔震支座最小直径分别为800,700,700mm,可知西副楼隔震层最大位移已超出隔震支座极限位移允许值385mm(700ˑ55%=385mm)㊂西副楼结构平面X向两跨的跨度差异大(分别为11.7,4.2m),且剪力墙主要布置在西侧,框架柱底在重力荷载代表值的竖向压力下差异较大,使得隔震支座布置严重不对称,扭转效应对边支座位移影响较大㊂虽然隔震层偏心率控制在0.8%以内,但时程分析结果显示,大震下隔震层X 向位移比达到1.24,导致边支座极限位移超限㊂究其原因,计算隔震层偏心率时,隔震支座采取100%剪应变对应的等效刚度,而实际上,由于不同隔震支座的刚度退化机制不同(图6),大震时铅芯橡胶支座刚度退化明显,此时隔震层的扭转偏心率远大于中震㊂图6㊀橡胶支座水平力-位移关系曲线对西副楼大震作用下隔震层扭转偏心率进行计算,铅芯橡胶支座等效刚度K eff按照图6(a)中F u/D u 计算,其中D u取大震时隔震层的平均位移,计算得到西副楼X,Y向隔震层的扭转偏心率,见表5㊂由表5可知,大震时X向扭转偏心率远大于中震时,达到3.64%㊂为降低隔震层大震时的扭转效应,将西副楼东侧南北两端各两个LNR支座改为LRB支座,同时适当增大西侧LRB支座直径(图5),在尽量不增大支座直径㊁增加结构造价的前提下,使中震时隔震层偏心率进一步降低,也使得东西两侧支座刚度退化机制尽量一致㊂经过大震时程分析计算,此时隔震层X向扭转位移比降低为1.15,隔震层扭转偏心率降低为2.12%㊂在隔震层平均位移变化不大的情况下,将隔震支座最大位移降低为369mm,满足大震下隔震支座极限位移的变形需求㊂考虑到本项目结构高度高,自重大,隔震支座压力大㊁变形大,将东㊁西副楼角部的三个LRB700支座换为LRB800支座(图5),通过调整隔震支座第二形状系数的方式,保证二者水平剪切刚度一致㊂即:GA700T R700=GA800T R800(2)式中:G为橡胶剪切模量;A700,A800分别为LRB700, LRB800支座截面面积;T R700,T R800分别为LRB700, LRB800支座橡胶层厚度㊂11建㊀筑㊀结㊀构2021年支座调整前、后西副楼隔震层扭转偏心率表5地震风险水平调整前X向扭转偏心率/%调整后X向扭转偏心率/%Y向扭转偏心率/%设防地震0.780.140.08罕遇地震 3.64 2.120.54抗规第12.2.4条规定:隔震橡胶支座在水平向和竖向大震同时作用下,拉应力不应大于1.00MPa㊂本工程主楼㊁东副楼㊁西副楼隔震支座最小轴向应力分别为-4.65,-4.75,-2.48MPa,均未出现拉应力,满足大震下支座轴力的要求㊂5㊀超长结构温度荷载分析本工程主楼结构长103.0m,远超‘混凝土结构设计规范“(GB50010 2010)(2015年版)[8]第8.1.1条规定的结构伸缩缝设置间距,属于超长结构㊂因沿纵横向各设置两条伸缩后浇带,可近似不考虑混凝土收缩变形对隔震支座变形和应力的影响㊂取当地月平均气温最不利温差值ʃ30.5ħ作为温度荷载,对上部结构楼盖进行了温度应力分析㊂由于隔震支座水平刚度较小,得到的隔震层楼板最大拉应力为0.23MPa,小于混凝土抗拉强度设计值,因此,楼板配筋时可不考虑温度应力的影响,采取双层双向通长布置钢筋进行构造加强㊂另外,温度荷载作用下,隔震(边)支座产生的最大水平位移为15mm,将其与地震作用下的隔震支座位移进行组合,以考虑温度作用对隔震支座及其下部结构产生的不利影响㊂6㊀隔震结构与非隔震结构层剪力分布比较抗规中隔震结构设计采用分离式计算方法,将其分为上部结构㊁隔震层㊁下部结构和基础分别进行设计㊂上部结构设计仍采用传统反应谱法,考虑到隔震支座的抗弯刚度㊁抗扭刚度相对混凝土柱非常小,为使模型结构与真实结构的受力状态更为一致,上部结构非隔震结构模型的底层柱下端按铰接考虑[9],由此产生的不利偏差,本工程在相关构件设计过程中给予复核验算㊂分析结果表明,隔震结构模型与非隔震结构模型的侧移模式差异较大,导致两种计算模型侧向荷载分布模式㊁层剪力等差异较大,容易引起结构设计偏于保守或偏于不安全㊂以主楼为例,上部结构隔震结构模型中,隔震支座采用100%剪应变对应等效刚度和等效阻尼进行模拟,分别采用底部隔震模型和底部铰接模型对上部结构进行小震下的振型分解反应谱法分析,以7度(0.15g)底部铰接模型计算结果为依据,使得二者底部剪力相等,计算得到两种模型的楼层剪力分布见图7㊂由图7可知,在相同基底剪力情况下,底部铰接模型的上部楼层剪力均大于底部隔震模型(真实模型),即上部楼层设计均偏于保守,不经济㊂考虑到框架-剪力墙结构二道防线以及与抗震措施相关的内力调整等因素,底部铰接模型和底部隔震模型的框架柱承载力设计值基本相等,但由于剪力墙内力基本不调整,两种模型的剪力墙承载力设计值存在较大偏差㊂两种模型剪力墙楼层剪力分布见图8㊂由图8可知,底部铰接模型计算所得的不同楼层剪力墙剪力在上部楼层普遍大于底部隔震模型,且随着楼层数增加,二者的差值逐渐增大,其中X向剪力最大相差3946kN(7层),Y向剪力最大相差4470kN(6层)㊂分别对底部铰接模型和底部隔震模型采用YJK 软件进行配筋设计,计算所得隔震层以上剪力墙含钢量分别为333t和297t,可见,底部铰接模型由于上部楼层剪力墙剪力值偏大,其含钢量大于底部隔震模型,造价较高㊂7㊀大震弹塑性时程分析及性能评估为准确分析隔震结构在大震时各构件的损伤耗能情况,采用PERFORM3D软件对结构进行大震性能评估㊂以地震剪力最大的天然波(NRG-00波)双向输入结果为依据,其中梁㊁柱采用集中塑性铰模型,剪力墙采用纤维模型,天然橡胶支座采用弹性连接单元模拟,铅芯橡胶支座采用无刚度退化的标准二折线恢复力模型㊂结构构件塑性转角指标参考FEMA356,见表6㊂大震弹塑性时程分析得到隔震层以上结构各层层间位移角分布,如图9所示㊂由图9可知,结构大震时层间位移角最大值为1/327,满足预设性能目标要求㊂结构构件塑性转角指标表6结构构件IO LS CP剪力墙0.0030.0060.009框架柱0.0030.0120.015框架梁0.010.020.025大震下结构隔震层质心位移时程轨迹见图10㊂由图10可知,大震下结构隔震层质心最大位移为493mm㊂结构整体能量耗散占比㊁构件塑性耗能占比见图11㊂由图11可知,整体能量耗散中,结构构件塑性耗能约占45%,而隔震支座耗能占构件塑性耗能的90%左右,其余10%为梁㊁柱的塑性耗能,且其中绝大多数为梁塑性耗能㊂这表明,大震时隔震支座有效发挥了隔震效果,消耗了绝大部分地震能量,保21第51卷第8期辛㊀力,等.某高烈度区高层框架-剪力墙结构基础隔震设计与分析㊀㊀㊀㊀图7㊀底部隔震与铰接模型楼层剪力分布图8㊀底部隔震与铰接模型剪力墙楼层剪力分布图9㊀结构大震层间位移角图10㊀隔震层质心位移时程轨迹图11㊀X 向大震下结构能量耗散占比护了主体结构安全,主体结构损伤主要集中在框架梁和连梁构件,符合 强柱弱梁 的设计理念㊂大震下,结构在人身安全性能水平(LS)的塑性转角利用率如图12所示㊂由图12可知,除隔震层个别框架梁塑性转角大于LS 性能水平限值外,其他结构构件满足LS 性能水平塑性转角要求,基本能够做到 大震可修㊂图12㊀结构构件LS 性能水平塑性转角利用率㊀大震弹塑性分析结果也表明,结构剪力墙部位的损伤主要集中在底部楼层,因此,基础隔震结构采用底部铰接近似模型进行设计时,上部楼层配筋结果可能偏大,这对于提高结构抗震性能水平的作用不明显,反而可能导致底部集中破坏㊂8 结论(1)基础隔震结构的隔震效果,与结构隔震前后自振周期㊁阻尼比关系较大,二者对结构水平向减震系数的影响呈非线性关系,隔震结构设计时,应根据实际需要调整二者的关系,做到隔震效果㊁位移控制等最优㊂(2)隔震支座布置不均匀㊁不对称时,应考虑不同隔震支座因刚度退化机制不同而引起大震时隔震层扭转效应放大的问题,此时应控制隔震层大震时对应的扭转偏心率,减小结构扭转效应㊂(3)个别标准化支座产品性能指标难以满足设计要求时,可通过调整隔震支座第一形状系数㊁第二形状系数方法,调整隔震支座竖向和水平向刚度,达到预期的设计效果㊂(4)隔震结构采用现行抗规分离式计算方法时,上部结构底层柱下端一般按铰接处理㊂因铰接模型与实际隔震模型侧向荷载分布模式存在较大差异,使得结构上部楼层配筋结果往往偏大,易导致(极)大震下在结构底部楼层产生集中破坏,设计时应该予以重视㊂(下转第42页)31建㊀筑㊀结㊀构2021年于0.01,绝大部分进入塑性的钢管柱塑性发展程度较轻㊂以上结果说明钢管混凝土柱还具有较高的剩余承载力,结构满足 大震不倒 的抗震设防目标㊂图14L845-8XY 工况下钢管柱中混凝土应变图15L845-8XY 工况下钢管四角积分点等效塑性应变PEEQ5 结论某8度区超高层钢结构采用了863根普通钢支撑,并在结构底部加强区和伸臂桁架腹杆处设置了104根BRB,对结构抗震性能进行了分析,研究结果表明:(1)伸臂桁架是本工程中的重要抗侧力构件,普通伸臂桁架由于斜腹杆受压屈曲导致耗能能力不足,将伸臂斜腹杆替换成BRB,可取得较好的消能减震效果㊂(2)普通钢支撑为第一道抗震防线中的主要抗侧力构件之一,应考虑其拉压不对称滞回特性,采用施加初始几何缺陷的方法对普通钢支撑拉压不对称进行了模拟,结果表明初始几何缺陷对支撑初始轴力有较大影响,但对支撑整体的滞回曲线影响不大,普通钢支撑的长细比越大,初始几何缺陷导致受压承载力下降越显著㊂(3)对整体结构进行了动力弹塑性时程分析,结果表明结构满足 大震不倒 的设防目标㊂参考文献[1]郭彦林,童精中,周鹏.防屈曲支撑的型式㊁设计理论与应用研究进展[J].工程力学,2016,33(9):1-14.[2]蒋庆,朱亚宁,杨青顺,等.采用普通伸臂桁架和BRB 伸臂桁架的高层建筑耗能机制对比[J].建筑结构,2018,48(21):9-13.[3]袁林华,伍炼红,朱忠义,等.乌鲁木齐宝能城1-02#楼超高层钢结构设计[J].建筑结构,2015,45(18):19-24.[4]周忠发,朱忠义,伍炼红,等.乌鲁木齐宝能城超高层钢结构动力弹塑性分析[J].建筑结构,2016,46(17):78-83,98.[5]杨青顺,甄伟,解琳琳,等.耗能伸臂桁架抗震性能的试验研究[J].工程力学,2016,33(10):76-85.[6]武莲霞,余志伟,孙飞飞.屈曲约束支撑在带伸臂高层建筑中的应用[J].建筑结构,2011,41(S1):120-124.[7]LIN P C,TAKEUCHI T,MATSUI R.Optimal design ofmultiple damped-outrigger system incorporating buckling-restrained braces[J].Engineering Structures,2019,194:441-457.[8]刘庆志,赵作周,陆新征,等.钢支撑滞回曲线的模拟方法[J].建筑结构,2011,41(8):63-67,39.[9]钢结构工程施工质量验收标准:GB 50205 2020[S].北京:中国计划出版社,2020.[10]高层民用建筑钢结构技术规程:JGJ 99 2015[S].北京:中国建筑工业出版社,2016.(上接第13页)参考文献[1]Prestandard and commentary for the seismic rehabilitationof buildings:FEMA356[S].Washington,D.C.:Federal Emergency Management Agency,2000.[2]卜龙瑰,苗启松,朱忠义,等.隔震结构设计方法探讨[J].建筑结构,2013,43(17):109-112.[3]建筑抗震设计规范:GB 50011 2010[S].2016年版.北京:中国建筑工业出版社,2016.[4]金建敏,谭平,黄襄云,等.铅芯橡胶支座微分型恢复力模型屈服前刚度的研究[J].广州大学学报(自然科学版),2008,7(1):87-90.[5]日本建筑学会.隔震结构设计[M].北京:地震出版社,2006.[6]叠层橡胶支座隔震技术规程:CECS 126ʒ2001[S].北京:中国工程建设标准化协会,2001.[7]高层建筑混凝土结构技术规程:JGJ 3 2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2011.[8]混凝土结构设计规范:GB 50010 2010[S].2015年版.北京:中国建筑工业出版社,2015.[9]丁洁民,吴宏磊.减隔震建筑结构设计指南与工程应用[M].北京:中国建筑工业出版社,2018:57-59.24。
海南8度区某学院高层建筑隔震设计
第50卷增刊建筑结构Vol.50 S2海南8度区某学院高层建筑隔震设计伍华东1,2，罗吉良1，卢振雄1,2，张春龙1,2，胡白杨1（1 万力轮胎股份有限公司，广州510450；2 广州钻石车胎有限公司，广州510450）[摘要] 海南8度(0.3g)区某学院高层建筑为钢筋混凝土框架-剪力墙结构，建筑高度58m，采用了隔震设计，在隔震层设置了铅芯橡胶支座及天然胶隔震支座。
采用了时程分析法对该建筑进行了隔震分析。
研究结果表明，进行隔震设计后的结构，可显著降低上部结构的地震作用。
罕遇地震下，隔震层的竖向应力、水平位移及支座位移均满足相关规范的要求。
[关键词] 隔震支座；基础隔震；时程分析中图分类号：TU352.1 文献标识码：A 文章编号：1002-848X(2020)S2-0343-05Seismic isolation design for a college high-rise building in the Hainan 8 degree areaWU Huadong1,2, LUO Jiliang1, LU Zhenxiong1,2, ZHANG Chunlong1,2, HU Baiyang1(1 Wanli Tire Corporation Limited, Guangzhou 510450, China;2 Guangzhou Diamond Tire Co., Ltd., Guangzhou 510450, China)Abstract:The high-rise building of a college in 8 degrees south (0.3g) is a reinforced concrete frame and shear wall structure, with a building height of 58m, which adopts a seismic isolation design. The seismic isolation analysis of the building was carried out using the time course analysis method. The results show that the isolation design can significantly reduce the seismic effect of the superstructure. Under rare earthquakes, the vertical stresses, horizontal displacements and bearing displacements of the isolation layer meet the requirements of relevant codes.Keywords: isolated bearing; base isolation; time-history analysis0前言隔震结构通过建筑基础结构与上部结构之间设置隔震层，使上部结构与地震动的水平成分绝缘。
8度区七层砌体结构住宅的抗震设计
8度区七层砌体结构住宅的抗震设计摘要：某8度区采用20孔承重多孔砖设计一栋七层超限住宅，现初步总结主要设计理念、要点、在设计中遇到的问题及解决措施，供同行在类似设计中借鉴。
关键词：砌体结构构造柱圈梁抗震构造要求砌体结构房屋具备易取材、好施工、低造价、平面布置灵活等优点，因此建造多层住宅仍广泛地采用此种结构。
但《建筑抗震设计规范》（GB50011-2001）（以下简称《抗震规范））因为砌体结构是一种脆性结构，抗震性能较差，对设置构造柱、圈梁的多层砖房的总高度层数有严格限制，8度抗震设防区房屋的总高度为18m，层数为六层。
应城市化建设的需要，为优化利用有限的土地资源，8度区住宅已建到七层，甚至更高。
如何经济、合理地解决地震区砌体房屋超高超层的问题，对8度区砌体结构房屋超高超层问题的分析和探索，找出切实可行、有效合理的结构措施，具有切实意义。
本文除采用规范规定的一般构造措施，通过墙体集中配筋、增加边界约束等特别加强措施，在8度区建造7层砌体房屋，完善砌体结构设计方法的科学合理性。
1.工程概况本工程抗震设防烈度为8度，总层数为7层，比现行《抗震规范》规定超出一层。
场地类别为II类，层高2.9m，窗高1.5m，阳台门高为2.4m，其余门高2.lm，室内外高差为0.45m，平面形状较为简单规则，竖向布置整齐，上下贯通。
基础设计等级为丙级，采用墙下条型承台及载体桩，纵横墙承重方式，各层砌体及砂浆强度等级见表1，楼屋面及楼梯均现浇，混凝土强度等级为C25。
标准层平面见图1。
表1 各层材料及强度等级2.设计思路砌体是一种脆性材料，和延性较好的钢结构及钢筋混凝土结构不同，砌体的变形能力小，在地震荷载下，极易发生严重的开裂，而持续的地面运动会使开裂的墙体产生平面错动甚至散落，大幅度地降低结构承载力，导致结构倒塌。
对于砌体结构来说，抗震设防的目标是防止地震时房屋突然倒塌。
试验及震害经验表明，要达到大震时墙体开裂而不坍塌，只要采取适当措施使开裂后的墙体仍然具有一定的继续承载和变形的能力，墙体就不会倒塌。
某8度区超高层建筑结构方案设计
的型钢混凝土杆件，转换桁架的上弦和下弦框架梁均采用８００×ｌ２００的型钢混凝土构件。
由于偏心受拉构件在拉力作用下将开裂，导致其自身刚度有较大幅度的衰减，从而局部内力将产生重分布而导致计算结果失真，可以考虑在上、下弦杆中布置直线预应力筋，所建立的有效预应力平衡掉恒载＋Ｏ．５活载所产生的轴力。
因此，在正常使用状态下，上下弦杆不受拉力，这样既保证了分析结果的准确性，同时也确保了弦杆在该状态下处于无裂缝工作状态。
另外，将转换层上下二层楼板适当加厚。
深化设计时将对该区域楼板进行有限元应力分析，若有必要，可考虑在此区域施加预应力，以保证楼板正常使用的工作性能。
４结论１）在框架．核心筒结构中，增设由水平伸臂桁架和腰桁架构成的加强层能一定幅度地增加结构抗侧刚度，从而满足《高规》中水平位移的限值。
但加强层就像一把双刃剑，在提高抗侧刚度的同时，导致加强层上下楼层处刚度、内力突变，从而形成薄弱层以及强弯弱剪的脆性破坏模式。
在高烈度区采用此种结构形式，尤其需要谨慎。
２）筒中筒结构体系具有更强的抗侧刚度，外框筒承担了超过一半的底部倾覆弯矩；且其Ｔ，／Ｔ．接近０．５，表２４０明其具有非常强大的抗扭刚度及空间协调Ｔ作性能。
对于结构高宽比，核心筒高宽比均较大的高烈度区建筑而言，筒中筒结构方案是一种非常合理的选择。
３）本文通过提出的四条基本判定原则，经过综合比较，最终确定了本ｔ程采用筒中筒的结构方案。
４）在筒中筒方案的基础上，通过增设部分墙体，将大框筒分割为多个小筒体，多筒结构能有效减小结构的剪力滞后效应，对加强结构刚度极为有效，使得结构的可建高度得到较大程度的提高。
５）在筒中筒结构中，为了增大落地柱的间距，采用斜撑桁架转换方式使得柱距得以倍增是个很好的处理办法。
斜撑转换结构传力明确可靠，且转换部位自身刚度、质量突变导致的内力突变程度比较轻微，远不如一般的梁式转换或桁架转换。
转换层上、下弦杆均为偏心受拉构件，有别于常规概念中的上弦受压下弦受拉，这在设计中需要重点注意，深入分析的。
高烈度区小墙肢剪力墙多层住宅结构设计
浅谈高烈度区小墙肢剪力墙多层住宅结构设计摘要：随着社会主义经济的发展，住宅建筑结构设计要求也随之高起来了。
在住宅建筑中，越来越多地抗震设防烈度区都是通过钢筋混凝土小墙肢剪力端来作为设计的结构。
本文通过实例对小墙肢剪力墙多层结构的设计进行分析,并对小墙肢和连粱结构的设计作进一步地分析和探讨。
关键字：高烈度区，多层住宅，小墙肢随着社会经济的发展，人民生活水平的提高，使人们对住宅的要求越来越高。
人们对房屋的使用功能、房间组合、采光以及立面造型等提出了很高的要求，而一些传统的砖混结构根本满足不了人们对住宅的要求。
目前，都是在高烈度区，进行小墙肢剪力墙多层住宅结构的设计。
以下对小墙肢和连粱结构的设计作进一步地分析和探讨。
一、小墙肢剪力墙住宅的发展本文以大理市为例，对小墙肢剪力墙住宅的发展进行分析。
《建筑抗震设计规范》明确规定砌体结构房屋总高度和层数。
而对于9度区，总层数不能超过4层，多层粘土砖房总高度不超过12m。
而大理市原来以9度来作为抗震设防烈度，现在根据新的抗震规范，以8度来作为抗震设防烈度，其设计地震分组为第一组。
随着20世纪90年代的进入，大理市的人口以及规模不断地扩大，使住宅建设迅猛地发展起来了；这样就导致城市住宅用地趋于紧张性，而传统的砖混结构住宅根本无法适应城市发展的需要。
根据统计调查，砖混结构住宅在大理市的住宅建筑中占据了一定的比例(这是按照面积计算的)。
而超过抗震规范对砖混结构房屋的相应规定是小墙肢剪力墙多层住宅的层数与建筑高宽比。
用部分墙段改为现浇钢筋泥凝土承重墙来作为它的结构形式，剩下的部分用砖改以及用其它的轻质来填充墙。
小墙肢剪力墙不会受多层砖房总层数以及高度的抗震规范的限制，从而使框架结构住宅中方形框架柱突出墙面对室内布置的影响得到了避免。
因此，在大理市住宅建设中，小墙肢剪力墙结构受到了高度地重视，并能够广泛地应用到住宅建设中。
二、小墙肢剪力墙用钢筋混凝土对住宅结构的设计一些平面小开、小进深、层高较低等是小墙肢剪力墙结构多层住宅的最大特点，钢筋混凝土小墙肢用窗间墙和部分纵横墙进行布置，并使楼屋面刚性板能够相连，这是由连粱和现浇钢筋混凝土来进行的，使小墙肢梁承重体系得以形成。
某超限高层的抗震设计分析
的平均法是采用 单元形心处 的应力 。
Ｏｎ ｓ ｒ ｅ ｆｆｎ ｔ ｌ ｍｅ ｔｍｅ ｈｏ ｎ ｎ ｌ ｓｓｏ ｔ ｓｃ ｃ ｎ ｅ ｔ ｕ ｖ ｙ ｏ ｉｅ ｅｅ ｎ ｔ ｄ ａ ｄ ａ ａ ｙ ｉ ｆｉｓｂａ ｉ ｏ ｃ ｐ ｉ ｓ
ＳＵＮ ｏ Ｈ ｎｇ—ｉ ｔｅ
业 主要求 ， 以及通过征询专家 意见 ， 并结合 相关规 范要求 ， 确定 本 工程抗 震性能 目标为 Ｃ级 ， 相应 的性 能水 准 ： 多遇地震 下为 １ 设 ， 防烈度 地震 为 ３ 预估的罕遇地震为 ４ 并据此对 结构进 行 了相应 ， ； 的计算 和设 计分析。
图 ３ 规范谱与平均谱 比较图
后浇带 调节沉降差 。本 工程 长 １ １ ６ｍ， 用设 一道 温度后 浇 带 不 同力学模 型的结 构分析 软件 进行 整体计 算 。本工 程 的结构 整 ０ ． 采 及一些其他 措施调 节温 度 收缩 。图 １为 该工 程 主、 裙楼 平 面图 ， 体计算采用 中国建 筑科 学研 究院 Ｐ Ｐ Ａ Ｋ ＭＣ Ｄ工程部 的多层及 高层 图 ２为 主楼平 面图 。
． 《 山西省抗震 设防超 限高层 建筑工程界定规定》中的条文 ， 工程 ３ １ 抗 震性 能 目标 的确 定 本
然 后根据局部 编码和整体编码 的对应关 系 ， 行单元 刚度矩 阵 的 ３ 结 语 进 叠加， 节点 荷载也 采用 同样 的方式 进行 叠加 。在有 限元 法 中， 通 有限单元法现今 已成为工程 师进 行结构 分析 的有 效工具 ， 并 常在 整体刚度矩 阵［ 形成后 ， ］ 引入 已知 的边界 条件 ， 而后形成 可 可广泛的应用于各 个领 域 ， 而有 限单元 的分 析过 程 ， 本 都是 然 基 求解 的有限元系统方 程组 ： Ｆ｝－［ 占 ， 中， Ｋ］ 整体 刚度 通过计算 机编程来 完成 的 ， 文力 求通过 对有 限单 元 的概 述 ， ｛ ］｛ ｝ 其 ［ 为 本 使 矩 阵 ； Ｆ｝ ｛ 为结构 的节点力 ； 为结构节点位移 。 ｛ ｝ 工程 设计人员对其基本概念有个宏 观 的认识 ， 以便使 工程设 计人
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高烈度区（8度0.3g）超高层结构设计与分析摘要：项目场地的抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速值为0.30g，结构计算高度为167.2米，采用框架-核心筒结构体系，性能目标采用C类。
重点分析：1）在八度半区情况下，主体结构高度超过超限高度限制，对10层以下外框架柱采取型钢加强柱措施；2）穿层柱按照中震抗剪弹性，地震力分配不小于楼层框架柱平均值，对外框柱局部短柱，采取全高用加大直径及加密箍筋的井字复合箍措施提高延性；3）对核心筒剪力墙通过加大外围墙体厚度及设置型钢控制剪应力水平，中震下剪力墙拉应力超过混凝土抗拉强度标准值时增加型钢及钢板承担受拉作用；4）严格控制剪力墙轴压比不大于规范限值0.5，在计算配筋基础上适当提高底部加强区中大震下受拉剪力墙的水平及竖向分布筋(提高至1.5%)，一般部位采用小震、中震的包络计算结果进行设计。
结构实现预期的性能目标。
关键词：框架-核心筒结构地震性能目标0 引言本文以海口某超高层结构为例，对高烈度地区超高层框架-核心筒结构体系的刚度分布、受力机理、抗震性能进行详细分析，并根据结构受力特点针对性地采取一系列加强措施。
结构实现了“小震不坏、中震可修、大震不倒”的预期设防目标。
1工程概况项目地块位于海口市秀英区长流起步区，地上37层，地下2层。
裙房首层功能为出入大堂、配套商铺及服务用房；二层功能为食堂及厨房，可供930人同时就餐；三层有520座报告厅、接待室、招待餐厅、35人会议室及企业活动空间。
塔楼为办公楼，分为低中高区：4~17层为低区，18~27层为中区，28~37层为高区，其中11、22、33层为避难层。
第36层北侧为高层景观区，通高至第37层。
本工程结构安全等级二级，设计使用年限50年，根据《建筑抗震设计规范》（GB50011-2010）及地勘报告，建筑场地类别为II类，场地的抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速值为 0.30g，设计特征周期取 0.4s，设计地震分组为第二组。
50年一遇的基本风压为0.75kN/m2，地面粗糙类别为A类，承载力设计时基本风压放大系数取1.1。
2基础设计本工程塔楼采用桩筏基础，筏板的板底相对标高为-12.1m (筏板厚度取为2.0m)，室外地面相对标高为-0.3m，故塔楼基础埋深为11.8m。
塔楼从室外地面到结构主屋顶的高度为167.2米，埋深与高度之比约为1/14,满足《建筑地基基础设计规范》中大于1/18的要求。
地下室（无上部结构的地下室）采用桩承台+防水板基础，防水板的板底相对标高为-10.7m (筏板厚度取为 0.6m），基础埋深为l0.4m。
基础设计时，抗浮设计水位(绝对标高)10.7m，依据《建筑地基基础设计规范》GB50007-2011第3.0.1条，本工程的地基基础设计等级为甲级。
根据地质勘察报告的建议，结合本场地地质条件。
塔楼、裙楼及地下室的基础选型见表2.1。
塔楼采用旋挖灌注桩，桩采用直径1000mm，混凝土设计强度等级为水下C40。
桩端持力层为⑥层粉质粘土，有效桩长暂定为55m，采用桩端桩侧后注浆工艺，单桩竖向抗压承载力特征值为8000 kN。
裙楼及地下室采用旋挖灌注桩，桩采用直径600mm，混凝土设计强度等级为水下C30。
桩端持力层为④层中风化玄武岩或⑤2层粉质粘土，有效桩长为6~20m，单桩竖向抗压承载力特征值为1200 kN，单桩竖向抗拔承载力特征值150 kN。
桩基础承载力详见表2.2塔楼范围之外底板采用抗浮锚杆，锚杆直径150mm，单根锚杆抗拔承载力力特征值为400KN。
锚杆有效长度约为8~30m。
表2.1桩基础承载力表3结构体系鉴于建筑与结构的结合考虑及抗震性能要求。
本工程采用钢筋混凝土框架核心筒结构体系，由剪力墙+框架梁（柱）+连梁组成的结构体系共同抵抗水平地震及风荷载，提供必要的侧向刚度。
3.1 核心筒根据建筑平面布置的特点，利用电梯井筒、楼梯间在建筑中间布置核心筒。
图3.1.1剪力墙的截面及尺寸示意图图3.1.2 1层核心筒剪力墙平面图3.1.310层核心筒剪力墙平面3.2 结构整体变形控制目标和抗震等级根据《高层建筑混凝土结构技术规程》JGJ3-2010（下文简称高规）第3.7.3~3.7.5条，框架-核心筒结构的层间位移角限值为1/800，本工程结构计算高度为167.2米，按线性内插计算后，层间位移角限值为1/725，根据海南省住建厅印发《超限高层抗震设计要点》（附条文说明）琼建质【2019】3号第4.2.4条，8度0.3g地区层间位移角限值可放松1.1倍，即本工程层间位移角限值为1/659。
剪力墙抗震等级为特一级，框架梁柱抗震等级为一级。
4超限判断、性能目标4.1超限判断《高规》规定，抗震设防烈度8度区B级框架-核心筒结构的最大适用高度为120m。
本工程高度为167.2m，高度超限。
计算表明：本结构3~5层楼层Y-5%偏心荷载作用下位移比大于1.2，其中4层处位移比最大为1.28;3~4层楼层X-5%偏心荷载作用下位移比大于1.2, 其中4层处位移比最大为1.22，其余各处均小于1.2，扭转不规则。
2、3局部结构楼板不连续，与局部结构柱周边无梁板连接，结构柱几何长度达数层之高，形成局部穿层柱，此塔楼存在局部不规则的穿层柱超限项。
综上，本工程共计3项超限。
根据《超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点》，需要进行超限建筑工程抗震设防专项审查。
本项目与2020年6月审查通过。
4.2 性能目标根据本工程的超限情况，结构抗震性能水准根据《高规》(JGJ3-2010)3.11.2条，设定本工程结构抗震性能目标为C类，各构件抗震性能目标见表4.2.1。
表4.2.1性能设计要求与性能目标5多遇地震作用的计算分析5.1 主要计算结果采用盈建科YJK作为主要计算分析软件，PKPM、 Midas Building作为辅助软件进行分析校核。
分析时，均采用振型分解反应谱法计算地震作用，并考虑了偶然偏心及双向地震作用；采用CQC（完全平方根组合）进行振型组合，采用《抗规》（GB 50011-2010）的方法计算双向地震作用。
表5.1.1为主要计算结果，由表可以看出，三种软件计算的主要指标基本相符。
1) 结构楼层地震剪力大于 50 年一遇风荷载作用下的楼层剪力，对于该超高层框架核心筒结构，地震作用为结构分析和设计时的水平控制性荷载。
2)结构下部局部楼层剪重比大于4.80%，依据规范不需要对其进行地震作用的放大，满足抗规5.2.5 条的要求。
3)结构考虑层高修正的层刚度比均满足规范限值，结构刚度总体能较平稳过渡，无软弱层；结构抗剪承载力比满足规范限值要求，无薄弱层。
4)结构刚重比大于1.4，能通过高规 5.4.4 的整体稳定验算，且大于2.7，计算中不需考虑重力二阶效应的不利影响。
5)弹性时程分析计算的层间位移角均小于 1/659，满足规范要求；楼层位移曲线光滑无突变，反映结构侧向刚度较为均匀。
表5.1.1计算结果对比5.2 多遇地震弹性时程分析对于本结构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。
对于有效峰值，多遇地震弹性时程分析，根据《高规》（JGJ 3–2010）第4.3.5 的规定，由于本工程处于 8度地震区，设计基本地震加速度为0.30g，加速度峰值为 110.00cm/s2；主方向与次方向的峰值加速度比值为 1:0.85，以下各时程波则将根据规范峰值对各点进行了等比例调整。
对于持续时间，根据《高规》（JGJ 3–2010）4.3.5条文解释，不宜小于建筑结构基本自振周期 5 倍和 15 秒的要求。
针对本工程，结构基本周期约为3.1929秒，因此有效持时按不小于15秒进行选用。
根据《高规》（JGJ 3–2010）4.3.5条文解释：多组时程波的平均地震影响系数曲线与振型分解反应谱法所用的地震影响曲线相比，在对应于结构主要振型的周期点上相差不大于20%。
图5.2a~5.2d 为弹性时程分析法与CQC法计算的楼层剪力。
图为时程分析法与 CQC 法计算的层间位移角对比。
图5.2a时程分析 X 向层剪力与 CQC 法比较图5.2b时程分析 Y 向层剪力与 CQC 法比较图5.2c时程分析 X 向层间位移角与 CQC 法比较图5.2d时程分析 Y 向层间位移角与 CQC 法比较6性能化设计根据结构性能目标，设防地震和罕遇地震作用下结构内力计算采用等效线性方法，按既定的性能目标对结构及构件进行验算。
结果表明，结构及构件均能满足相应的抗震性能目标。
在设防地震作用下，剪力墙底部加强部位及越层柱未出现超筋情况，高于设定的抗剪弹性和抗弯不屈服的目标；其余竖向构件也未出现超筋情况，高于设定保证抗剪弹性及抗弯不屈服的性能目标要求，框架梁和连梁均未出现超筋情况，高于设定的抗剪及抗弯不允许屈服的性能目标要求。
在罕遇地震作用下，根据《高层建筑混凝土技术规程》(JGJ 3-2010 J186-2010)，关键构件按公式（3.11.3-2）进行了大震作用下的承载力分析，判断关键构件在罕遇作用下，是否满足抗剪不屈服的性能要求。
提取底部加强区大震抗剪不屈服结果进行复核，验算墙肢编号如图6.1，抗剪不屈服验算见表6.1.1图6.1 底部加强区剪力墙墙肢编号示意图表6.1.1首层墙肢抗剪承载力验算表7罕遇地震作用下的弹塑性时程分析采用YJK对结构进行X、Y两个方向的弹塑性动力时程分析。
采用三条地震波计算结构在地震作用下的非线性响应，其目标谱采用规范反应谱，最大峰值加速度为 510cm/s2，Tg 的取值按照规范要求增加 0.05s。
本次分析按双向地震输入，双向地震输入的地震波峰值比分别为 X:Y=1:0.85 和X:Y=0.85:1。
结果表明，人工波作用下结构响应最大。
现以人工波作用对应的结构响应作分析。
7.1层间位移图7.1.1 给出了各工程罕遇地震作用下X、Y向楼层层间位移角。
由图可见，X 方向作用下最大层间位移角为 1/123，Y 方向作用下最大层间位移角为 1/127，均满足规范要求1/100。
图7.1.1a X向结构层间位移角曲线图7.1.1b Y向结构层间位移角曲线7.2连梁、框架损伤X向作用下墙肢、连梁混凝土受压损伤变化云图（e）X向作用下框架混凝土受压损伤变化云图（e）罕遇地震作用结构基底剪力为多遇地震基底剪力的3.41~3.66倍，地震作用量级合理；结构层间弹塑性位移角均小于规范限值要求；外框柱和核心筒剪力墙混凝土受压及钢筋受拉大部分均处于弹性应力状态，部分构件拉压出现轻度损坏，个别墙肢局部出现中度损坏，但比例较小，不会出现整片墙肢的剪切屈服和破坏；大部分楼层连梁及框架梁梁端进入抗弯及抗剪屈服状态，结构具有良好的多道防线和耗能体系。