第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 大连开发区万达广场写字楼结构设计 及几个问题的初探 文元，张颖，牟达，王长玉 （大连市建筑设计研究院有限公司，大连116021） 提要大连开发区万达广场甲级写字楼高度175.95m，现浇钢筋混凝土框架一筒体结构，为B级超限高层建筑，对其进 行抗震设计时发现剪重比、层间位移角、嵌固端等关键抗震指标的控制问题，提出：对一般超限高层及普通高层建 筑剪重比的控制指标要求，同时进行弹塑性静力或动力时程计算复核：对一般超限高层及善通高层建筑层间位移角 的控制要求：嵌固部位的判别采用等效剪切刚度比过为严格，或可改为采用等效侧向刚度比判别.
关键词剪重比：嵌固端：层间位移角：弹塑性静力或动力时程计算 图1大连开发区万达效果图 1工程概况 大连开发区万达广场位于辽宁省大连市经济技术开发区，项目总用地面积为29404平方米，规划总建 筑面积为208276平方米，包括酒店、写字楼、商铺及地下车库.
其中B1#楼为酒店，地上17层，框架-核心筒结构，B2#楼为甲级写字楼，B3#楼为26层公寓.
其中甲级 写字楼地上建筑面积为83650平方米，地下两层，层高分别为5.40m、6.00m，使用功能为设备用房及地 下车库：地上建筑层数为45层（包含两个避难层），使用功能除局部一、二层为商业外均为办公.
两个避 难层层高为5.40m，一层为5.10m，其他均为3.8m，结构高度为175.95m，效果图见图1.
作者簧介：文元，教授级高级工程师，一级注册结构工程师，Email:DLJZS3-1vijp.163.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 2结构体系 2.1上部结构的确定 依据建筑功能布局的要求，甲级写字楼位于地块东南角，塔楼采用抗震缝与相邻的酒店和商业分开， 成为一独立抗震单元.
写字楼主体高度175.95m，采用钢筋混凝土框架-核心筒结构体系，以混凝土核心筒为主要抗侧力构件， 外框架柱承受竖向荷载为主，并提供部分抗侧力刚度以及二道防线作用.
楼面为钢筋混凝土主次梁楼面结 构.
框架柱断面为1800~800mm，其中-2F-12F采用型钢混凝土柱，13F以上为普通钢筋混凝土柱，核心 筒墙厚为850~400mm，框架柱、核心筒采用C60~C40混凝土：梁、板采用C30混凝土，标准层平面见 图2.
2.2地基基础设计 根据地质勘察资料，采用桩基筏板基础，桩端持力层座落于中风化泥岩、中风化辉绿岩或中风化角砾 状白云岩，饱和单轴抗压强度标准值frk分别为9.24MPa、13.69MPa、17.7MPa，采用机械成孔灌注桩，桩 径1.2m，单桩承载力特征值为10000kN，筏板厚度3.5米，基础埋深最小处为14.6m，为结构高度的1/12.3， 通过计算基底未出现零应力区.
s00 图2标准层平面图 图3 剖面图 3上部结构超限情况及性能目标 3.1超限情况 写字楼主体结构对称布置，平面长宽比1.0，建筑高宽比4.17，核心筒的高宽比为8.78：层1-层3局 部大堂及层4层5酒店宴会厨房挑空，导致该处楼层楼板不连续：同时此处柱为穿层柱.
考虑偶然偏心的
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 扭转位移比最大为1.25，位移比大于1.2.
本工程为现浇钢筋混凝土框架-核心筒结构，高度超过《建筑抗震设计规范》（GB20011-2010）规定 的钢筋混凝土框架-核心筒结构适用的最大高度130米的要求，满足《高层建筑混凝土结构技术规程》口 （JGJ3-2010）规定的B级高度钢筋混凝土框架-核心筒结构适用的最大高度180米的要求，属于B级高度 超限高层.
3.2性能目标 由于结构超高且较为复杂，结构设计采用基于性能化的设计思想吗，性能化设计确定目标要求见表1.
4结构设计与计算 4.1多遇地震下振型分解反应谱法计算分析 本工程抗震设防烈度为7度：设计基本地震加速度值为0.15g：水平地震影响系数最大值为0.12（多 遇地震作用下）：II类场地（场地特征周期为0.35s）：结构阻尼比：0.05.
采用了SATWE、MIDAS/GEN 两种不同的空间有限元分析与设计软件进行了结构整体计算分析，工程计算的剖面示意见图3.
表1抗震性能设计目标 地震烈度水准 多遇地震 设防烈度 罕遇地震 性能目标 不损坏 可修复损坏 不严重破坏，修复或加 固后可使用 层间位移限值 h/693 h/110 底部加强区及相邻上一层墙股 基本完好-轻微损坏，墙肢偏拉 核心简 偏压中震不屈服，斜被面受剪承 满足截面受剪控制条 载力按中震弹性复核：其他部位 件 V≤0. 15fckbshr0 构 墙肢轻微-中等破坏，偏拉偏压 件 弹性 按中震不屈服复核.
性 底部加强区及相邻上一层基本 能 外框架柱 完好一轻微损坏，偏拉偏压中震 水 不屈服，斜截面受剪承载力按中 满足大震截面受剪控 震弹性复核：其他部位偏拉偏压 制条件要求 准 中震不屈服 外框架梁 允许开裂，进入塑性 部分框架梁允许破坏 连梁 完好 按常规设计 允许开裂，进入塑性 部分连梁允许破坏 表2整体结构总质量、基底剪力比较表 计算 总质量（T） 基底剪力（kN） 程序 X向 Y向 0.715风 18876.20 0.715风 18936.10 SATWE 133971.6 小震 28649.00 小震 27798.09 中震 72987.43 中霞 71245.73 0.715风 17832.49 0.715风 17891.30 MIDAS 132711.7 小震 27581.01 小震 27173.40 中震 70309.54 中霞 69471.03 表3整体结构周期表 周期（s） SATWE MIDAS 第一周期 3.68 3.77 第二周期 3.52 3.63 扭转周期 2.74 2.87 T/TI 0.74 0.76
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 表4层间位移角 计算程序 地震作用 风作用（50年一遇） 小震 中震 x向 Y向 x向 Y向 x向 Y向 SATWE 1/971(33F) 1/953(33F) 1/404(33F) 1/401(33F) 1/1961(33F) 1/1935(29F) MIDAS 1/1037(28F) 1/1012(29F) 1/395(28F) 1/387(29F) 1/1878(29F) 1/1785(29F) 两种软件计算的结构总质量、剪重比比较接近，有效质量系数均大于90%，满足现行规范的要求.
计 算主要结果见表2，表3.
4.2弹性动力时程分析 弹性动力时程分析采用SATWE程序进行，分析时采用三条地震波，地震波分别为：WD-1，WD-2， 间均大于结构基本自振周期的5倍，时间间隔为0.02s，满足规范要求.
对于顶部楼层的剪力大于反应谱计 算的部分，反映了高柔结构高振型的强烈反应，结构设计时将取用计算结果的包络值，在反应谱基础上将 内力放大调整，进行构件补充计算.
4.3中震弹性和中震不屈服分析 在进行多遇地震弹性计算的基础上，同时对模型进行了中震弹性验算，计算目标是对底部加强区核心 筒外筒墙肢受剪承载力按照中震弹性复核.
经计算，所验算墙肢抗剪未出现超筋现象，表明在配置了适当 的钢筋后，截面承载力可满足中震弹性（抗剪）的要求.
同时，对中震下墙肢不屈服也进行了复核，墙肢 均未出现超筋现象，故在配置了适当的钢筋后（与小震计算配筋比较，取较大值进行设计），可满足中震 不屈服的要求.
4.4静力及动力弹塑性分析 本结构各向第一振型均为平动振型，且为基底剪力主要贡献振型，采用PUSH&EPDA和主体结构进 塑性分析.
两个程序计算结果表明，罕遇地震作用下的薄弱层弹塑性变形验算满足规范1/100要求.
X、Y 向弹塑性计算结果见表5. 表5-1 期成期力（kN) 阅点位移（m） X Y X A PUSH&EPDA 1340369 113469.2 717.4 9699 ABAQUS 941170 919610 7810 6630 s表5-2 最大层间位移角 EE比 X Y X Y PUSH&EPDA 1/196 1/151 0054 0083 ABAQLS 1/159 1/154 4.5结构舒适度验算 按《高层民用建筑钢结构技术规程》JGJ99－98）及《建筑结构荷载规范》（GB50009-2012）之相关 要求，结构舒适度结果为：X向横风向0.110m/s²，Y向横风向0.105m/s²，满足规范0.25m/s²的限值.
5设计中几个问题的探讨
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 5.1剪重比的控制问题 本工程设计优化时比较了几个不同的模型，模型主要结构布置未变，仅为结构构件断面的不同，用以 调整结构刚度并达到结构消耗材料较优的目的.
表5中给出了其中两个模型的剪重比、层间位移角、周期 及结构总质量等指标，对两个模型进行多遇地震计算的同时尚进行了中震不屈服及中震弹性的计算，对墙 体、框架柱等部位也进行了深入分析，分析结果满足相关审查要求（因篇幅有限不在这里费述）.
从表6 中不难看出两个模型的计算结果：剪重比方案一比规范规定小15%，方案二比规范规定小11%：层间位移 比方案一接近规范限值，方案二远满足规范规定限值，结构刚度方案一比方案二小.
但在进行静力弹塑性 分析时发现，方案一Y向的推覆结果为1/95，不满足规范规定的位移角限值1/100的要求，结构在罕遇地 震作用下将发生严重破坏.
分析以上计算结果不难得出结论，本工程对于结构刚度的控制是必要的，而判别结构刚度最直接的计 算指标即为周期、剪重比及层间位移角等.
在剪重比的指标上方案一因结构刚度较小、周期较长，因而地 震反应较小，剪重比较规范规定值偏差相对较大，虽满足其他指标要求，结构刚度却不满足抵抗罕遇地震 的需求：而从方案二也可看出其剪重比亦比规范规定值小，但满足规范其他规定的要求，如果再进一步调 整结构刚度以满足规范对剪重比的要求则代价过大，这样就存在如何合理的控制剪重比指标的问题.
通过 近两年对几栋一般超限高层及普通高层建筑（尚未对高层框架结构进行详细分析）的详细分析，我们对剪 重比的控制做法为：要求多遇地震作用下其值在规范限值的90%左右，同时进行罕遇地震作用下的静力弹 塑性分析或弹塑性动力时程分析的补充计算，弹塑性分析结果不大于规范限值的0.9倍，以确保抗震设计 “三原则”的目标并满足给定的性能目标.
表6 方案一 方案二 周期 1 4.19 3.68 () 2 3.87 3.52 3 344 2.74 层 X向 Y向 X向 Y向 1.90% 1.81% 2.14% 2 07% 2 1.93% 1.84% 2.18% 2.11% 剪 3 1.96% 1.86% 2.20% 2.14% 4 200% 1.90% 223% 2.17% 比 5 202% 1.93% 2.19% 6 20% 1.96% 227% 222% 7 2.07% 1.99% 2.29% 2.24% 8 209% 2.02% 2.31% 2.27% 规胶L 限值 225% 2.12% 239% 233% 总质量0 135042.08 133971.66 X向 Y向 X向 Y肉 多调地震作用下层间位移比 1/800 1/721 1/971 1/953 规范值 1693 5.2层间位移比的控制问题 通过对以上的计算结果的分析也可看出，本工程为地震荷载控制的建筑，多遇地震作用下层间位移角 大于风荷载作用下层间位移角，对层间位移角指标的控制亦为控制结构刚度的体现.
通过本工程及多个实 际工程的详细计算可以得出：一般B级的钢筋混凝土框架一简体超限高层结构多遇地震作用下，不利方向 的层间位移角值乘以5.0～6.0左右可以判断罕遇地震作用下静力弹塑性计算的不利方向的大致层间位移角 （对剪力墙结构不利方向亦基本适用），从而间接判断结构在罕遇地震作用下的反应，以达到控制结构刚 度适度的目的.
从大连地区高层的设计上看，因多为沿海建筑，地面粗糙度类别为A类时，有相当一部分 为风荷载控制的高层建筑，风荷载作用下内力较大，结构构件的抗震设计很容易满足中震不屈服及中震弹 性计算的要求，结构抗震设计裕量较大，在满足舒适度要求的前提下，可适当降低风荷载作用下层间位移
