第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 某超限高层钢结构办公楼设计 王洁，董全利，朱勇军，周颖，成永平，王涛 （悉地（北京）国际建筑设计顾问有限公司，北京100013） 摘要：某超高层办公楼位于北京，高度为200m，采用钢框架-中心支撑结构体系.
本文从模态分析、风荷载作用效 应分析、小震反应谱作用效应分析、小震弹性时程分析及大震弹塑性时程分析等方面对结构性能进行了闸述.
计算结 果表明，本结构抗侧刚度较好，结构体型规则，抗震性能良好.
此外，纯钢结构体系的施工进度较快，可以缩短项目 施工工期，降低项目总成本.
本文的结构设计、控制标准、荷载取值及主要分析方法可为相关工程提供参考.
关键词：超高层：钢结构：框架-支撑：抗震：设计 1工程概况 本工程位于北京丽泽商务区，项目包含两栋超高层主塔1、2（高度分别为200m和180m）和两栋副 塔.
两栋主塔通过设置于6至8层（约25米高度处）北侧的连接桥相连.
四栋塔楼均为办公功能，两个 地块主副塔在±0.000以上各设一道结构永久缝，±0.000以下统一设四层（局部五层，含夹层）整体扩大地 下室.
两栋超高层主塔均采用纯钢结构，副塔均采用钢筋混凝土框架筒体结构，基础采用天然地基筏板基 础.
本文主要介绍主塔1的结构设计.
主塔1正负零以上总建筑面积为87605m²，主结构总层数为43层，结构主要楼板高度190.65m，局部 突出停机坪结构高度199.85m.
结构标准层平面尺寸约55.6x35.8m，标准层层高4.2m，塔楼1-9层北侧带 一跨裙房，此范围层高在4.8m~5.6m之间，整栋塔楼设3道设备层，设备层层高为5.6m，结构整体三维模 型如图3所示.
2结构体系 主塔1采用钢框架一中心支撑结构体系.
框架柱沿结构外框及内筒布置，外框周圈布置18根框架柱， 内筒布置8根主框架柱及20根小柱.
支撑主要布置在结构内筒，纵向设2福，横向设4福.
为了提高结 构的抗震性能，在结构内筒纵横向分别设置了消能梁.
由于内筒两方向高宽比差别较大，为增强结构横向 抗侧刚度，在外框筒横向中间两跨跨层设置钢支撑，使结构两方向抗侧刚度相近.
结构标准层布置如图1 所示.
图2为结构典型剖面图.
（a）平面图 （b）三维图 图1标准层结构布置图 作者摘介：王洁（1982-)，女，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 （a） 1-1 剖面 （b）2-2创面 （c）3-3剖面 （d）4-4 剖面 图2结构典型创面图 图3结构整体三维模型 主塔1±0.000m以上柱采用箱型截面，为提高结构刚度，在16层以下外框柱及9层以下内筒主框架柱 内灌混凝土，按照钢管混凝土柱进行结构设计.外框柱截面由底部o1200x1200x40x40(Q390GJC）、 口1100x1300x40x40（Q390GJC）逐渐变至顶部口700x700x25x25（Q345C）：内筒主框架柱截面由底部 口1000x1200x45x45（Q390GJC）、口1100x1100x40x40(Q390GJC）逐渐变至顶部=700x700x25x25（Q345C）：内筒 小柱截面由底部=800x800x40x40（Q390GJC）逐渐变至顶部=500x500x20x20（Q345C）.
内筒钢结构柱向下延 伸至B2层底板，在B2层底板以下转换为型钢混凝土柱：外筒钢结构在±0.000以下插入混凝土柱，在B2 层底板以下转换为型钢混凝土柱.
主塔1±0.000m以上钢支撑采用箱型截面，由底部口550x550x30x30逐渐变至顶部口250x250x14x14，支 撑材质为Q345C.
支撑向下延伸至B2层底板，在B2层底板以下转换为剪力墙，支撑推力由B2层底板设 置的钢梁承担.
主塔1±0.000m以上楼面框架梁采用H型钢截面，局部抗扭构件采用箱型梁截面：消能梁采用H型钢 截面：次梁采用H型钢截面，按照组合梁进行结构设计.
首层及B1层梁，在主塔范围内采用钢梁，主塔 范围以外采用钢筋混凝土梁.
框架梁及耗能梁钢材材质为Q345C，次梁钢材材质为Q345B.
主塔1楼板在±0.000m以上采用钢筋桁架楼承板，板厚一般为120mm，设备层及屋面板厚150mm， 首层及B1层采用现浇钢筋混凝土楼板，首层板厚为180mm，B1层板厚为120mm.
结构理论总用钢量（未扣除节点区重叠部分，未考虑节点区加劲构造）约14362t，单位理论用钢量约 164kg/m². 主塔1不规则项仅存在一项楼板不连续超限.
但是主塔1结构体系为框架-中心支撑结构，高度超180m 限值，为超A级高度建筑.
因此进行了超限高层建筑工程抗震设防专项审查.
3结构设计、控制标准及荷载取值 3.1结构设计标准 本工程结构设计标准列于表1.
表1结构设计标准 建筑结构安全等级：二级 结构耐久性：50年 结构重要性系数：70=1.0 风荷载作用重现期：50年 抗震设防烈度：8度（0.20g） 雪荷载重现期：50年 2
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 设计地震分组：第一组 建筑抗震设防分类：标准设防（丙类） 场地土类别：Ⅱ类 钢结构抗震等级：1-9层框架柱：一级，其它构件：二级 建筑结构构件耐火等级：二级 地基基确设计等级：甲级 3.2结构控制标准 本工程结构控制标准如下所示： 1.周期比：T/T>0.85，T/T<0.85. 2.剪重比：8度（0.20g）区，周期大于5.0s结构，不小于0.024 3.楼层刚度比：该层的侧向刚度大于相邻上一层的70%，且大于其上相邻三个楼层平均值的80%. 4.构件长细比：柱：一级：不大于60√235/fy：二级：不大于80√235/f 中心支撑：按压杆设计，不大于120√235/sy. 5.板件宽厚比：框架梁、柱及中心支撑根据构件抗震等级按照抗震规范取值. 6.整体位移控制：风荷载作用下层间位移角限值h/400，结构顶部位移H/500：多遇地震作用下层间位移 角限值h/300，（H为自基础顶面至柱顶的总高度，h为层高）. 7.整体稳定指标：当结构不满足抗震规范3.6.3条时，应计入重力二阶效应的影响. 3.3荷载取值 构件自重及楼板自重由程序自动计算，楼面附加恒载根据材料做法取值，楼面活载根据规范及设备重 量按照包络取值. 50年重现期基本雪压0.45kN/m²（不起控制作用）. 风荷载取值分别考虑了规范风荷载及风洞试验风荷载. 结构整体性能计算时基本风压按50年重现期 的风压值0.45kN/m²采用：结构构件承载能力计算时基本风压按1.1倍50年重现期的风压值0.495kN/m 采用：舒适度验算按照10年一遇基本风压0.30kN/m²取值. 规范风荷载：地面粗糙度类别为C类. 风荷载体型系数为1.4，风压高度变化系数和风振系数按现行 荷载规范取值. 风洞试验风荷载：该项目风洞试验由建研科技股份有限公司完成，模型比例为1：300，地面粗糙度类 别为C类，测点数量1127个. 风向角按10度间隔，共36个风向角（图4所示）.风洞试验报告给出了 主塔1在36个风向下50年重现期的总等效静力，并总结了基底弯矩及基底剪力最大的10个不利工况. 本工程按照试验给出的10组工况对结构进行风荷载效应分析，经比较，对X向风荷载最不利风向角为50° 风向角，对Y向风荷载最不利风向角为0风向角. y 02 本平响系数a 015 ! -安干带 01 规范 结构平动主周南 6/ (s） 图4风洞试验风向角示意图 图5安评反应谱与规范反应谱比较 本地区抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速度值为0.20g，设计地震分组为第一组，场地类别为 Ⅱ类，特征周期为0.35s. 阻尼比取值为0.03.阻尼比0.03时，小震规范和安评反应谱曲线如图5所示， 结构的平动主周期处于两条曲线的下降段，在该处安评谱数值低于规范谱约25%，但在结构的高阶振型处， 安评谱数值大于规范谱. 经除了41层至45层安评反应谱楼层剪力与规范反应谱楼层剪力接近之外， 3 第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 其余楼层安评反应谱楼层剪力均小于规范反应谱楼层剪力. 因此，地震力作用按照规范反应谱计算. 4主要计算结果 本工程采用ETABS进行计算，并采用盈建科建筑结构设计软件YJK进行校核. 结构整体指标按照刚 性楼板假定进行计算，构件承载力设计按照弹性楼板进行计算：框架梁、耗能梁、次梁和柱采用Frame单 元，楼板采用膜元，计算楼板竖向振动频率时采用壳元：框架柱与框架梁刚接，次梁与主梁、柱铰接， 支撑两端较接. 框架梁刚度放大系数按照实际计算取值，且满足中梁不大于2.0，边梁不大于1.5. 结构阻 尼比为0.03（计算风荷载时取0.02）. 两软件计算结果接近，以下未经说明均为ETABS计算结果. 4.1模态分析 结构总质量为104443.3t，按照建筑面积87605m²折算，单位面积质量约1.2/m². 结构前三振型分别 为Y向平动（T=5.28s）、X向平动（T=5.00s）、扭转（T=3.65s). T/T=0.690.85，满 足设计要求.
4.2风荷载作用效应分析 风荷载作用下的层间 45 41 45 位移角及楼层位移如图6、 图7所示.
X向规范层间 87 1 29 规花展位 19 细范层间位 位移角及风洞层间位移角 SA 相差不大，在结构中下部， 1/420 1/400 风洞试验层间位移角略大 17 17 13 I3 用位移身 于规范层间位移角.
规范 最大层间位移角发生在第 5 30层，为1/1454，风润最 0/1 1/500 1/250 1 位移鱼 0 1/0 位移角 1/ 大层间位移角发生在第 图6X向风荷载作用下层间位移角 图7Y向风荷载作用下层间位移角 15层，为1/1311，均满足 规范要求.
X向风荷载作用下顶部位移，规范值为112.5mm（H/1756），风洞试验值为114.5mm（H/1725）， 满足规范要求.
Y向风洞试验层间位移角普遍大于规范层间位移角，最大层间位移角发生在第30层，规 范值为1/701，风洞试验值为1/568，均满足规范要求.
Y向风荷载作用下顶部位移，规范值为222.9mm （H/886），风洞试验值为269.7mm（H/732），满足规范要求.
X、Y向规范及风洞试 45 规迈糖基力 45 41 规范梗层前力 验风荷载作用下的楼层剪 37 凡河试应楼层剪力 37 33 风河试验楼层病力 力分别如图8、图9所示.
20 150°风向角 29 （0风向角） 可以看出，25层及以下X向 25 25 按规范计算所得风荷载层 21 21 17 剪力略小于按风洞试验计 15 13 算所得层剪力，相差在10% 9 5 以内：Y向按规范计算所得 风荷载层剪力普遍小于按 0 500D x力 10000 15000 5000 00052 风洞试验计算所得层剪力， 图8X向风荷载作用下楼层剪力 图9Y向风荷载作用下楼层剪力 相差在10%以上.
构件设计按照规范及风洞试验结果取包络进行.
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 4.3小震反应谱作用效应分析 小震作用下楼层剪重比如图10所示.
X向及Y向结构最小剪重比均大于0.024，满足设计要求.
X向最大层间位移角发生在第30层，为1/481，顶部位移值为302.6mm，为H/653（图17）.Y向最 大层间位移角发生在第30层，为1/378，顶部位移值为360.1mm，为H/549（图18），均满足规范要求.
本塔楼体型规则，X向最大扭转位移比发生在第2层，为 45 1.056，Y向最大扭转位移比发生在第1层，为1.13，均小于1.2， 37 41 满足规范要求.
29 .向黄重比 楼层刚度在层高变化处有较小突变，设备层因层高较高，楼 25 21 向剪重比 层刚度较弱，但仍满足规范对楼层刚度比的要求.
17 0.024 当结构在地震作用下的重力附加弯矩大于初始弯矩的10% 13 时，应计入重力二阶效应的影响".
本塔楼重力附加弯矩与初始 5 弯矩的比值最大为7.5%，小于10%，因此可不必计入重力二阶 效应的影响.
0.1000 0OSTO 剪重比 根据超限审查意见，本结构消能梁作为第一道防线，考虑其 图10小震作用下楼层剪重比 破坏退出工作后对结构进行整体计算，以此时框架柱承担的剪力作为剪力调整的基准，对原结构外框柱剪 力进行调整.
同时满足外框柱总剪力不小于基底总剪力的25%以及1.1的较大值.
内筒柱剪力放大系数按 照《建筑抗震设计规范》对钢框架一中心支撑体系的要求进行调整，满足框架部分承担地震层剪力不小于 结构底部总剪力的25%及1.8Vmax二者的较小值".
框架柱按照调整后的剪力进行构件设计.
本塔楼外框 及内筒柱剪力调整系数如图11所示.
4.50 4.00 1.0 2. 3.00 内简柱 1.50 外简柱 1.00 050 o 图11柱地震剪力调整系数 楼居 4.4小震弹性时程分析 小震弹性时程采用两条天然波一条人工波计算，其中人工波为安评单位提供拟合规范谱的小震波.
依 据规范小震时程的峰值系数（70gal）对时程波进行峰值调整如表2所示（双向地震波输入时，次方向调整 系数为0.85）.
表2小震弹性时程地震波峰值及调整系数 地震波 峰值（gal）水平主方间调整系数水平次方向调整系数 竖向调整系数 时长（s） S0169（天然1水平，主方向） 103.8 0.674 0.438 82.12 S0170（天然1水平，次方向） 148.2 0.472 0.307 82.10 S0622（天然2水平，主方向） 243.3 0.288 0.187 36.50 S0623（天然2水平，次方向） 197 0.355 0.231 36.48 GF2人工波 70 1 0.65 38.82 三条波谱与规范谱的比较分别如图12~图14所示.
三条波其主方向频谱特性与小震地震反应谱曲线在 结构平动主周期位置吻合程度较好，人工波较反应谱值低3.30%.
天然波ISO169、S0170，主方向较反应 谱值高5.79%，次方向较反应谱值低8.22%.
天然波2S622、S623主方向较反应谱值低13.01%，次方向较 反应谱值低32.55%.
天然波与人工波地震影响系数曲线在结构平动主周期处平均值较小震反应谱地震影响 系数曲线低10.14%，不大于20%，满足规范要求.
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