佛山某贴临车辆段超高层住宅结构设计.pdf

广东土木与建筑GUANGDONG ARCHITECTURE CIVIL ENGINEERING2023年7月第30卷 第7期JUL 2023Vol.30 No.7DOI:10.19731/j.gdtmyjz.2023.07.011作者简介：刘浩然（1987-），男，硕士研究生，工程师，主要从事结构设计工作。E-mail：1工程概况佛山禅城区某超高层住宅项目贴邻车辆段，与车辆段主体结构仅用抗震缝脱离。包括A1A6座塔楼，地上47层，地下1层，建筑高度为147.71 m，如图1所示。塔楼主要功能为住宅，仅在塔楼投影范围内设置地下室，功能为设备房。本项目抗震烈度为7度，抗震设防类别为丙类，设计基准期为 50 年，基本风压0.5 kN/m2，为剪力墙结构，灌注桩基础1。2结构特点建筑平面为品字形，平面尺寸为31.0 m20.2 m，中间核心筒公区到南户型之间形成细腰走廊带，为了使水平力有效传递，对细腰处楼板进行加厚，且保证公区核心筒完整性，标准层平面如图2所示。各栋塔楼由车辆段盖体屋面花园入户，下部两层与车辆段同高度架空，形成16.9 m穿层通高剪力墙，剪力墙厚度由稳定性控制为600 800 mm，混凝土等级为C55，架空层以上两层剪力墙厚度为250 mm，其他上部楼层剪力墙厚200 mm，混凝土等级由C55递减至C30。本项目塔楼建筑高度为 147.71 m，根据 高层建筑混凝土结构技术规程：JGJ 320102第12.1.8条，高层结构基础埋深要求：“桩基础，不计桩长，可取房佛山某贴临车辆段超高层住宅结构设计刘浩然（广东海外建筑设计院有限公司广州510030）摘要：佛山某超高层住宅项目，建筑高度为147.71 m，存在扭转不规则、凹凸不规则、局部不规则（底部穿层剪力墙）。采用Stawe和Midas Building进行小震、中震及大震等分析，查找结构薄弱部位并予以加强；对穿层剪力墙进行屈曲稳定分析，根据分析的结果确定计算长度；基础埋深无法满足要求时，保证大震下结构不发生整体倾覆破坏，可采取筏板外围设置抗拔桩来增强抗倾覆力矩；针对有硬质夹层场地，结合超前钻的结果，根据夹层厚度确定持力层，且通过侧阻换算进行桩长优化，达到安全性和经济性兼顾的目的，可为类似场地上工程项目的设计提供有价值的参考。关键字：贴临车辆段超限高层住宅；穿层剪力墙；基础埋深；硬质夹层中图分类号：TU375文献标志码：A文章编号：1671-4563（2023）07-047-05Structural Design of a Over-limit High-rise Residential Building Approach the Rail TransitStructural Design of a Over-limit High-rise Residential Building Approach the Rail TransitVehicle Base in FoshanVehicle Base in FoshanLIU Haoran（Guangdong Overseas Architectural Design Institute Co.，Ltd.Guangzhou 510030，China）AbstractAbstract：A over-limit high-rise residential project in Foshan has a building height of 147.71 m，and there are torsion irregularities，concave convex irregularities，and local irregularities（cross-story shear wall at the bottom）.Stawe and Midas Building are used to analyzesmall，medium and large earthquakes，find out weak parts of the structure and strengthen them；Buckling stability analysis is carried out forthe cross-story shear wall，and the calculation length is determined according to the analysis results；When the buried depth of the foundation cannot meet the code requirements，to ensure that the structure will not be overturned as a whole under strong earthquakes，uplift pilescan be set around the raft to enhance the anti overturning moment；For the site with hard interlayer，combined with the results of advancedrilling，the bearing stratum is determined according to the interlayer thickness，and the pile length is optimized through lateral resistance conversion，so as to achieve the goal of safety and economy，which can provide valuable reference for the design of projects on similar sites.Key wordsKey words：over-limit high-rise residential building approach the rail transit vehicle base；cross-story shear wall；embedment depth offoundation；hard interlayer图1建筑效果Fig.1Architectural RenderingsA1A6座住宅地铁车辆段47刘浩然：佛山某贴临车辆段超高层住宅结构设计JUL 2023 Vol.30 No.72023年7月 第30卷 第7期屋高度的1/18”2。基础埋深为1/18147.71=8.21 m，实际基础埋深为3.6（地下室层高）-0.3（室内外高差）+2.2（筏板厚度）=5.5 m，贴邻车辆段位置的基础埋深仅为3.4 m，需要采取有效措施对基础埋深复核加强。3超限判别及抗震性能目标本工程的超限情况依照 超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点3和 广东省超限高层建筑工程抗震设防专项审查实施细则 进行判定，本项目建筑高度147.71 m，超A级不超B级高度，属于高度超限；本工程还存在扭转不规则（考虑偶然偏心的扭转位移比大于1.261.2）、凹凸不规则、局部不规则（底部架空层穿层通高剪力墙）等超限情况，结构存在3项体型不规则项，属于体型特别不规则结构，但不属于特殊类型高层建筑及超限大跨空间结构3。根据本工程的超限情况、结构特点和经济性的要求，根据文献 2 对抗震性能目标的划分，本工程建筑抗震性能目标定为C级，即小震满足性能水准1、中震满足性能水准3、大震满足性能水准4。4结构整体分析结果4.1多遇地震作用下整体计算本项目采用 Satwe 及 Midas Building 两种三维空间结构分析程序进行计算比较，按振型分解反谱法进行抗震计算及弹性时程补充分析计算，对Satwe及Midas Building的计算结果进行比较分析，两种计算软件的周期、振型、总质量、剪重比和地震倾覆力矩等计算结果基本一致。结构整体周期比、位移角、位移比、剪重比、抗侧刚度比、抗剪承载力等均满足 建筑抗震设计规范：GB 5001120104和文献 2 的要求，具体对比指标如表1所示。4.2多遇地震作用下弹性时程分析在多遇地震下弹性时程分析采用的地震波为5组天然波和2组人工合成的加速度时程波，每组已包含2个方向的分量。在波形选择上，除符合有效峰值、持续时间、频谱特性等方面的要求外，还应满足文献 4对于底部剪力方面的相关要求。每条波的底部剪力均不小于反应谱法的 65%且不大于 135%，7条波的底部剪力平均值不小于反应谱法的 80%且不大于120%2。5罕遇地震下动力弹塑性计算采用 2 组天然波（DZ1 和 DZ2）和 1 组人工波（RG1），各条波的加速度时程曲线及频谱特性比较，结果表明，各条波的弹性反应谱在基本振型周期点处与规范反应谱相差不超过20%，满足在统计意义上相符的要求。地震波峰值加速度取220g，各组波按主方向次方向=1 0.85双向输入，持续时间不小于 25 s。动力弹塑性基底剪力与小震弹性时程分析基底剪力之比介于3.47与5.68之间（见表2），表明动力弹塑性分析基底剪力数量级合理且结构进入弹塑性状态以后地震能量得到有效耗散，最大弹塑性层间位移角满足小于1/120的预设目标。根据罕遇地震作用下结构的弹塑性动力时程分析结果包络分析，最终时刻各构件的塑性发展状况以图2标准层平面Fig.2Standard Floor Plan（mm）3100020200表1弹性反应谱计算主要结果汇总Tab.1Summary of the Results of Elastic ReactionSpectrum Calculation计算软件结构自震周期/s方向因子小震下基底剪力/kN结构总质量/t首层剪重比（调整前）/%首层地震下倾覆弯矩/kNm地震荷载下最大层间位移角（层号）考虑偶然偏心最大扭转位移比（层号）第一平动第二平动第一扭转X向Y向X向Y向X向Y向X向Y向X向Y向SATWE3.83（X：0.78）3.50（Y：0.86）2.46（T：0.90）5 034.885 847.3436 308.851.39%1.61%396 108.16420 461.341/991（24F）1/1 208（33F）1.221.26Midas Building3.80（X：0.86）3.45（Y：0.88）2.55（T：0.93）5 011.335 470.9536 606.231.37%1.48%471 278.64506 026.011/1 127（24F）1/1 243（33F）1.181.21时程天然波DZ1天然波DZ2人工波RG1方向XYXYXY小震弹性基底剪力V/kN4 419.7325 409.1284 115.3854 817.7805 116.2245 382.254大震弹塑性基底剪力VS/kN15 329.4121 948.2614 132.0518 554.6021 422.0730 588.92VS/V3.474.063.433.854.195.68表2各地震工况结构基底剪力Tab.2Structural Base Shear underVarious Seismic Conditions48广东土木与建筑JUL 2023 Vol.30 No.72023年7月 第30卷 第7期DZ2 为例，在 DZ2X（100%X+85%Y）工况下各构件弹塑性状态如图3所示，结合结构整体反应指标和结构构件的性能分析得出如下结论：剪力墙混凝土受压及钢筋拉压均处于弹性应力状态，没有发生抗压及弯曲屈服；个别墙肢局部受剪屈服，但比例较小，受剪截面经复核计算后，能满足性能目标要求，不会出现整片墙肢的剪切屈服和破坏，且底部穿层剪力墙基本处理弹性状态，只有较少小墙肢出现屈服损伤。大部分楼层框架梁梁端进入弯曲屈服状态，框架梁未发生剪切屈服，部分连梁发生剪切屈服，结构具有良好的耗能体系。6专项分析6.1基础埋深分析本项目贴邻车辆段，与车辆段主体结构仅用抗震缝脱离，导致本项目地下室临空和基础埋深不满足文献 2 要求，位置关系详图4所示。实际整体基础埋深为5.5 m，贴邻车辆段位置的基础埋深仅为3.4 m，与文献 2 要求基础埋深 8.21 m 相差较多，根据文献 212.1.8条条文说明，需要进行结构抗倾覆和抗滑移验算，采取有效措施对基础埋深进行复核加强。6.1.1整体稳定性（抗倾覆）验算采用 PKPM 对结构分别进行了小震、中震、大震等效弹性分析，抗倾覆验算结果如表3所示，结构在小震和风作用下倾覆稳定性大于3，均未出现零应力区，在中震Y方向下虽然零应力区占比20.63%，抗倾覆安全系数仍有2.12；在大震Y方向作用下抗倾覆安全系数为0.981，零应力区占比103.5%，单靠结构自身无法满足大震作用下的结构抗倾覆稳定，需要在外围设置抗拔桩，增加Y向结构抗倾覆力矩5-6。6.1.2各工况下桩反力计算各地震工况作用下的桩基础拔力如表 4所示，大震工况下外围桩最大拔力为3 052 kN。将大震工况下Y方向外围出现拔力的基桩设计为直径为1 m的抗拔桩，如图5所示。取单桩抗拔极限承载力Rtu为3 100 kN，能够满足大震工况下的抗拔承载力，桩身配筋取钢筋的屈服强度标准值进行确定，Rtu=Asfyk7，保证结构在大震作用下的抗倾覆稳定性。6.1.3基础抗滑移验算因大震工况结构进入弹塑性阶段，基桩的水平承载力在弹性极限值的基础上乘以1.25的调整系数7。本次计算未考虑承台底部土的摩擦力8。根据基础图3框架梁和剪力墙弹塑性状态Fig.3Elastic Plastic State of Frame Beam and Shear Wall图4住宅塔楼与车辆段的位置和基础交界示意Fig.4Location and Foundation Junction of ResidentialTower and the Rail Transit Vehicle Base（mm）16.910住宅大堂住宅塔楼架空区域塔楼地下室地块一停车列检库16.760（室外地面）0.000车辆段塔楼地下室220020003600表3结构各工况下抗倾覆验算结果Tab.3Anti Overturning Checking Calculation Resultsof the Structure under Various Working Conditions工况X风Y风X小震Y小震X中震Y中震X大震Y大震抗倾覆力矩Mr/kNm7.441064.121067.641064.241067.441064.121067.441064.12106倾覆力矩Mov/kNm6.061056.741056.411058.361051.741051.941053.791054.21105Mr/Mov12.286.1211.935.074.272.131.970.98零应力区/%0.000.000.000.000.0020.5226.32103.29水平力工况最小桩反力小震+风/kN1 315（压力）中震/kN540（压力）大震/kN-3 052（拔力）表4各工况下最小桩反力Tab.4Minimum Pile Reaction under VariousWorking Conditions图5抗拔桩布置Fig.5Layout of Uplift Pile车辆段基础49刘浩然：佛山某贴临车辆段超高层住宅结构设计JUL 2023 Vol.30 No.72023年7月 第30卷 第7期施工图，采用灌注桩基础，100根直径D=0.8 m的桩，29根直径D=1 m的桩，总桩数为129根。根据地质情况和桩身配筋，参考文献 7 单桩水平力特征值RHa计算公式，求得D=0.8 m时，RHa=230 kN；D=1 m时，RHa=300 kN，则桩的总抗水平承载力为100230+29300=31 700 kN（不考虑群桩效应的有利影响），由表 5 可知，各工况下桩基础的水平承载力均满足要求。6.1.4基础埋深的分析结果和加强措施结构在小震和中震作用下满足抗倾覆稳定验算，针对大震作用下结构抗倾覆稳定不足的情况，在筏板外围设置抗拔桩，单桩抗拔极限承载力大于大震工况下的单桩拔力。采取桩筏基础，适当加厚筏板基础，保证基础的整体性。地下室回填土的被动土压力可以作为安全储备。基桩总水平承载力大于大震作用下的水平剪力，且桩箍筋在上部软土范围内加密，这样进一步提高了桩的抗剪性能，能够保证桩基础在大震作用下有较好的抗剪承载力，结构能够满足抗滑移的稳定性要求。6.2穿层剪力墙分析结构整体稳定性满足文献 2 5.4.1要求，本工程首层、二层穿层剪力墙高达16.91 m（F1F2），穿层剪力墙截面根据稳定性控制，厚度为600800 mm，如图6所示。为考察这些穿层剪力墙是否发生屈曲失稳破坏，采用Midas GEN软件的整体结构模型对剪力墙进行屈曲分析，楼板按弹性板考虑，屈曲分析荷载组合工况：1.0DL（常量）+1.0LL（可变），如图 6 所示，得到穿层剪力墙对应的屈曲因子为88.4，根据欧拉公式Fcr=p2EI（mL）2，可求得计算长度系数m=0.75。根据屈曲分析表明，穿层剪力墙的计算长度系数均小于1.0，因此在计算穿层剪力墙时，采用PKPM的计算长度系数安全。6.3穿层剪力墙加强措施针对穿层剪力墙，除补充屈曲分析以外，控制相关楼层的刚度比，受剪承载力均满足文献 2 要求，保证竖向刚度的连续和平稳过渡；设定为关键构件，满足小震弹性，中震弹性，大震不屈服；控制中震作用下剪力墙平均名义拉应力小于2ftk；考虑穿层剪力墙层顶楼板的平面内弯曲变形，楼板板厚加厚至150 mm，双层双向加强配筋，加强对剪力墙墙顶的约束。7抗震构造加强措施通过对结构进行小震、中震和大震作用下的计算分析，保证结构能达到性能 C 的抗震性能目标，抗震构件进行小震、中震配筋包络设计。采取桩筏基础，适当加厚筏板基础，保证基础的整体性，验算各工况下桩的最小反力（最大拔力），对外围出现拔力的桩采用抗拔设计。将底部加强区提高至六层楼面，穿过所有的局部架空层。设置约束边缘构件上两层为过渡层，适当提高该处的配箍率，提高结构延性。提高穿层剪力墙的性能目标，保证其抗震性能。考虑穿层剪力墙层顶楼板的平面内弯曲变形，楼板板厚加厚至150 mm，双层双向加强配筋。8硬质夹层场地灌注桩经济性分析本项目场地覆盖较厚淤泥质土与粉细砂互层，平均厚度 25.26 m，基岩主要为第三系华涌组泥岩、砂岩。岩性为粉砂岩、粉砂质泥岩为主，粉砂质泥岩属软质岩；粉砂岩属较硬岩。在揭露深度范围内，按其风化程度可分为岩石强风化带、岩石中风化带、岩石微风化带，粉砂质泥岩的埋深一般相对较深且风化程度不一，其中夹层分布中、微风化粉砂岩，因而场地岩层出现上硬下软的分布情况，场地典型柱状图如图7所示，其中L1为单一岩层作为持力层时所需厚度，L2为当以硬质夹层做持力层时，验算软弱下卧层需要满足桩端应力扩散的厚度，L为以硬质夹层做持力层时的最小厚度。经过基础选型，确定采用灌注桩基础，根据地勘报告提供的嵌岩桩承载力数据，如表6所示，整体是上硬下软的岩层强度分布，中风化 5-3 层和微风化 5-4 层天然湿度单轴抗压强度仅为2.57 MPa和5.00 MPa。8.1以硬质夹层作为持力层若取上部硬质夹层做持力层，4-3 层和 4-4 层表5结构抗滑移验算结果Tab.5Structural Anti Slip Checking Results工况X风Y风X小震Y小震X中震Y中震X大震Y大震基桩总水平承载力/kN31 70031 70031 70031 70031 70031 70039 62539 625基底剪力标准值/kN6 0047 8305 4486 31915 66418 16934 05439 489Vr/Vs5.284.055.825.022.021.741.161.01图6穿层剪力墙模型和屈曲示意图Fig.6Schematic Diagram of Shear Wall Modelthrough Floors50单一岩层做持力层时入岩深度如表7所示L1，此时需要验算下卧软岩层的承载力和变形量。根据下卧层的承载力和变形量控制要求反推上部硬质夹层的厚度。上覆土层的提供的侧阻为Rsa，P为扣除桩身侧阻后的桩端压力，D为桩身直径。P=Ra-Rsa+upC2frsL1s=P/A=4P/p2L2tan30+D2qp4P/p2L2tan30+D2qpL2()4P/qp-D/2tan30当硬质夹层最小厚度为 L=L1+L2时，软弱下卧层的承载力满足要求。根据此硬质夹层厚度，还需验算软弱下卧层的变形是否满足要求，由于中风化岩层压缩性低，灌注桩计算变形均较小，且整个项目基础形式一致且桩身变形和持力层变形为其它桩所共有，所以复核局部孔位基础变形后，认为单一桩基的整体最大沉降和沉降差均满足文献 6 要求9。8.2以下部软岩层作为持力层上部硬质夹层厚度小于L时，以下部 5-3 和 5-4软弱岩层作为持力层，此时考虑硬质夹层的侧阻有利作用，通过以侧阻等效为原则进行硬质夹层厚度换算持力层深度，进而减小进入软岩的持力层深度，优化桩长。hrc=C2jfrsj/C2cfrsc式中：hrc为1 m硬质夹层相当于持力层厚度。8.3灌注桩桩底标高确定（流程见图8）8.4沉降观测与软件模拟结果根据 建筑变形测量规程：JGJ 82016 要求，对塔楼封顶后持续进行沉降观测。沉降观测结果如图9所示，结果表明，建筑物沉降总体均匀，未发生明显的差异沉降，塔楼的沉降量均值为15 mm，单体建筑沉降变化规律基本一致10。输入实际土、岩层参数，采用YJK软件对基础沉降进行计算模拟，塔楼桩的最大沉降量为11 mm，剪力墙之间的沉降差最大值为 0.13%0.2%（文献 6允许值）。实际沉降观测的主体建筑沉降与计算值较为接近，且均满足文献 6 要求。8.5灌注桩基础结论针对场地上覆较厚淤泥且有硬质夹层的情况，当以硬质夹层为持力层时，根据下卧层的承载力和变形验算，反推硬质夹层的最小厚度，判定硬质夹层是否可以作为持力层。当以下部软岩层为持力层时，上覆硬质夹层与持表7各岩层做持力层时厚度Tab.7Thickness Determination of Rock Stratum asBearing Stratum4-3 中风化岩4-4 微风化岩5-3 中风化岩5-4 微风化岩每米侧阻/kN9554 019232477端阻/kN1 9098 038465955L1/m2.00.515.06.0L2/m1.3（0.5）0.3（0.1）-L=L1+L2/m3.3（2.5）0.8（0.6）-注：用于D=0.8 m灌注桩，Ra=3 800 kN。非括号的值用于以 5-3做持力层时，括号内的值用于以 5-4 做持力层时。L为硬质夹层作为持力层时的最小厚度。图8灌注桩桩底标高确定流程Fig.8Determination Process of Cast-in-place PileBottom Elevation超前钻资料以硬质夹层作为持力层入岩深度为L1Ra-Rsa单一持力层所需各岩层厚度满足下卧层验算的桩底硬质夹层厚度L2以底部软岩作为持力层入岩深度为L2-hrc硬质夹层厚度换算成软岩持力层厚度hrc作为持力层的最小硬质夹层厚度L=L1+L2不满足满足图9A1A6沉降观测结果Fig.9A1A6 Settlement Observation Calculation Results图7场地典型柱状图和基桩下卧层应力扩散示意Fig.7Typical Site Histogram and Stress Diffusion ofUnderlying Layer of Foundation Pile灌注桩4-3或4-44-3或4-45-3中风化岩桩底上覆夹层厚度LL2L1灌注桩岩土名称分层厚度/m层底标高/m层号淤泥：灰黑色，饱和流塑。淤泥质粉细砂：灰黑色。饱和，松散稍密。微风化粉砂岩中风化粉砂岩-0.9413.80-5.142-14.20-30.602-225.50-32.104-41.50-41.405-39.30表6嵌岩桩承载力数据一览Tab.6List of Bearing Capacity Data of Rock Socketed Pile层号4-34-45-35-4岩层中风化砂岩微风化砂岩中风化泥岩微风化泥岩天然湿度单轴饱和抗压强度frp/MPa10.0040.002.575.00钻（冲）孔桩C10.380.400.360.38C20.0380.0400.0360.038广东土木与建筑JUL 2023 Vol.30 No.72023年7月 第30卷 第7期沉降观测时间/月主体结构沉降观测位移/mmA110012246141152 38124135 6107118 9A2A3A4A5A6（下转第62页）5115 吴元周，吕恒林，方忠年，等.碳纤维布用量对劣化混凝土梁加固效果的影响 J.建筑材料学报，2015，18（6）：1038-1044.16 张浩.不同配筋率下CFRP加固再生混凝土梁抗弯性能研究 D.成都：西华大学，2016.17 刘春阳，高英棋，顾一凡，等.钢纤维大粒径再生粗骨料混凝土梁受弯性能试验研究 J.建筑结构，2021，51（21）：68-72+89.18 钢纤维混凝土结构设计标准：JGJ/T 4652019 S.北京：中国建筑工业出版社，2019.19 混凝土结构加固设计规范：GB 503672013 S.北京：中国建筑工业出版社，2014.20 陈爱玖，韩小燕，杨粉，等.预应力碳纤维布加固钢筋再生混凝土梁受弯承载力研究 J.土木工程学报，2018，51（11）：104-112.21 再生骨料混凝土应用技术标准：上海市工程建设规范DG/TJ 08-20182020 S.上海：同济大学出版社，2020.22 肖建庄.再生混凝土单轴受压应力-应变全曲线试验研究J.同济大学学报（自然科学版），2007，35（11）：1445-1449.23 林海滨.再生混凝土本构关系及结构构件抗震性能数值模拟 D.北京：北京建筑大学，202124 李雪良，杨海峰，赵修敏，等.再生混凝土受压应力-应变本构关系研究 J.混凝土与水泥制品，2021（5）：16-20.张晓，等：不同CFRP粘贴形式下再生混凝土梁抗弯性能分析JUL 2023 Vol.30 No.72023年7月 第30卷 第7期力层进行侧阻力换算厚度，充分发挥桩侧摩阻力，减小软岩持力层厚度，兼顾结构的安全性和经济性要求，目前该项目使用正常，桩基一项节约投资约200万元。9结语 经过小震、中震及大震下的分别计算分析，查找结构薄弱部位并予以加强，达到了预期的抗震性能目标要求。并补充穿层剪力墙的屈曲模态分析和基础抗滑移和抗倾覆等专项分析，确保结构整体的安全性。由于场地限制导致基础埋深无法满足规范要求时，保证大震下结构不发生整体倾覆破坏，可采取筏板外围设置抗拔桩来增强抗倾覆力矩；倾覆和滑移计算时不考虑回填土的被动土压力及周边与之相连结构的有利作用，将其作为建筑的安全储备。本文为穿层剪力墙的计算分析提供了常用的计算方法，运用Midas GEN进行构件内力计算，通过线性屈曲分析，结合欧拉公式求得相应的临界荷载和对应的计算长度系数，再与实际的支座条件和受荷情况进行判断分析，保证薄弱竖向构件的安全富裕度。本文为超A级高度和贴临车辆段的高层住宅建筑工程提供了常用的超限分析计算思路和分析方法，对其它类似的超限高层结构设计具有一定的参考意义。本文针对有硬质夹层场地的灌注桩基础，提出结合超前钻的结果，根据硬质夹层厚度确定持力层位置，且通过侧阻换算进行桩长优化，达到安全性和经济性兼顾的目的，可为类似场地上工程项目的设计提供有价值的参考。参考文献1广东海外建筑设计院有限公司.保利中交大都汇花园A1座-A6座超限设计可行性报告 R.广州：2019.2 高层建筑混凝土结构技术规程：JGJ 32010 S.北京：中国建筑工业出版社，2016.3 超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点 Z.北京：中华人民共和国住房和城乡建设部，2015.4 建筑抗震设计规范：GB 500112010 S.北京：中国建筑工业出版社，2010.5 文元，张颖.大连某超高层住宅群结构设计 J.建筑结构，2016，46（S2）：19-24.6 刘晓玉，谭潇，岳云鹏.罕遇地震下不同基础埋深的某高层建筑结构的抗震性能分析 J.建筑结构，2019，49（S2）：328-334.7 建筑地基基础设计规范：广东省标准DBJ 15-312016 S.北京：中国建筑工业出版社，2016.8 李恒.轨道交通车辆基地上盖高层建筑基础埋深的探讨J.建筑结构，2021（S1）：1818-1822.9林本海，容柏生.嵌岩灌注桩事故类型分析和处理方法研讨 J.建筑结构学报，2002，23（4）：54-58+64.10 胡利，佟旋，张兴富，等.特殊地质条件下的高层建筑基础设计 J.工程抗震与加固改造，2016，38（6）：65-69.（上接第51页）62