深圳某高层塔楼的钢筋混凝土框筒方案设计

郑 宜，陈学伟

（1、广东城建达设计院有限公司 广东佛山528200；2、WSP科进香港有限公司 香港999077）

1 工程概况

深圳某商业中心项目位于深圳市南山区，项目包括多栋塔楼与商业裙房［1］，本文重点介绍高度为298.5 m 主塔楼T1 楼的结构设计，如图1 所示。T1 塔楼设有4 层地下室，地上62 层，结构高度为276.1 m。考虑到项目存在下沉广场，嵌固端设置在B1 层，从嵌固端起算结构高度为298.5 m。塔楼平面呈正方形，尺寸49.5 m×49.5 m。塔楼层1～51 核心筒平面尺寸为28.3 m×26.8 m，52 层以上核心筒收进20.6 m×25.8 m。塔楼5 层、20 层和37 层为机电和避难层，层高均为5.1 m；办公标准层层高为4.2 m。

主塔楼建筑结构安全等级为二级，设计使用年限及耐久性设计所限均为50年，风荷载的基本风压按文献［2］取值为0.75 kPa，地面粗糙度为B 类。抗震设防烈度为7度，建筑抗震的场地类别为Ⅱ类，设计地震分组为一组。根据场地安评报告，小震影响系数最大值为0.099（阻尼比为5%），设计地震分组为第一组［3］，场地土类别为Ⅱ类，特征周期为0.35 s。

主塔楼结构高度超过钢筋混凝土结构150 m的高度限值，平面及立面比较规则。

2 结构选型与方案对比

由于T1 塔楼高度较高，经过初步计算表明采用钢筋混凝土框架-核心筒体系难以满足结构性能要求。为保证结构整体刚度及底部竖向构件的抗震性能，备选方案有：［方案1］圆钢管混凝土柱+钢梁+混凝土核心筒结构；［方案2］部分钢管混凝土叠合柱+混凝土梁+混凝土核心筒结构（见图1）。

图1 深圳某商业中心项目Fig.1 Commercial Center Project in Shenzhen

本文通过初步试算，对比结构整体性能，特别是结构在风荷载作用下的最大层间位移角，即保证两模型风荷载下层间位移角小于限值1∕500。结构总指标和经济指标对比结果如表1所示。基于安全性与经济性，方案2 优于方案1，方案2 较方案1 可节省材料成本约2 600万元（见图2）。因此本项目采用方案2。

图2 结构方案经济性对比Fig.2 Economic Comparison of Structural Schemes

表1 两方案结构总指标对比Tab.1 Comparison of Indexes of Two Structure Schemes

3 结构布置

T1 塔楼结构抗侧力体系为框架-核心筒体系；结构高宽比约为5.58，由于本结构高宽比适中，经验算，不需要设置伸臂桁架或者腰桁架即可满足结构整体侧向刚度要求及底部柱构件性能要标［4］。结构低区及高区的结构平面布置如图3所示。

图3 结构平面布置Fig.3 Structural Plan

低区外框柱采用圆钢管叠合柱构件，采用圆钢管叠合柱可减少柱截面尺寸，减少结构自重，提高建筑得房率。采用叠合柱使柱截面减少的原因在于管内混凝土由于钢管的约束效应增强，管内混凝土不需要验算轴压比。钢管内混凝土强度等级为C60，钢材强度等级为Q390，从嵌固端到31 层，柱截面由1.4 m×1.4 m 逐步减小至1.3 m×1.3 m；高区外框柱转变为钢筋混凝土柱，从32 层至顶层，混凝土强度等级由C60逐步减小至C40，柱截面由1.3 m×1.3 m 逐步减小至0.8 m×0.8 m。柱构件分区按轴压比进行优化，使柱构件的自重达到较小值。

核心筒混凝土强度等级由C60 逐步减小至C40，厚度由1.3 m 逐步减小至0.4 m。此外，在51 层以上，核心筒的尺寸由28.3 m×26.8 m缩小为20.6 m×25.8 m。底部加强部位为-1层～6层，在-1层～10层的核心筒剪力墙内设置工字型型钢，以满足轴压比及中大震受拉受剪的性能要求。剪力墙的内置型钢呈分散式［5］，布置如图4所示。

图4 底部剪力墙型钢的布置Fig.4 Layout of the Low Zone Wall Imbedded Steel

楼盖采用钢筋混凝土梁板体系，假定框架梁与外框柱和核心筒刚接，次梁与核心筒铰接；为满足风荷载作用下承载力的要求，在部分连梁内设置型钢。塔楼结构整体模型如图5所示。

图5 整体计算结构三维模型Fig.5 3D Model of the Structure

4 结构超限情况及抗震性能目标

根据超限审查技术要点［6］塔楼超限内容为：①高度超限，房屋高度为298 m，超过了钢筋混凝土框架-核心筒结构适用高度180 m；②扭转不规则，考虑偶然偏心的X向规定水平力作用下最大扭转位移比为1.24；③楼板不连续，第3、64、66 层存在楼板大开洞的情况；④其它不规则，-1 层～2 层存在少量穿层柱。结构抗震性能目标取C 级，小震、中震和大震下的性能水准分别为1、3、4。

5 弹性计算结果

采用ETABS和SATWE两种软件进行风荷载和小震分析，计算结果吻合较好。模态分析得到结构前3阶周期结果如表2所示。

表2 周期计算结果Tab.2 Modal Calculation Result

结构小震计算采用规范谱和安评反应谱的包络值进行验算。小震结果如表3 所示，从表3 中可以看出两种软件的计算结果比较吻合。

表3 主要小震下结构性能分析结果Tab.3 Results of Structural Performance Analysis under Frequent Earthquakes

弹性时程反应分析，采用3 条地震波对结构进行了小震弹性时程反应补充计算，结果如表4 所示。计算表明：①通地震波的选取满足文献［3］要求。②时程分析结果中，局部楼层时程分析得到的地震力大于反应谱结果，对顶部的地震力进行适当放大处理。

表4 弹性时程分析的基底剪力对比Tab.4 Comparison of Base Shear in Elastic Time-history Analysis

6 风洞试验及风荷载响应分析

塔楼风洞试验在广东省建筑科学研究院集团股份有限公司建筑风洞楼完成［7］。风洞试验考虑了24 个风向角的影响，模型比例采用1∶400。试验取间隔15°共24 个风向下进行。通过风洞动态测压试验得到各风向角下沿塔楼高度分布的各点综合体型系数，进一步换算得到各个方向的等效静风荷载。

在50 年一遇风荷载作用下，文献［2］风荷载与风洞报告提供10 种不利工况下的风荷载的计算结果比较（以Y向为例）如图6 所示。通过分析可知：①结构在B 类风荷载作用下满足文献［2］1∕500 的要求；②经过风洞试验的风荷载与B 类场地的风进行对比表明，B类风计算的荷载效应大于风洞提供的等效静力风荷载所计算的荷载效应，结构设计采用B类风满足文献［2］要求；由于该平面为标准的正方型平面，其风洞试验结果对于同等条件的建筑结构具有较好的参考意义。

图6 风洞试验风荷载与规范风荷载结果对比Fig.6 Result Comparison of Wind Load From Wind Tunnel Test and From Code

在10 年一遇风荷载作用下，结构Y向的顶层加速度峰值为0.097 8 m∕s2，符合我国规程关于办公建筑人体舒适度要求。

7 大震弹塑性时程分析

笔者通过开发了Perform-3D 复杂结构建模前处理程序ETP 程序［8］，该程序不但能够读取ETABS 程序的几何模型、构件截面及弹性材料信息，还能够提供图形界面实现很方便的输入梁、柱及剪力墙的截面配筋与材料非线性设置，再能过数据处理导入Perform-3D 程序中，从而实现复杂高层结构的非线性模型的建模。弹塑性模型如图7所示。

图7 结构Perform-3D模型Fig.7 Perform-3D Structure Model

采用Perform-3D 程序对T1 塔楼进行弹塑性时程分析。通过小震弹性时程分析选取1条人工波和2条天然波（GM1～GM3），分别按0°、90°为主方向进行双向弹塑性时程分析，并以结果最大值进行结构抗震性能评估。

整体性能的评估包括结构顶点位移、层间位移角、能量耗散情况；构件性能评估包括各种构件的塑性发展状况。结构最大弹塑性层间位移角如表5 所示。层间位移角均小于限值1 ∕100 的要求。弹塑性最大基底剪力与小震弹性比值在5～6 处于合理范围［9］。以上数据表明主体结构在整体性能评价上能满足大震不倒塌的抗震性能目标。

表5 弹塑性基底剪力对比Tab.5 Comparison of Nonlinear Analysis Base Shear Results

构件性能评估：框架梁与连梁两者总耗能占比为56.5%，起到了主要的耗能作用。其次耗能构件是剪力墙（短墙肢为主）构件，最后时顶部的框架柱。从能量耗散角度说明了结构各个构件达到了预期的耗能顺序与比例，结构满足强柱弱梁与大震不倒的设计目标。

剪力墙构件抗弯屈服变形和抗剪承载力状态如图8所示，在大震作用下，全部剪力墙构件没有进入屈服状态。由于剪力墙按一级抗震进行纵筋的构造配筋，其抗压弯性能存在较大的富余度，剪力墙的抗剪截面验算也没有超限，剪力墙相对薄弱部位出现在底部（未设置钢骨区）及筒体收进的部位的下一层。

图8 剪力墙性能状态Fig.8 Shear Wall Performance Status

框架柱构件在大震作用下，最顶部的柱部分进入屈服状态，其余柱子基本上没有出现塑性变形，由于低区柱采用了叠合柱，承载力在大震力有较大的富余，而顶部柱子由于轴力较小，在大震作用下出现较大弯矩，出现了受弯构件的抗弯屈服，由于是纯弯构件其延性性能较好，故没有做特别的加强措施处理。

8 叠合柱及期节点做法

本项目的一大特点为低区采用了叠合柱［9］，由于建筑功能的原因，项目中钢筋混凝土梁与叠合柱的梁柱节点采用如下2种节点大样做法：

⑴商业区存在吊顶，可在叠合柱周边设置大环形柱帽（图9⒜），通过将混凝土梁纵筋锚固在柱帽中。此做法方便施工［10］，但需要建筑空间条件允许，环形柱帽尺寸足够大，可使梁纵筋有足够的水平锚固长度。

⑵在办公楼层，叠合柱与混凝土梁的节点采用圆钢管穿上筋节点，在内置钢管开孔（图9⒝），将混凝土梁纵筋锚固在钢管柱内部或贯通钢管柱。为补偿钢管开孔损失，需要在钢管开孔处设置竖向与水平向的加劲肋进行补强，如图9所示。

图9 2种叠合柱-混凝土梁节点做法Fig.9 Two types of Laminate-column-concrete-beam Connections

为了验算增加竖向与水平向加劲助以后对节点开洞后强度的补强效果，在SAP2000 中采用壳单元模拟对钢管进行分析，钢管模型如图10 所示，在设置了加劲肋后，在竖向力与混凝土膨胀张力的作用下，检查节点应力是否满足《钢管混凝土叠合柱结构技术规程：T∕CECS 188—2019》要求。通过分析可知，周边的加劲肋减少了开洞引起的应力集中情况，从而满足钢材的强度要求。

图10 SAP2000节点有限元分析Fig.10 Finite Element Analysis of Connection by SAP2000

9 结论

通过对塔楼T1 塔楼进行抗风与抗震性能分析，计算结果表明，通过合理的结构布置，298 m 高的钢筋混凝土框架核心筒塔楼在不设置加强层的情况下，仍能满足抗震抗风的性能要求。通过分析可以得出以下结论：

⑴在基本风压在0.75 kPa，地震烈度为7 度的地区，接近300 m 的塔楼，且核心筒占比较大的情况下，采用钢筋混凝土框架核心筒体系，经过合理结构布置与适当构件加强，可以不设置加强层，体系能满足文献［2-3］关于抗震抗风的要求。

⑵叠合柱相对于型钢混凝土具备较好的经济性，管内混凝土的强度受到约束而提高，管内混凝土不需要验算轴压比，因此同等轴力下叠合柱的尺寸相对较小，提高得房率与减少结构自重。

⑶通过在低区剪力墙设置了型钢可以减少底部剪力墙的厚度且提高剪力墙在大震作用下的性能。剪力墙与框架柱需分区进行轴压比或承载力的优化，可使竖向构件达到最大效能。

⑷叠合柱与混凝土梁节点可以采用外环梁节点及钢管穿筋节点2 种形式，其中钢管穿筋节点需要对钢管进行双向加劲助补强，以保证由于开洞引起的应力集中的问题得到解决。