底部加强区

第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文2014年

欧浦国际商业中心动力弹塑性分析

陈进于，区彤，李东强，涂显军

（广东省建筑设计研究院，广州510370）

提要：欧浦国际商业中心项目采用钢筋混凝土框架-核心筒结构体系，东座结构属超B级高度超限结构。采用广厦GSNAP

软件对欧浦国际商业中心结构进行动力弹塑性分析，计算结果表明，塑性铰的分布和结构塑性损伤较少，受力性能良好，弹

塑性反应及破坏机制符合抗震概念设计要求，结构满足大震下的抗震性能设计目标。采用SeismoMatch对地震波进行选波对

比，修正后的地震波层间位移角和楼层剪力均较好地满足规范要求。采用PKPM-SAUSAGE软件进行动力弹塑性计算对比，结

果显示与GSNAP结果基本吻合。

关键词：动力弹塑性时程分析；塑性损伤；GSNAP；SAUSAGE；SeismoMatch

1工程概述

欧浦国际商业中心项目，位于广东省佛山市佛山新城。地上部分含东西两

座塔楼，首层至五层为裙房部分，裙房屋面高度约22.0米（局部27.0米），主

要为商业和办公功能。塔楼五层以上的塔楼主要为办公功能。东座45层，结构

屋面高度约208米；西座39层，结构屋面高度为179.5米。地下三层，底板面

标高-16.1m（效果图如图1所示）。

工程抗震设防烈度为7度，Ⅲ类场地，设计地震分组为第1组，设计基本

地震加速度值为0.1g，特征周期0.45s，安评提供特征周期为0.52s，裙房部分按

乙类设防，裙房以上塔楼部分按丙类设防；基本风压值0.60kPa。

2结构体系与抗震性能设计目标

2.1结构体系

图1建筑效果图

结构采用大底盘双塔结构，塔楼采用钢筋混凝土框架-核心筒结构体系（底部楼层框架柱采用型钢混凝

土柱）。裙楼主要平面尺寸为138.3mx39.5m，东西座塔楼部分主要平面尺寸均为39.5mx39.5m。塔楼部分

长宽比L/B≈1，塔楼高宽比为5.2红薯粉怎么煮 8（东座）和4.56(西座)。核心筒尺寸平均为21.3mx20.7m,核心筒高宽比

为10.07（东座）和8.70(西座)。外框与内筒距离约为8.4m，外框架柱之间距离约为13.烤羊排烤箱 5m。篇幅所限，本

文仅列举东座结构单塔分析结果。东座核心筒剪力墙由底部楼层的900mm渐变为上部楼层的400mm，东

座21F以下采用十字型钢混凝土柱，尺寸为1500x1500，21F以上混凝土由1500x1500渐变为900x900。墙

柱混凝土等级由底层C60渐变为顶层C30。典型标准层平面示意图见图2；结构模型见图3。

1

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图2典型标准层平面图图3结构整体怎么做酱牛肉 计算模型

该工程结构主要特点如下：

（1）本结构东座属超B级高度超限结构；西座属B级高度超限结构。

（2）3F~5F部分楼盖悬挑约9.4m，采用斜拉杆式桁架结构。两座塔楼之间采用大跨度钢梁+钢筋桁架

混凝土楼板连接，最大跨度为25m。

（3）存在楼板不连续、尺寸突变、构件间断等不规则2.5项，严重不规则0项。

本结构在进行小震弹性设计的基础上，采用动力弹塑性时程分析方法进行大震抗震性能分析。

2.2抗震性能设计目标

本结构形式为混凝土框架-核心筒结构（底部楼层框架柱采用型钢混凝土柱）。根据结构抗震设计以“三

个水准”为抗震设防目标，即“小震不坏、中震可修、大震不倒”。针对本结构的特点和超限情况，本牛顿第三定律内容 结

构两塔楼的抗震性能目标定为C级。结构性能目标要求如表1所述。

表1结构性能目标要求

抗震烈度1=多遇地震2=设防烈度地震

性能水准

核心筒剪力墙

框架柱

构件

跃层柱

大跨钢梁

连梁

性能悬挑结构钢拉杆

13

——

弹性

弹性

弹性

应力比＜0.75

应力比＜0.85

弹性

层间位移角限值东座1/553西座1/596

3=罕遇地震

41/100

斜截面弹性；正截面部分屈服，抗剪截面不屈服

斜截面弹性；正截面部分屈服，抗剪截面不屈服

弹性

应力比＜0.85

应力比＜0.90

局部屈服

不屈服

应力比＜1.0

应力比＜1.0

大部分屈服

3

罕遇地震动力弹塑性分析

3.1地震波输入

根据本结构的抗震性能目标，在罕遇地震（大震）作用下，本结构关键竖向构件不屈服，普通竖向构

件部产前征兆有哪些 分屈服，耗能构件大部分出现屈服，结构整体有明显的塑性变形。设计中采用广厦GSNAP软件对结构

进行大震下的弹塑性动力时程分析，模型采用单塔模型，不考虑规范规定的构件内力增大和调整系数。

本项目罕遇地震作用下动力时程分析地震波采用美国加州大学伯克利分校的peer地震动数据库中的实

2

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际地震记录天然波TCU1(1961年美国Hollister地震波、USGSSTATION1028地震台记录)、天然波

TCU2(1989年加州Loma-Prieta地震波、CDMG090地震台记录)及安评单位提供的人工波一进行动力弹塑性

时程分析。按双向地震计算，主方向加速度幅值为220cm/s

2

，主次方向地震加速度峰值比为1：0.85，阻尼

比0.05，其目标谱采用规范反应谱，Tg取值按照规范要求增加0.05s。本结构利用SeismoMatch软件，根据

目标谱对天然地震原始波在时域范围内进行谱吻合修正，该方法保留了实际加速度记录的全部相位特征和

时变频谱特性。图4是修正后地震波的加速度时程曲线和对应的加速度谱。

图4大震规范谱与地震波行开头的成语 谱对比图

3.2整体计算结果汇总

下表是结构在三向地震作用下的弹塑性分析整体结果汇总对比，每项均给出各主方向的三向计算结果

（表2）。

表2计算结果汇总（东座）

作用地震波

周期(s)

剪力（KN)

X向基底剪力（KN)

X向最大剪力与小震剪力的比值

X向剪重比

Y向基底剪力（KN)

Y向最大剪力与小震剪力的比值

Y向剪重比

X向顶点最大位移（m)

Y向顶点最大位移（m)

X向最大层间位移角

Y向最大层间位移角

人工波

天然波TCU1

天然波TCU2

PKPM计算前3周期：5.492S；5.300S；2.548S

GSSAP计算前3周期：5.620S；5.344S;2.809S

GSSAP小震反应谱基底剪力：

74512

4.255

5.39%

68256

3.716

4.94%

1.059

1.033

1/178(37F)1/178(35F)

55732

3.183

4.03%

70273

3.826

5.08%

0.745

0.728

1/247(37F)1/260(35F)

55228

3.154

4.00%

55962

3.047

4.05%

0.613

0.652

1/268(35F)1/259(37F)

3.3楼层剪力和层间位移角

GSNAP计算的主体结构最大弹塑性层间位移角X向最大为1/178，Y向最大为1/178，均小于1/100，

满足规范限值。在三条波作用下，结构整体刚度退化没有导致结构倒塌，满足“大震不倒”的设防要求。

结构在完成地震波动力弹塑性分析后，最大顶点位移为1059mm。由于竖向构件较规则，层间位移角未出

现突变的现象优美的歌曲 ，且最大层间位移角出现位置基本与弹性计算结果保持一致。各层层间剪力、位移角以及位

移如图5~图7所示。

3

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3.4构件塑性铰损伤情况

本文主要列出基底剪力最大的人工波一X主方向的构件塑性

损伤情况。

底部加强区剪力墙局部出现塑性铰，出现受压损伤。裙楼以

下部分墙柱出现拉力。非底部加强区核心筒外围剪力墙未出现明

显受压损伤情况，满足正截面不屈服要求；大部分楼层的连梁出

现受拉损伤的情况，个别外框和内筒联系梁出现塑性应变，外框

梁未出现屈服；连梁和连系梁的出铰顺序在核心筒剪力墙之前，

满足连梁耗能构件功能；从整体上看，结构底部、底部加强区部

分剪力墙出现受压损伤较大，但满足最小截面验算要求，其他位

置的剪力墙受压损伤则较小（如图8所示）。

针对塑性铰发展情况，对结构提出以下加强措施：(1)除满足

计算要求外，适当提高底部加强区核心筒外围剪力墙水平和竖向

钢筋的配筋率至0.60%；(2)除满足计算要求外，适当提高约束边

缘构件的配筋率至1.8%；（3）除满足计算要求外，底部加强区以

上8层的核心筒外围剪力墙设配筋过渡区，适当提高水平和竖向

钢筋的配筋率至0.45%，提高构造边缘构件的配筋率至1.3%。

4

SeismoMatch地震波修正对比分析

本结构采用的天然波TCU1和TCU2原始波由波库直接选

取，根据《高层建筑混凝土结构技术规程》4.3.5条文说明，所

采用地震波应与规范地震影响系数曲线在统计意义上相符，即

在对应于结构主要振型的周期点上相差不大于20%。由图9可

知TCU1和TCU2在东座和西座的特征周期点内与规范反应谱

差别超过20%，且在长周期段地震波下降趋势较规范谱明显加

图5动力弹塑性时程楼层剪力图6动力弹塑性时程层间位移角图7动力弹塑性时程楼层位移

图8框架梁和连梁塑性损伤情况

图9天然波修正前后反应谱曲线对比

4

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快。因此，有必要对天然波TCU1和TCU2进行波谱修正。

本工程利用加州大学伯克利分校开发的SeismoMatch软件，根据目标谱对天然地震原始波在时域范围

内进行谱吻合修正，该方法保留了实际加速度记录的全部相位特征和时变频谱特性。

由于天然波存在较大的随机性，即使峰值加速度相同，不同的天然波作用下结构的地震响应仍然有显

著差异，特别是对于超高层长周期结构，往往出现地震波响应远远小于人工波和规范谱的情况。从表3基

底剪力结果可知：（1）修正后TCU1基底剪力比修正前大了30%（X向）和70%（左右），修正前后TCU2

基底剪力基本保持一致。（2）修正后TCU1顶层位移是修正前的4倍左右。而TCU2则为修正前的2倍左

右。（3）修正后TCU1最大层间位移角是修正前的2~3倍左右。而TCU2则比修正前大了25%左右。（4）

最大层间位移角出现位置基本保持一致。（5）修正后的地震波层间位移角和楼层剪力数量级均与人工波结

果保持一致，且均满足规范要求。

表3天然波修正前后计算结果对比

作用地震波

X向基底剪力（KN)

Y向基底剪力（KN)

X向顶点位移（m)

Y向顶点位移（m)

X向层间位移角

Y向层间位移角

修正前

修正后

修正前

修正后

修正前

修正后

修正前

修正后

修正前

修正后

修正前修正后

人工波

X向

Y向

TCU1

X向

Y向

41644

55732

46382

70273

0.191

0.745

0.183

0.728

1/740(37F)

1/247(37F)

1/539(40F)1/260(35F)

TCU2

X向

Y向

57874

55228

59876

55962

0.308

0.613

0.293

0.652

1/340(40F)

1/268(35F)

1/334(37F)1/259(37F)

74512

68256

1.059

1.033

1/178(37F)1/178(37F)

5

SAUSAGE和GSNAP弹塑性计算结果对比

5.1SAUSAGE软件简介

为验证GSNAP动力弹塑性计算结果可靠性，本结构采用PKPM-SAUSAGE软件进行弹塑性计算对比

分析。SAUSAGE软件采用“GPU+CPU”并行计算手段，将高性能计算技术与显式时程动力弹塑性分析有效

结合，以达到超高层建筑结构动力弹塑性分析的准确计算和高效求解。其与GSNAP软件计算模型和积分

方法对比如表4所示。

表4GSNAP和PKPM-SAUSAGE计算模型及积分方法对比

钢材模型

GSNAP

双线性双线性或三

线性

SAUSAGE双线性

双线性

Timoshenko梁单

元纤维束

混凝土模型

梁柱单元

剪力墙

单元

墙元模

型

分层壳单元

杆元

内嵌于壳单元的

杆单元

暗柱钢

筋杆元

钢板纤维束

Nemark-

Wilson-Nemark-

分布钢筋

积分方法

显式/

隐式

隐式计

算

显式计算

SAUSAGE相比于一般的弹塑性软件，主要改进之处在于采用显示算法，阻尼计算采用更为合理的拟

模拟阻尼计算方法，基于Cauchy阻尼形式变化。SAUSAGE约定如下基本假定：各类构件的剪应力和剪

应变成弹性关系；不计钢材钢筋与混凝土之间的粘结滑移；梁柱节点均假设为刚接连接；不考虑约束混凝

土效应；不考虑梁柱偏心及刚域影响。

5.2弹塑性计算结果对比

5

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表5主要计算结果比较

完成相同一条地震波的计算，GSNAP平均需要21

个小时左右，而SAUSAGE所需的时间约为9.5个小时，

后者计算效率显著提高。

以人工波计算为例，两种软件计算主要结果如表5

所示，考虑到弹塑性实现机制的差异性，GSNAP和

SAUSAGE计算结果稍有不同。

层间位移角曲线对比详图10，层间剪力曲线对比见

最大层间位移角

作用地震波

基夜景美的句子 底剪力（KN)顶层最大位移（m)

X向

Y向

X向

Y向

GSNAP

74512

68256

1.0591.066

SAU景物头像 SAGE

81887

73783

0.7550.740

X向1/178(37F)1/186(17F)

Y向1/178(37F)1/189(37F)

图11，层间位移角曲线见图12，顶点位移时程曲线见图13。可以发现在罕遇地震作用下结构能够保持“大

震不倒”。SUASAGE计算出的基底剪力比GSNAP小10%左右，而计算出的层间位移角则比SAUSAGE

略小。从图10~12来看，两种软件剪力和位移指标发展趋势基本上保持一致，SAUSAGE的整体刚度比

GSSAP略大。SAUSAGE计算的X向最大层间位移角出现位置在17F，而GS虎皮鹦鹉怎么分公母 SAP最大层间位移角出现位

置在37F，但两者最大层间位移角的绝对值差别不大。由图13可看出，顶层位移的时程曲线发展趋势基本

上还是能够保持一致的。

图10基底剪力对比图11层间位移角对比图12层间位移对比

图13顶层X向和Y向时程位移曲线对比

5.3SAUSAGE塑性损伤情况

6

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图14为剪力墙受压损伤云图。在人工波作用下，底部加强区剪力墙基本上不发生受压破坏。在地震

波作用下连梁较早发生破坏，导致两端墙肢也伴随着轻微受压损伤，但损伤程度不明显，墙肢的局部受压

损伤因子基本在0.3以下。

图15为剪力墙受拉损伤云图。在人工波作用下，剪力墙墙肢转角位均发生轻微受拉损伤，但损伤因

子都在0.5以下，基本上不发生受拉破坏。

图16~17分别为4F楼板的受压损伤和受拉损伤云图，在地震波作用下，楼板基本上不发生受压损伤，

而在外框和内筒的楼板发生大片轻微受拉损伤，但损伤因子都在0.5以下，楼板不发生受拉破坏。

图14剪力墙受压损伤

图164F层楼板受压损伤

图15剪力墙受拉损伤

图174F层楼板受拉损伤

7

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5.4两种软件塑性损伤情况对比

在SAUSAGE计算中，在5S时刻顶部连梁出现塑性铰并逐渐往下扩散，7S时刻底部加强区出现塑性

铰，10S底部加强区剪力墙出现局部受拉损伤。而在GSNAP计算中，6S时核心筒外围连梁开始出现塑性

铰，随着地震波的发展，最后大部分连梁和连系梁均出现塑性铰。在10S时首层剪力墙首先出现塑性损伤，随着地震波的发展，剪力墙塑性铰逐渐扩展。两种软件的出铰顺序和时刻基本上能够保持一致。

综合以上计算结果，可见SAUSAGE的动力弹塑性计算结果和GSNAP的计算结果是基本吻合的。

6

结论

采用广厦GSNAP软件对结构进行动力弹塑性分析，通过对SeismoMatch选波对比以及与

PKPM-SAUSAGE动力弹塑性计算结果对比，得到以下结论：

（1）主体结构弹塑性最大层间位移角小于预设的性能目标1/100的要求，结构构件达到罕遇地震的抗

震性能设计目标要求。底部加强区部分剪力墙出现受压损伤较大，但满足最小截面验算要求，其他位置的

剪力墙受压损伤则较小；建议底部加强区剪力墙抗震等级为特一级，并适当提高底部剪力墙纵向钢筋钢筋

率，满足大震不屈服要求。

（2）当所选的地震波计算的基底剪力不满足规范反应谱要求，可考虑通过软件对地震波加速度谱进行

修正。建议对反应谱下降段比规范反应谱偏小的地震波采用地震波修正方法，而对比规范反应谱大很多的

地震波则建议重新选波计算，特别对超高层建议采用7条地震波取平均值计算。

（3）GSNAP的计算结果和SAUSAGE的计算结果基本吻合，两者的计算结果均满足相关规范要求以

及预定的性能目标，验证了GSNAP计算结果的正确性。

参考文献

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