３）结构件系受力应尽量合理．不应有违背抗震设计
基本原射的重大不足。方寮二，！虽然通过设置加强层
基奉解决了结梅抗侧刚度不满足规范要求的问题，但由
此所带来的结构刚廑、内力突变，在加强层附近彤成薄
弱层．导致结构的破坏机理难“呈现为“强柱弱粱”和
“强剪弱弯”的延性屈服机制，也是该二方藁结构设计
中难以弥补与克服的。而方案四则通过结构体系的变
化，根车上改变了结构抵抗侧力的方式，增大结构刚度
使其满足规范要求的同时，却投有培自身带来新的薄弱
环节。因此．从该项判断，方案口恍于前面两个方案。
４）经济性指标。值得一提的是。方案二，＝中，由于
加强层的设置增大了外框拄的轴力．按照轴压№控制所
需的柱截面尺寸由方案一的１
６００
ｘＩ
６００．需增大至１
７００
ｘ１
７００，另外将三个加强层的伸臂桁架和艇桁槊混疆士
用量也计＾到外捱柱的混凝土用量指标中，这样方案一、
＝标准层外框柱截面总面积分别为５９
４ｍ１、６２
５ｍ２，而方
案口该项指标为６３ｍ。。可见．粗略从混凝土用量来计算
的话．！者之阿相差扭小。尤其是在加强层设计中常采
用的为碱小仲臂桁槊内力而增设腰桁架的方案三，混凝
土用量与方案口几乎样。而方案＝、方案＝为弥孙刚
度突变而引起的内力突变．需要采取增大加强层附近几
层的水平及竖向构件尺寸及配筋等等措施，这样算下来，
实质上方案口在经济指标上更为优越。
经过以上分析探讨。最终确定方案口的筒巾筒结构
体系为奉工程结构方案。
２
多筒结构悼象尉度分析
本Ｉ程初定的结构高度为２２０＝左右．但在设【｜过
程中，当地规划部门提出希望将主楼高度建得更高，甚
至接近３００ｍ，无疑遗卫培结柯设计带来了更太的挑战。
为此．在筒中筒方案的基础±，笔者试着寻找能非常有
效提高结构刚度（尤其是ｙ向）的方法。
配合建筑平面功能要求，筮现在建筑中部仍有布置
ｒ向墙体的可能性。在阿４巾，４、７、１０号柱对应的轴线
上均可设置转长长度的Ｙ向墙体，在方案四基础上，仅
在７号柱轴线上增设一道墙体称为肯案Ⅱ．在４、１０号
柱轴线上增设两道墙体称为方案＾．在４、７、１０号柱轴
线上增设ｉ道墙体称为方案七。此＝个方案结构布置
圈见图４所示，其与方案口在常遇地震作用下主要计算
指标见表２。表２的结果表明，从增设一道墙．两遭墙趸
＝道境，结构周期稳步减小，反映刚度Ⅲ№增大；结构ｊ
向底部剪重比及小震作用下的层间位移角最大值均变
化不大。且规律不明显；但ｙ向剪重№缓慢增加，ｒ向小
震作用Ｔ的层同位移角最大值急剧减小，该数值较方案
四的１／６１３分别大幅减小了２６％，４７％和６０％，ｒ向刚
度增大效果非常弱显。究其原困，一方面ｙ向墙体增加
２３８
结构ｙ向剐度顺理成章，但另一方面Ⅲ为重要的是ｙ向
墙体的增设，使得原本的筒中筒结构体系转变为了刚度
更太空间Ｔ柞性能更强的多茼结构体系了。
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众所周知，简体结构在水平荷载作用下，截面变形不
再符合初等粱理论的平截面假定，腹板和翼缘的正应力
不是传统的受弯构件的直线分布，而是呈现两边大中阿
小的曲线分布形式，即剪力滞后效应”１。车工程中。外筒
为矩形平面，长宽比接近１
５．剪力滞后效应尤为明显。
而方案五，六、七通过增加墙体减小外框筒长边方向的无
直长度，在ｒ向水平荷载作用下给膜板框架有效地加＾
肋．大大减小了膜板框架柱正应力的不均匀性。
为丁定量考察增加肪后各方案中腹扳框架柱的剪力
滞后情况．圈５给出了Ｙ向水平地震作用下第＝层底部
各柱名义轴应力（轴力／柱截面面积）的变化情况，柱缩号
ｎ图４。从图５可“形泉地看到．方案口的外筒存在严重
的剪力滞后效应，从角柱剐中间的柱子，轴应力迅速降
低，轴应力分布曲线为一二次抛物线；而方案五由于在结
构中央灶增设了一道墙体．将一十外筒巧妙地转变为两
个外筒，轴应力分布两角柱最大，中间的柱趺之，在角柱
与十问柱之间为两条形状对称的二次抛物线，剪力滞后
效应明显降低；方案六在４号和１０号柱处备增设了一道
墙体，原本的外筒被分割为３个小筒，整个轴应力分布曲
线变成了＝条＝次抛物线，剪力滞后效应进一步降低；方
案七通过增设＝道墙体，其轴应力分布曲线中踪了角柱
应力较大外，其余各柱轴应力离散性很小，几乎观察不到
剪力滞后效应。表２还给出了图５中各方案名义轴应力
的方差厦最大值与最小值的比．这些散据一定程度上反
映了方案口一七剪力滞后效应的缓解情况。
ｕ上分析探讨表明在结掏中增设ｙ向墙体后，结构
刚度将显著提高，从而谈塔楼町“设计得更高。本文在
不改变结平面布置及所有构件几何尺寸的基础上．Ｈ
《高规）４
６
３对水平位移限值为判定条件．按照新增标
准层层高为３ ６ｍ．得出Ｔ方案口至方案七所能建造的
最大建筑高度驶搂层数洌于表２。
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