柳州三胞国际广场位于柳州市文昌路西和桂中大道南交汇路口处的东南角地块。总建筑面积20万m²。地上由1#商业和2#酒店、办公楼组成。其中2#楼地上38层, 地下2层, 建筑面积为 89 532m², 建筑总高度为215.4m, 结构高度为202.4m, 为超A级高度超限高层建筑, 首层层高为5.7m, 2～4层层高为5.4m, 5～33层层高为5.5m, 34层及以上各层层高为4.2m, 10, 19, 28层为避难层, 建筑效果图见图1。本工程抗震设防类别为乙类, 抗震设防烈度为6度, 建筑场地类别为Ⅱ类, 地震分组为第一组。结构安全等级为二级, 建筑桩基设计等级为甲级, 设计使用年限为50年。地面粗糙度类别为C类, 50年重现期基本风压为0.30kN/m², 10年重现期基本风压为0.20kN/m²。

　　 根据地质勘察报告, 地貌单元属柳江河二级阶地及柳东岩溶平原接触部位。场地中、北部原为柳州市立新砖厂取土场, 地势低洼, 在场地中部一带形成一个明显的陡坡台地地形。后经人工回填, 现场地较平坦, 标高90.8～94.3m, 高差约为3.50m。各土层分布及物理力学性质见表1。地下水对混凝土结构及钢筋混凝土中的钢筋均具微腐蚀性。

　　 本工程为超高层建筑, 荷载较大, 主楼基础采用桩筏基础, 桩端持力层为⑦微风化白云质灰岩, 为嵌岩桩。抗压桩采用后注浆大直径钻孔灌注桩, 桩端注浆。设计桩径ϕ1 000, 桩长不小于6m, 单桩承载力特征值10 000kN。筏板厚度1.0m, 承台厚度3.0m, 布桩方式为核心筒筏板下均匀布置、柱下为多桩承台布置, 桩距约为3.0m。

　　 2#楼平面为Y形, 内部为三角形核心筒, 结构形式为钢筋混凝土框架-核心筒结构, 楼盖形式为钢筋混凝土现浇楼盖。

　　 由于平面形状为Y形, 且平面突出部位尺寸l与平面尺寸B_max比值为0.29, 接近《高层建筑混凝土结构技术规程》 (JGJ 3—2010) ^[1] (简称高规) 0.35的限值要求, 对结构整体抗扭刚度不利, 扭转周期比大于0.85, 偶然偏心下位移比大于1.4, 因此需加强外围框架部分侧移刚度以提高整体结构抗扭刚度。最有效的方式是尽量在靠近柱网外侧增加一定数量剪力墙, 但受制于建筑外立面效果及内部视觉通透效果, 无法在最外侧柱网布置剪力墙, 同时为了保证内部开敞空间, 将剪力墙设置在Y形三肢与核心筒邻近的柱网上, 位于走廊与酒店、办公分隔墙位置, 此种做法既能提高扭转刚度又能将对建筑功能的影响降到最低。布置剪力墙后周期比为0.77, 满足小于规范0.85的限值要求, 同时位移比也减小到1.4以下, 结构抗扭刚度得到很好的控制。

　　 框架-核心筒结构中, 核心筒的合理布置直接影响到结构计算结果指标及经济性, 本工程在满足建筑功能的前提下, 对核心筒内墙方案进行两种不同方案的分析比较。方案一保留一定数量内墙, 结合楼电梯间开洞及管井布置, 保证墙体之间相互支撑条件从而提高墙体稳定性, 墙体布置见图2;方案二尽量减少内墙数量, 核心筒中楼梯间剪力墙应作为必要的剪力墙保留, 其余墙体在满足梁布置的前提下, 尽量取消, 墙体布置见图3。两种方案计算得到的核心筒墙肢轴压比均满足高规不大于0.50的限值要求。两种方案的对比结果见表2。

　　 由表2可知, 两种方案均能满足要求, 结构抗扭刚度、扭转变形基本相同, 混凝土用量基本持平。但方案一减小了墙体厚度, 每层可增加使用面积16m², 并且减少了二次砌筑的工作量, 是更合理的布置方案。

　　 为了增加建筑有效使用面积、减小框架柱断面尺寸, 底部楼层 (19层及以下) 所有框架柱均采用型钢混凝土柱, 以保证其在地震作用下的延性。框架柱截面尺寸为1 400×1 400, 向上逐步过渡为800×800, 核心筒外圈墙体厚度为800mm, 向上逐步过渡为350mm。墙、柱混凝土强度等级自C60向上过渡为C40, 标准层结构平面布置图见图4。

　　 根据《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) ^[2] (简称抗规) 、高规和《超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点》 (建质[2015]67号) ^[3] (简称超限审查要点) 有关规定, 本工程结构高度为202.4m, 超过A级高度限值150m, 属于高度超限;偶然偏心下最大位移比为1.32, 大于1.20;首层大堂存在5根穿层柱, 故应进行超限审查。根据结构整体分析结果, 工程结构体系明确, 第一、二自振周期均为平动周期, 第一扭转振型与第一平动振型周期比为0.77, 满足小于高规0.85的限值要求, 说明结构体型较好, 具有很大的抗扭刚度, 对抗震有利。此外, 结构无明显软弱层和薄弱层。因不超B级高度, 有两项不规则, 需要进行设防烈度及预估的罕遇地震烈度下的性能化设计及弹塑性动力时程分析。综合以上条件并参照国内类似工程, 将性能目标定为略低于C级, 结构及各构件抗震性能水准详见表3。

　　 2#楼有两层地下室, 地下1层层高为7.2m, 地下2层层高为4.3m, 地下1层外围局部为下沉广场, 没有可靠侧限, 因此地下1层顶板不具备作为结构嵌固端的客观条件, 而计算结果显示地下2层剪切刚度与首层及地下1层的剪切刚度之比均小于2, 因此地下2层顶板也不可作为结构嵌固端, 故结构嵌固于基础底板顶。剪力墙底部加强部位的高度从地下1层顶板算起, 向上延伸至地上4层, 向下延伸至基础底板。本工程抗震设防烈度为6度, 由于抗震设防类别为乙类, 框架、剪力墙和核心筒抗震等级均为一级。

　　 因本工程体型较为规则, 非复杂建筑, 周围地形环境简单, 但建筑物高度大于200m, 根据高规第4.2.7条要求, 需进行风洞试验。

　　 将风洞试验结果输入SATWE软件计算所得基底剪力、倾覆力矩与程序自动计算基底剪力、倾覆力矩结果对比见表4, 程序自动计算基底剪力及倾覆力矩与风洞试验结果相近, 考虑上部楼层风洞试验结果略大, 实际计算中两者取包络设计。

　　 高规规定对房屋高度不小于150m的高层混凝土建筑结构应满足风振舒适度要求。对办公、酒店 (旅馆) 建筑, 由《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) ^[4]规定的10年一遇的风荷载标准值作用引起的屋顶加速度的限值为0.25m/s²。风洞试验结果:结构顺风向顶点最大加速度为0.031m/s², 结构横风向顶点最大加速度为0.033m/s²;PMSAP计算得到结构顺风向顶点最大加速度X, Y向均为0.025m/s², 结构横风向顶点最大加速度X, Y向分别为0.014m/s²和0.013m/s²;SATWE计算得到结构顺风向顶点最大加速度X, Y向分别为0.029m/s²和0.025m/s², 结构横风向顶点最大加速度X, Y向均为0.005m/s², 均满足规范对舒适度的要求。

　　 采用SATWE软件对结构进行小震及风荷载计算, 计算结果见表5, 由表5可知, 地震作用和风荷载作用下层间位移角均满足规范关于框架-核心筒结构弹性变形能力1/609 (按规范插值结果) 的要求, 其中X向由风荷载作用控制, Y向由地震作用控制。地震和风荷载作用下底部倾覆力矩及基底剪力接近。表5中层间位移角与规范限值之间存在一定富余, 原因是由于地震作用和风荷载相对较小, 结构墙、柱截面由轴压比控制, 而非侧向刚度控制。

　　 采用SATWE和PMSAP软件对结构进行小震弹性整体分析对比, 计算时采用考虑扭转耦联的振型分解反应谱法 (CQC法) 。计算结果见表6。由表6可知, 剪重比略低于规范0.6%的限值要求, 但依据超限审查要点, 计算基底剪力系数比规定值低15%以内, 可采用规范关于剪力系数最小值的规定进行设计。两种软件的其余各项计算结果均满足高规对各项指标的要求, 在结构自振周期、层间位移角和基底剪力等方面两种软件计算结果均接近, 表明计算结果合理、可靠。

　　 从结构自振周期可以看出, 结构具有较强的抗扭刚度, 在偶然偏心地震作用下, 按规定水平力计算出的最大扭转位移比均控制在1.4以内, 说明结构布置较为均匀合理, 能较好地控制结构在地震作用下的扭转效应。

　　 各层框架承担的地震剪力占底部总剪力的比例最小值为12%, 大于高规规定的不宜小于10%的要求。底层框架部分承担的倾覆力矩占总地震倾覆力矩的比例为25%, 符合高规第8.1.3条中按框架-剪力墙 (核心筒) 结构进行设计的条件。

　　 根据抗规第5.1.2条规定, 本工程选用5条天然波 (S0176, S0233, S0473, S0641, S0655波) 和2条人工波 (S635-2, S635-4波) , 采用SATWE软件对结构进行小震弹性时程分析。多条地震波的平均地震影响系数曲线与CQC法所用的地震影响系数曲线相比, 在对应结构主要振型的周期点上相差不大于20%。每条地震波计算所得的基底剪力均大于CQC法计算结果的65%, 7条地震波计算所得的结构基底剪力平均值也大于CQC法计算结果的80%, 详见表7。因此, 所选地震波满足抗规要求。30层及以上楼层时程分析法计算所得剪力与规范反应谱法X, Y向比值为1.22和1.21, 将时程分析所得放大系数反填入SATWE前处理参数中, 在配筋计算中考虑地震剪力放大。

　　 最大层间位移角计算结果见表8, 由表8可知, 各条地震波计算所得最大层间位移角及其平均值均满足规范关于框架-核心筒结构弹性变形能力1/609的要求。

　　 根据高规第3.11.3条及条文说明, 允许采用等效弹性分析设计方法来初步验算结构构件是否满足结构第3, 4性能水准的要求, 再通过动力弹塑性分析校核全部竖向构件承载力。

　　 按照设定的抗震性能目标要求, 需要对中震作用下关键构件、普通竖向构件和耗能构件的承载力进行复核, 确定其达到预期的性能目标。中震弹性计算结果:底部加强区的框架柱、核心筒外墙及沿楼层全高平面最外侧框架柱抗剪承载力均满足中震抗剪弹性的要求。中震不屈服计算结果:非底部加强区核心筒外墙、沿楼层全高核心筒内墙、非核心筒剪力墙、除底部加强区及平面最外侧以外框架柱均满足中震抗剪不屈服要求;底部加强区核心筒外墙及框架柱、沿楼层全高平面最外侧框架柱满足抗弯不屈服要求。

　　 中震不屈服计算结果显示, 在设防地震作用下, 全部剪力墙及框架柱均处于受压状态, 未出现拉应力。

　　 根据前述性能目标, 所有剪力墙、框架柱等竖向构件在罕遇地震作用下应满足剪压比要求, 以避免大震下结构发生剪切脆性破坏。通过大震不屈服计算, 所有剪力墙、框架柱等竖向构件均满足截面抗剪限制条件。

　　 本工程采用PKPM-SAUSAGE软件对结构进行了罕遇地震下的弹塑性动力时程分析。地震波选取2组天然地震波记录和1组人工波记录。输入中主方向加速度峰值为125cm/s², 次方向加速度峰值为106.25cm/s²。结构在罕遇地震作用下层间位移角最大值见表9, 由表9可知, 结构最大层间位移角满足规范关于框架-核心筒结构弹塑性变形能力不大于1/100的要求。计算得到的弹塑性位移曲线比较光滑, 弹塑性层间位移角曲线总体光滑, 无明显突变, 结构无薄弱层。

　　 PKPM-SAUSAGE计算结果显示, 通过在核心筒剪力墙合理开洞形成连梁, 连梁在大震下损伤耗能效果明显, 从而保护了主承重墙肢, 大部分主承重墙未出现明显的损伤;大震下部分楼层框架梁出现塑性应变, 框架柱均为弹性状态, 说明核心筒进入塑性后外框架可以起到抗震第二道防线的作用。本结构抗震性能良好, 结构在罕遇地震作用下的震后性能状况达到主承重剪力墙、框架柱基本无损坏, 部分框架梁轻度损坏, 连梁中度损坏的性能目标, 满足所设定的抗震性能要求。

　　 本工程结构高度为202.4m, 为B级高度建筑, 超出A级适用高度限值35%, 且存在两项不规则, 属于一般不规则结构。针对上述超限情况及设计中的关键技术问题, 在设计中采取了相应的加强措施:1) 各楼层框架柱总剪力按0.2V₀ (结构底层总剪力) 和1.5V_{f, max} (各层框架承担的地震总剪力中的最大值) 二者的较小值进行调整, 框架梁按照规范要求调整;2) 穿层柱采用型钢混凝土柱, 地震内力取相邻柱剪力进行设计校核, 并考虑计算长度不同进行承载力设计;3) 采用动力弹塑性分析方法进行罕遇地震作用下的弹塑性变形分析及动力弹塑性时程分析, 并采取一定的加强措施;4) 沿柱全高采用直径为12mm的井字复合箍, 间距不大于100mm、肢距不大于200mm;5) 型钢混凝土柱轴压比不超过0.70、底部剪力墙轴压比不超过0.5;6) 对于跨高比不大于1、宽度不小于400mm的连梁以及抗剪超筋的连梁采用交叉暗撑。

　　 本工程属高度超限建筑, 且平面布局较为规则。在结构设计中采取了较为合理的结构布置方案, 并采取了有效的抗震措施, 使得结构具有良好的抗震性能, 通过计算结果可以看出, 该结构方案在多遇地震下能够保持弹性, 周期比、位移比、刚度比等整体指标均满足现行规范要求;在设防地震下底部加强区竖向构件能够满足抗剪弹性以及抗弯不屈服, 底部加强区以上竖向构件能够满足抗剪不屈服;在罕遇地震下楼层弹塑性层间位移角小于规范限值, 所有竖向构件均满足截面抗剪条件, 不会发生整体失稳或整体丧失承载力, 完全能满足预定的性能目标和性能水准, 也能满足“小震不坏, 中震可修, 大震不倒”三水准的设计要求。