第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 某高烈度区200米以下超限高层结构体系探讨 王治辉，贺云军 （云南省设计院集团，昆明650224） [摘要]：基于对高烈度区200米以下的超高层建筑结构体系选型方面的方案论证和优化分析，分别对结构选型、结构概念设 计、结构控制性指标等多个方面进行了对比分析.
框架-核心筒常采用的两种方案，即钢筋混凝土方案和混合结构方案，采 用钢筋混凝土框架-核心筒结构既能满足侧向刚度的要求，又避免了增设加强层引起刚度突变的问题，经济性也得到了较大 的改善.
[关键词]：高烈度区：超高层：核心筒：结构选型 1、前言 近年来，随着房地产行业的飞速发展，建筑物的高度也随之越来越高，全国各地超高层不断拨地而起， 东部沿海城市超高层高度已近千米.
然而，在高烈度区（8度0.2g以上）随着建建筑物高度的增加，设计 难度和总造价相应的有较大幅度的增加，因此在高烈度区，200米以下的超高层所占比例比较大.
此类超 高层建筑多为办公写字楼或者酒店综合体，结构也多采用框架-核心筒的结构形式.
在高烈度条件下，结 构设计时地震力起控制作用，结构的刚度控制尤为明显，此时如何选择一种抗侧力体系，同时满足较好的 抗侧刚度又能满足较好的经济性，更为重要.
本文拟结合一栋高烈度区200米以下超高层的实际工程，通 过对比分析，讨论结构体系选型问题，为今后同类超高层建筑结构设计分享可借签的经验.
2、工程概况 2.1建筑概况 图1建筑外立面效果图 图2办公区标准层平面图 昆明螺蛳湾中心A2-4地块位于昆明市西山区环城南路与南坝路交叉口西南侧.
该地块由H11，H12座 两栋177.06m超高层写字楼、H9，H10座两栋130m以下的超高层住宅及6层裙房和地下部分组成.
H11， H12座除16层商场范围内房间布局不同，其它均相同，是集办公商业于一体的超高层综合体项目，该主 楼上部结构建筑面积分别5.82万m.
建筑层数为地下3层，地上42层.
结构屋面总高度：177.06m，外 立面总高度：192.66m.
首层层高5.76m，2^6层5.4m，7、19、31避难层5.2m，标准层3.9m.
建筑主要 作者簧介：王治辉（1991），男，硕士，工程师
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 功能：地下部分有商铺和车库，1～6层为商场，7、19、31层为避难及设备层，其它楼层均为办公使用.
2.2结构概况 工程设计基准期为50年，结构安全等级为二级（其中商业部分为一级），抗震设防烈度为8度，设计 基本地震加速度0.2g，设计地震分组为第三组，抗震设防类别为丙类（局部商业部分为乙类），抗震等级 核心筒为特一级，外框架为一级（其中商业部分为特一级），场地类别为Ⅲ类，场地特征周期为0.65S，结 构水平位移计算时基本风压按50年重现期采用，取值0.30KN/m，地面粗糙度为C类，结构承载力计算时 基本风压按1.1倍50年重现期风压值采用.
H11，H12座超高层建筑超B级高度限值140m，超限高度37.06m，超限幅度26.47%.
3、结构布置与选型 该项目地下3层、裙房地上6层，H11，H12座建筑之间的裙房在土0.000m以上均设置抗震缝与主楼 脱开，形成若干独立结构单元.
结构平面尺寸为38.1mx38.1m，核心筒尺寸为16.5mx16.3m.
结构高宽比 4.65，长宽比1.0，核心筒高宽比10.73.
设计对可用的两种结构方案进行了分析比较，两个方案分别如下： “矩形钢管混凝土柱一钢梁一钢筋混凝土楼板一钢骨混凝土核心筒体系（带加强层）”为方案一.
“普通钢筋混凝土外框架钢筋混凝土核心筒结构体系（无加强层）”为方案二.
为了满足建筑功能的要求，柱网均布置在房间分隔处，竖向由于跨中为连梁，以及底部中间是大堂入 口，不能设柱，固最后方案定为18柱方案.
水平向：中跨柱距为7.5m，边跨11.2m，竖向：跨中7.5m， 两侧4.3m，边跨10.2m.
两种结构方案平面布置图如下所示： 图3方案一结构平面布置图 图4方案二结构平面布置图 典型结构构件截面尺寸 低区 中区 高区 主要 外墙 方案一 900 500 墙断 方案二 900 500 500 面 内墙 方案一 000 250 200 (m) 方案二 000 250 200 主要 外围 方案一 H800x350x16x25 H800x350x16x25 H800x350x16x25 梁断 方案二 600×1000 600x900 600x900 面 简与柱 方案 500x800 008005 500x800 (nmm) 之间 方案二 H600x350x12x25 H600x350x12x25 H600x350x12x25
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 主要 角柱 方案一 1200x1200x40x40 1200x1200x35x35 1000x1000x30x30 柱断 方案二 1400×1400（型钢砼） 1300x1300（型钢砼） 1000x1000 面 中柱 方案一 1200x1200x40x40 1200x1200x40x40 1000x1000x30x30 (nmm) 方案二 1200x1200（型钢砼） 1200x1200（型钢砼） 1000x1000 4、结构方案对比 按规范要求对两种不同结构方案进行小震作用下的结构整体计算，结构计算考虑偶然偏心地震作用， 扭转耦联及施工模拟.
4.1两种结构方案的主要分析结果 两种结构方案的主要分析结果 计算软件（SATVE） 方案一 方案二 差% 结构总重量（t） 89570. 773 93508 062 4. 4% 标准层单位面积重度（KN/m2） 1. 38 1. 44 核心筒面积占标准层面积比 18. 5% 18.5% 墙肢最大轴压比 0. 36 0.37 水平地震作用下基底 X向 30293. 96 30786. 52 1. 6% 总剪力(kN) Y向 30075. 41 30785 98 2.4% 各楼层最小剪重比 X向 3. 56% 3. 29% Y向 3.54% 3. 29% T1 3 5932 3. 7621 前3阶周期 T2 3.5174 3. 6085 T3 2. 0951 2. 3997 周期比 T3/T1 0.5831 0. 6379 框架承担地震剪力比 X向 13. 07% (22 层) 29. 91% (20 层) （Vnax/V0 最大值) Y向 15. 32% (22 层) 30. 93% (20 层) 地震作用下最大层间 X向 1/702 1/693 位移角 Y向 1/715 1/729 注：按《高规》3.7.3条要求，本工程内插后最大层间位移角1/688 刚重比 X向 4. 83 4.61 Y向 4. 70 4. 29 主要型钢用钢量 8221. 56 (t) 1779. 34 (t) 通过以上结果对比，方案二比方案一，重量稍有增加，周期稍有增加，由文献[1]5.1.5条，取第一 周期T1，算得方案一的地震力影响系数为0.03795，方案二为0.03595，方案一较之方案二地震力影响系 数大了5.56%，而在总重量上，方案二却比方案一大了4.4%，基底剪力两个方案基本持平.
4.2层间位移角比较 混合结构外框架梁与核心筒为不同材料，连接之处按铰接考虑，不能传递弯矩，故而必会损失部分刚 度，加强层的设置，改变了这一现状.
在水平荷载作用下，结构的总侧移由核心筒弯曲型侧移和外框架的 剪切型侧移组合而成.
核心筒的侧移量取决于核心筒所承受弯矩的大小及刚度，外框架的侧移则包含框架 柱上下端剪切变形及其弯曲变形所共同引起的水平向侧移.
设置加强层可以有效的减小结构的侧移，其作 用机理并不像通常传统作法那样直接增大剪力墙、筒体和柱等竖向抗侧构件的刚度以减小结构侧移，其主 要通过设置水平加强层来引起结构内力重新分布，使结构内力朝着对减小结构侧移非常有利的方向发展，
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 从而减小了结构侧移，充分发挥了结构的自身潜能.
设置加强层后引起的这种结构内力重分布的具体规律 是：使得结构中决定侧移大小的主要内力（包括：核心筒的弯矩、外框架柱的弯矩和剪力等）都明显减小， 因为伸臂的设置，使得核心简在发生弯曲变形的时候会受到外框柱的约束，其会使框架柱产生轴向的拉（压) 变形，因框架柱本身所具有的轴向刚度较大，这样将会在框架柱上产生较大的拉（压）力，又因框架柱与核 心筒之间相距较远，力臂相对较大，这样就会产生一个较大的与水平荷载所产生力矩相反的力矩，这样就 能明显的提高结构的抗倾覆能力，减小结构因弯曲变形所引起的侧向位移.
两种方案层间位移角对比图45所示： X向楼层层间位移角曲线图 Y向楼层层间位移角曲线图 50 50 45 方案 45 方案 40 方案一 40 方案 规范值1/688 规范值/68 35 35 E 30 层 25 层 楼 楼 25 20 20 15 15 10 10 5 5 0 0 0 0 0 1/6671/500 0 0 0 1/6671/500 层间位移角 层间位移角 图4X向楼层层间位移角曲线图 图5Y向楼层层间位移角曲线图 由以上对比图可知，方案二设置加强层后，虽对位移起到的较好的控制，但却因为加强层考虑楼板平 面内变形的影响[2]设置弹性板后，层间位移角出现波动，最大层间位移角仍比较接近规范限值1/688.
因 此对于此类高度的超高层而言，加强层设置后的混合结构对于抗侧刚度的贡献的效率并不是很高.
4.3框架和核心筒剪力分布特征 框架与核心筒在楼板和连梁作用下协同工作时，框架与核心筒之间产生相互作用力，这些力从上至下 并不相等，且可能会改变方向，图67给出了两种不同方案在小震下沿高度的水平剪力情况.
§0 X方向框架承担剪力百分比 Y方向框架承担剪力百分比 50 45 案二 45 方案二 40 3) 方案一 规范10% 40 规范20% 规范10% 35 规范20% 35 30 OE 层 25 25 20 楼 20 15 15 10 10 5 5 0 0 0% 10% 20% 30% 40% 0% 10% 20% %0E 40% 百分比 百分比 图6X方向框架承担剪力百分比 图7Y方向框架承担剪力百分比 从图67可以看出，核心筒承担了水平剪力远远大于外框架.
两方案框架部分分配的楼层地震剪力标
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 准值的最大值均满足不小于结构底部总地震剪力标准值的10%[2]的要求.
混合结构方案设有加强层，文献 [2]9.1.11条规定框架部分分配的楼层地震剪力标准值的最大不包括加强层及其上、下层的框架剪力.
图 67显示，除去加强层及其上、下层，混合结构只有少量楼层满足10%的要求，而方案二，则有多数楼层 满足10%楼层地震剪力的要求，且有部分楼层超过了20%.
相对于混合结构，混凝土结构框架对侧刚贡献 有所增加，从而减少了核心筒所分担的地震力，更好的体现框架作为二道防线的作用.
5、核心筒主要墙肢中震下拉力控制 基于性能化设计，核心筒墙肢在小震下处于弹性工作状态，且控制小震弹性下底部拉应力小于混凝土 轴心抗拉强度标准值ftk.
中震下核心筒墙肢抗剪满足中震弹性：抗弯满足中震不屈服.
核心筒墙肢平面布置图如图8所示 墙 方案一 方案二 肢 墙胶厚 墙肢长 编 度/m 度/m 拉应力 拉应力 拉应力 拉应力 号 (MPa) /ftk (MPa) /ftk v1 900 6100 6. 43 2. 256 2. 93 1. 028 V2 900 6100 9.63 3. 379 5.12 1. 796 V3 900 5450 5.14 1. 804 3.07 1. 077 V4 900 1550 5.57 1. 954 未受拉 V5 900 1050 8.84 3. 102 0.45 0. 158 V6 900 3250 9.01 3. 161 5.68 1. 993 V7 900 6100 5.52 1.937 未受拉 v8 900 6100 9.34 3. 277 5.61 1. 968 W10 W9 V9 900 8200 6.45 2.263 1. 28 0. 449 W10 900 0565 5.27 1. 849 4.54 1. 593 图8核心简墙肢平面布置图 由上表可以看出，较之方案一，方案二框架部分承担较多的楼层地震剪力，在中震作用下，核心筒主 要墙肢的拉力也得到了比较明显的控制.
6、竖向变形差控制 对于混合结构，外框架梁与核心筒采用的是铰接做法，为减小核心筒与周边框架柱因竖向弹性变形、 基础不均匀沉降以及混凝土收缩徐变等因素对伸臂构件可能产生的不利影响，结合现场施工条件，将伸臂 桁架与核心筒和周边框架柱的连接延时进行，即伸臂桁架斜腹杆在主体结构封顶后再行安装，伸臂桁架的 上下弦杆也在主体封顶后再进行现场焊接.
而对于此种高度的混凝土结构而言，核心筒与外框架的变形差 的问题也不容忽视，因此，在连接核心筒与外框架之间的梁采取梁端水平加腋处理，这种办法的优越之处 在于，在最低限度不增加结构构件刚度的前提下，提高了构件的延性.
有效的缓解了混凝土结构用于超高 层建筑中由于水平荷载作用以及外框架与核心筒竖向变形差引起的框架梁端应力过大从而较难满足抗震 延性的要求的措施.
同时又可以减轻结构自重，降低地震荷载效应.
7、结论 文献[1]P.385：“对于混凝土核心筒-钢框架混合结构，在美国主要用于非抗震设防区，且认为不宜大
