徐州中央國際廣場東塔核心筒斜墻收進結構設計

周 波, 夏 樂, 左 江

(南京市建筑設計研究院有限責任公司，南京 210014)

0 引言

框架-核心筒結構是超高層建筑中常見的結構形式,核心筒內集中布置設備用房及豎向交通空間,核心筒外有開闊的建筑空間,對于建筑設計十分友好。然而隨著樓層的升高,建筑設計對于豎向交通需求減少,同時希望擴大核心筒外的使用空間,因此需要縮小核心筒尺寸。核心筒尺寸收進的常見方法主要有三種:1)區格收進;2)墻體轉換收進;3)斜墻收進[1]。

區格收進較為直接,能夠快速實現建筑空間和功能的變化,且施工方便,經濟性較好,但在收進部位墻體截面尺寸突變,帶來應力集中等問題,增加設計難度;采用墻體轉換收進,豎向傳力方式復雜,轉換層設計難度大;斜墻收進方式使核心筒墻體上下連續,抗側剛度變化較為平緩,經過合理的設計,既能保證結構安全可靠,又能達到理想的建筑效果,但收進過程中,斜墻占用了數層的建筑空間,且施工較為復雜[2]。

本工程受核心筒平面布局所限,采用了斜墻收進的方式,分析收進部位相關結構構件的受力特點,提出相應設計方法。

1 工程概況

徐州中央國際廣場超高層建筑為續建項目,原設計由兩棟約260m超高層塔樓(東塔和西塔)和一棟高層商業裙房組成[3-4],建筑效果見圖1。項目于2012—2013年通過全國超限高層建筑工程抗震設防專項審查和施工圖審查,并開始進行了后續的施工建設。項目于2015年停工,其中東塔核心筒部分墻體已建造至14層(68.00m標高),周邊框架梁柱施工至9層[5-6]。

圖1 建筑效果圖

目前,本工程建筑業態和功能調整,其中東塔涉及核心筒斜墻收進,后文僅對東塔設計進行介紹。東塔建筑高度由260m減少為約249m,總層數為62層,1、2層層高為6m,3～8層層高為5.7m,9～12層、35層、48層層高為4.5m,其他各層層高均為3.6m。13層及以上建筑功能修改為酒店式公寓,需將原核心筒尺寸每邊收進約2m以獲得更大的外部空間,修改前后的核心筒墻體收進平面示意如圖2所示。

圖2 核心筒墻體收進平面示意圖

圖3 東塔樓層墻柱布置圖

圖4 核心筒墻體收進剖面示意圖

圖5 斜墻受力簡圖

東塔采用鋼管混凝土框架柱+鋼梁-鋼筋混凝土核心筒混合結構體系,地上62層,結構高度為249.4m,屬于高度超B級的超限高層建筑。

東塔結構平面呈三角形(角部切角),三角形高47.4m,低區(首層至10層)核心筒三角形平面高29.4m,高區(13層至屋面)核心筒三角形平面高25.4m。結構高寬比為5.3,低區核心筒高寬比為8.8,高區核心筒高寬比為10.3。東塔典型樓層墻柱平面布置如圖 3所示。

東塔核心筒尺寸擬采用斜墻收進的方式,在10～13層逐層向內傾斜收進,累計收進約2m。收進起始標高為50.400m(10層樓面),完成標高為63.900m(13層樓面標高),傾斜斜率為1∶6.75,如圖 4所示。

東塔主要豎向構件截面尺寸見表1。墻體混凝土強度等級由底部C60向上漸變至C40,鋼管混凝土柱混凝土強度等級由底部C50向上漸變至C40。

表1 東塔主要豎向構件截面尺寸

鋼梁、鋼管及型鋼鋼材牌號為Q345。核心筒外圍樓板采用鋼筋桁架樓承板,核心筒內采用鋼筋混凝土現澆樓板,混凝土強度等級為C30。

東塔結構抗震設防類別為重點設防類(乙類),屬7度抗震設防烈度區,按7度計算地震作用,按8度要求采取抗震措施。結構抗震等級為一級,鋼筋混凝土核心筒抗震等級提高為特一級[7-8]。

結構抗震性能滿足小震不壞、中震可修、大震不倒的整體結構抗震性能目標。具體各構件抗震性能目標要求見表2[9]。

表2 結構構件抗震性能目標

2 斜墻收進部位結構初步設計

2.1 受力分析

在核心筒斜墻的底部和頂部(即核心筒外墻豎向轉折位置),墻體的軸力將產生水平向的分力,該分力由限制斜墻平面外水平側移的構件共同平衡。如圖 5所示,抗側移構件包括核心筒內外樓蓋、與斜墻平面外相交的扶壁內墻,此外核心筒墻體自身的“環箍作用”也起到限制斜墻底部和頂部的水平變形的作用。

2.2 結構布置方案

針對2.1節受力分析,初步設計應利用和加強一切能夠抵抗斜墻發生水平變形的構件,提高該部分結構的冗余度和可靠度。斜墻收進相關樓層結構布置方式如下:

(1)控制斜墻的傾斜角度不至過大,為保持墻體豎向受力的特性,傾斜角度不應超過15°,同時也與斜墻所在樓層位置有關,樓層位置較低時,傾斜角度應控制更加嚴格。本項目斜墻位置位于塔樓的下部,結合建筑功能,利用三層斜墻內收實現核心筒縮小,傾斜角度約為8.4°。

(2)墻體轉折位置產生水平分力,該兩層樓板除平面外受彎外,還將承受較大的面內應力,且在轉折位置墻體存在向外(10層)或向內(13層)的位移趨勢,因此初步設計階段加厚轉折位置樓層樓板,較易滿足承載能力設計要求,并在正常使用階段具有良好的剛度。

(3)加強樓面梁,尤其是核心筒內洞口周邊的梁,提高其抗拉和抗壓能力。

(4)充分利用核心筒內的建筑隔墻位置設置與斜墻垂直或斜交的結構“扶壁墻”,加墻對斜墻的平面外支撐作用。

(5)加強核心筒外圍墻體和連梁,使其自身具有很好的“環箍和支撐”能力。

2.3 結構分析模型

結構計算分析采用YJK和ETABS兩種軟件,YJK主要用作結構整體計算與設計,ETABS用于同YJK計算結果的對比,并著重對斜墻部分進行補充分析[10-11]。結構整體的主要計算結果見表3。由表可見,結構整體計算的各項主要結果均滿足相關規范要求。

表3 結構整體主要計算結果匯總

采用ETABS建立結構整體模型,其中核心筒斜墻收進模型及其局部放大模型如圖6、7所示。分別對斜墻收進部位的水平構件(核心筒外框架梁、樓面大梁、樓板,核心筒內的梁板及連梁)、豎向構件(扶壁墻、核心筒斜墻自身)進行受力分析。其中核心筒外框架梁為外圍柱間框架梁,樓面大梁為核心筒與框架柱之間的梁。分析工況包括豎向荷載靜力工況和地震工況,地震工況需考慮豎向地震作用。

圖6 核心筒斜墻收進模型

圖7 墻體收進局部放大模型

圖8 非震基本組合工況下10層樓板最大主應力云圖/MPa

圖9 非震基本組合工況下13層樓板最大主應力云圖/MPa

3 斜墻收進部位結構構件受力性能和設計方法

3.1 樓板

核心筒斜墻收進起始和終止樓層的樓板,除在平面外承受豎向荷載以外,在面內也承受因墻體平面外轉折帶來的拉應力或壓應力。在ETABS模型中僅對斜墻收進處樓板采用彈性膜單元進行面內受力性能的補充分析。

圖 8為非震基本設計組合工況下,10層(斜墻收進起始層)樓板的應力狀態。由圖可見,核心筒內樓板基本處于雙向受拉的應力狀態,除局部與墻連接處的樓板出現應力集中外,樓板拉應力基本為1～3MPa。核心筒外樓板主拉應力方向平行于墻面方向(簡稱環向),相應的主壓應力方向垂直于墻面方向(簡稱徑向)。外圍樓板拉應力設計值基本小于2MPa,局部與核心筒相鄰的樓板拉應力較大,約為3.6～3.8MPa。核心筒外樓板對斜墻具有“環箍作用”。

圖 9為非震基本組合工況下,13層(斜墻收進完成位置)樓板的應力狀態。由圖可見,核心筒內樓板基本處于雙向受壓狀態,角部仍有樓板最大主應力為正值,最大為1.88MPa。核心筒外樓板主拉應力方向為徑向,應力值大多未超過2MPa。核心筒右下方墻體內樓板開洞較多,與墻體垂直的扶壁墻相對較少,其向內側的水平變形稍大,尤其是圖中箭頭所示位置,該片墻外側樓板最大主應力較大,最大值為2.64MPa。

綜上,10、13層樓板不僅在豎向荷載下將產生彎曲應力,面內還將存在拉壓應力,樓板為拉彎或壓彎構件,需按該受力狀態進行承載力極限狀態設計。對于壓彎狀態,13層核心筒內樓板基本處于雙向受壓狀態且壓應力值較小,遠未達到混凝土抗壓強度設計值;且樓板跨度較小,彎曲應力不明顯,核心筒外相關方向壓應力水平較低,有利于提高樓板的受彎承載力,因此樓板按照純彎構件設計是偏于安全的[12];對于拉彎狀態,樓板應按拉彎構件進行設計。

考慮豎向地震作用的多遇地震基本組合工況下,10、13層樓板的受力性能與非地震工況類似。除樓板局部應力集中部位外,普遍較非地震工況下的荷載效應基本組合略小,見圖10、11。本工程樓板承載力極限狀態設計由非地震工況下的荷載效應基本組合控制。

圖10 多遇地震基本組合工況下10層樓板最大主應力云圖/MPa

圖11 多遇地震基本組合工況下13層樓板最大主應力云圖/MPa

由圖10、11可見,多遇地震基本組合工況下,樓板的面內最大拉應力未超過其混凝土抗拉強度標準值,能夠保證正常使用極限狀態的要求和樓板的面內剛度,為斜墻在豎向荷載下的正常工作提供條件[13]。

3.2 樓面梁

對于樓面梁的軸力分析,樓板依然采用彈性膜,偏安全地考慮核心筒外樓板損傷退出工作,忽略其面內剛度。

在豎向荷載作用下,10、13層核心筒外樓面梁軸力性能示意見圖12。經計算分別給出非地震工況下豎向荷載的基本組合和多遇地震時考慮豎向地震的基本組合,10、13層樓面梁的軸力云圖(拉力為正,壓力為負)見圖13～16。由圖13～16可見,10層核心筒內梁主要受拉、核心筒外徑向梁受壓,柱間框架梁受拉且拉力大小較為接近;13層核心筒內梁主要受壓、核心筒外徑向梁主要受拉,柱間框架梁軸力很小或出現軸壓力。由于東側墻體向內的水平側移較大,與其相連的框架梁軸拉力也更大。核心筒外次梁的軸力值很小。

圖12 核心筒外樓面梁軸力性能示意圖

圖13 非震基本組合工況下10層樓面梁軸力云圖/kN

圖14 多遇地震基本組合工況下10層樓面梁軸力云圖/kN

圖15 非震基本組合工況下13層樓面梁軸力云圖/kN

圖16 多遇地震基本組合工況下13層樓面梁軸力云圖/kN

為增加對斜墻的約束作用,在10、13層的核心筒內混凝土梁增設鋼板,并保證其在拉彎和壓彎作用下能夠滿足承載力極限狀態和正常使用極限狀態的要求[14],如圖17所示。鋼板僅用于抵抗軸向拉力,抗彎承載力由梁縱筋和混凝土共同提供。核心筒外圍鋼梁依據《鋼結構設計標準》(GB 50017—2017)[15]中第8.1.1和8.2.1條進行拉彎和壓彎構件的強度和穩定驗算。

圖17 核心筒內梁增設鋼板

3.3 核心筒外墻及連梁

核心筒外墻及連梁受力分析主要包括墻體和連梁面內水平向內力,分別給出南側和東側的計算結果,北側計算結果與南側基本對稱,見圖 18。分析豎向荷載標準組合以及考慮豎向地震的中震彈性組合作用下,不同方向墻體的水平內力,見圖19～22。由圖19～22可見,核心筒起始收進位置,墻體及連梁表現為水平向受拉,每米最大拉力約為1 910kN(豎向荷載標準組合);核心筒收進完成位置,墻體及連梁表現為水平向受壓,每米最大壓力約為3 950kN(豎向荷載標準組合)。折算墻體的拉應力約為2.2MPa,未超過墻體混凝土的抗拉強度標準值。設計中考慮在墻體及連梁內埋設鋼板,用來承受全部的水平軸力,使其在中震彈性組合下的承載力滿足要求。

圖19 豎向荷載標準組合下南側墻體水平內力/(kN/m)

圖20 中震彈性組合下南側墻體水平內力/(kN/m)

圖21 豎向荷載標準組合下東側墻體水平內力/(kN/m)

圖22 中震彈性組合下東側墻體水平內力/(kN/m)

圖23 扶壁墻編號

圖24 扶壁墻豎向應力及應變

圖25 扶壁墻水平正應力

圖26 扶壁墻內型鋼設置

圖27 樓層側向剛度比

圖28 核心筒墻體平均壓應變

綜上,設計時在核心筒外墻角部、墻肢端部以及與扶壁墻相交處內置型鋼柱;在連梁標高處設置鋼板“環箍”核心筒外墻,鋼板與型鋼柱連接后形成整體,進一步增強核心筒外圍墻體自身的剛度。設置型鋼柱亦有利于減小斜墻的軸壓比,增大延性。

3.4 扶壁墻

結構布置中,已在每片斜墻內側布置與其平面垂直或斜交的扶壁墻,布置圖及編號如圖 23所示。

以向內側移較大斜墻處的扶壁墻Q7、Q8為例,分析其受力性能。在豎向荷載和考慮豎向地震的中震彈性組合下,扶壁墻的豎向應力及應變如圖 24所示。由圖可見,墻體處于偏心受壓狀態,壓應力最大位置在斜墻收進起始層樓面處,兩種工況組合下最大壓應力值分別為21、26.4MPa,相應的壓應變為0.00058、0.00072。最大壓應力位于扶壁墻端部,未超過混凝土抗壓強度設計值,混凝土處于彈性受壓狀態[16]。

在豎向荷載標準組合及中震彈性組合下,扶壁墻的水平正應力如圖 25所示。由圖可見,在斜墻收進起始層樓面處水平受拉,在斜墻收進結束層樓面處水平受壓。豎向荷載標準組合下,扶壁墻最大拉應力為3.1MPa,已超過墻體混凝土抗拉強度標準值。為控制裂縫,墻體內增設鋼筋及鋼板抵抗水平拉力及控制墻體豎向裂縫寬度。

扶壁墻(Q1～Q11)的應力匯總見表4。由表可看出,墻體豎向受力狀態良好,在考慮豎向地震的彈性設計組合下,最大壓應力均未達到混凝土抗壓強度設計值。設計時,在扶壁墻端部截面內埋設型鋼柱進一步加強。墻體在斜墻收進起始層樓面附近仍受到較大的水平拉應力,在墻體中豎向間隔配置鋼板,當含鋼率達到2.5%時,上述墻體的受拉承載力和裂縫寬度均滿足要求。扶壁墻型鋼柱及水平鋼板布置方案見圖 26。

表4 扶壁墻受力計算結果

4 斜墻段結構整體設計指標分析

4.1 抗側剛度

對框架-核心筒結構,樓層與其相鄰上層的側向剛度比γ2可按下式計算[17]。

式中:γ2為考慮層高修正的樓層側向剛度比;Vi、Vi+1分別為第i層和第i+1層的地震剪力標準值;Δi、Δi+1分別為第i層、第i+1層在地震作用標準值下的層間位移;hi、hi+1分別為第i層、第i+1層的層高。

本層與相鄰上層側向剛度的比值不宜小于0.9;當本層層高大于相鄰上層層高的1.5倍時,該比值不宜小于1.1;對結構底部嵌固層,該比值不宜小于1.5。

將以上剛度比值換算為1,并對各樓層剛度比按以上原則統計,見圖 27。由圖可見,各樓層側向剛度比均滿足要求,結構沿豎向抗側剛度均勻變化,斜墻段抗側剛度逐漸減小,未出現剛度突變。

4.2 豎向荷載下變形特征

核心筒收進部位在豎向荷載作用下的變形特征主要表現在豎向和水平變形方面。

(1)豎向變形

對7～17層核心筒墻體的豎向位移進行統計,獲得核心筒的豎向平均位移,進而得到各層墻體的綜合豎向壓應變,如圖 28所示。由圖可見,隨著核心筒的收進,樓層豎向應變明顯增大,在收進完成后的第13～14層達到最大值,此后墻體應變值隨樓層升高而減小。

由于斜墻傾角較小,且采取了相應的加強措施,核心筒的豎向剛度連續性較好,大于其上部樓層,未出現因斜墻而產生的豎向抗壓剛度較小的軟弱層。

通過對2007年國際博協對博物館的定義分析，從定義中可以了解到博物館的基本業務目的是“征集、保護、研究、傳播、展出”，而博物館經營的各種業務活動也都應以教育為基礎，要將 “教育、研究、欣賞”等目的得以實現。這就要求博物館內的各項工作需要積極主動的協調配合，使博物館的教育專長得到充分發揮，使博物館的教育潛能得到最大程度的挖掘，使博物館的社會服務工作得到更好的開展，從而是博物館的社會效益得到最大化的提高。

(2)水平變形

豎向荷載標準組合下,10、13層核心筒外墻主要墻肢節點位置的水平變形及方向(箭頭所示)如圖29所示。由圖可見,10層核心筒向外側變形,變形量較小,最大值不超過1.30mm。13層墻體變形較為復雜,右側墻體向內變形,最大值為2.28mm,其他墻體均向左上角發生變形,最大值為1.46mm,產生這種現象是核心筒平面形狀非雙軸對稱所致。

圖29 豎向荷載標準組合作用下墻肢節點水平變形/mm

圖30 核心筒底部加強區及斜墻段損傷情況

上述墻肢的水平變形值較小,約為層高的1/4 000,表明斜墻在水平方向處于較好的約束狀態。

4.3 罕遇地震下斜墻抗震性能

采用SAUSAGE軟件對結構進行罕遇地震作用下動力彈塑性分析?；炷帘緲嬯P系選用彈塑性損傷模型,該模型可較準確反映混凝土材料在各向拉壓條件下的屈服準則、受拉軟化行為、受壓硬化及軟化行為、剛度及強度退化等力學特征。SAUSAGE中的墻板使用的混凝土材料是二維塑性損傷本構模型[18]。對于圓形鋼管混凝土柱,考慮到鋼管對內部混凝土將起到套箍作用,混凝土材料的抗壓強度將得到明顯提高,因此鋼管內混凝土材料模型參考常用的Mander理論[19-20]。

結構重要構件的單元類型為:鋼筋混凝土梁、柱采用纖維梁單元模型;邊緣構件、連梁縱筋采用桿單元模型;樓板和剪力墻采用三角形或四邊形的分層殼單元模擬。鋼筋混凝土柱、梁的性能評估指標見表5。

表5 鋼筋混凝土梁、柱單元性能評價參考標準

彈塑性時程分析結果顯示,罕遇地震作用下,核心筒斜墻墻肢損傷較小,不超過輕度損壞,能夠滿足其作為關鍵構件的抗震性能目標。連梁損傷較嚴重,起到了很好的耗能作用,如圖 30所示。

5 結論

(1)初步設計階段應采取多種措施保證斜墻的穩定性,例如控制斜墻傾斜角度、加強相關樓層核心筒內外水平構件剛度、結合建筑布局增設扶壁墻等措施,合理的結構布置為斜墻的正常工作創造必要條件。

(2)斜墻轉折處的樓板不僅產生面外的彎曲,還將在面內產生較大的拉應力和壓應力,樓板應按照拉彎或壓彎構件進行設計,以滿足承載能力和正常使用極限狀態要求。

(3)豎向荷載作用下,樓面梁產生較大的軸力,設計中應按照壓彎或拉彎構件進行驗算;必要時對核心筒內混凝土梁增設型鋼等,進行加強。

(4)外圍墻體和連梁在水平向存在較大軸力,設計中在墻體和連梁中埋設型鋼和鋼板,外墻設置環梁,增加斜墻收進段核心筒自身剛度和穩定性。

(5)扶壁墻在豎向荷載作用下處于偏心受壓狀態,墻體存在水平拉應力,設計中應進行應力校核并作設計加強。