石家庄华强广场工程结构设计

摘　要　本文详细阐述了石家庄华强广场工程结构设计，包括地基基础设计；A座超高层主楼、B～F座主楼及东、西裙楼设计；计算分析。

关键词　结构设计；地基基础设计；超高层、框架－核心筒结构；部分框支剪力墙结构；时程分析

1　工程概况

石家庄华强广场位于石家庄市新华区民族路与青年街的交汇处，被黎明街分为两个地块，总建筑面积约为29.5万m2。本项目为大型商业综合体，集办公、商业、单元式办公于一体。其中超高层写字楼一栋，高层单元式办公五栋；5层裙房均为商业，地下有2层，地下1层中部作为商业，周边布置卸货区和部分停车位，地下2层为车库，战时人防也设于地下1层、2层。地上部分主楼与裙房间设抗震缝分开，地下室连为一体。A座主楼地上为38层，主体高度150.250m；B～F座主楼部分地上为29层，主体高度为98.400m；东、西裙楼地上5层，主体高度26.500m。建筑效果图见图1，分区示意图见图2。

图1 建筑效果图

图2 分区示意图

2　地基基础设计

2.1　工程地质概况

勘察结果表明，场地主要地层为第四纪冲积成因形成的黏性土、粉土和砂类土。依其岩性及物理力学性质分为15层，地层特征自上而下分述，见表1。

表1 地层特征

本场地地下水位埋藏较深，湿陷性土已被全部挖出，场地可按一般场地设计。地基承载力特征值fak与土的压缩模量ES见表2。

表2 地基承载力与土压缩模量

2.2　地基基础设计

本工程由主楼、裙楼及外围地下室组成，上部主体和各部分的基础均连为一体。由于各部分之间层数、重量差异较大，容易导致建筑产生不均匀沉降。如何减少不均匀沉降对基础底板及上部结构的不利影响，既能够满足地基的承载力和建筑物容许变形要求，并具有较好的经济性，是地基基础设计的关键。

根据上部结构荷载分布特征结合地质情况，对地基基础方案进行选型如下。

A座主楼采用干作业挤土钻孔灌注桩基础，抗压桩采用后注浆技术，采用桩端桩侧复式注浆。主楼除核心筒下筏板厚度3500mm外其余均为2400mm。桩端持力层为12层含卵石粗砂层，有效桩长30.500m，混凝土强度等级为C35。

B～F座主楼采用平板式筏板基础，主楼筏板厚度1650mm。基础持力层为6层粉质黏土层。天然地基不能满足承载力要求，故采用复合地基。

东西裙楼采用平板式筏板基础，筏板厚度1000～650mm。基础持力层为6层粉质黏土层，采用天然地基。基础计算时考虑上部结构刚度的有利影响，使基础方案更加经济、合理。

为减少主楼与群楼间的基础差异沉降并采取如下措施：在主裙楼连接处设置沉降后浇带，待主楼施工完成沉降稳定后根据沉降观测结果确定浇注时间；对后浇带浇注后主裙楼沉降差产生的内力进行计算，加强主群楼交界处配筋，提高结构设计的抵抗能力。

经计算A座主楼最大沉降量为23mm；B～F座主楼最大沉降量为19mm；裙楼最大沉降量为9mm，无沉降突变。

3　结构设计

3.1　结构设计基本概况

本工程结构设计基准期为50年，设计使用年限为50年，建筑安全等级为二级，A～F座主楼抗震设防类别为丙类（其中A座主楼标高26.450m以下为重点设防类），东西裙楼抗震设防类别为重点设防类。地基基础设计等级为甲级。

石家庄市地震安全性评价所2006年2月10日提供了“安评报告”，报告结论为：①场址位于华北地震区内的华北平原地震带内的中南部，其主要的地震危险来自于华北平原地震带内的地震活动。②华北平原地震带目前处于地震活动期内的大释放阶段后的应力调整阶段，未来百年的地震活动水平较低。③场地地震动参数为：50年超越概率10%的地震动峰值加速度为0.10g，反应谱特征周期（Tg）0.40s。④根据岩土工程勘察结果，实际建筑场地类型为Ⅱ类，地震动反应谱特征周期（Tg）不调整。⑤建议在设计时严格按提供的地震动参数进行设防，并严把工程质量关。

结合“安评报告”以及《建筑抗震设计规范》，本工程抗震设防烈度7度，设计基本地震加速度值为0.10g；场地类别为Ⅲ类，第二组，场地特征周期值Tg＝0.55s。在多遇地震作用下结构阻尼比取0.05。

基本风压值A～F座主楼ω0＝0.40kN／m2（100年一遇），东西裙楼ω0＝0.35kN／m2。地面粗糙度为C类。

楼面主要活荷载标准值：办公室、会议室取2.0kN／m2；卫生间取2.5kN／m2（带蹲台4.0KN／m2）；商业、消防疏散楼梯取3.5kN／m2；餐厅取8.0kN／m2；厨房取4.0kN／m2；库房、工具间、储藏间、垃圾房取5.0kN／m2；走廊、门厅取2.5kN／m2；设备机房、电梯机房取7.0kN／m2；种植屋面（不包括花圃土石材料自重）取7.0kN／m2；地下停车库（单向板）取4.0kN／m2；上人屋面取2.0kN／m2；不上人屋面取0.5kN／m2。

3.2　结构体系

3.2.1　A座主楼

图3 二层结构平面布置图

图4 标准层结构平面布置图

图3、图4分别为A座二层结构平面布置图和标准层结构平面布置图。A座主楼采用现浇钢筋混凝土框架－核心筒结构体系，属B级高度钢筋混凝土高层建筑。楼盖体系为现浇梁板结构，钢筋混凝土核心筒作为主要抗侧力结构体系，外围框架作为抗震第二道防线，形成双重抗侧力结构体系。核心筒为矩形，由于建筑物自身原因其高宽比为16，不满足《高层建筑混凝土结构技术规程》JGJ3中内筒高宽比不宜大于12的要求，为满足规范要求采取了加厚剪力墙，且在四角增设剪力墙的措施。

主楼竖向构件上下连续贯通，2层、3层局部无楼板，开洞面积超过30%，在2层、3层结构薄弱部位结合建筑分别设置了较宽的钢筋混凝土梁，其他部位楼板加厚，并配双层双向钢筋网，适当提高配筋率，4层楼板亦适当加厚。

3.2.2　B～F座主楼

B～F座主楼采用部分框支剪力墙结构。转换层设于5层顶，属于高位转换。转换梁受力较大，普遍存在受剪不足的现象，采用转换梁加腋。其中C座由于柱配筋较大，为满足计算要求，设置两处X形钢斜撑。

3.3　主要构件断面

3.3.1　A座主楼

核心筒是本工程主要抗侧力结构构件，承担主要的水平荷载，核心筒外墙底层厚度为800mm，自下至上其厚度变阶两次分别为500mm，400mm；筒体内墙厚度为500mm，300mm，200mm不等。底层框架角柱、边柱及中柱截面分别为1500mm×1500mm，1200mm×1500mm，上部各层角柱边柱分段减少至1300mm×1300mm，1200mm×1200mm，1000mm×1000mm，800mm×800mm，中柱分段减少至1200mm× 1300mm，1200mm×1200mm，1000mm×1000mm，800mm×800mm。现浇混凝土核心筒墙体、框架柱的强度等级由C60沿竖向分三次变化至C30，与构件截面变化相协调，使结构竖向刚度均匀、连续无突变。

3.3.2　B～F座主楼

框支柱截面为1200mm×1200mm，框支框架梁截面为1100mm×2000mm，框支次梁截面为800mm× 1900mm。转换层以下框架梁截面为400mm×800mm。

3.4　结构计算分析

本工程除采用SATWE（墙元模型）计算分析外尚采用深圳市广厦软件有限公司编制的结构设计软件GSSAP进行上部结构电算复核，并进行了弹性时程分析。现将SATWE计算分析结果和时程分析结果分别介绍如下。

3.4.1　SATWE计算分析结果

该工程计算程序采用“高层建筑结构空间有限元分析与设计软件SATWE（墙元模型）”进行结构分析，计算采用扭转耦联振型分解法，并考虑双向地震作用和偶然偏心，结构嵌固在地下一层顶板。

（1）A座主楼。表3为结构考虑扭转耦联时分别采用SATWE及GSSAP程序计算的周期、X及Y方向的平动系数、扭转系数、有效质量系数。表4为结构考虑扭转耦联时分别采用SATWE及GSSAP程序计算的位移角、位移比、剪重比等。

表3 A座考虑扭转耦联时的振动周期

表4 A座考虑扭转耦联时的结构位移、剪重比

结构设计地震力振型组合数取45个，第一振型为Y向平动，第二振型为X向平动，第三振型为扭转，结果显示框架－核心筒体系具有较好的抗侧刚度。扭转周期比满足要求，有效质量系数满足要求。

通过计算，X及Y方向楼层侧移刚度与上一层侧移刚度70%的比值或上三层平均侧移刚度80%的比值中之较小者Ratx1，Raty1均大于1.0，楼层抗剪承载力本层与上一层之比均大于0.90。结构侧移刚度沿竖向规则。

经过GSSAP复核计算，结构主要振型、周期、位移角等指标均相近，结构采用不同力学模型分析对比，结构分析计算结果合理、有效。

（2）B～F座主楼。表5为结构考虑扭转耦联时的振动周期（秒）、X及Y方向的平动系数、扭转系数。表6为结构考虑扭转耦联时的位移角、位移比、剪重比等。

表5 B～F座考虑扭转耦联时的振动周期

续表

表6 B～F座考虑扭转耦联时的结构位移、剪重比

结构设计地震力振型组合数取36个，表5列出前三个振型。第一、第二振型均为平动，第三振型为扭转。扭转周期比满足要求，有效质量系数满足要求。

3.4.2　A座主楼弹性动力时程分析

弹性时程分析所取地面运动最大加速度为42.7gal（根据地震安全性评价报告提供），选取5条自然波、2条人工波共7条波进行地震加速度时程分析。7条波的波形如图5所示。

其中天然波分别为：SAN，FERNANDO地震加速度时程（电算名称TH1TG055）；NORTHERN，CALI⁃FORNIA地震加速度时程（电算名称TH3TG055）；WESTMORLAND地震加速度时程（电算名称TH4TG055）；甲方提供地震加速度时程（USER2）；甲方提供地震加速度时程（USER3）。

图5 天然波波形图

人工波分别为：程序提供地震加速度时程（电算名称RH2TG055）；甲方提供地震加速度时程（USER1），如图6所示。

图6 人工波波形图

计算结果表明，每条时程曲线计算所得结构底部剪力不小于振型分解反应谱法计算结果的65%，7条时程曲线计算所得结构底部剪力平均值不小于振型分解反应谱法计算结果的80%。时程法计算结果与反应谱法计算结果基本吻合，略大于反应谱法计算结果，现将反应谱法地震力放大10%后计算略大于时程法平均值计算结果，符合设计标准的有关要求。弹性时程分析计算得到的结果见图7、图8、图9。

图7 整体结构位移曲线对比

图8 整体结构层间位移角曲线对比

图9 整体结构楼层剪力曲线对比

设计与分析结果表明，该结构体系具有较好的抗侧力、抗扭转刚度，利于扩大建筑空间的使用、布置，是高层建筑结构比较经济、合理、可行的一种结构体系。

4　结构措施

A座主楼属于超限高层建筑。由于结构设计中采取了合理的结构体系和结构布置，并对结构2层、3层楼板缺失的薄弱处采取了构造加强措施，从而减小了楼板缺失产生的抗震不利影响，使得结构仍具有较好的抗震性能。

B～F座主楼均为高位转换的复杂高层建筑，由于结构设计中采取了合理的结构体系和结构布置，对转换梁采取加腋措施弥补其抗剪不足，对框支柱配筋不足的主楼采取设置斜撑的方法解决。计算结果各项抗震指标均控制在规范限值以内，设计经济合理，建筑物安全可靠。