第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 沈阳宝能金融中心住宅塔楼结构设计 孟美莉，吴兵，傅学怡，郑竹”周坚荣，陈力嘉，许鸿珊，吴杨，王元中 (1.深圳大学建筑设计研究院.
深圳，518060：2.深圳宝能投资集团，深圳，518000) 摘要：沈阳宝能金融中心住宅塔楼高194~200m，结构高宽比8.49.5，采用钢筋混凝土全落地剪力墙结构体系，通过合理 地配置剪力墙，形成束筒效应，有效提高了整体结构抗侧及抗扭刚度：考虑大底盘多塔效应、短墙效应等对结构进行了深入 细致的计算分析，以保证工程的安全性和合理性.
工程所采用的结构体系对于其它超高层住宅建筑具有很好的借鉴作用.
关键词：剪力墙束简结构：大底盘多塔：高宽比：超高层住宅： 1工程概况 沈阳宝能金融中心项目位于沈阳市沈河区，本项目东边的青年大街是沈阳市的最主要的主干道路，俗 称金廊：西边为彩塔街，北边为沈阳第九中学，南边为文艺路.
该地区为沈阳市金廊的主要商业中心区.
总用地面积58424.1m2，总建筑面积107万m2，建筑基底面积58424.1m2.
项目包括1栋办公塔楼T1、1 栋酒店公寓塔楼T2、5栋超高层住宅及5商业裙楼及5层地下室.
其中T1办公塔楼、T2酒店塔楼分别设 建筑、结构专业从方案、初步设计至施工图均由深圳大学建筑设计研究院完成，建筑效果图见图1，各塔 楼平面及结构分缝示意见图2.
结构缝 结构缝 图1建筑效果图 图2各塔楼平面布置及地面以上结构分缝示意 2结构构成 本工程住宅塔楼为全落地剪力墙结构，设有五层裙房，裙房高为28.0m，六层为架空层，层高6.8m， 七层以上为住宅标准层，层高3.0m，主体结构59层，高约为194.55m，局部出屋面为机房.
由于建筑平面呈一字形，为加强建筑的抗扭刚度，在不影响建筑的前提下在周边布置剪力墙并加厚， 两侧山墙部分梁配合建筑上反、梁高增大，同时弱化筒体内部，楼电梯间布置少量剪力墙主要承受重力荷 载.
地下室至首层，墙厚700~600mm，首层至六层：墙厚500~400mm（少量600mm），七层以上外围墙 作者简介：孟美莉（1970-)，女，学士.
教授级高级工程师
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 厚450~400~350~300mm，其他墙体厚350~300~250~200mm，墙体混凝土从C60~40，为避免刚度突变，墙 体收进和混凝土变化错开两层以上..
楼屋盖结构采用梁板体系，梁高600mm，局部采用大板，不设置小次梁，以提高建筑室内净高，楼板 厚度为100~180mm不等.
结构构成具有如下特点： 2.1大底盘多塔 裙房与5栋住宅塔楼之间不设防震缝，为一大底盘多塔结构.
结合建筑功能需要，利用楼梯间布置剪 力墙，以使大底盘具有适宜的抗扭刚度、抗侧刚度，形成完整的框架一剪力墙体系.
同时，5栋塔楼均匀 置于裙房周边，塔楼对底盘基本对称布置，上部塔楼结构的综合质心与底盘结构质心的距离： AX=24.92m，相应于裙房边长的12.4%； AY=12.83m，相应于裙房边长的5.3%： 均小于相应裙房边长的20%.
综合系心 上部话 53800 大自品心 图3塔楼与底盘质心示意图 图43#楼结构平面布置图 2.2剪力墙束筒 住宅均为板楼，塔楼宽度均较小，5栋塔楼建筑高宽比为：9.5（3.5.6.#）、8.1（4#）、8.7（7#）， 均大于《高层建筑混凝土结构技术规程》中B级高度高层建筑适用的最大高宽比.
相对于常规建筑，该类大 高宽比的结构，其结构刚度、剪重比、刚重比等均难以控制.
结构设计时，结合住宅的建筑特点，剪力墙 均匀布置，通过加厚外翼墙肢、围合剪力墙等措施构成平面内多个有效筒体，整栋塔楼主体结构由多个束 筒一连梁构成，产生束筒效应，充分发挥整体结构空间作用，有效的提高了结构的抗侧、抗扭刚度.
典型 塔楼结构平面布置见图4.
2.3塔楼纵向短墙较多 板楼式的建筑布置，南北向的门、窗导致了纵向短墙较多，对结构抗震延性不利.
3整体结构性能 结构计算主要采用ETABS9.7.4软件，其中梁采用杆单元，楼板、墙体采用壳单元模拟.
各栋塔楼计算 时均带有周边3跨裙房结构.
项目抗震设防烈度为7度，丙类设防，场地特征周期0.4s，场地安评报告提供的小震时程波峰值加速 度为40gal，根据公式α=2.25xA/g计算得到安评对应的α=0.0915，小震计算采用作用效应较 大的安评谱，中、大震计算采用规范谱.
按荷载规范，沈阳市基本风压0.55kN/m²（50年一遇）.
根据《高规》4.2.2条规定，承载力设计时按 基本风压的1.1倍采用，C类地面粗糙，体型系数1.4.
主要计算结果见表1、2.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 表1结构整体计算指标 计算模型 计算结果 3楼 4楼 5 6楼 7#楼 自振周期 4.62 (Y) 4.25 (Y) 4.47（Y) 4.62 (X) 4.57 (Y) (S) 2 4.36 (X) 4.05 (X) 4.23 (X) 2.97(T)=0.64T 3.26 (T)=0.77T 1.97 (T)=0.43T1 3.45 (T)=0.75T1 地震作用下 X向 1/1193(28 层) 1/1262(24 层) 1/968(39 层) 1/1250(27 层) 最大层间位移角 Y向 1/917(46 层) 1/1088(41层) 1/947(46 层) 1/872(42 层) 50年风荷载作用下X向 1/2612(28 层) 1/2995(24 层) 1/1297(29 层) 1/3257(24 层) 最大层间位移角 Y向 1/878(43 层) 1/1145(38 层) 1/928(43 层) 1/872(37 层) 最大扭转位移比 x向 1.25 （59层） 1.03 （6层） 1.14（20层） 1.24 (59) （计偶然偏心） Y向 1.20 (6层) 1.02 （6层） 1.19 (6层) 1.26 (7层) 重比 X向 3.85 4.12 2.99 3.82 EI/GH² Y向 2.88 3.34 2.85 2.98 3.1模态分析 计算取27个振型，X、Y两方向质量参与均95%以上，前3个振型周期见表1，可以看到，结构平动、 扭转振型清晰，第1、2振型均为平动振型，T/T=0.75<0.85，较好的满足了规范要求. 3.2位移角及位移比 由于结构设计充分利用剪力墙结构的整体空间筒体效应，注意围合整体剪力墙结构，外翼缘墙肢加厚， 有效提高整体结构抗侧和抗扭刚度. 可以看到，主体结构层间位移角均很好的满足规范要求. 其中，考虑 偶然偏心影响，扭转位移比最大值出现在7#楼的第7层，6/3=1.27，略大于规范规则结构限值1.2，但 相应楼层的层间位移角（1/1452）小于规范规定的1/694，基本满足规范要求： 3.3整体稳定 各栋塔楼中刚重比采用倒三角形加载方式计算得到，最小值为2.85，均大于2.7，且尚未考虑结构下重 上轻对结构整体稳定的有利影响. 结构的整体稳定性验算及重力二阶效应均满足《高层建筑混凝土结构技 术规程》5.4的规定. 3.4剪重比 由表2可见，各栋塔楼小震作用下基底剪重比都满足规范最小限值的要求：由于安评谱α相对于规 范谱α放大了0.0915/0.08=1.14倍，故安评谱所对应的最小值也相应的放大相同的倍数. 各栋塔楼基底剪 力中：3、4#楼：X向基底剪力均为安评谱最小值的90%，不满足楼层数为5层（8.4%的楼层数），5/6#楼： X向基底剪力为安评谱最小值的95%，不满足楼层数为2层（3%的楼层数）7#楼：X向基底剪力为安评谱最 小值的94%，不满足楼层数为5层（8.4%的楼层数）：其余均满足安评谱的最小值要求： 在构件承载力设计时，各栋塔楼X向底部剪力均放大到安评谱要求的最小限值，上部楼层地震剪力放 大同样倍数. 表2小震作用下结构基底剪力及剪重比 计算模型 计算结果 # 4# 5 6# 7# 方向 X向 Y向 X向 Y向 X向 Y向 X向 Y向 基底剪力（KN) 16442 19263 21936 23690 9312 10249 19865 20804 剪重比 1.36% 1.59% 1.47% 1.59% 141% 1.55% 1.48% 1.55% 规范谱要求最小值 1.34% 1.27% 1.46% 1.39% 1.30% 1.34% 1.39% 1.34% 安评谱要求最小值1.52% 1.44% 1.66% 1.58% %81 1.52% 1.58% 1.54% 3.5剪力墙轴拉力及截面承载力中震验算 剪力墙轴拉力验算按中震不屈服组合复核，控制中震组合作用剪力墙轴拉应力不大于1.0倍ftk：剪 力墙承载力按中震不屈服目标验算. 对于其中的底部加强区剪力墙抗剪、偏拉（压）采用中震弹性目标验 算. 第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 中震作用采用规范反应谱的参数，连梁刚度折减0.7，周期折减0.9，阻尼比0.05：采用中震不屈服 组合作用：1.0D（恒）0.5L（活）1.0E（中震）：墙肢验算时仅取单向墙肢轴应力，不考虑腹板墙的平均效应， 如图5所示. 典型塔楼（3#楼）双向墙肢轴拉应验算结果见图6，可以看到，中震组合作用下下仅有局部 少量剪力墙墙肢出现轴拉力，最大值为1.28N/mm，小于ftk，满足设计要求. 施工图设计时适当增设纵向 钢筋以消除轴拉应力的影响. 各塔楼轴拉应力最大值均小于ftk，各栋住宅塔楼不设型钢. 中翼作用下X向拉应力复核 （收表示出现拉应力的墙胶） 中震作用下Y向拉应力复核 （仅表示出现拉应力的墙技） 图5单向墙肢选取示意 图63#楼下部楼层墙股轴向拉应力汇总（1~7层） 小震组合作用下本工程剪力墙均为构造配筋. 中震弹性作用下底部加强区剪力墙大部分仍为构造 配筋，小部分为计算配筋，比小震设计下墙配筋有所增大，其中少量墙肢约束边缘构件配筋率超过1.4%， 最大值为2%：底部加强区以上楼层在中震不屈服下大部分墙肢仍为构造配筋. 施工图设计时按小震、中震作用计算包络配筋，以确定剪力墙满足拟定的设计目标. 3.6剪力墙截面限值条件大震作用验算 剪力墙剪应力验算按大震组合作用复核，控制大震组合作用下剪力不大于0.15fckbh0. 大震作用采 用规范反应谱的参数，周期折减1.0，阻尼比0.065，连梁刚度折减系数0.3：采用大震不屈服组合作用： 1.0D（恒）0.5L（活载）1.0E（大震）：不考虑腹板墙的平均效应： 计算表明，大震不屈服组合作用下各栋墙肢剪压比最大值分别为：0.11（3、4、5、6#楼）、0.123 （7#楼），均小于0.15，满足规范要求. 施工图阶段对于剪压比大于0.1的墙肢均予以适当加强. 4大底盘多塔效应计算分析 建立含裙房、5个住宅塔楼在内的大底盘模型和各栋住宅塔楼的单塔模型，对比分析其地震响应，按 多塔、单塔模型对结构进行双控. 采取全楼弹性楼盖假定. T3 T5 T6 商业口 前兴楼盖整体性 1917 图7大底盘平面示意 图8大底盘计算模型3D示意 4.1整体大底盘多塔模型模态 大底盘前十阶模态均为上部5栋住宅塔的平动振型，分别为上部1栋单塔或几栋单塔的平动，和各单 第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 塔模型振型相近：第一周期对应的是3#塔楼的X向平动，周期为4.68s，第十一阶模态为扭转第一振型 3. 22s. 4.2整体大底盘多塔模型剪重比 表3大底盘模型剪重比 表4大底盘15层扭转位移比及层间位移角 结构总重（t） 701925 楼层 X A 地 方向 X Y 位移比 层间位移角位移比层间位移角 震 基底总剪力（kN） 113575 130139 1 1.17 1/9651 1.26 1/9999 作 基成剪重比 1.62% 1.85% 2 1.18 1/5804 1.26 1/5335 用 规范限值 1.29% 1.33% 3 1.18 1/5073 1.27 1/3941 安评谱限值 1.47% 1.51% 4 1.18 1/4822 1.31 1/3280 5 1.18 1/4637 1.26 1/2873 大底盘模型基底剪重比X向为1.62%，Y向为1.85%，均大于各单塔模型剪重比，满足规范、安评谱的 最小值要求. 4.3整体大底盘多塔模型扭转位移比 大底盘模型1~5层：X向地震下扭转位移比最大值为1.18（5层，对应的层间位移角为1/4637），Y向 地震下扭转位移比最大值为1.31（4层，对应的层间位移角为1/3280），小于1.4，说明大底盘具有较好的 抗扭刚度，满足规范要求. 4.4多塔模型楼层剪力及层间位移角对比 从图9、10可见，多塔大底盘结构与各单塔结构位移响应规律基本一致，位移角随各栋单塔在大底盘 裙房所在位置不同而有所不同，总体上来看，相比于单塔模型，3#楼结构的Y向位移角有所增大，X向减 小. 大底盘多塔结构在小震作用下的层间位移角均满足规范要求. 由图1112可见，多塔模型在底部楼层及上部楼层（50-59层）的楼层剪力比各单塔模型有所放大， 尤以Y向15层（裙房顶层）多塔模型较单塔模型放大较多，塔楼以上地震剪力最大增幅为23%：裙房区 域楼层（1~5层）最大增大幅度为60%. 曲线的拐点出现在裙房屋面层（第5层），说明由于裙房刚度的影 响，各栋塔楼X向有小部分剪力传递给裙房. 3-K向地展位移角 3-v地展位移角 KR-格显指力 ?A-精促脂力 显民非角（x10°) .5-1 58- 分力 (N) 0-1 8-1 R1/e9 RG1/81 图123#Y向楼层剪力对比 5短墙作为框架柱的框架一剪力墙模型计算分析 由于各栋住宅塔楼纵向短墙较多，为了进一步提高短墙的抗震承载力及整体结构抗震延性，补充纵向 短墙作为框架柱输入的的的框架一剪力墙模型的计算分析，计算模型中，框架柱与剪力墙之间通过刚臂连 接，如图13所示.
