中旅城二期南楼超限高层结构设计.docx

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中旅城二期南楼超限高层结构设计
胡贤忠( 福州国伟建设设计有限公司 福建福州
350001)
［摘 要］ 位于福州五四路的中旅城二期南楼，其具有高度超限、平面不规则性、8 层高位转换和连体设计等的多重超限，对
结构设计提出了严峻挑战。本论文介绍此超限结构的抗震和抗风设计，进行了不同力学模型的多种软件静力对比分析、弹性时程
分析、中震作用分析、静力弹塑性分析; 结构不同部位根据计算分析采用了相应的各种类型的组合构件来满足刚度、延性和冗余
度，并对控制结构的扭转效应和计算中部分构件的超筋信息的做了研究处理; 同时对型钢混凝土转换结构和连体的设计做了论
述，并介绍了其节点的构造设计。
［关键词］ 超限高层; 抗震设计; 扭转效应; 组合结构; 性能设计
South － tower structure design of super hire － rise building of CTS second － phase
Abstract: CTS＇s south tower multiple － use building is an ultra limited high － rise building with very complex structure． The beyond code
limits of this building were analyzed，and the relevant solution schemes were proposed． According to the comparison on the analysis results of the three programs，elastic time － history analysis，medium earthquake effect analysis，push － over analysis，structural system according to different parts adopt corresponding to the various types of combination component to satisfy stiffness，ductility and redundancy． The key points of this structure as well as important segments were analyzed and discussed．
Key words: ultra limited high － rise building; seismic design; torsional effect;
composite structure;
performance based seismic design
1 工程概况
中旅城二期座落在福州市金融文化中心五四路的黄金位 置，其由南楼、北楼、办公楼和高档商业裙房组成的大型商住 楼。南楼、北楼、办公楼和裙房在地面以上用抗震缝分开。南 楼建筑高度 149. 85m，地面八层高位转换的连体建筑，其立面 效果图如图 1; 地下二、三、四层为车库及设备用房，地下一层 至七层为高档商业 中 心，在 七 ～ 八层设一个转换层 ( 兼 设 备 转换，转换层标高 在 31. 95 ～ 34. 45) ，采 用 梁 式 转 换; 八 层 为
5. 6m 高的物业会所，其上至四十四层 为 住 宅，建 筑 立 面 如 图
2 所示。
本项目设计所依据规 范 版 本 为 2000 年 系 列。结 构 体 系
为框支剪力墙结构，转换层以下为型钢混凝土柱 + 钢筋混凝
土核心筒，转换层以上为钢筋混凝土剪力墙结构，连体为强连 接的钢桁架。结构设计基准期为 50 年，结构安全等级为二 级; 抗震设防烈度为 7 度，基本地震加速度为 0. 1g，抗震设防 类别为丙类，设计分组为 1 组; 基本风压为 0. 85kN /m2 ( 设 计
基准期为 100 年) ，风荷载体型系数取 1. 4( 考虑建筑群相互 干扰) ，地面粗糙度为 C 类。
2 超限情况及抗震性能目标
2. 1 超限判定
依据《全国超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要 点》相关规定进行超限判定。
( 1) 塔楼高度为近 150m，超过了“高规”所规定的框支剪 力墙结构适用的 B 级 最 大 高 度，超 限 幅 度 为 25% ; 判 定 为 超 限。
图 1 南楼立面效果图
( 2) 转换层位于七层顶 ( 34. 45 米) ，超 过 了《高 规》第 10 章中“7 度不超过 5 层”的规定，属高 位 转 换; 为 一 项 不 规 则， 判定为超限。
作者简介: 胡贤忠( 1972 － ) ，男，天津大学，工学硕士，高级工程师，从事
结构设计。

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福建建设科技 2013. No. 1.
■建筑结构
( 3) 转换层以上为双塔结构，在高 133. 35 米至屋顶处设
置 5 层高的架空连廊，跨度为 14 ～ 20 米; 属多重复杂不规则， 判定为超限。
( 4) 平面凹凸不规则，住宅部分结构属于“细腰”类型; 为 一项不规则。
( 5) 楼板不连续; 为一项不规则。
( 6) 扭转不规 则，在偶然偏心地震 作用下扭转位移比大
于 1. 2; 为一项不规则。
第 4、5、6 点属于“专项审查技术要点”的表二中“三项不
规则”，判定为超限。
2. 2 结构抗震性能目标
本工程属于严重超限的结构体系，依据建设部有关 文 件 和工程的重要性，进行了抗震超限专项审查。结 合“抗 震 设 防专项审查 意 见 ”，提 出 了 下 表 1 的“结 构 抗 震 设 计 性 能 目 标”。同时也应考虑满足，( 1) 转换层楼板有些部位可能出现 拉力，应计算清楚并采取措施，控制裂缝; 支承在剪力墙时应 设扶壁柱; 转换层以上墙肢做些调整，尽 量 减 少 转 换; ( 2) 细 腰部位宜进一步 加 强; ( 3) 连体桁架的上下弦宜设水 平 支 撑 并延伸到塔楼内 一 跨: ( 4) 考虑双塔的位移不同步带 来 的 问 题，分单塔复核验算。
表 1 结构抗震设计性能目标
图 2 南楼建筑立面图
3 基础设计
本项目土层除表层为人工填土外，其余土层主要为第 四 系冲於积形成的粉质粘土、淤泥、淤泥质土，冲洪积形成的圆 角砾和卵砾石层，下伏残积土、全风化、强风化和侵入的中微 风化 花 岗 岩，覆 盖 层 厚 度 约 30 － 60m。抗浮设计水位 罗 零
6. 80 米。地下四层，而 裙 房上部只有七层，为满足抗浮和减 少底板水压，采用水浮力释放系统( 其典型大样做法详图 3) 。
主楼基础采用桩筏形式，基桩为桩端注浆的冲 ( 钻) 孔灌 注桩。主楼建筑桩基设计等级为甲级，根据上部结构传至基 础的荷载，桩身强度和土对桩的承载力相匹配的原则，确定桩 砼强度等级、桩长与桩径。结合试桩静载曲线，确定桩身直径 为 800、900、1000mm，桩端持力层为强风化花岗岩或中风化花 岗岩，桩身混凝土设计强度为 C35，单桩承载力特征值分别为
4500kN、6000kN、7200kN。
桩筏计算采用考虑上部结构刚度的桩筏弹性地基梁板计
算模式，基底 基 床 系 数 取 2000 ～ 3000kN /m3 。计 算 时 需 分 多 步进行，初步计算完根据桩顶反力，结合试桩的竖向静载曲线
定范围内结束。基桩竖向刚度计算按以下二式综合取值。
图 3 浮力释放系统局部大样
选取合理的基桩竖向刚度，然后再进行计算，计算到误差在一
抗震设防水准
多遇地震( 小震)
设防地震( 中震)
罕遇地震( 大震)
性能水平定性描述
不损坏
可修复的损坏
无倒塌
层间位移值
≤h /1000

≤1 /100

竖向构件

底部加强区
不出现拉应力，弹性，按规范设计
要求
验算拉应力，抗剪弹性，抗弯不屈
服
无塑性铰
连体两侧支撑柱和剪力墙
弹性，按规范设计要求
弹性
无塑性铰
其它构件
弹性，按规范设计要求

允许出现塑性铰
联系薄弱的楼板
弹性，按规范要求
不屈服

转换层楼板
弹性，按规范要求
弹性

连体及其延伸的梁板
弹性，按规范要求
不屈服
无塑性铰

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2013. No. 1.
■建筑结构
Ap Ep
Ap Ep
4 结构整体静力分析
4. 1 计算模型
采用 SATWE、PMSAP 和 ETABS( V9. 2. 0 中国规范版) 不 同力学模型的三维空间分析软件进行了多遇地震作用和风荷 载作用下结构的内力和位移计算。周期折减系数取 0. 9，中 梁刚度放大系数对刚性楼盖取 2、对弹性楼盖取 1，考虑 双 向 地震和偶然偏心( 配筋取二者的大值) 。图 5 为 ETABS 的计 算模型，图 6 为结构平面图。主要计算结果见表 2。
4. 2 计算结果分析
从三种计算程序计算结果比较可知: 三种程序计算 结 果 基本吻合。由程序计算得: X、Y 向刚重比均大于 1. 4，能够通 过“高规”第 5. 4. 4 条的整体稳定验算，同时该结构刚重比大 于 2. 7，可以不考虑重力二阶效应。
选取 75 个振型数，使振型参与质量之和不小于总质量的
90% ，满足规范要求。结构前 6 个振型的周期及振型形态见 表 2，同时也进行分塔分析，计算表明无论是整体还是分塔均 能满足以扭转为主 的 第 1 自 振 周 期 Tt 和以平动为主的第 1 自振周期 T1 之比小于 0. 85。在考虑偶然偏心影响的地震作 用下，楼层的竖向构件的最大水平位移和层间位移均满足不 大于该层平均值的 1. 4 倍。
从多遇地震和风荷载下楼层剪力曲线和楼层位移角曲线 来看，显示该楼层剪力和位移角曲线基本光滑，无明显结构薄
= ( 0． 031L / D － 0． 15)
( 1)
( 2)
kv = α
L
L
kii = ζQq / Sa 试桩沉降完成系数 ζ = 1． 0
由于底板是按照弹性力学计算，墙柱结构为点线荷载，必
须会产生一定的应力集力现象，对计算的最大配筋可以适当 折减，实际配筋时，对底板一定范围进行平均化配筋。对筏板 不满足角桩冲切要求的，在不提高筏板混凝土强度等级，增设 抗剪钢筋，其大样详图 4。在核心筒四周配置暗梁，配置箍筋 增高冲切承载力，此构造也可缓解考虑弹性计算应力集中现 象问题。筏板分析合理考虑上部结构刚度贡献，使筏板弯矩 趋于均匀，同时筏板配筋以分区进行，降低钢筋用量。
图 4
筏板角桩抗冲切钢筋大样
南楼 ETABS 三维计算模型( 主体、转换层、连体)
图 5
图 6 南楼标准层和连体层平面图
筏板厚达 2. 6m，属于大 体 积 混 凝 土，为确保混凝土不产
生温度裂缝，需控制混凝土内部温差 Δt≤25℃ 。温控措施采 取“内降外保”，同时控制住混凝土降温速率。
弱层，且层间位移角均满足规范要求，说明结构刚度比 较 均
匀。

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福建建设科技 2013. No. 1.
■建筑结构
( a) 主分量
( b) 次分量
图 7 计算用地震波反应谱与规范谱比较
行结构弹性时程分析。设计时取时程分析结果包络值与反应
表 2 结构主要计算结果
谱计算结果的较大值。
从图 7 可以看出选用的地震波的地震影响系数曲线与规
范提供的标准反应谱曲线在统计意义上是相符的。计算分析 时，地震波按单向输入，主分量加速度峰值按 35 cm /s2 调整。 弹性时程分析所得基底剪力见表 3，最大楼层剪力和弯矩曲 线见图 8。
表 3
基底剪力计算结果
足要求
5 多遇地震作用下的弹性时程分析
依据“抗规”和“高规”的规定，本工程共选择了 2 组天然 地震波( San Fernando，User2 和 Kern County，California Earth- quake，User3) 和 1 组人工模拟的加速度时程曲线( User1) 进
图 8 地震波主分量沿 X、Y 方向输入时最大楼层剪力、弯矩曲线
以上图表分析可知，①本工程共选择了 2 组天然地震波
和 1 组人工模拟的加速度时程曲线进行结构分析，所选用地 震波的平均反应谱满足《建筑抗震设计规范》的相关要求; ② 各组地震波的计算结果及 评 价 值 满 足《建筑抗震设计规范 》
分析结果相比，沿结 构 X 方向时程分析平均结果稍小，沿 Y
方向时程分析平 均 结 果 接 近; ④在 Y 方向时程分析时，个 别 地震波计算结果明显大于反 应 谱 值，将 转 换 层 以 下 ( 包 括 转 换层) 、连体结构的楼层地震剪力予以放大，放 大 系 数 取
1. 25; ⑤结构位移和层间位移角曲线比较均匀，无突变。
GB50011 － 2001 关于时程分析计算结果的规定; ③与 反 应 谱

X － 向
Y － 向
基底剪力 ( kN)
与反应 谱比值
是否满 足要求
基底剪力 ( kN)
与反应 谱比值
是否满
反应谱
User1

User2

User3

平均
20650. 4

19939. 3

18289. 4

14419. 8

17549. 5
－

0. 97 ＞ 0. 65

0. 89 ＞ 0. 65

0. 70 ＞ 0. 65

0. 85 ＞ 0. 80

满足 满足 满足 满足
22522. 8

19398. 7

20123. 7

27520. 2

22347. 5

0. 86 ＞ 0. 65

0. 89 ＞ 0. 65

1. 22 ＞ 0. 65

0. 99 ＞ 0. 80

满足 满足 满足 满足
计算软件
SATWE
PMSAP
ETABS
备注

周期

T1 /s
3. 2587
3. 4439
3. 024
Y 向平动
T2 /s
3. 0747
3. 2181
3. 002
X 向平动
T3 /s
2. 6692
2. 7898
2. 548
扭转
T4 /s
0. 9326
0. 9898
0. 904
X 向平动
T5 /s
0. 8135
0. 8818
0. 805
Y 向平动
T6 /s
0. 7831
0. 7942
0. 774
扭转

地震 作用

偶偏扭转
位移比
X 向
1. 38
1. 38

Y 向
1. 28
1. 23

最大层间
位移角
X 向
1 /1587
1 /1595
1 /1718

Y 向
1 /1465
1 /1373
1 /1583

风荷载作用下
层间位移角
X 向
1 /1643
1 /1731
1 /1665

Y 向
1 /1028
1 /1001
1 /1016

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■建筑结构
6 性能化设计
本工程超限内容较多，按表 1 进行性能 化 设 计。在 设 防 烈度地震下，构件为轻微损坏，关键构件即剪力墙底部加强区 受剪承载力满足下式 ( 3) 、其正截面承载 力 满 足 下 式 ( 4) ; 框
支框架、连体支撑的框架柱和剪力墙的受剪和受弯均满足下
式( 3) ，耗能构件受剪承载力满足下式( 4) 。
楼板主拉应力标准值;
fyk —钢筋抗拉强度标准值;
As —在间距 s 范围内上下层钢筋截面面积;
h—薄弱处板厚。
7 静力弹塑性推覆分析( Pushover)
本工程属于严重抗震不利结构，易出现下柔上刚的 结 构 布置状态，为实现规范要求 的“大 震 不 倒”设 防 目 标，对 结 构 进行罕遇地震作用下的静力弹塑性分析，寻找结构的屈服机 制，找出薄弱部位。
采用 MidasGen 软件进行 Pushover 分析，梁单元两端设置 MM 塑性铰，梁中设置 V 铰，柱两端设置 PMM 铰，墙单元两端 设置 PMM 铰、墙 中 设 置 V 铰。采 用 振 型 荷 载 ( 倒 三 角 形 荷 载) 作用在结构 Y、X 向，即两种荷载工况，①重力 + 振型 1( Y 向) ，②重力 + 振型 2( X 向) 。
Y 向侧推荷载作用下，南塔住宅楼能力谱与需求谱曲线 如图 9 所 示。罕 遇 地 震 下 Y 向 性 能 点 Sa = 0. 1018，Sd =
0. 1963，对应基底剪力 Vb = 68270kN，顶点位移 μn = 0. 30m ＜
1 /100 × 149. 85 = 1. 5m，满足弹塑性极限要求。Y 向性能点处 需求层间位移角如 图 9 所 示，最大需求层间位移角为 1 /345
＜ 1 /100，满足规范 要 求。在性能点时的塑性铰分布如图 11 所示，塑性铰主要出现在墙肢连梁和框架梁端，部分墙端、柱 端及连廊部分未出现塑性铰。
X 向侧推荷载作用下，南塔住宅楼能力谱与需求谱曲线 如图 10 所 示。罕 遇 地 震 下 X 向 性 能 点 Sa = 0. 107，Sd =
0. 1554，对应基底剪力 Vb = 66970kN，顶 点 位 移 μn = 0. 20m ＜
1 /100 × 149. 85 = 1. 5m，满足弹塑性极限要求。X 向性能点处 需求层间位移角如图 10 所示，最大需求层间位移角为 1 /118
＜ 1 /100，满足规范 要 求。在性能点时的塑性铰分布如图 11 所示，塑性铰主要出现在墙肢连梁和框架梁端，部分墙端、柱 端未出现塑性铰。
从上述计算结果可以看到，结构在罕遇地震作用下 能 保 持较好的工作状态，能满足规范所要求的“大震不倒”设防目 标，也在一定程度上说明此类结构经过精心设计，能达到较好 的抗震效果，但要重视提高上下不连续墙和框支柱及转换层 上剪力墙的延性。设计中应加强节点处的构造，对加强区 剪 力墙设置型钢和交叉暗撑，加强主要框架梁塑性铰内移等手
*
( 3)
γG SGE + γEh SEhk ≤Rd / γRE
式中，γG 、γEh —分别为重力荷载、水平地震作用分项系
数;
Rd 、γRE —分别为构件承载力设计值和承载力抗震调整系
数;
S*
Ehk —水平地震作 用 标准值的构件内力，不 需 考 虑 与 抗
震等级有关的增大系数。
*
( 4)
SGE + SEhk ≤Rk
式中，Rk —截面承载力标准值，按材料强度标准值计算。
小震有关计算结果分析详第 4 和第 5 节，罕 遇 地 震 下 分
析详第 7 节。以下讨论中震下的性能 目 标 实 现。中 震 弹 性 ( 或不屈服 ) 验 算 均 使 用 SATWE 软 件，将 地 震 力 放 大 2. 85
倍，抗震调整系数取 1. 0( 程序中取抗震等级为四级) ，材料强
度取标准值( 不屈服) 或取设计值 ( 弹性) 。中震下结构由于 整体弯曲会在墙肢产生较大的拉应力，为防止墙肢受拉产生
裂缝从而造成结构整体刚度退化，为此需进行补充验算。经
过验算并对受拉墙肢采取加强措施后，以确保竖向构件的中
震受拉性能。对于验算超过混凝土拉应力的，增设型钢，以增 强其抗拉能力，同时将其构造措施的抗震等级提高一级，此处
为特一级的，就不再提高; 对验算未超过混凝土拉应力的，将
其构造措施的抗震等级提高一级，此处为特一级的，也就不再 提高。
对于板薄弱部位中震不屈服验算和转换层板中震弹性验 算采用 PMSAP 进行，将其定义为“弹性膜”，验算地震作用下 板薄弱部位的抗剪和受拉承载力，计算显示，板能满足抗剪要 求，局部部位受拉配筋有适当加大。采用双层双向相同配筋 时，设防地震下 应 满 足 下 式 ( 5) 。设 计 时 应 注 意 楼 板 钢 筋 的 可靠抗震锚固。
σ1k，中震 ≤fyk As / hs
( 5)
式中，σ1k，中震 —有地震作用效应组合时设防地震作用下
图 9 Y 向侧推荷载作用下能力谱与需求谱曲线和 Y 向在性能点处需求层间位移角

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福建建设科技 2013. No. 1.
■建筑结构
图 10
X 向侧推荷载作用下能力谱与需求谱曲线和 X 向在性能点处需求层间位移角
图 11 Y 向性能点时塑性铰分布和 X 向性能点时塑性铰分布
图 12 连体的钢桁架和楼板大样
致，为此采用强连接方式，使其两侧塔楼连为整体，完全协调 受力。以下就计算分析和设计原则进行叙述。
段。
8 结构舒适度分析
计算时对连接体所在位置及其相邻一跨的楼板定义为弹
性楼盖，将连体结构所在层均定义为薄弱层，将连接体及与连 接体相邻的结构构件在连接体的高度范围及其上、下层的抗 震等级提高一级，即为特一级，同时与连接体相连的剪力墙在 此范围设置约束边缘构件。
连接体采用钢结 构，最下面一层采用桁架结构式 ( 详 图
12) ，为增强 Y 向抗震性能，在连体的中间竖直方向也采用桁 架形式; 为增强楼板协调能力，楼板内设置钢支撑( 详图 12) 。
连接体两端为保证与主体结构刚接，将连体的钢结构延伸至 主体的内筒。
本工程高度接近 150m，按规范进行人体舒适度验算，按
10 年一遇的基本风压计算了顺风向与横风向结构顶点最大 加速度 αmax ，详见表 4。
表 4 舒适度验算
顺风向 αmax
( m /s2 )
横风向 αmax
( m /s2 )
规范限值
( m /s2 )
方向角
结论
0°
90°
0. 036
0. 059
0. 114
0. 116
0. 15
0. 15
满足
满足
9 连体结构设计
连接体结构包含多层楼盖，两栋塔楼的动力特性基本 一

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■建筑结构
图 13 转换层框支梁钢骨布置图、转换梁大样和框支柱大样
角部框支柱上方框支剪力墙至少三层不应开洞，但 由 于
10 转换层结构设计
建筑使用功能的要求，只允许转换层处剪力墙封闭，其余层开
设角窗。为解决计算超限问题，在转换层转角窗处的剪力 墙 采用内置钢板的钢筋混凝土剪力墙( 图 14) ，根据文献 7 和文
献 10，在有地震作 用 组 合 时，其受剪斜截面限制 条 件 可 不 区 分剪跨比，其计算公式为式( 6) 。在设计中，为确保整体性和 有效性，采取以下措 施: ① 墙身分布钢筋配筋率取 0. 6% ; ② 钢板的厚度不宜大于混凝土墙厚度的 1 /15; ③由于角部应力 最集中，为此在端部设置型钢( 图 15) ，适当加密栓钉。
通过对转换层上、下结构布置的调整，使结构在转换层附
近竖向刚度过渡均匀。转换层上部与下部的等效侧向刚度比
( 剪弯刚度) 均 小 于 1. 3，γex = 0. 9603，γey = 1. 1870。同 时 也
满足转换层附近处层间位移角 θi 小于相邻上一层的 1. 3 倍
( 或不大于其上相邻三层层 间位移角平均值的 1. 2 倍 ) 。在 满足转换层上下刚度比、位移角的比值、位移、周期、扭转和最 小地震力等规范规定的有关指标，转换层以上墙体尽量减少， 加强落地剪力墙，加厚位于转换层下的上下贯通剪力墙，减薄
非贯通剪力墙或开洞甚至取消。尽量减少二次转换，传力直 接，上下柱或墙的少量偏位可通过在转换层内设置牛腿方式 予以解决。
SATWE 计算中对转换梁分别按梁单元及墙单元进行模
拟。两种模拟整体计算结果基本一致，转换构件配筋受弯设 计以“梁式”计算结果、受剪配筋以“墙式”计算结果为主。
由于存在二次转换，上部剪力墙靠框支柱边开洞较多，导 致框支梁截面承载力不足，受建筑净高和设备管线的限制，梁
截面不能加大，同时对于多项超限结构要有更强的延性和抗 倒塌能力，框支框架均采用型钢混凝土。在设计时，为使节点
受力明确、可靠，减少纵筋与型钢焊接，特采取以下措施，①为 避免塑性铰产生在梁柱节点核心区，在型钢柱侧面焊接一段
悬臂梁与钢梁栓焊连接; ②在型钢梁柱节点处，在钢骨柱上均
设置加劲板，板厚不小于梁翼缘厚，为确保混凝土密实，在加 劲板上预留溢浆孔或振捣孔; ③受钢骨柱翼缘阻挡，梁纵筋锚
固不足，增设钢牛腿焊接或设机械套筒连接; ④为增强型钢与 混凝土粘结和抗滑移能力，在型钢上增设栓钉; ⑤为使钢骨框
支梁与二次转换的框支次梁刚度匹配、变形协调，在框支次梁 增设一段长度不少于 1 /3 跨度的钢骨梁; ⑥上部剪力 墙 纵 筋
尽量避开转换梁内的型钢，若 实 在 避 不 开，在翼缘上加焊钢 板，墙纵筋与钢板焊接。
由于上部转换的剪力墙与转换梁有偏心，在有条件的 地 方，框支梁下端增设板，板厚为 200，形成箱型结构，增强抗扭
能力和转换 层 刚 度。转换梁所在的上下板配筋双层双向拉 通，配筋率不小于 0. 25% ，转换层的钢骨布置、转换梁大样和
1
{
Vcw ≤
( 0． 20βc fc bh)
γRE
( 6)
1 0． 25 0． 5
Vcw = V － γ (
fa Aa + λ － 0． 5βfp fp )
λ
RE
式中，λ 为计算截面处的剪跨比; fa 为剪力墙端部型钢的
屈服强度，Aa 为剪力 墙 端 部 型钢一端截面面积; fp 为 墙 身 钢
板的屈服强度，Ap 为墙身钢板横截面面积。
图 14 钢板混凝土组合剪力墙大样
11 连梁计算处理和抗震加强措施
11. 1 连梁计算和构造处理
连梁超限较多，本项目的连梁按以下两种模式计算，①考
虑竖向荷载、双向水平地震作用及风荷载的作用，连梁刚度折 减系数取 0. 65; ②考虑竖向荷载、风荷载的作用，连梁刚度折 减系数取 1. 0。连梁纵筋取以上两种模式计算的大值进行配 筋，并按“强剪弱弯”的原则验算连梁箍筋。
框支柱大样详图 13。

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福建建设科技 2013. No. 1.
■建筑结构
厚拉梁，拉梁的面筋锚入楼板内，增强相互平面整体性。加强
转换层上下各一层楼板厚度及配筋。
11. 2. 3 根据“高规”，为提高关键构件延性，对 主 楼 抗 震
等级进行合理调整，地下一层至九层为特一级，连 体 所 在 层
( 42 ～ 44 层) 为特一级，地下四 ～ 地下二层为三级，其 余 均 为
一级。在计算中框支柱及落地剪力墙底部加强区按特一级设 计，转换层以上非落地剪力墙底部加强区的内力按一级考虑，
抗震构造措施按特一级考虑。
图 15 剪力墙端部型钢柱设置大样
对于跨高比较小( 跨高比 不 大 于 1. 5) 的 深 连 梁 中，其 竖 向荷载产生的剪力所占的比例很小，当连梁按照强剪弱弯设 计时，受弯承载力就基本决定了连梁承受的最大剪力; 为了控 制剪压比，剪力就不能超过一定值，因此，连梁的受弯承载力 也应受到限制。剪压比的大小与受弯配筋的多少密切相关， 也可以说，在连梁中控制剪压比就是控制受弯配筋。纵筋的 配置一般情况下不由受弯控制，而 SATWE 中连梁的纵筋构造 配筋率是按相应抗震等级的框架梁的最小配筋率来确定的， 经验算，若按此配置纵筋就无法满足强剪弱弯的要求。设计 中深连梁在满足剪力斜截面的前提下，其纵筋最小配筋率参 考文献 4 按下表 5 确定。
表 5 深连梁最小配筋率
图 16 钢筋暗撑布置图
11. 2. 4 为增强剪 力 墙 的 延 性，采 取 下 列 措 施: ( 1) 调 整 落地剪力墙的厚度，控制剪力墙的剪应力水平，满足中震剪压 比条件; ( 2) 剪力墙端部设置型钢柱，型钢柱的面积一般不少 于加强区暗柱纵筋的面积，四周配以纵筋及箍筋形成约束暗 柱，如图 15; 提 高 落 地 剪 力墙墙身配筋率 ( 不 小 于 0. 6% ) ;
( 3) 转换层角部采用钢板混凝土组合剪力墙 ( 详 图 15) ; ( 4) 对于落地的核心筒，为保证其在超越荷载作用下由于开裂刚 度下降后的延性工作状态，采用带暗支撑钢筋混凝土组合剪 力墙( 图 16) ; 暗支撑配筋角度以 45°为宜，配筋比( 与墙体总 配筋量的比值) 控 制 在 0. 1 ～ 0. 3 之 间; ( 5) 连梁采用斜向配 筋方式，对于剪压比比较敏感的采用型钢混凝土连梁，或在连
梁中设置水平缝，形成双连梁。
11. 2. 5 构件及节点设计: 型钢混凝土竖向构件优先采用
高强度( Q345C) 、实腹式型钢; 对型钢混凝土组合构件增加保
护层厚度、设置必要的栓钉、配置必要的构造箍筋、采用高强 箍筋等措施来避免组合构件的粘结破坏; 通过最小的埋置深
度来确保大震作用下组合构件不发生受拉破坏。
12 小结
通过对该严重超限工程采用多种不同力学模型的计算程序 进行分析，并进行了多遇、设防和罕遇地震作用下的分析，依据分 析结果采取了一些加强措施，确保结构实现规范的“三水准”要 求。
注: 本项目方案是由香港胡周黄建筑设计( 国际) 有限公 司设计的，施工图由福州国伟设计公司设计的，结构设计顾问
单位为中国建筑科学研究院抗震所。在施工过程中为节约造
价，将上部连体部分取消，同时又对户型做了修改。现已竣工
投入使用。
( 下转第 15 页)
同时要求配筋率不得大于由剪压比控制的最大配筋率
ρmax ，ρmax 参考文献 5 按下列公式( 6) 、( 7) 计算:
2M / γRE弯
2As fyk ( h0 － as)
1
≤ ( 0． 15βc fc bh0 )
( 7)
Vb =1． 1
=1． 1
l
γ l
γRE剪
n
RE弯 n
0． 15βc ln fc γRE弯
ρmax = 2 ×1． 1γ
( 8)
f ( h － as)
RE剪 yk
0
连梁纵筋确定后按以下二式( 8) 、( 9) 验算连梁箍筋，并与电
算值比较取大值。
2M / γRE
( 9)
( 10)
Vb =1． 1
l
n
M = As fyk ( h0 － as)
经计算表明: 由以上配筋率确定的纵筋，反算得的弯矩及剪
力均大于电算值。
对于跨高比不大于 2 的深连梁，按高规的规定计算配置斜
向构造钢筋，增加连梁的延性，增强箍筋的抗剪。
11. 2 抗震设计加强措施
11. 2. 1 为增强转换层以上结构的抗扭和 Y 向侧移的刚度， 在外围剪力墙的窗洞处，利用窗台做上翻梁，加大外围水平构件
的刚度，使剪力墙形成强连接的联肢墙; 在开角窗的位置处，加厚 楼板不小于 150mm，并在角部增设斜向暗梁( 图 6) 约束端部剪力
墙。
11. 2. 2 在标准层深凹 槽 产 生的细腰部位每 4 层 设 置 宽
跨高比
最小配筋率( 取较大值)
l /h≤0. 5
0. 5 ＜ l /h≤1. 0
1. 0 ＜ l /h≤1. 5
0. 20，25ft /fy
0. 25，35ft /fy
0. 30，45ft /fy

15
福建建设科技 2013. No. 1.
■地基基础工程
加固时沿着筒仓原环形基础进行。
3. 3 施工应注意的问题
( 1) 为保证注浆和人工挖孔桩施 工 效 果，应 先 查 明 基 础 持力层范围内溶洞及软弱松散夹层的分布情况，以便确定人 工挖孔桩桩端持力层，是否进行埋设钢管进行桩端注浆及注 浆深度、浆压力的大小和注浆量。
( 2) 人工挖孔桩施工，注意地下水位的影响，分段开挖支 护。
( 3) 为保证加固效果，采用低压注浆处理时，需控制掌握 好注浆的参数，根据不同情况调整注浆浆液配合比，使地基处 理效果既能满足经济性要求，又能满足结构安全的要求。
4 结语
( 1) 本工程采用人工挖孔桩托换技术结合低压注浆加固 后，大型厂房设备正常运作，且经一年的沉降观测，裂缝未继 续扩展，也未再出现新裂缝，取得了良好的加固效果和经济效 益。
( 2) 采用 人 工 挖 孔 桩 托 换 技 术，施 工 设 备 简 单、操 作 方 便、受场地限制小、无噪音、无泥浆排放、质量可靠，因 而 得 以 广泛的使用，特别是在施工场地狭小的情况下可以弥补大型 机械的不足。
( 3) 在岩溶地区进行基础加固须准确查明原基础持力层 范围内岩溶及软弱松散夹层分布情况，结合其他加固措施处 理溶洞。综合采用多种托换方法进行加固，确保基础加固 效 果。
( 4) 本工程实例证明，岩溶塌陷区地基基础加固，采用人 工挖孔桩托换基础结合低压注浆技术加固建 ( 构) 筑 物 基 础 是一种可靠、经济、简便的方法，可为岩溶地区其他建 ( 构) 筑 物基础加固工程提供借鉴和指导。
参考文献
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［2］中国建筑科学研 究 院 . JGJ 123 － 2000 既有建筑地基基 础 加 固 技 术规范［S］. 北京: 中国标准出版社，2000．
［3］李洪昌，文枚 . 托换技术在地基加固中的应 用［J］. 科 技 创 新 导 报，2012( 04) : 32 － 34．
［4］王爱国，方欣，曹云锋 等 . 已 有 建 筑 地 基 加固与基础托换技术综 述［J］. 建筑技术开发，2008，35( 01) : 55 － 56．
［5］胡建平，彭振斌，彭文 祥 等 . 综 合 托 换 技 术在某大楼基础加固中 的应用［J］. 广东土木与建筑，2004( 03) : 45 － 46．
图 3
扩大承台连接大样图
图 4
挖孔桩埋设钢管示意图
低压注浆方法主要针对厂区其他小型厂房及设备基础进
行加固，加固 范 围 广。低压注浆引孔直径大于 110mm，穿 越 土洞、溶洞，进入完整灰岩。配合比: 水泥∶粉煤灰∶重 钙 粉
= 1∶2∶2; 水灰比按1∶1 0. 75∶1两 个 等 级。采 用 纯 压 注 浆，注浆压力为 0. 5MPa － 4MPa，一般控制为 1MPa，最大压力
4MPa。注浆时先外围 后 内 部，跳 孔 注 浆。该 厂 区 水 泥 库、煤 库、生料均化库、熟料库等为圆筒状结构，采用环形基础，注浆
檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲檲
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参考文献
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［2］中国建筑科学研究院 . GB 50011 － 2010 建筑抗震设计规范［S］.
北京: 中国建筑工业出版社，2010.
［3］徐培福，复杂高层建筑结构设 计［M］，北 京: 中国建筑工业出版 社，2005．
［4］方鄂华，高层建筑钢筋混凝土结构概念设计［M］，北京: 机械工业 出版社，2006．
［5］黄小坤，剪力墙连梁纵向钢筋构造配筋率探 讨［J］，建 筑 结 构，
2004( 1) ．