苏州东站结构分析与设计

Structural Analysis and Design of Suzhou East Station

摘要

苏州东站A1塔楼高199.95 m，采用混凝土框架-核心筒结构，为B级高度超限高层结构。由于建筑平面功能需求，核心筒在24层以上的剪力墙收进3.05 m；由于建筑立面造型需求，外围框架柱在12—43层采用倾斜角度为1.4°~1.6°的斜柱向内收进；根据不规则项和高度超限情况，制定了关键部位的性能目标，并进行了小震弹性计算、中震性能设计和罕遇地震结构动力弹塑性时程分析计算；针对剪力墙收进、斜柱收进和塔冠设计作了专项研究，并根据研究结果，对相应关键部位进行加强，计算结果均满足要求，结构安全可靠。

Abstract

The A1 tower of Suzhou East Station has a height of 199.95 m and adopts a concrete frame-core tube structural system， classified as a B‑level supertall building. Due to functional planning requirements， the shear walls above the 24th floor of the core tube are retracted by 3.05 m； furthermore， to accommodate architectural façade design， the perimeter frame columns from the 12th to the 43rd floors are set back using inclined columns with an angle of 1.4°—1.6°. In consideration of structural irregularities and height‑related challenges， targeted performance objectives for critical structural components were established. Corresponding analyses were performed， including elastic analysis under frequent seismic actions， performance‑based design for moderate earthquakes， and dynamic elastoplastic time‑history analysis for rare earthquakes. Specialized investigations were also conducted on the design of shear wall setbacks， inclined column transitions， and the tower crown. Based on these findings， reinforcement measures were implemented for key structural members， and all analytical results satisfied the prescribed requirements， confirming that the structure is safe and reliable.

Graphical abstract

关键词

超限高层 / 剪力墙收进 / 斜柱收进 / 塔冠 / 动力弹塑性

Key words

code-exceeding high-rise / shear wall retraction / inclined column retraction / tower crown / dynamic elastoplastic

1 工程概况

苏州东站枢纽综合开发及配套项目A地块位于江苏省苏州工业园区吴淞湾未来城核心位置，位于国铁苏州东站东侧，创苑路南侧，新庆东路北侧，桑田街西侧。该项目占地面积约38 257.43 m²，地上总建筑面积约220 262 m²，地下总建筑面积约107 225 m²。建筑功能主要为研发办公和商业，两栋塔楼为研发办公楼，裙房为4层商业用房，其中A1塔楼建筑高度为199.95 m，43层，A2塔楼建筑高度为164.45m，31层，商业裙房高23.9 m，4层（局部5层），采用3层地下室，地下室埋深14.80~16.25 m，建筑效果如图1所示。

A1塔楼结构屋面高度190.05 m，采用混凝土框架-核心筒结构，为B级高度超限高层结构。地面以下连成一个整体，地面以上设150 mm防震缝与周边脱开。底部核心筒外墙厚900 mm，核心筒内部墙厚400 mm，底部四角8根框架柱为圆柱，截面直径为1 650 mm（内插十字型钢，含钢率为4.40%），其余框架柱均为方柱，截面1 650 mm×1 650 mm（内插十字型钢，含钢率为5.60%），底部混凝土强度等级为C60。底层层高6.0 m，第2—4层层高为5.6 m，5层以上为标准层，层高4.5 m，屋顶层层高5.1 m。建筑共设3个避难层，避难层分别位于11、22、33层。屋面女儿墙采用玻璃幕墙，最大高度为9.9 m，采用和立面分隔相同的钢结构单层网壳支撑，上设擦窗机轨道和停机坪。本文主要介绍苏州东站A1塔楼结构分析与设计，A1塔楼存在扭转不规则、竖向不规则、穿层柱、斜柱等不规则项和屋顶塔冠幕墙与主体结构一体化设计等特点。

2 结构基本参数及布置

2.1　结构基本参数

A1塔楼采用的结构基本参数^［1］见表1。

2.2　桩基选型

A1塔楼临近国铁车站，国铁车站埋深31 m，且对不均匀沉降要求高，故对车站埋深至A1底板以下桩的摩阻力进行折减，采用桩端后压浆钻孔灌注桩，直径为1 000 mm，桩长约67 m，以8-4粉细砂层为持力层，单桩竖向抗压承载力特征值为10 000 kN，核心筒处筏板厚度为3 400 mm。

2.3　结构布置

A1塔楼采用具有双重抗侧力构件的框架-核心筒结构，采用两道设防设计。核心筒具有较大的抗侧刚度，承担大部分的地震作用，强震作用下连梁首先开裂或者破坏，作为第一道防线，外围框架柱作为第二道防线。

塔楼2层及24层因建筑功能需求楼面开大洞形成较多穿层柱。中区由于建筑平面功能需求，核心筒在24层以上剪力墙向左收进3.05 m。因建筑立面要求，外围框架柱在12—43层采用斜柱向内约45°收进3.4~3.9 m，倾斜角度为1.4°~1.6°，框架柱小倾角对整体结构影响较小。

底部结构外轮廓平面尺寸为52.1 m×48.75 m，高宽比约为3.97；核心筒外轮廓平面尺寸为23.6 m×22.2 m，核心筒高宽比为8.5612，均满足规范要求^［3］。塔楼典型标准层高、中、低区平面布置如图2所示。

按文献［4］的方法对结构进行优化，以结构刚度、重量、造价等为控制目标，不断减轻结构自重，降低地震作用。核心筒外墙墙厚由900 mm渐变为300 mm，核心筒内墙墙厚由400 mm渐变为250 mm。竖向构件混凝土强度由C60渐变为C40。竖向构件截面与混凝土强度不在同一位置变化。

为增加框架柱延性和减少柱截面尺寸，在总高1/3位置（13层）以下，采用型钢混凝土柱，13层以上采用混凝土柱，平面四角圆柱截面尺寸由直径1 500 mm缩至直径800 mm。每边中部矩形柱截面尺寸由1 500 mm×1 500 mm缩至700 mm×700 mm。标准层典型外框梁截面为500 mm×900 mm，与核心筒相连框梁截面为450 mm×750 mm，与核心筒相连次梁截面为300 mm×700 mm。

A1塔楼为超B级高度建筑，超过《装配式混凝土结构技术规程》（JGJ 1—2014）中规定的最大适用高度，故采用现浇钢筋混凝土结构，办公区域典型楼板厚110 mm；大开洞周边、剪力墙收进及斜柱起始楼层均对楼板进行加强，楼板加厚至150 mm。

3 弹性计算分析

为保证结构安全可靠，对结构在风荷载及多遇地震等水平荷载情况下进行弹性计算分析。弹性计算分析主要软件为YJK，并采用Midas Building软件进行复核^［5］，计算结果对比见表2。

结构在底层由于层高较高，X向和Y向刚度比均小于1.0，为软弱层，其对应于地震作用标准值的剪力应放大1.25倍进行设计。

框架柱剪力占比如图3所示，楼层剪力调整系数如图4所示。大部分楼层框架部分分配的地震剪力标准值小于结构底部总地震剪力标准值的20%，应按规范^［3］的规定进行框架部分的剪力调整。

4 超限判定及各性能水准状况制定

塔楼结构总高度为190.05 m，超出规范^［3］规定的B级高度180 m的限值，属于高度超限。由表2计算结果可知，塔楼还存在扭转不规则、竖向不规则、穿层柱、斜柱等不规则项。

针对上述超限情况，综合考虑建造费用、震后损失、震后修复难易等各项因素，并根据《建筑结构抗震性能化设计标准》（T/CECA 20024—2022），确定多遇地震性能水准1，罕遇地震性能水准4~5。根据结构或构件重要程度，确定了结构或构件的各性能水准结构预期的震后性能状况，见表3。其中A1关键构件主要包括底部加强区核心筒及框架柱、剪力墙收进及上下层剪力墙、斜柱及斜柱起始层与斜柱相连框架梁；普通构件主要为非底部加强区核心筒及框架柱；耗能构件主要为连梁及框架梁。

5 斜柱分析

斜柱力学分析模型如图5所示^［6-9］。由于本项目为高层建筑，12层处的斜柱竖向荷载很大，既使较小的角度也能产生较大的水平分量，应加强与斜柱相连水平构件的设计。

斜柱设计时可不考虑楼板的有利作用，按最不利情况设计，将其所在楼层楼板厚度设为0，水平力全部由框架梁承担，楼板荷载作为附加恒载输入模型，框架梁按拉弯或压弯构件进行设计。根据力分解出斜柱对12层与核心筒相连框架梁产生的水平拉力（基本组合），并计算梁拉力所需的纵筋，A_s=F₁/F_y=1 413 000 （N）/360 （N/mm²）=3 925 mm²；同时施工图阶段对梁纵筋及扭筋加强，从而满足设计要求。抗震性能设计时，按“中震抗剪弹性，抗弯不屈服”的性能目标对斜柱及其相连的框架梁进行设计。

斜柱起止楼层楼板是斜柱传力体系的重要部分，把相应部位楼板板厚加厚至150 mm，配筋率增加至0.25%。对斜柱起止楼层楼板分别进行竖向荷载工况下楼板应力验算，楼板应力计算结果如图6所示。计算结果表明，斜柱起始层楼板处于受拉状态，平均拉应力值在1.2 MPa以下，低于混凝土抗拉强度标准值f_tk，处于不开裂工作状态；斜柱终止层楼板处于受压状态，也未超过混凝土抗压强度标准值f_ck，后期设计时对该位置楼板配筋进行加强。

6 剪力墙收进分析

由于建筑24—25层剪力墙竖向收进，如图7所示。为保证楼板将水平力传递和分配给各竖向抗侧力构件，将24—25层楼板加厚至150 mm，并补充地震作用下应力验算，楼板应力分析如图8所示。计算结果表明，小震作用下楼板拉应力基本低于混凝土抗拉强度标准值f_tk，处于不开裂工作状态，楼板在小震作用下能满足水平力传递的要求。楼板局部最大应力集中仅分布在结构剪力墙核心筒开洞区域范围角部，可能是由于应力集中等因素所致。

建筑24—25层剪力墙竖向收进，经计算，剪力墙收进处存在地震剪力突变，如图9所示。

为确保结构安全，对剪力墙收进处及上下两层构件按“中震抗剪弹性，抗弯不屈服”的性能目标进行验算，并对墙柱配筋进行加强，各项计算均满足规范要求。

7 罕遇地震结构分析

7.1　等效弹性分析

采用等效弹性方法，结合本工程的抗震性能水准，对大震作用下竖向构件受剪截面进行了验算。计算时取连梁刚度折减系数0.3，阻尼比0.07，构件编号如图10所示。

大震作用下剪压比验算如图11所示，由图可知剪压比均在1.0以下，满足性能要求。大震作用下底部加强区受剪不屈服地震剪力如图12（a）、（b）所示。大震作用下底部加强区地震弯矩如图12（c）、（d）所示。分析结果表明，底部加强区剪力墙在大震作用下，所有墙肢剪力均不超过抗剪承载力，计算结果见表4（仅列出典型墙肢），满足罕遇地震下受剪不屈服性能要求；局部墙肢配筋不满足大震下抗弯承载力要求，计算结果见表5，罕遇地震作用下墙肢正截面部分屈服。

7.2　动力弹塑性分析

本项目采用SAUSAGE软件进行罕遇地震结构动力弹塑性时程分析。考虑结构的几何与材料非线性，动力方程积分方法采用显示积分。选取三条符合规范要求的地震波，人工波、天然波1（IWATE）和天然波2（LOMA PRIRTA）进行罕遇地震结构动力弹塑性时程分析，分析结果表明：X向最大层间位移角为1/131，Y向最大层间位移角为1/140，均小于1/100。

结构在罕遇地震水准下，连梁首先进入破坏阶段，约63%的连梁达到严重损坏状态，充分发挥了连梁的耗能作用。核心筒剪力墙98%墙肢损伤因子不超过0.2，低于轻微损坏状态，个别与连梁相连墙肢发生中度损伤，结构整体性保持良好，后续设计采取相应配筋加强措施。罕遇地震水准下，框架柱损伤因子几乎为0，型钢未出现塑性变形，框架柱不超过轻微损坏状态。剪力墙收进部位存在剪力突变，最大损伤因子为0.6，不超过中度损坏状态。设计时提高此处墙肢的性能，按设防地震下受剪弹性及受弯不屈服进行加强设计^［5］。核心筒性能水平、核心筒收进部位剪力墙损伤、斜柱和斜柱相连框架梁性能如图13所示。

从图13可以看出，结构第一道抗震防线连梁损坏较为明显，起到了耗能作用；结构第二道抗震防线框架柱处于未损坏状态，具有较好的结构安全储备。

8 塔冠设计

8.1　塔冠屋面网格划分及优化

苏州东站A1塔楼塔冠层为双曲面幕墙屋顶，传统幕墙设计与主体结构设计分离，导致协同性差，产生节点不匹配、工期延误、精度不足等问题，且难以满足现代建筑绿色、智能等高性能的需求。本项目采用幕墙与主体结构一体化设计，借助Rhino、Grasshopper参数化设计软件等工具，生成多种网格划分方案，方案一到方案三如图14—图16所示，并进行三个方案建筑效果和受力比选。

基于遗传算法的结构优化技术，结合方案一和方案三，经动力学找形优化后，屋面网格分布更为均匀合理，杆件长度趋向统一。同时，优化后的网格外观更加规整、美观，满足建筑对功能与美学的双重追求，最终屋面方案如图17所示。

8.2　塔冠数值风洞模拟

本项目包含多栋超高层建筑，塔楼顶部均设有造型独特的曲面塔冠结构，塔冠几何复杂；同时，建筑间布置紧密，干扰效应显著，需考虑建筑群整体风场变化；因此，为更准确获取塔冠风压分布特性，采用计算流体力学CFD方法开展风荷载模拟分析。

计算域的设置确保整体风场充分发展，阻塞比控制在5%以内。风速剖面依据规范^［2］中相关规定设定，湍流参数参照《建筑工程风洞试验方法标准》（JGJ/T 338—2014）的建议值设置，模拟采用RNG k-ω SST湍流模型。

风向角如图18所示，为更系统地分析塔冠表面的风荷载分布特性，模型中对塔冠表面进行了分区处理。

图19为各分区在不同风向角下的平均风压系数分布情况。结果表明：在不同风向角作用下，各分区普遍呈现吸力主导的风荷载影响，符合曲面屋面典型的空气动力学行为；不同风向作用下，各分区风压系数存在显著差异，提示在结构设计中应综合考虑多种工况的风荷载影响；区域C5和C11在45°和225°风向下具有较大的迎风面积，整体表现为正压作用。此外，尽管塔冠屋面具有一定对称性，其在对称风向角作用下的风压分布仍呈现一定程度的非对称性，说明周边建筑群对塔冠屋面的风荷载分布存在一定影响。

8.3　塔冠结构设计

A1塔楼顶部塔冠采用钢结构形式，由侧向支撑结构和顶面单层网格结构两部分组成。钢结构塔冠高度约为15 m，结构完成面标高约为199.8 m。采用Midas Gen有限元软件进行建模分析，屋顶塔冠模型如图20所示。构件截面信息见表6。

塔冠钢结构为方便建模计算，模型中边界条件定义如下：XG1与下面屋面混凝土梁铰接，单层网格构件等构件之间刚接，内部环梁HL4与屋顶擦窗机轨道设置铰接支座。塔冠顶部主要荷载除自重外，幕墙装饰自重1.5 kN/m²，活荷载为0.5 kN/m²，基本风压为0.45 kN/mm²，体型系数取1.4。温度作用考虑升温30 ℃与降温30 ℃两种工况。

屋顶塔冠侧向位移及顶面单层网格结构位移如图21、图22所示。风荷载作用下，塔冠最大位移值为36 mm，挠跨比为1/416，远小于规范限值1/250，顶面单层网格结构最大位移值为14 mm，根据《空间网格结构技术规程》单层网壳结构容许挠度值1/400，最大位移14 mm13 m/400=33 mm。塔冠钢结构最大应力比为0.90，如图23所示，结果均满足规范要求。

9 结 论

（1） 分析结果表明，所选混凝土框架-核心筒结构体系安全合理，计算结果均满足要求。

（2） 斜柱设计的关键在于水平力的传递，斜柱起止层处楼板应满足竖向重力荷载下不开裂的要求。考虑0板厚作用，对斜柱及相连的水平构件按性能水准结构预期的震后性能状况设计，并对斜柱及相连的水平构件配筋进行加强。

（3） 对剪力墙收进处进行分析，保证楼板在小震作用下处于不开裂工作状态，能满足水平力传递要求。对剪力墙收进处及上下两层竖向构件按性能水准结构预期的震后性能状况设计，并根据计算结果，对墙柱配筋进行加强。

（4） 罕遇地震计算结果表明，连梁充分发挥了地震耗能作用，剪力墙和框架柱均处于轻微损伤状态，剪力墙收进部位发生中度损伤，对此处墙肢按各性能水准结构预期的震后性能状况设计，具有较好的结构安全储备。

（5） 对塔冠双曲面单层网壳屋顶，采用三个不同网格划分的建筑效果和受力进行比选。基于遗传算法和动力学优化技术进行找形，优化后的网格能满足建筑对功能与美学的双重追求，并对塔冠结构进行设计，计算结果均满足规范要求。

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基金资助

国家自然科学基金项目(52378182)