箱形钢楼盖主梁对（超）高层混合框架-钢筋混凝土核心筒结构性能的影响研究

摘要： 为了解决超高层建筑的混合框架-钢筋混凝土核心筒结构中设置加强层带来的结构刚度和内力突变，并易形成结构薄弱层的问题，基于前期的工程研究和对已有成果的理解，提出了采用箱形钢梁替代传统的工字形钢梁作为楼盖主梁，提高钢楼盖主梁的抗弯和抗扭刚度，期望其可以达到代替结构加强层的效果。在分析了箱形钢楼盖主梁替代工字形钢楼盖主梁的技术可行性后，以已建成的实际工程——海南大厦主楼为研究对象，利用PKPM-PMSAP软件对两种楼盖主梁结构方案进行分析，分别从结构设计指标、经济指标等方面进行了对比分析。研究表明，采用箱形钢楼盖主梁的方案有效且又可靠地解决了设置加强层而产生结构薄弱层以及结构刚度和内力突变的问题；采用箱形钢楼盖主梁方案的（超）高层建筑，在满足建筑使用净空高度的条件下，可以降低结构层高而降低建筑高度，或者保持需要高度而增加部分建筑面积，会产生一定的经济性；箱形钢楼盖主梁在（超）高层混合框架-钢筋混凝土核心筒结构方面的应用研究值得继续开展。

关键词： 箱形梁；工字形梁；加强层；结构设计指标

Abstract： In order to solve the problems of structural stiffness and internal force mutation caused by the strengthened story in the hybrid frame-reinforced concrete core tube structure of the super high-rise building and the problem of the easy formation of a weak structural story， it is proposed to replace the traditional I-shaped steel girders with steel box girders. After studying the technical feasibility of substituting I-shaped steel floor girders with box-shaped steel floor girders， the completed Hainan Building's main building is served as the research object. Utilizing PKPM-PMSAP software， the two types of floor girder construction schemes are executed. The comparative study is conducted respectively using indicators of structural design and economic data. The usage of steel box girders may efficiently and consistently address structural stiffness and internal force variation induced by the strengthened story. Under the condition of meeting the net height requirement of the building， super high-rise structures using steel box girders may lower the height of the building or retain the requisite height while increasing the extra area of the building， resulting in a certain degree of economy. It is worthwhile to continue investigating the use of steel box girders in （super）high-rise hybrid frame-reinforced concrete core tube constructions.

Keywords： box girder；I-shaped beam；strengthened story；structural design index

为了解决中心城市的发展与有限土地资源之间的矛盾，高层和超高层建筑的建造数量逐年增加。近10年来，我国已建成的高度200~400m的超高层建筑的外框架多采用钢骨混凝土或钢管混凝土柱。楼盖主梁采用钢梁，可改善混合框架与钢筋混凝土核心筒两者间因徐变和收缩带来的性能差别 ^[1] ，构成混合框架-钢筋混凝土核心筒结构 ^[2-3] 。混合框架适宜采用高强钢矩形钢管混凝土框架柱 ^[4] ，满足《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010） ^[5] 中“柱在两个互相垂直的方向都与梁刚接时宜采用箱形截面……”的要求。

《高层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ 3—2010） ^[3] （以下简称《规程》）对外围混合框架所承担的地震剪力有严格规定，以此来保证结构为“双重抗侧力体系” ^[1] 。其中的关键构件是外围混合框架柱与钢筋混凝土核心筒之间的楼盖主梁。当楼盖主梁有足够的刚度时，可使外框架柱轴力增大，与核心筒共同作用，承受了较大的倾覆力矩，结构形成双重抗侧力体系。《规程》建议的楼盖主梁有工字形钢梁 ^[2] （图1）、钢-混凝土组合梁 ^[2] 、钢骨混凝土梁 ^[2] （型钢混凝土梁 ^[3] ）。钢骨混凝土梁（型钢混凝土梁）多是利用工字形钢梁作为核心钢骨再外包钢筋混凝土而构成 ^[2-3] ，因其自身和与柱连接时节点的设计构造复杂、施工难度大，因而应用不广泛。对于采用工字形钢梁的钢-混凝土组合梁，考虑到大震下负弯矩区的楼板易开裂，高层建筑中多按非组合梁设计；日本高层建筑中应用的U形外包钢-混凝土组合梁，还没有被我国规范采用 ^[6] 。应用最多的工字形钢楼盖主梁，在梁高度受建筑功能限制时，梁的抗弯刚度不足，造成外围混合框架分担的水平力不能满足规范要求，结构通过设置加强层 ^[1-2] 、屈曲约束支撑以及耗能减震层等措施来保证“双重抗侧力体系”，而设置加强层是常用措施。加强层是高层建筑中在外框架与核芯筒之间用刚度很大的桁架或梁，加强与外围框架柱的联系，有时沿着外框架周围还会设置刚度很大的窗裙梁，必要时还可设置刚度很大的周边环带构件。因此，加强层构件一般有两种类型，一种是水平伸臂构件，另一种是周边环带构件。两者的功能及形式各不相同，《规程》并没有要求都要设置，但若同时设置，通常设置在同一楼层。

加强层对于高层建筑抵抗风荷载作用的效果较好，但在地震作用下，加强层的设置会引起结构刚度和内力突变，并易形成结构薄弱层，结构破坏时难以形成“强柱弱梁”和“强剪弱弯”的延性屈服机制 ^[7] 。徐培福等 ^[8] 建议设置“有限刚度”加强层，这增加了工程的设计与施工难度。对带加强层的框架-核心筒结构抗震性能等方面的研究一直是热点 ^[9-14] ，重点研究如何缓解设置加强层后的结构刚度和内力突变问题。已有工程尝试采用钢桁架作为楼盖主梁 ^[10] ，但试验表明其与核心筒的连接发生了开裂，对剪力墙承载力产生影响，且栓钉出现滑移现象 ^[10] ，也不易实现“强柱弱梁”的延性屈服机制。基于前期的工程实践 ^[11-14] 和对已有成果的研究，认为可尝试采用箱形钢梁 ^[15] （图2）替代传统的工字形钢梁和钢桁架梁 ^[10] 作为楼盖主梁，箱形钢梁与外框架柱采用削弱型或扩大翼缘加强型连接 ^[16] ，在提高钢楼盖主梁的抗弯和抗扭刚度的同时还可保证“强柱弱梁”的延性屈服机制，以期达到取代结构加强层的作用。

为此，本文以带加强层的实际工程——海南大厦主楼为例，设计采用箱形钢楼盖主梁替代原结构的工字形钢楼盖主梁的结构方案，对比分析原结构方案和不设加强层的新结构方案的结构设计指标，探讨箱形钢楼盖主梁替代原结构工字形钢楼盖主梁方案的可行性和可靠性，并研究箱形钢楼盖主梁对混合框架-钢筋混凝土核心筒结构性能和经济性能的影响。

1　箱形梁替代工字形梁的技术可行性分析

现行《建筑抗震设计规范》（GB 50011-2010） ^[5] （以下简称《规范》）关于钢框架梁的宽厚比限值规定中，工字形梁（图1）和箱形梁（图2）的腹板高厚比h _w /t _w 以及翼缘外伸宽厚比b/t的限值完全一样，但箱形梁多了两腹板之间的翼缘壁板b ₀ ，而且两腹板间翼缘的宽厚比限值b ₀ /t是翼缘外伸宽厚比限值b/t的3倍以上。在抗震等级、梁高度、腹板与翼缘厚度都相同的条件下，《规范》允许箱形梁拥有更宽的翼缘和较大间距的双腹板，其设计更趋向于“薄壁开展”；箱形梁的双向抗弯刚度、抗扭刚度、抗剪刚度都明显优于相同条件下的工字形梁，更适合于梁高度受限却对梁刚度有较高要求时使用，而且在强震作用下，楼板开裂退出工作后，箱形梁仍有较高的稳定承载力。

图1　工字形钢梁

Fig.1　Steel I-shaped girder

图2　箱形钢梁

Fig.2　Steel box girder

混合框架-核心筒结构采用刚度良好的箱形楼盖主梁，提高外围框架与核心筒的共同工作能力，在建筑高度一定的条件下，保证“双重抗侧力体系”的实现，而可以不设加强层，还能为外围框架柱提供更强的约束，减少框架柱的长细比，提高框架柱的稳定承载力。即使结构需要设置加强层，也可利用箱形楼盖主梁刚度大的优势来调整加强层上、下楼层的刚度，减小刚度突变，避免形成薄弱层。另外，范重等 ^[17] 认为，高层结构中，梁柱节点传力的有效性与柱、梁的相对尺寸有关，当梁翼缘的宽度远小于柱尺寸时，传力的有效性会受到削弱。而箱形梁（图2）在《规范》允许范围内翼缘可以做到比工字形梁更宽，与大截面矩形钢管混凝土柱非常匹配，两者可以形成高效传力的节点。

2　不同结构方案分析

选择一个实际超高层建筑——海南大厦主楼作为研究对象，利用PKPM-PMSAP软件对三种不同结构方案进行分析，对比原工字形楼盖主梁+加强层设计方案（方案1）、去掉加强层仅采用原工字形楼盖主梁设计方案（方案2）和采用箱形钢楼盖主梁方案（方案3）的结构设计控制指标，来探讨箱形主梁方案（方案3）替代工字形主梁+加强层方案（方案1）的工程可行性与可靠性。

2.1　海南大厦主楼的结构概况和设计条件

海南大厦项目位于海南省海口市国兴大道北侧，是一座集高端商业、高端写字楼于一体的超高层综合体，总建筑面积为24.4万㎡，包括主楼、副楼及裙房。主楼共46层，高度为198.600m，其中第17层、第31层、屋面为避难层，屋顶设直升机停机坪；副楼共17层，高度为81.650m；裙房共4层，高度为21.500m。建筑在地上设防震缝分成 2 个结构单元，主楼为一个结构单元，副楼与裙房相连为另一个结构单元。地下共4层，功能为停车库及设备用房，建筑效果如图3所示 ^[18] 。

图3　海南大厦建筑效果图

Fig.3　Architectural rendering of Hainan Building

需要说明的是，主楼顶部设有插窗机层和停机坪层，实际结构计算层数应为47层。主楼为混合框架-钢筋混凝土核心筒结构，结构的第17层与第31层为加强层，加强层采用伸臂桁架，沿加强层外框柱设置腰桁架。

工程设计基准期为50年，抗震设防烈度为8度（0.3g），地震分组为第一组，抗震设防类别为乙类，结构安全等级为二级，抗震构造措施按9度考虑；基本风压取0.90kN·m ^-2 。地面粗糙度为B类，建筑体型系数取为1.3 ^[18] 。表1和表2分别为各楼层的混凝土强度和构件尺寸。结构标准层布置如图4所示。伸臂桁架仅布置在G轴、H轴、N轴和1/N轴。

图4　结构标准层布置（单位：mm）

Fig.4　Layout of structural standard floor （Unit：mm）

2.2　多遇地震作用下结构计算假定和指标

计算时主要采用的假定如下：1）按照弹性方法计算结构的内力和位移；2）考虑结构整体共同工作的性能；3）结构位移计算时采用的是刚性楼板假定 ^[18] ；4）考虑墙体和柱子轴向变形的影响；5）计算时，假定楼层框架梁与柱为刚接、楼层框架梁与核心筒为铰接，楼层次梁与核心筒及外框裙梁均采用铰接假定 ^[18] 。

计算过程中需要核验的结构设计指标有周期比、位移比、层间位移值、刚度比、层间受剪承载力比、结构顶点风振加速度值、重力二阶效应、刚重比以及剪重比等，确保这些设计指标要满足我国相关规范的要求，保证结构安全。应用PKPM-PMSAP和Midas-Building两种软件对方案1（原结构）进行多遇地震作用下的弹性分析，结构阻尼比取0.04。其中，PKPM-PMSAP的总体分析参数设置如表3所示。结构整体与加强层模型分别如图5和图6所示。

图5　方案1主楼模型

Fig.5　The main building model of scheme 1

图6　方案1加强层结构布置 ^[18]

Fig.6　Structural layout of strengthened story of scheme 1 ^[18]

2.3　多遇地震作用下方案1的结果及分析

根据《规范》对高层计算的要求，采用PKPM-PMSAP和Midas-Building两种软件对方案1（原结构）进行多遇地震作用下的弹性分析。表4和表5列出了方案1结构的设计指标数据。结构中各构件的应力比无超限，表明构件的强度和稳定计算均能满足《规范》要求。

由表4可知，结构两个方向的有效质量系数均大于0.9，满足《规程》第5.1.13-1条的规定。两种软件计算得到的结构第1扭转周期与第1平动周期之比分别为0.6723和0.6803，均小于0.85，满足《规程》要求。结构最大位移与层平均位移比值均小于1.40，满足《规程》第3.4.5条的规定：建筑高度为B级的高层建筑、建筑高度超过A级的混合结构及复杂高层建筑的最大位移比不宜大于1.20，最大层间位移比不应大于1.40。

由于结构的剪重比难以达到《规范》第5.2.5条所规定的4.8%限值，所以通过放大地震作用来满足《规范》所规定的剪重比限值要求，调整后底层剪重比如表4所示。结构层间位移角最大值以及出现的楼层位置列于表4。由于海南大厦项目属于超限项目，明确结构在多遇地震作用下按抗震性能目标设计，层间位移角限值为1/620 ^[18] 。

表4数据显示，结构最大层间位移角出现在第38层和第23层，均满足抗震性能目标的1/620的要求。

结构在x方向（数字轴线方向）和y方向（字母轴线方向）楼层的最小刚度比如表4所示，最小刚度比所在楼层分别为第16层和第30层，且均小于0.9，结构出现薄弱层，竖向刚度变化不均，不满足《规程》第3.5.1条结构竖向刚度宜“下大上小”均匀变化的要求。这个薄弱层现象和出现的位置与以往研究成果的结论是一致的：结构在第17层和第31层为结构加强层，引起了竖向刚度突变，在相邻层（第16层和第30层）产生了薄弱层。

由表4可知，结构层间受剪承载力比满足《规程》第3.5.3条规定：“高度为B级的高层建筑的结构层间受剪承载力比不应小于0.75”。刚重比能够满足《规程》第5.4.4条中关于整体稳定验算的要求；x与y方向刚重比均大于2.7，满足《规程》第5.4.1条中规定，可不考虑重力二阶效应的影响。高层建筑结构在10年一遇的风荷载标准值作用下，结构顶点顺风向以及横风向的加速度可用来判定结构舒适度。

由表5可知，结构各方向顶点风振加速度均未超过0.25m·s ^-2 ，满足《规程》第3.7.6条规定。

从表4和表5数据对比可以看出，PKPM-PMSAP和Midas-Building两种软件的计算结果非常接近，说明本文计算结果是可靠的，后面的方案分析可只采用我国的PKPM-PMSAP软件。

2.4　方案2和方案3的结构设计说明

因建筑净高问题，900mm的楼盖梁高度不能突破，因此对比方案2是拆除了方案1的加强层，原结构所有构件均（柱、楼盖主梁、次梁、隅撑等）保持型号不变，考察不设结构加强层的抗震设计指标情况。方案1和方案2所用工字形楼盖主梁的截面信息如表6所示。

方案3是采用箱形钢楼盖主梁替代方案2中所有的工字形楼盖主梁，而其他结构件（柱、次梁、隅撑等）的材料规格与尺寸均不变，建筑层高和总高都不变。考察在约定主梁高度限值（<900mm）的前提下，探讨箱形梁替换方案的可行性和可靠性。钢楼盖主梁替换详情如表6所示。钢梁的替代按照提高原工字形钢梁强轴抗弯刚度50%左右的幅度进行，即保持新箱形梁的强轴惯性矩大约是被替代的工字形梁强轴惯性矩的1.4~1.5倍，而且箱形梁的板件宽高比要满足《钢结构设计标准》（GB 50017—2017） ^[15] 和《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010） ^[5] 的要求。

2.5　多遇地震作用下方案2与方案3的结果及分析

应用PKPM-PMSAP软件对方案2和方案3进行结构设计分析。方案2和方案3的设计参数设置同方案1（表3），方案2和方案3的结构设计指标数据分别如表7和表8所示。

由表7可知，两个方案在结构两个方向的有效质量系数均大于0.9，满足《规程》第5.1.13-1条的规定。两个方案的计算结构第1扭转周期与第1平动周期之比都小于0.85，满足《规程》要求。两个方案的x和y方向的结构最大位移与层平均位移比值均小于1.40，满足《规程》第3.4.5条的规定。

由于结构的剪重比难以达到《规范》第5.2.5条所规定的4.8%限值，所以通过放大地震作用来满足《规范》所规定的剪重比限值要求，调整后的底层剪重比如表7所示。结构层间位移角最大值以及出现的楼层位置如表7所示。数据显示，方案2在x和y方向的结构最大层间位移角出现在30层和22层，x方向（1/525）不能满足抗震性能目标的1/620的要求。表明在楼盖梁高度受限情况下，不设置加强层的工字形楼盖主梁方案的抗侧刚度不足。方案3在x和y方向的结构最大层间位移角出现在31层和21层，均满足抗震性能目标的1/620的要求。

两个方案的结构x和y方向楼层的最小刚度比（表7）所在楼层为47层，结构未出现薄弱层。

由表7可知，两个方案的结构层间受剪承载力比满足《规程》第3.5.3条规定。由表7可知，刚重比能够满足《规程》第5.4.4条中关于整体稳定验算的要求；x与y方向刚重比均大于2.7，满足《规程》第5.4.1条中规定，所以不考虑重力二阶效应对结构内力和位移的影响。

由表8可知，结构各方向顶点风振加速度均未超过0.25m·s ^-2 ，两个方案都满足《规程》第3.7.6条规定。

综上数据，说明在限定楼盖梁高度时，单纯采用工字形楼盖主梁方案可能不易满足层间位移角要求，而采用箱形钢楼盖主梁方案可以较好地满足相关结构设计规范的要求。当然，理论上讲，如果不限制工字形楼盖梁高度，单纯采用工字形楼盖主梁方案也应该能做到不设置加强层。通常认为，高层混合框架-钢筋混凝土核心筒结构中，外框架到核心筒的最佳经济跨度宜为12m，再考虑到高层写字楼使用的净高需要，和钢结构楼板与梁叠放的工程做法，楼盖主梁的高度一般都会被限制在一定范围内。所以本文提出的采用箱形钢楼盖主梁方案可以巧妙地解决结构与建筑在楼盖梁高度问题上的冲突。

3　不同钢楼盖主梁方案的指标对比

3.1　多遇地震作用下的结构设计指标对比

本文研究目的是检验是否可以通过增大钢楼盖主梁的刚度替代加结构强层（桁架），使超高层混合框架-钢筋混凝土核心筒（混合）结构的竖向刚度均匀变化，不出现结构薄弱层，改善抗震性能。对比表7和表8中的数据可知，方案3采用箱形钢楼盖主梁替代原设计（方案1）的工字形钢楼盖主梁并去掉加强桁架后，绝大部分的设计指标与原结构接近，结构性能没有劣化，而且结构未出现薄弱层。图7~图9分别为各方案的层间位移角、刚度比和楼层剪力。可以看出，原加强层设计方案1在设置加强层的楼层处，结构刚度比发生突变且结构出现薄弱层，层间位移和楼层剪力都出现很大程度的不均匀分布，加强层对结构性能的抗震性能影响显著；而箱形梁替代方案3的结构竖向刚度变化均匀，没有出现薄弱层，结构层架位移与楼层剪力沿竖向分布与变化较为均匀，说明结构的竖向布置比较合理。

图7　层间位移角

Fig.7　Inter-story drift

图8　刚度比

Fig.8　Stiffness ratio

综上，多遇地震作用下结构设计指标显示：在楼盖主梁的高度被建筑功能要求限制在一定范围内时，采用箱形钢梁作为楼盖主梁，在适当增加楼盖主梁刚度的前提下，超高层混合框架-钢筋混凝土核心筒（混合）结构可以不设置结构加强层，设计指标可以满足相关设计规范的要求。但罕遇地震作用下能否实现预期目标需进一步分析。

图9　楼层剪力

Fig.9　Story shear force

3.2　框架柱承担地震剪力的对比及分析

为了考察结构使用箱形楼盖主梁与工字形楼盖主梁对外框架抗侧刚度的作用程度，分析了各个楼层框架柱承担地震剪力的大小和比例，如表9所示。可以看出，方案1由于有加强层和桁架，框架柱分担的地震剪力的比例最小；方案2为方案1去掉了所有加强层和桁架后只保留原工字形楼盖主梁的方案，没有了支撑系统，框架柱分担的地震剪力比例有所提高。方案3是采用箱形楼盖主梁替换方案2的工字形楼盖主梁。通过数据对比不难发现，除了顶部的第46层外，其他各层的框架柱分担的地震剪力比例大幅提高。据统计，各层的提高幅度在15%~52%间不等，表明箱形钢梁比工字形钢梁对框架抗侧刚度的贡献程度要高，可提高混合框架-钢筋混凝土核心筒结构中外框架的抗震参与程度，对结构形成双重抗侧力体系有益。

3.3　罕遇地震作用下方案2的结果及分析

为了进一步了解方案3的结构在罕遇地震作用下的性能，本文选用PKPM-EPDA程序对结构进行罕遇地震作用下的动力弹塑性时程分析。

3.3.1　时程波选取

结构动力弹塑性时程分析中，采用EPDA程序提供的Ⅱ类场地（设计特征周期T _g =0.4s）的2条天然波（TH1TG040、TH4TG040）和1条人工波进行地震作用下的弹塑性时程分析计算。加速度峰值均为510gal，结构阻尼比取0.05。地震波时程曲线如图10~图12所示。

图10　天然波 TH1TG040 主方向

Fig.10　Main direction of natural wave TH1TG040

图11　天然波 TH4TG040 主方向

Fig.11　Main direction of natural wave TH1TG040

图12　人工波主方向

Fig.12　Main direction of artificial wave

3.3.2　动力弹塑性时程分析结果

在罕遇地震作用下，弹塑性时程分析得到的结构最大层间位移角沿楼层的分布分别如图13和图14所示。

图13　x向最大层间位移角响应

Fig.13　Maximum inter-story drift response in x-direction

图14　y向最大层间位移角响应

Fig.14　Maximum inter-story drift response in y-direction

3个地震波作用下的最大层间位移角和顶点最大位移如表10所示。可以看出，结构在罕遇地震作用下x向最大层间位移角为1/171；y向最大层间位移角为1/202，满足《高层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ 3-2010） ^[3] 规定的弹塑性层间位移角不超过1/100的要求。说明采用箱形钢楼盖主梁的方案3在罕遇地震作用下也能实现预期的设计目标。

3.4　结构经济指标对比

结构设计还要考虑经济性指标，采用箱形钢梁作为楼盖主梁增加刚度，梁的用钢量会增加。箱形梁采用了宽扁梁的形式，在满足建筑净高的情况下，经计算总建筑高度可减少约9m。因此，结构还可以有另外一种方案4，即按现有建筑层高不变，采用箱形宽扁梁后，将整个建筑高度降低9m左右。本文对方案4也进行了结构分析，分别如表7~表8和图8~图9所示。层高降低了，结构层间位移角设计指标比方案3略好一点，但经济指标会有不同。

估算本工程总造价为30亿，按照实际工程当时当地的市场行情计算，HRB400螺纹钢价格大概在3,700元/t，Q345B钢板大概在4,000元/t，C60混凝土的单价约为800元·m ^-3 。

箱形梁替代方案4和原加强层设计方案1相比，混凝土用量减少1,223.8m ³ ，钢材用量增加3,156t，钢筋用量减少132.46t，材料费增加1,115.5万元。但层高降低，工期约减少20d；工地有工人大概600名，人工费（含工资）500 元/天/人，人工费减少600万元，向银行支付利息减少246.6万元（按年利率4.5%估算）。还有其他如建筑配套费、维护费等也会因建筑高度的降低而减少。

另外，还有一种设计思路可以考虑，即保持建筑总高度不变，在满足各楼层净高的前提下，建筑可以多两层（利用净高累计减幅9m），可增加建筑面积约4.4%，可产生一定的经济效益。所以综合考虑，采用箱形钢楼盖主梁的结构方案的经济性不一定差，这需要日后做更多的研究和论证。

4　结  论

本文基于箱形梁截面性能优越、自身刚度大的特点，尝试在超高层混合框架-钢筋混凝土核心筒（混合）结构中将其作为楼盖主梁，初步探讨解决因（超）高层建筑带有结构加强层而引起结构问题的方法。通过对实际工程——海南大厦主楼的不同结构方案的对比，可以得出以下主要结论：

（1）使用传统伸臂桁架和周围桁架加强层及工字形钢楼盖主梁的海南大厦主楼，结构竖向刚度变化不均匀，加强层引起明显的刚度突变，结构存在薄弱层。

（2）采用箱形钢楼盖主梁方案的海南大厦主楼，在多遇地震作用下的结构设计控制指标与原带加强层结构的设计方案基本一致，而且结构竖向刚度变化均匀，结构未出现有薄弱层，有效而又可靠地解决了因设置加强层而产生的薄弱层以及结构刚度和内力突变的问题。在罕遇地震下，采用箱形钢楼盖主梁方案的海南大厦主楼的设计指标依然满足设计规范要求。

（3）采用箱形钢楼盖主梁方案的超高层建筑，在满足建筑使用净空高度的条件下，可以降低结构层高从而降低建筑高度，或者保持需要高度而增加部分建筑面积，进而带来较好的经济效益。

（4）箱形钢楼盖主梁在超高层混合框架-钢筋混凝土核心筒（混合）结构方面的应用研究值得继续开展。

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