第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 大连世界金融中心 不落地支撑框架-混凝土内筒混合结构设计 谭明，高嵩 （中国建筑东北设计研究院有限公司，大连116023） 提要：大连世界金融中心位于大连市商务中心区，由52层超高层双塔6层独立裙楼和整体地下室组成.
塔楼房 屋高度为204.75米（停机坪高度213.44米），采用不落地支撑框架-混凝土内简混合结构.
由于核心简高宽比达 到23，且受制于建筑方案和经济指标要求，结构抗侧刚度较难满足设计要求.
经多轮方案比选和优化，最终采用 高效的结构体系，较好的控制了结构自重和经济性.
关键词：高层建筑，结构体系，混合结构，支撑，刚度 1工程概况 大连世界金融中心位于大连市商务中心区人民路上.
总建筑面积 约为17.3万平米.
主要建筑功能：商业、酒店、公寓、办公.
地上：52层超高层双塔6层独立裙楼，塔楼标准层建筑平面尺寸 为44.0米X33.0米，房屋高度为204.75米（停机坪高度213.44米）.
除部分楼面次梁外，两栋塔楼的结构布置基本一致.
地下：5层地下室整体不设缝，平面尺寸102.7米X52.9米.
结构设计标准：设计使用年限50年，建筑结构的安全等级二级， 结构重要性系数1.0，地基基础设计等级为甲级，抗震设防类别丙类， 抗震设防烈度为7度.
设计基本地震加速度值0.10g，建筑场地类别 为Ⅱ类，设计地震分组为第二组.
基本风压为0.65kN/m”（50年重现期），地面粗糙度B类.
双塔高 度均超过200m，且塔楼间互相影响，按规范要求进行了风洞试验.
风洞试验得到的体型系数在塔楼上部比规范值大，下部比规范值 图1效果图一 小.
结构整体计算采用规范和风洞试验的风作用较大值，塔楼的体型 系数采用规范值.
本工程结构设计于2008年，目前主体已建成.
2结构方案比选 建筑概念方案为境外设计师的作品，业主对建筑功能与经济 性的要求较高，结构方案需满足业主和方案方的要求.
我院结构 专业在方案竞标至施工图设计过程中，全力配合业主和方案方工 图2效果图二 作者美介：谭明（1964一），男，硕士，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 作，进行了多种结构方案的比选，最终优选了既能满足结构设计要求，又兼顾建筑使用和经济性的高效结 构体系.
方案阶段的建筑标准层平面布置如图3所示.
塔楼核心筒的短边平面尺寸只有9米，高宽比为23，结 构沿短向的抗侧刚度较弱，该方向在水平荷载作用下的位移控制是结构方案设计需要考虑的首要因素.
设 置高效抗侧力结构体系，使结构具有足够的抗弯、抗剪刚度，满足水平位移和舒适度的要求，才能保证结 构方案的经济合理性.
结构总侧移中包括剪切变形、弯曲变形以及柱拉压引起的变形，结构抗侧刚度的效率体现为框架柱拉 压引起的侧向位移占结构总侧移的比例.
一般情况下，结构抗侧刚度由低至高依次为：框架、框架-支撑、 框架-剪力墙、框架-核心筒、带伸臂结构、巨柱结构、巨型斜撑结构.
综合考虑业主需求，采用钢管混凝土框架-钢筋混凝土核心筒混合结构：沿短向通过核心筒的4道横 墙，形成4福完整的抗侧力结构：并在对应位置设伸臂桁架，提高结构的抗侧刚度.
经过计算比较，伸 臂桁架设置于避难层27F和41F的方案A，结构效率较高，经济性较好，并可满足建筑使用要求.
在竞标阶段业主首选方案A，我院因而得以承担该项目的设计工作.
方案A 方案B 方案C 图3方案阶段建筑标准层平面 图4伸臂析架加强层示意图 0091/ 1/809 0 1/2204/1600 ireaD 1/800 方案A：层间位移角最大值为1/674 方案B：层间位移角最大值为1/676 方案C：层间位移角最大值为1/620 图5风作用下层间位移角简图 在方案深化阶段，根据业主需求对建筑平面进行了调整与细化，并从建筑使用的角度对避难层的布置 和框架柱的截面进行了限制.
图6为标准层布置.
核心筒内墙被弱化，且偏离柱轴线，难以有效布置贯通核心简的伸臂桁架，结构沿短向的抗侧刚度较 难保证.
为满足结构的刚度需要，并符合业主的经济性要求，在不设置伸臂桁架加强层的情况下，需考虑
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 其它措施有效提高沿短向的抗侧刚度.
在核心筒与外框架柱之间沿短向增设一定数量的支撑，是一种极为 有效和经济的方法.
沿核心筒短边外墙所在轴线对称设置4福支撑，形成支撑框架-核心筒结构.
根据建 筑户型要求，支撑只能布置在中间楼层：沿核心筒长边外侧走廊范围，不能布置支撑.
经计算分析，设置支撑后可有效提高结构的抗侧刚度，图7中的几种支撑布置方案均可实现与伸臂桁 架加强层等效的结构抗侧刚度.
其中，支撑轴力和消能梁段剪力、弯矩：方案F明显大于方案D、E，且各 层不均匀.
方案D 方案E 方案F 图6初步设计建筑标准层平面 图7不同的偏心支撑布置 在结构初步设计和超限审查过程中，除需考虑结构刚度要求外，还要确保结构在地震作用下传力可靠， 实现抗震性能化设计要求.
综合各方专家意见，在靠近走廊一侧增设了不落地的支撑边框柱，采用中心支 撑布置，并在第六层楼面设置转换大梁.
这种布置可实现抗震多道防线，增加结构传力途径，提高支撑抗 侧刚度，避免框架梁屈曲对结构体系的不利影响.
图8、图9所示为连续支撑与不连续支撑的布置方式，其传力途径见图10、图11.
计算分析了两种方 案的利樊，详见表1，最终设计采用了不落地连续支撑的结构方案，并通过抗震超限审查，完成了施工图 设计.
图8连续支撑方案G 图9不连续支撑方案H
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 表1两种支撑方案比较 方案G 方案H 传力特点 支撑连续传力，支撑框架梁轴力小.
支撑通过梁传力，支撑框架梁轴力大.
整体刚度 各构件截面相同时 抗侧刚度稍小 抗侧刚度稍大 层间位移角接近时 支撑截面较大，其余构件截面相同.
支撑截面较小，其余构件截面相同.
支撑 轴力较大 轴力较小 支撑框架梁 轴力较小，弯矩、剪力接近.
轴力较大，弯矩、剪力接近.
与核心简相连的框架梁 弯矩、剪力稍大 弯矩、剪力稍小 构件 内侧不落地钢柱 下部楼层轴力大 下部楼层轴力小 外侧钢管混凝土柱 内力接近 内力接近 底部托柱钢梁 弯矩、剪力较大，轴力接近.
弯矩、剪力较小，轴力接近.
结论 方案G支撑截面略大，用钢量稍大（的增加4kg/m），但结构传力直接可靠，综合性能优于方案H 图10连续支撑底部传力路径示意（受拉，-受压.
） 图11不连续支撑底部传力路径示意（受拉，-受压.
） 3结构设计与计算 塔楼结构平面轴线尺寸为42.0米X31.0米，沿四边外挑1.0米，核心筒外墙轴线尺寸为21.0米X9.0 米.
标准层的层高为3.6米，避难层和底部裙楼的层高均为5.4米.
采用不落地支撑框架-混凝土内筒混合结构.
框架柱为矩形（圆形）钢管混凝土柱，核心筒外的楼面钢 梁和钢支撑为工字形截面.
框架梁与框架柱刚接，在四福支撑所在轴线与核心筒刚接，其余与核心筒铰接： 次梁两端均为较接.
核心筒外墙厚度：1000~500：框架柱截面：裙楼1500X1500、1500X1000，标准层1200X900、900X900、 1000：框架梁高度：裙楼800，标准层700，为满足走廊净高要求，框架梁与核心筒相连一端采用鱼腹 式截面.
加快施工进度：在正常使用阶段取代楼板底部钢筋，可取得较好的经济性.
本工程为结构体系复杂的超B级高层建筑，需进行抗震性能化设计，并在初步设计阶段进行了抗震设防
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 专项审查.
根据超限审查意见，“结构的抗震性能目标：底部加强部位的高度取到转换层以上二层，该部 位内筒主要墙肢的偏压、偏拉承载力按中震弹性复核，受剪承载力按中震弹性复核且满足大震下的截面剪 应力控制要求.
外框柱和支撑的承载力按中震弹性复核.
水平转换构件承载力按大震不届服复核.
” 不落地支撑所在的楼层由于支撑承担了部分楼层剪力，核心筒剪力墙承担50%左右的楼层剪力.
在其 余楼层，剪力墙承担80~90%的楼层剪力.
在支撑起始和终止楼层处有一定的刚度突变，但与伸臂桁架加强 层方案相比，突变程度要弱些.
在支撑起始和终止楼层处有剪力通过楼面传递，需对楼盖进行必要的加强， 按转换楼板设计，并设置楼面水平钢支撑.
图12 下部结构平面 图13 第六层结构平面 图14 标准层结构平面 设置支撑的楼层，楼板规则完整，在风和小震作用下， 结构可以满足刚性楼面假定.
考虑在极端情况下，楼板可 能出现破坏，按不计楼板刚度的弹性楼面假定进行了补充 计算，并考虑二者的不利情况进行相关构件的设计.
经计 算分析：支撑轴力在上下连续两层的变化不大，说明对支 撑中间相连的楼面梁不会产生太大的附加内力，且按弹性 楼面计算的支撑轴力相对小些.
支撑两端的框架柱以承担 轴力为主，剪力和弯矩并不大，且按两种假定计算相差不 大.
支撑范围的框架梁，其内力按两种假定计算均不大， 按弹性楼面计算时承受不大的轴力.
支撑框架与核心筒间 连接的框架梁按弹性楼面计算时剪力、弯矩略小，承受一 定的轴力.
在风荷载作用下，通过比较平面单福模型与三维整体 模型计算的结果，验证了三维整体模型计算的可信度.
三 维整体模型采用弹性楼面假定，平面单福模型的风荷载按 受荷面积施加.
两种算法的构件内力分布规律基本一致， 由于三维模型中有支撑福框架分担的水平荷载比平面单福 模型要多，故按三维模型计算的构件内力要大些.
图14支撑布置图 结构计算分别采用有限元程序SATWE、ETABS、MIDAS.
经复核，三个程序的计算结果基本一致.
