北京炼焦化工厂能源研发科技中心位于北京市朝阳区化工路南, 东侧为半壁店东二路西, 南侧为半壁店东一路, 总用地面积为43 724m²。本项目使用性质为科研研发用房, 地上分为1号楼、2号楼、3号楼、4号楼四个主体, 地下两层为整体大底盘。1号楼、2号楼、4号楼建筑高度均为58.35m, 3号楼建筑高度为23.20 m, 均采用钢筋混凝土框架-剪力墙结构。1号连廊、2号连廊为钢框架结构形式, 一端均采用固定铰支座与3号楼连接, 另一端采用限位滑动铰支座分别与2号楼、4号楼连接, 保证水平地震作用下连廊不滑落且不影响两端主楼的相对变形。项目效果图见图1。

　　 1号楼包括A区、B区、中庭C区和屋顶装饰架四部分 (图2) , 整体平面为L形, 极易成为超限结构, 本文对1号楼设计思路、中庭C区和屋顶装饰架结构设计方案进行说明。中庭C区为两片单层索网玻璃幕墙, 位于A区、B区之间的转角处。A区、B区为框架-剪力墙结构, 建筑高度为58.35m, 柱距8.4m×8.4m, 地上14层, 首层层高5.5m, 2层层高4.5m, 3层及以上层高3.9m。

　　 主体结构设计使用年限为50年, 设计基准期50年的基本风压为0.45kN/m², 基本温度为-13～36℃。

　　 建筑抗震设防类别为标准设防类, 抗震设防烈度为8度, 设计基本地震加速度为0.20g, 设计地震分组为第一组, 场地类别为Ⅲ类, 特征周期为0.45s。

　　 1号楼2层结构平面布置见图3。平面上B区相对A区, 南侧凸出42m形成L形, 北侧凹进9.8m。C区两片单层索网幕墙的一端与A区相连, 其中一片的另一端与B区不能直接连接, 需单独设置支承结构;屋顶装饰架在B区、C区北部悬挑9.4m。

　　 在方案阶段, 根据建筑师要求1号楼采用不分区整体设计, 即1号楼按连体结构进行设计。结构平面为L形, 极易出现扭转。根据建筑使用功能要求, 核心筒剪力墙位置不可调整, 其余剪力墙均位于平行于A区、B区短边的最端部, 且位置不可调整, 只可以通过改变剪力墙洞口布置形式调整结构刚度。在调整方案过程中尽量增大内部核心筒剪力墙洞口、减小外围剪力墙洞口大小来增大结构抗扭刚度, 但经过调整结构扭转位移比依然很大。

　　 分析可知, 结构存在如下超限不规则项:1) 扭转不规则, 考虑偶然偏心的扭转位移比大于1.4;2) 偏心布置, 偏心率大于0.15;3) 凹凸不规则, 平面凹凸尺寸大于相应边长30%;4) 楼板不连续。因此, 1号楼为超限高层连体结构。

　　 连体结构受力特点要求A区、B区动力特性接近, 第一周期平动方向一致, 且作为连体的C区结构或横跨A区、B区的屋面装饰架刚度足够大, 可以协调A区、B区的整体变形。由于A区、B区结构长宽高均相同, A区平面上旋转90°即与B区构件布置形式相同。为达到A区、B区第一周期平动方向一致的效果, 仅通过调整剪力墙洞口设置, 使A区、B区两个方向的结构刚度接近, 且各方向层间位移角满足规范要求, 结构上难以实现。C区索网刚度小, 为协调A区、B区的整体变形, 只能依靠增大索网支承构件或顶部装饰架的刚度来实现。刚度增大必然使得结构高度或构件尺寸加大, 这将不能达到索网幕墙和屋面装饰架尽量通透轻盈的建筑效果, 同时由于平面上B区相对A区北侧凹进9.8m, 索网支承构件和顶部装饰架与B区的可连接宽度较小, 不能有效传递水平刚度。

　　 综上所述, 1号楼难以实现不分区的整体设计。将中庭C区与A区、B区在地上通过结构缝分开。结构缝位置见图3。设置独立的巨型框架作为C区索网幕墙的支承结构, 与A区、B区无连接。屋顶装饰架也在相应位置设置结构缝, 分为横跨A区、B区的大跨度装饰架和B区端部悬挑装饰架, 且相互之间无连接。横跨A区、B区的大跨度装饰架采用一端固定、一端限位滑动的铰支支座, 滑动支座位移限值大于A区、B区两个结构单元在大震作用下的最大相对位移值。通过以上结构缝和滑动支座的设置, A区、B区、C区成为独立单体, 可分别进行结构设计。

　　 1号楼A区、B区为框架-剪力墙结构, 针对8度区采取如下措施保证剪力墙墙肢设计安全:1) 8度多遇地震作用下, 确保墙肢均不超筋, 允许部分连梁超筋, 并确保墙肢及连梁在7度多遇地震作用下均不超筋;2) 8度多遇地震作用下, 确保连梁在两端铰接情况下墙肢不超筋, 层间位移角不超过规范限值1/800;3) 8度罕遇地震作用下, 弹塑性层间位移角不超过规范限值1/100。

　　 中庭结构高度45.1m, 平面尺寸为28.2m×21.8m, 中庭南北两侧为通高的单层索网玻璃幕墙, 顶部为玻璃顶。中庭地面以上通过结构缝与主体结构分开。分析其结构受力特点, 采用格构柱与钢桁架梁形成巨型框架结构作为索网幕墙的支承。由于建筑对巨型框架的外立面效果有较高要求, 对10个方案 (表1和图4) 进行了比较, 为结构构件设置的合理性提供有力的理论依据。其中三肢格构柱、四肢格构柱的边长均为2.5m。

　　 风荷载体型系数、高度系数及基本风压按《建筑结构荷载规范》 (GB 50009—2012) ^[1]取值, 风振系数按类似工程经验取2.2^[2]。在1.0恒荷载+1.0风荷载+1.0预应力工况作用下, 各方案水平位移计算结果见表2。

　　 通过表2可以看出, 加斜腹杆对增加结构的刚度效果最好, 水平腹杆加密对结构刚度增大效果不明显;无斜腹杆仅有水平腹杆的结构体系中, 水平腹杆弯矩很大, 设计截面很难满足构件强度验算;增加平面内、平面外的水平支撑梁对构件强度和结构抗扭刚度有较大的贡献;四肢格构柱方案结构刚度远大于三肢格构柱方案。综上所述, 采用有斜腹杆, 水平腹杆不加密, 增加平面内、平面外水平支撑梁的四肢格构柱方案。

　　 与建筑师进一步沟通, 建筑师希望减小柱截面, 取消桁架梁斜腹杆。柱截面减小后, 若继续采用格构柱, 结构刚度将难以满足要求, 故改为采用实腹钢管混凝土柱, 柱截面采用1.5m×1.5m。取消桁架梁斜腹杆, 改为空腹桁架梁。比较原格构柱不同方案可知, 水平支撑梁对结构受力非常有利, 同时由于取消了桁架梁斜腹杆, 结构刚度变弱, 水平支撑梁不仅可以提高结构的抗侧刚度, 同时也可为索网提供竖向刚度, 减小空腹桁架竖向变形。在1.0恒荷载+1.0风荷载+1.0预应力工况作用下, 设置一道水平支撑梁的方案a和设置三道水平支撑梁的方案b结构布置示意图见图5, 方案a、方案b的刚度及构件内力如表3所示。

　　 由表3可以看出, 设置三道水平支撑梁的方案b较方案a空腹桁架梁跨中最大水平位移明显减小, 最大水平位移减小约21%, 说明其结构抗侧刚度有明显提高。同时方案b大大减小了实腹钢管混凝土柱、空腹桁架梁的内力, 提高了结构的竖向刚度, 最大竖向位移减小约28%。最终结构设计采用方案b。钢管混凝土柱钢管和空腹桁架梁弦杆材质采用Q345GJC, 其余钢构件材质采用Q345B。主要构件信息如下:钢管混凝土柱截面为1.5m×1.5m (钢管采用□1 500×1 500×50) , 内灌微膨胀细石混凝土C40;空腹桁架梁弦杆截面为□800×800×20×30, □800×800×30×50;空腹桁架梁腹杆截面为□500×500×20, □700×500×50×30;水平支撑梁截面为□600×800×40。在1.0恒荷载+1.0预应力工况作用下, 空腹桁架梁最大竖向位移为34mm, 保证了拉索不松弛, 并满足拉索幕墙变形不大于跨度1/50的要求。

　　 屋顶大跨装饰架跨度为30.35m, 结构高度为2.00m。采用正交平面桁架体系, 布置上下弦双向水平支撑。支座落在A区、B区框架柱顶, 采用一端双向滑动、一端固定铰接的钢支座, 滑动支座位移限值根据A区、B区两个结构单元在大震作用下的最大相对位移确定。B区端部装饰架悬挑长度为9.4m, 结构高度为2.00m。支座落在B区顶部框架梁柱和剪力墙顶, 采用正交平面桁架直接悬挑, 与上下弦双向平面支撑形成类似抽空网架的受力体系, 结构整体性好。支座均采用固定铰支座。屋顶装饰架模型见图6。钢构件材质均采用Q345B。大跨装饰架构件均采用圆钢管, 跨度方向弦杆截面为ϕ299×16, ϕ299×25;悬挑方向弦杆截面为ϕ245×10, ϕ273×16, 腹杆截面为ϕ159×5, ϕ180×12。悬挑装饰架构件均采用圆钢管, 悬挑方向弦杆截面为ϕ245×10, 腹杆截面为ϕ159×6。

　　 大跨装饰架一端采用双向限位滑动铰支座 (ZZ4) , 另一端采用固定铰支座 (ZZ3) (图7、图8) 。经计算, ZZ3最大竖向压力为1 026kN, 水平反力为1 977kN, 竖向拔力为107kN, 选用的固定铰支座规格参数:转动角度限值为0.05, 水平承载力为3 000kN, 竖向承载力为3 500kN, 抗拔承载力为1 600kN。ZZ4最大竖向压力为1 096kN, 竖向拔力为84kN, X向最大位移26mm, Y向最大位移115mm。罕遇地震作用下A区、B区弹塑性层间位移角远小于1/120, 滑动支座位移限值取值时, 偏安全考虑取A区、B区弹塑性层间位移角为1/120, 同时考虑存在相对移动, 两方向的支座滑动量均取为±500mm。选用双向限位滑动铰支座规格参数如下:支座转动角度限值为0.05, 竖向承载力为3 500kN, 抗拔承载力为1 400kN。

　　 考虑几何和材料双非线性的弹塑性全过程分析, 在1.0恒荷载+1.0活荷载工况作用下, 采用有限元软件ANSYS对结构进行了整体稳定性分析, 计算分析结果见图9、图10, 其中荷载倍数为所施加荷载与1.0恒荷载+1.0活荷载的比值。大跨度装饰架和悬挑装饰架的稳定承载力安全系数分别为5.6和4.7, 满足《空间网格结构技术规程》 (JGJ 7—2010) ^[3]规定的结构稳定承载力安全系数不小于2.0的要求。

　　 悬挑装饰架支座布置如图11所示, 后排支座 (ZZ6) 承受拉力, 前排支座 (ZZ5) 承受压力。计算任一ZZ6支座失效的工况下, 结构的刚度和强度是否满足安全要求。失效1～7工况对应的失效支座如图12所示, 各失效工况下, 抗连续倒塌计算结果见表4。

　　 由表4可以看出, 任一ZZ6支座失效的工况下, 桁架最大竖向位移为48mm, 桁架最大应力比为0.59。失效1工况作用下, ZZ6支座的反力最大, 失效2工况作用下, ZZ5支座反力最大, 支座和埋件设计需满足此工况下承载力要求。任一ZZ6支座失效不会引起其余构件的连续失效, 结构不会出现连续倒塌。

　　 (1) 整体平面为L形的1号楼, 地上部分通过结构缝和滑动支座分为A区、B区和中庭C区三个独立的单体, 有效避免了结构多项超限不规则, 有利于结构设计并降低工程造价。

　　 (2) 设置实腹钢管混凝土立柱、空腹钢桁架梁和水平支撑梁形成巨型框架结构作为中庭C区索网幕墙的支承结构, 通过不同方案的分析比较确定合理的构架布置形式。

　　 (3) 横跨A区、B区的大跨屋面装饰架一端采用固定铰接支座, 一端采用双向限位滑动支座, 支座双向可滑移位移限值±500mm, 大于A区、B区罕遇地震作用下的最大相对位移。

　　 (4) 对中庭C区悬挑装饰架进行抗连续倒塌分析, 保证任一受拉支座失效的情况下, 结构构件和其余支座均满足承载力要求。