威海九龙湾超高层结构设计方案比较分析

张 敏 安徽省建筑设计研究总院股份有限公司

1 工程概况

威海九龙湾中心CBD 项目总建筑面积约301 759 m2，办公及酒店塔楼结构主体高度为276.7 m，建筑幕墙顶高度为291.7 m。其中，塔楼1 ～3 层为酒店及办公大堂，层高4.45 ～7.2 m；4 ～43层为办公区域，层高4.45 m；45 ～60层为酒店区域，层高为3.8 ～6 m；11、22、33、44、52 层为避难兼设备层，层高为5.4 m。

2 设计条件

结构安全等级为二级，设计使用年限50 年，抗震设防类别为重点设防类（乙类），抗震设防烈度为7 度（0.1g），场地类别为Ⅱ类，设计地震分组第一组。多遇地震情况下的水平地震影响系数最大值为0.08，场地特征周期Tg=0.35 s。项目三面环海，地面粗糙度为A 类，50年一遇的基本风压为0.65 kN/m2，风荷载体型系数按荷载规范取1.4。

3 方案比选

3.1 建筑特点

威海九龙湾中心CBD 项目建筑方案有4 个特点：一是建筑平面的4 个角部存在三角形凹口，其中东南角与西北角由下到上逐渐变大，西南角与东北角由下到上逐渐变小；二是建筑在44 层以上的酒店区域楼板存在大开洞，核心筒收进；三是44 ～46 层存在穿越两层的跃层柱；四是建筑平面柱位不均匀并且不对称，平均柱间距为9 m。结构外框的平面尺寸为45 m×45 m，塔楼的高宽比约为6.2，核心筒平面尺寸为22.5 m×22.5 m，高宽比为12.3，外框与核心筒的距离约为10 m。

3.2 结构方案

针对建筑的上述特点，且考虑到钢筋混凝土结构施工工期长、竖向构件尺寸大、结构笨重，故本项目采用混合结构体系，试算3 种结构设计方案。其中，方案一为钢管混凝土柱—钢梁—钢筋混凝土剪力墙核心筒，且在避难层44、52 层设有伸臂；方案二为型钢混凝土柱-钢梁—钢筋混凝土剪力墙核心筒，且在避难层52 层设伸臂，每层4 个角部设型钢混凝土梁；方案三为型钢混凝土巨柱—钢梁—钢筋混凝土剪力墙核心筒，并在每层4 个角部设型钢混凝土梁。

3.3 结构主要构件截面尺寸

核心筒从下到上的外墙厚度和内墙厚度分别为500 ～1 100 mm、400 ～600 mm，核心筒剪力墙混凝土等级为C60 ～C40，钢管混凝土柱截面从下到上尺寸为φ1 300 mm×1 250 mm ～600 mm×570 mm， 外框钢梁办公区截面尺寸为H1 000 mm×600 mm×30 mm×36 mm，酒店区截面为H800 mm×600 mm×30 mm×36 mm，楼面梁截面尺寸为H550 mm×200 mm×10 mm×16 mm 和H600 mm×200 mm×11 mm×17 mm，标准层外框架与核心筒间的楼板采用组合楼板，厚度为110 mm，核心筒内楼板厚度为120 mm。

3.4 计算结果比较分析

工程采用SATWE 对结构进行整体计算分析，3 种方案的各项指标均按照规范要求限值控制，主要计算结果如表1所示。

分析表1 可知，方案二和方案三（型钢混凝土柱）较方案一（钢管混凝土柱）结构重力荷载代表值大约7%～10%。经分析，方案二和方案三每层增设的8道型钢混凝土梁自重较方案一的两道伸臂重约3.5 倍；钢管混凝土柱由于轴压比限值为1，而型钢混凝土柱在本项目中轴压比限值为0.65，故方案二和方案三的柱较方案一的柱截面大约60%，重量大约50%。结构体型基本一致，风荷载作用下基底剪力接近；地震作用下的基底剪力与重力荷载代表值成正比，方案二最大，其次分别为方案三、方案一。结构主要受风荷载控制。方案一、方案二以及方案三在风荷载作用下的顶点最大位移约为地震作用下的1.9 倍、1.7 倍、1.65 倍；最大层间位移角约为地震作用下的1.8 倍、1.65 倍、1.6 倍。

表1 主要计算结果

通过观察表1 可知，3 种方案的层间位移角有显著差别，为更直观地观察结构各层在风荷载和地震作用下的层间位移角变化规律，图1 给出了3 种方案在风荷载和地震作用下的层间位移角曲线。

图1 层间位移角曲线

通过观察3 种方案的层间位移角曲线可以发现，结构层间刚度在中低区（约40 层以下）均匀变化，高区层间刚度有较大突变，曲线上表现为中低区曲线呈现弯剪型均匀变化，高区曲线有明显凹凸点。结构的薄弱层均表现在高区酒店楼板大开洞位置（44 层附近），层间位移角均在此处发生突变。

4 专项对比分析

根据项目的特点，为选出一种最优方案，针对上述计算指标结果的差异性，同时进行了多项专项的比较分析，包括有带状桁架与伸臂的对比分析、伸臂加强层最佳位置和数量研究。

4.1 带状桁架与伸臂的对比分析

本文的伸臂以及带状桁架均采用斜腹桁架形式。为分析伸臂和带状桁架加强方式对该项目的作用效果，基于方案a，将两层伸臂换为带状桁架，得到方案c；在方案a 设置伸臂的楼层同时加上带状桁架，得到方案d；方案e 为无结构加强层方案（无伸臂和带状桁架），主要计算指标结果如表2 所示，控制风荷载作用下柱轴力变化如图2 所示。

表2 加强层类型对比计算结果

图2 风荷载作用下柱轴力变化

分析表2 和图2 可知，伸臂体系的应用可以明显改善结构的层间刚度，但是对结构抗剪性能的提高没有帮助。设有伸臂的方案a 和方案d 层间位移角均达规范要求的1/500，且比未设置伸臂的方案c 和方案e 层间位移角减小约18%～48%，但方案a、方案d 的框剪比较方案c、方案e 处于较低水平，框架柱承担的剪力较小。同时设置伸臂和带状桁架可在一定程度上提高结构的框剪比。增设带状桁架的方案d 框剪比达10%以上的楼层数较仅设伸臂的方案a提高50%。设置伸臂后加设带状桁架可减小柱轴力突变，增加整个加强层的整体性。图2 中，未设任何加强层的方案e，在风荷载作用下，轴力沿层高均匀变化；单独加设伸臂的方案a 和单独加设带状桁架的方案c，在伸臂和带状桁架设置的楼层轴力发生突变，突变量约为400 ～1500 kN；同时加设伸臂和带状桁架的方案d，轴力沿层高变化基本均匀，且有效减小了伸臂下柱的轴力。

4.2 伸臂加强层最佳位置和数量研究

TARANATH B S 以顶部侧移最小为优化目标分析了加强层的最优设置位置，得出单道加强层最优设置位置为离顶层0.455 倍结构全高位置的结论[3]。MCNABB J W 和MUVDI B B 进一步求得设置两道加强层的高层结构加强层最优位置在距离结构顶部0.312 和0.685 倍结构全高处[4]。

针对本项目，为使比选结果更具应用性，若选择钢管混凝土柱方案为基础模型，改变伸臂加强层的位置，层间位移角可能都不满足设计规范要求，故此项专项研究为基于型钢混凝土柱模型，并根据项目建筑特点，分别在33 层（0.5H）、44层（0.68H）和52 层（0.82H）设置结构加强层。以顶点位移和最大层间位移角最小为目标，判别伸臂设置的最佳位置。比选3 种方案，其中方案f 伸臂加强层为33、44层；方案g伸臂加强层为33、52层；方案h 伸臂加强层为44、52 层，主要计算指标结果如表3 所示。分析表3 可知，加强层位置的变化对结构整体刚度影响较小，自震周期变化幅度为1%～2%。加强层设置在44、52 层效果最佳，其次依次为33、52 层和33、44 层。由于高区酒店（44 层以上）存在楼板大开洞以及核心筒收筒现象，侧向刚度突变较大，层间位移角亦有明显突变，故在该区域（即44、52 层）设伸臂加强层效果最佳。方案h 较方案g 和方案f，层间位移角分别减小2%、19%；顶点最大位移，方案g、h 接近，较方案f 减小约5%。

表3 加强层位置及数量结果比较

通过对两道加强层最佳位置的研究表明，加强层设置在44、52 层效果最佳，且主要计算指标有一定的富余空间，并考虑到建筑使用功能及结构造价的要求，尝试仅在52 层设置一道伸臂（方案i）。计算结果表明，结构整体刚度和层间刚度骤降，基本周期增大4%，层间位移角增大14%，顶点最大位移增大10%，因此，仅设置一道伸臂不能满足设计规范要求[5]。

5 结论

（1）3种方案均满足规范设计要求。结构层间刚度在中低区（约40 层以下）均匀变化，高区层间刚度有较大突变。结构主要受风荷载控制，结薄弱层均表现在高区酒店楼板大开洞位置（44 层附近），层间位移角均在此处发生突变。

（2）伸臂体系的应用可以明显改善结构的层间刚度，但是对结构抗剪性能的提高没有帮助，增设带状桁架可在一定程度上提高结构的框剪比。

（3）设置伸臂后加设带状桁架可减小柱轴力突变，增加整个加强层的整体性。

（4）加强层位置的变化对结构整体刚度影响较小，自震周期变化幅度为1%～2%，在中高区（44、52 层）设伸臂加强层效果最佳，层间位移角最大可减小19%。