厦门融信酒店超限结构工程设计与分析

高宇斌

(厦门上城建筑设计有限公司 福建厦门 361012)

1 工程概况

该项目位于厦门市海沧区海沧大桥南侧，该建筑物由1栋高层酒店、1栋高层办公楼、1栋多层配套用房、裙楼、一层地下室及一座连廊组成。本次超限审查为高层酒店(即1#楼)(图1)，建筑体型简洁，一侧山墙逐层收进。地上28层，地下一层，标准层平面尺寸为60.75m×24m，建筑高宽比为5。底部4层层高分别为6.6m、5.6m、6.6m及5m，第五层为机电转换层，层高仅2.15m，6～26层层高均为3.8m，27～28层高均为4.5m，楼梯间及屋顶机房部分层高5m，且楼梯间及屋顶机房部分所占面积超标准层面积的30%，故结构计算高度为楼梯间及屋顶机房屋面标高，则建筑高度为119.75m(楼梯间及屋顶机房屋面标高)+0.15(室内外高差)=119.9m。根据《超限高层建筑工程抗震设防专项审查要点》，该工程存在3项不规则，属于超限高层结构。

图1 建筑效果图

工程设计使用年限为50年，建筑结构安全等级为二级，抗震设防类别为丙类，抗震设防烈度为7度(0.15g)，场地类别为II类，设计地震分组为第二组，地基基础设计等级为甲级，地面粗糙度类别为A类，荷载取值及其他相关设计参数按照国家现行规范执行。

2 结构设计

2.1 结构体系

该工程一至四层为大开间使用空间，二层建筑功能需要局部挑空，根据建筑功能需求，结构体系选择框架剪力墙结构形式，剪力墙布置在楼梯电梯部位及不影响建筑使用功能的位置，框架抗震等级为二级，剪力墙抗震等级为二级。典型结构平面图如图2所示。

图2 典型结构平面图

2.2 基础设计

酒店主楼下设置一层地下室，主楼范围内采用冲孔灌注桩基础，桩基承台面标高为1.900(黄)(典型地质剖面详图3)，冲孔灌注桩以中风化花岗岩及碎块状强风化花岗岩作为桩基持力层。桩径1200mm,桩长约20m～30m，桩端进入中风化花岗岩层不小于1m，进入碎块状强风化花岗岩层不小于3m，冲孔灌注桩做后注浆处理。单桩竖向抗压承载力特征值为10 000kN。为消除主楼和纯地下室之间沉降差，在主楼和纯地下室之间设置沉降后浇带，后浇带需在主楼结构封顶且沉降稳定后方可封闭。

图3 典型地质剖面

2.3 超限情况

该工程设计中存在的超限情况：

(1)扭转不规则，在考虑偶然偏心影响的地震作用下，楼层竖向构件的最大水平位移和层间位移大于该楼层平均值的1.2倍。

(2)局部穿层柱、墙，由于建筑2层开大洞导致局部柱、墙为穿层柱、墙(图4)。

图4 建筑二层局部平面布置图

(3)个别竖向构件的转换，由于建筑立面收进，1-11轴交1-C轴框架柱在六层楼面转换。7层～19层此梁上柱为建筑立面收进后角柱。设计时，利用四层及五层二层做斜撑转换，既解决了角柱无法落至基础的问题，又对建筑功能无影响，如图5所示。

图5 转换部位详图

综合考虑建筑高度、规则性、抗震设防类别、设防烈度、场地条件等按《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ3-2010)[2]第3.11条，设定结构抗震性能目标为C级，对结构关键构件的性能化要求如表1所示。

表1 关键构件性能目标

2.4 超限审查专家组意见及设计中采取的措施

2.4.1专家组意见

(1)酒店主楼三层楼板以下，1-7轴右侧(含1-7轴)竖向构件抗震等级提高一级，穿层柱及穿层墙按中震弹性进行复核，对穿层墙进行稳定性验算。

(2)二层楼板大开洞，本层楼板及上一层楼板均应加强，整体分析计算时采用弹性楼板。

(3)电梯井边筒剪力墙没有楼板相连，应采取措施增加平面外刚度，并应做稳定性验算。

(4)扭转位移比偏大，应采取加大结构扭转刚度措施。

(5)斜撑按中震抗剪弹性、抗弯弹性进行复核。

(6)斜撑底部的框架梁，应能承受斜撑产生的全部拉力。

2.4.2设计中采取的措施

(1)按专家意见进行设计。

(2)二层及三层楼板板厚加厚至150mm，并采用双层双向拉通配筋，拉通钢筋的配筋率不小于0.3%，整体分析计算时采用弹性楼板,同时对楼板进行有限元应力补充分析。

(3)电梯井边筒，采用剪力墙围合形成刚度较大的筒体，并进行稳定性验算。

(4)加大边框梁截面，增加边框梁刚度，减少扭转效应。

(5)斜撑按中震抗剪弹性、抗弯弹性复核，斜撑内设置型钢，设计中对斜撑及与斜撑相连的转换柱、与斜撑相连的四层楼面框架梁均设置型钢，并进行性能化设计。与斜撑相连的转换柱型钢设置至六层楼面。与转换构件相连的楼板按弹性板进行设计，楼板板厚加厚至150mm并采用双层双向拉通配筋，拉通钢筋的配筋率不小于0.3%。

(6)斜撑底部的框架梁按小震进行设计，梁内型钢承担中震弹性下斜杆产生的全部拉力。

(7)斜撑转换部位涉及三层楼面，从设计机理上来说三层楼面共同作用，每层与斜撑相连的框架梁均会产生水平力，设计中对此3层与斜撑相连的楼板进行弹性楼板定义。查其内力结果表明，斜撑底部(4层)框架梁内力最大。为此超限审查中提出应按计算结果与中震下斜撑轴力在底部产生的水平分量进行包络设计，拉力全部由型钢混凝土梁内型钢承担。比较结果表明，斜撑在中震下产生的拉力(全部由型钢承担)较大，其内力结果及设置型钢截面如表2所示，与斜撑相连的框架梁均按转换梁进行设计。

表2 斜撑内力结果及型钢截面

斜撑底部框梁截面尺寸为1000×1000，斜撑中震下产生的水平分量(拉力)=max{16 019cos48.32,21 371cos58.15}=11 277kN，设置BH600×450×34×34(Q345)。

(8)关键部位节点处理。该工程中关键节点部位根据节点内力和构造要求分别进行了加强处理，如图6～图7所示，对于型钢混凝土柱、型钢混凝土梁及型钢混凝土斜撑连接节点处设置加劲肋，型钢翼缘设置栓钉，对于节点区域要求在工厂连接，焊缝等级不低于二级，斜撑及斜撑与框架柱节点设计如图6所示。

图6 斜撑根部连接详图

斜撑顶部处节点设计如图7所示。

图7 斜撑顶部连接详图

3 结构计算分析

该工程选用SATWE软件、PMSAP软件进行弹性分析对比，并考虑偶然偏心、双向地震作用、扭转耦联以及施工模拟加载的影响。

3.1 主要截面和材料

从结构整体分析出发，对结构主要构件进行设计分析，构件尺寸如表3所示。

表3 主要构件尺寸

混凝土等级如表4所示。

表4 混凝土等级

3.2 多遇地震作用下弹性分析

多遇地震下选用SATWE软件、PMSAP软件进行弹性分析对比，分析结果如表5所示。

表5 多遇地震下选用SATWE软件、PMSAP软件进行弹性分析对比

由计算结果可得，结构自振周期、剪重比、地震及风荷载作用下的最大层间位移角和位移比等参数，均满足高规及抗规的要求，同时分析结果较接近，整体结构自振特性良好，结构设计合理。

3.3 中震设计

中震作用计算，采用基于弹性反应谱CQC法的SATWE软件按中震弹性计算。中震弹性计算，不计入内力调整系数，计入抗震承载力调整系数，计入荷载和地震作用分项系数，构件材料强度采用设计值。

3.4 框架-剪力墙结构设计

该工程采用框架剪力墙结构体系，根据SATWE软件计算结果，框架在规定水平力作用下结构底层框架部分承受的地震倾覆力矩与结构总地震倾覆力矩的比值，X向为23%，Y向为11.33%应按框架剪力墙结构进行设计。其框架剪力按《高层建筑混凝土结构技术规程》(以下简称《高规》)第8.1.4条进行调整。

3.5 整体稳定性和抗倾覆验算

该工程建筑高宽比5，根据计算结果基底无零应力区，满足要求。X向结构刚重比EJd/GH2=5.84，Y向结构刚重比EJd/GH2=5.52，满足《高规》第5.4.4条整体稳定性验算，且可以不考虑重力二阶效应。

3.6 弹性时程分析

该工程选取2条天然波和1条人工波，根据计算规范谱与地震波谱对比图及最大楼层剪力曲线，如图8～图9所示，0度和90度基底剪力及与CQC比值如表6所示。

图8 规范谱与地震波谱对比图

图9 最大楼层剪力曲线图注：该工程弹性时程分析时，每条时程曲线计算所得结构底部剪力均不小于振型分解反应谱法计算结果的65%,且计算所得结构底部剪力的平均值不小于振型分解反应谱法计算结果的80%。

表6 0度和90度基底剪力及与CQC比值

根据图8～图9及表6可以得出，时程分析满足多条时程分析曲线计算所得的结构基底剪力的平均值不小于振型分解反应谱法结果的80%，每条时程曲线计算所得的结构基底剪力不小于振型分解反应谱法计算结果的65%。所选时程曲线满足高规及抗规要求。

该工程选取三组时程曲线进行计算，结构地震作用效应取时程分析法计算结果的包络值与振型分解反应谱法计算结果的较大值。在结构设计时，根据时程分析结果，对21层～31层结构地震力进行放大，放大系数根据结果取1.1。

4 结语

在该超限结构设计中，根据抗震设计原则及建筑特点，首先选用合适的结构体系及合理布置竖向构件并做优化，使之具有良好的结构性能。抗震设计中采用性能化设计方法，除保证结构在多遇地震作用下完全处于弹性阶段外，还补充了主要构件在设防烈度地震作用下的性能要求。计算结果表明，基本满足《建筑抗震设计规范》及《高规》的有关要求，结构不规则程度得到了基本有效的控制。同时，通过各阶段的计算程序分析结果，对关键和重要构件采用型钢混凝土柱、型钢混凝土斜撑及型钢混凝土梁，在构造方面采取了可靠的措施。该工程已通过超限审查，现已竣工。